Современные конструкции малогабаритной пневмоарматуры - Кармугина Б.В., Кисель В.Л., Лазебник А.Г.

Author: Кармугина Б.В. Кисель В.Л. Лазебник А.Г.

Tags: автоматика и телемеханика инженерия конструирование конструирование зданий издательство техника пневоарматура

Year: 1980

Similar

Конструкции высотных зданий

Конструкции гражданских зданий

Конструирование гражданских зданий

Металлические конструкции. Конструкции заданий 2

Text

КОНСТРЛШИИ
-л МАЛОГАБАРИТНОЙ
КОНСТРЛШИИ
-л МАЛОГАБАРИТНОЙ

Б. В. КАРМУГИН
В. Л. КИСЕЛЬ
А. Г. ЛАЗЕБНИК
СОВРЕМЕННЫЕ
КОНСТРУКЦИИ
МАЛОГАБАРИТНОЙ

ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ
ПО ПНЕВМОАРМАТУРЕ
РЕГУЛЯТОРЫ
ДАВЛЕНИЯ
УПЛОТНИТЕЛЬНЫЕ
УСТРОЙСТВА
ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ
КЛАПАНЫ
ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ
КЛАПАНЫ
ПНЕВМОАРМАТУРА (
разового действия.\2-!41^^^ра
ИСПЫТАНИЯ И
ПНЕВМОАРМАТУРЫ
БВКАРМУГИН
ВЛ. КИСЕЛЬ
АТ.ЛАЗЕБНИК
СОВРЕ ННЫ1
КОНСТРУКЦИИ
1МАЛОГАБАРИТНОЙ
ПНЕВМОАРМАТУРЫ
Под общей редакцией Б. В. Кармугина
КИЕВ
«ТЕХН1КД.
19В0
ББК 32.96-04
6Ф6.5
К24
Кармугин Б. В. и др.
К24 Современные конструкции малогаба-
ритной пневмоарматуры/Б. В. Кармугин,
В. Л. Кисель, А. Г. Лазебник; Под ред.
Б. В. Кармугина.— К.: Техшка, 1980.—
295 с., ил.—Библиогр.: с. 290—294.
В пер.: 70 к. 4000 экз.
В книге изложены методы расчета и конструирования
малогабаритной пневмоарматуры: регуляторов давления
прямого действия, электромагнитных н предохранитель-
ных клапанов, арматуры разового действия и блочной
арматуры. Рассмотрены вопросы герметичности уплот-
нительных устройств и оптимизации конструктивных па-
раметров пневмоарматуры. Изложены особенности изготов-
ления и испытания малогабаритной пневмоарматуры, а
также методы оценки надежности ее работы. Предназна-
чена для инженерно-технических работников различных
отраслей промышленности, связанных с проектированием,
производством н эксплуатацией пневмоарматуры, различ-
ных элементов и систем пневмоавтоматики, а также может
быть полезна студентам вузов.
31362—051 J02 8() 2702000000 ББК 32.86—04
п М202(04)-80 6Ф6.5
Рецензенты д-р техн, наук Н. Н. Настенко, В. В. Про-
леев
Редакция литературы по машиностроению и транспорту
Зав. редакцией М. А. Василенко
(С) Издательство «Техшка», 1980
ПРЕДИСЛОВИЕ
XXV съездом КПСС выдвинуты конкретные
задачи по обеспечению всемерного повышения
эффективности производства на базе интенсифи-
кации и комплексной механизации технологи-
ческих процессов, улучшения качества выпус-
каемых машин, оборудования и приборов, повы-
шения их технического уровня, производитель-
ности и безопасности в эксплуатации.
В настоящее время широкое внедрение ав-
томатизации управления производственными
5
процессами во всех отраслях народного хозяй-
ства делает актуальным создание компактных
систем, блоков и элементов управления.
Различные виды пневмоарматуры находят ши-
рокое применение для регулирования потоков
рабочих сред в химической и газовой промыш-
ленности, энергетике и сельском хозяйстве,
авиационной и космической технике, судостро-
ении, в системах автоматизации и управления
производственными технологическими процес-
сами. Арматура является неотъемлемой частью
пневмосистемы. В некоторых производствах
расходы на нее достигают 10-15% капиталь-
ных вложений и эксплуатационных затрат.
Надежность и долговечность работы арматуры
в значительной степени определяет работу всех
систем, в которых она установлена. В связи с
этим большое значение приобретает создание
высоконадежных и экономичных конструкций
пневмоарматуры с минимальными габарито-мас-
совыми характеристиками.
Быстрое развитие техники приводит к ин-
тенсификации производственных процессов.
Расширяются диапазоны давлений, температур,
вибраций, повышается химическая активность
6
рабочих сред. Все это создает определенные
трудности при конструировании пневмоарма-
туры. Разнообразные условия эксплуатации
арматуры, специфичность предъявляемых к ее
работе требований, вопросы надежности, дол-
говечности, большое разнообразие различных
конструкций затрудняют проектантам правиль-
ный выбор пневмоарматуры для тех или иных
конкретных условий работы.
Данные, необходимые разработчикам и экс-
плуатационникам для проектирования и пра-
вильного выбора конструкций малогабаритной
пневмоарматуры, приведены в настоящей книге
В книге рассмотрены основы проектирова-
ния и особенности производства малогабарит-
ных конструкций электромагнитных клапанов,
регуляторов давления, блоков арматуры, ар-
матуры разового действия и предохранитель-
ных клапанов, литературные сведения по кото-
рым отсутствуют или крайне ограничены. Да-
ется анализ преимуществ и недостатков отдель-
ных конструкций пневмоарматуры, приводятся
рекомендации по выбору того или иного типа
арматуры в зависимости от рабочих условий
эксплуатации, на конкретных примерах пока-
7
зан подход к оптимизации и миниатюризации
конструкций пневмоарматуры.
В основу книги положен опыт ряда отечест-
венных предприятий и зарубежных фирм по
проектированию и изготовлению малогабарит-
ной пневмоарматуры, а также результаты не-
которых исследований, выполненных авторами.
Общее редактирование книги выполнено
Б. В. Кармугиным на общественных началах.
Отзывы и пожелания просим направлять по
адресу: 252601, Киев, 1, ГСП, Крещатик, 5, из-
дательство «Техн1ка».
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ
ПО ПНЕВМОАРМАТУРЕ
КЛАССИФИКАЦИЯ
Под пневмоарматурой понимают разнооб-
разные устройства, предназначенные для регу-
лирования и управления потоками газообраз-
ных рабочих сред в зависимости от требований
технологического процесса.
К пневмоарматуре предъявляют целый ряд
требований, таких как прочность, герметичность,
коррозионная стойкость, надежность и долго-
вечность работы, взрывобезопасность и т. д.
Прочность пневмоарматуры определяется в ос-
новном рабочим давлением и температурой,
которые могут изменяться в широком диапазоне
в зависимости от технологии производства. С
целью стандартизации и унификации арматуры
принята определенная система условных давле-
ний ру. Условное давление учитывает как рабо-
чее давление, так и рабочую температуру и соот-
ветствует допустимому для данного изделия ра-
бочему давлению при нормальной температуре.
Арматура, работающая при высоких темпера-
турах рабочей среды, имеет допустимые рабочие
давления ниже, чем условные, так как с повыше-
нием температуры механические свойства кон-
струкционных материалов ухудшаются. Допус-
кается превышение фактического рабочего дав-
ления над указанным в документации до 5%.
Основным параметром пневмоарматуры яв-
ляется диаметр условного прохода Dy — номи-
нальный внутренний диаметр трубопровода^- на
котором устанавливают данную арматуру. Сле-
дует иметь в виду, что различные типы (Пневмо-
арматуры при одном и том же диаметр услов-
ного прохода могут иметь разные проходные
сечения.
Присоединение пневмоарматуры к трубо-
проводу или какому-либо объекту может быть
разъемным (фланцевое, муфтовое, цапковое) и
неразъемным (сварное, паяное). Некоторые спо-
собы присоединения арматуры показаны на
ю
рис. 1. Преимуществом разъемного присоединения
является возможность многократного монтажа
и демонтажа пневмоарматуры с целью ее замены,
ремонта и проведения профилактических ра-
е
Рис. 1. Способы присоединения арматуры:
а—сварное; б — штуцерио-ниппель ное с торцевым уплотнением;
в — штуцерно-ниппельное с радиальным уплотнением; г — шту-
церное соединение по наружному конусу; д — штуцерное соеди-
нение по внутреннему конусу; е — фланцевое соединение типа
«шип — паз».
бот. Однако в условиях действий вибраций,
частой смены температур возникает опасность
ослабления затяжки резьбовых соединений с по-
следующей потерей герметичности. Кроме того,
при разъемном присоединении пневмоарматуры
11

увеличиваются ее габаритные размеры и масса.
Поэтому для подобных условий эксплуатации,
а также при проектировании пневмоарматуры
для взрывоопасных, токсичных и радиоактивных
сред более надежным является сварное при-
соединение.
Размеры и форма внутренних полостей
пневмоарматуры существенно влияют на гид-
равлическое сопротивление прохождению среды.
Одним из показателей, по величине которого
судят о гидравлическом сопротивлении пневмо-
арматуры, является безразмерный коэффициент
гидравлического сопротивления. Он представ-
ляет собой коэффициент пропорциональности
между перепадом давления, потерянного на
пневмоарматуре, и скоростным напоро^.
Коэффициент гидравлического сопротивле-
ния пневмоарматуры зависит от геометрии ка-
нала, вязкости, скорости потока и агрегатного
состояния рабочей среды. Обычно учитывают
лишь первые три показателя. Значения коэффи-
циентов гидравлического сопротивления дос-
таточно точно можно определить только экспе-
риментальным путем. Максимальной площади
проходного сечения арматуры, т. е. полному ее
открытию, соответствует минимальное значение
коэффициента гидравлического сопротивления.
В настоящее • время отсутствуют стандарты
на общую классификацию арматуры. Предла-
гаемая авторами классификация помогает на
12
практике систематизировать и классифициро-
вать различные типы и конструкции арматуры.
Арматуру классифицируют по следующим
основным признакам: назначению, размерам
диаметра условного прохода, условным давле-
ниям, температурному режиму работы, агре-
гатному состоянию рабочей среды.
По назначению арматуру подразделяют на
шесть классов:
1) запорная—предназначенная для перио-
дического или разового перекрытия потока
среды;
2) регулирующая — применяемая для регу-
лирования рабочих параметров потока среды
(расхода, давления, температуры, состава);
3) предохранительная — предназначенная
для ограничения рабочих параметров и предот-
вращения обратного потока среды;
4) контрольная — определяющая наличие
или уровень среды;
\/ 5) комбинированная (блочная) — содержа-
щая в своем составе несколько единиц одинако-
вых или различных типов арматуры;
6) разная — применяемая для различных
операций, например для отвода одной из фаз
среды (конденсатоотводчики, вантузы, масло-
отделители и др.).
Тенденция к повышению производитель-
ности и миниатюризации систем и агрегатов
привела к созданию комбинированной арматуры
13
и необходимости выделения ее в отдельный
класс.
Вначале создавались запорно-регулирующие
клапаны. Затем стали появляться устройства,
представляющие комбинации обратного и предо-
хранительного клапанов, регулятора и предохра-
нительного клапана, разрывных мембран с регу-
ляторами и предохранительными клапанами.
Основными преимуществами комбинирован-
ной арматуры являются повышение плотности
монтажа и уменьшение габаритных размеров и
массы систем и агрегатов; повышение надежнос-
ти и уменьшение трудоемкости при монтаже,
обслуживании и ремонте. Некоторые особен-
ности проектирования блочной арматуры рас-
смотрены в гл. 6. j
По принципу действия пневмоарматуря мо-
жет быть управляемой и автоматической. В уп-
равляемой рабочий цикл происходит по соответ-
ствующим командам. К автоматической отно-
сится арматура, рабочий цикл которой совер-
шается самой рабочей средой без каких-либо
посторонних команд.
В зависимости от направления потока рабо-
чей среды после его прохождения через пневмо-
арматуру последнюю можно подразделить на
проходную и угловую. В угловой пневмоарма-
туре, в отличие от проходной, поток среды изме-
няет направление своего движения на выходе
по сравнению с направлением на входе.
14
По способу уплотнения подвижного соеди-
нения, образованного штоком (шпинделем), пе-
редающим усилие от привода, и крышкой или
корпусом пневмоарматуры, она подразделяется
на сальниковую, сильфонную, мембранную и
шланговую. Весьма перспективной является
бессальниковая пневмоарматура с бесконтакт-
ным и встроенным во внутрь приводом.
Не все конструкции пневмоарматуры могут
нормально работать, будучи установленными
в системе в любом положении. В зависимости
от установочного положения различают пневмо-
арматуру, которая может устанавливаться в лю-
бом положении, в горизонтальном, приводом
или крышкой вверх, и только в вертикальном.
Имеется еще ряд критериев, по которым
классифицируют пневмоарматуру. Так, напри-
мер, в зависимости от конструкции присоедини-
тельных патрубков пневмоарматура подразде-
ляется на фланцевую, муфтовую, цапковую,
штуцерную и под приварку. Исходя из рабочего
ресурса, различают пневмоарматуру многора-
зового и одноразового действия (пироклапаны,
прорывные мембраны и др.). Кроме того, име-
ется еще более узкая классификация каждого
класса арматуры по назначению.
В последнее время в технической литературе
все чаще встречается определение «малогабарит-
ная конструкция». Помимо общих требований
к изделию это понятие предопределяет и жесткие
16
требования по габарито-массовым характерис-
тикам, которые во многих случаях являются
определяющими. Говоря о малогабаритной пнев-
моарматуре нельзя критериями в определении
названия таких конструкций сделать какие-либо
ограничения по диаметру условного прохода,
массе или габаритным размерам арматуры. В
дальнейшем будем понимать под малогабарит-
ной пневмоарматурой такие конструкции, к ко-
торым предъявляются повышенные требования
по габарито-массовым характеристикам, энерго-
потреблению и надежности.
ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
Условия работы малогабаритной пневмоар-
матуры характеризуются влиянием разнообраз-
ных факторов. Основными из них являются сле-
дующие: давление, температура и свойства ра-
бочей среды, параметры окружающей среды (тем-
пература, давление, влажность, химическая и
радиационная активность и др.), различные виды
механических воздействий. Кроме условий, ка-
сающихся рабочей и окружающей среды, имеется
еще ряд условий, которые также в значительной
степени определяют тип и конструкцию пневмо-
арматуры, влияют на ее надежность и срок служ-
бы. Сюда можно отнести требования гарантий-
ного ресурса и периодичность срабатывания,
гидравлическое сопротивление, способ управ-.
16
ления арматурой и тип привода, герметичность
разъемных и сварных соединений, показатели
надежности, габаритные и массовые ограниче-
ния.
Выбор конструкции пневмоарматуры явля-
ется ответственным этапом проектирования. Он
должен производиться на основе полных и точных
данных, определяющих требуемые параметры
арматуры. Для правильного выбора конструк-
ции арматуры необходимо иметь полные данные
о системе, где должна быть установлена ар-
матура, о назначении арматуры и условиях ее
работы.
Выбранная конструкция должна быть опти-
мальной и наиболее полно отвечать всем техни-
ческим и экономическим требованиям, предъяв-
ляемым к арматуре.
Технические требования, которые предъявля-
ются к малогабаритной пневмоарматуре, услов-
но можно разделить на автономные и схемные
[65].
Автономные представляют собой непосредст-
венные требования к пневмоарматуре, не свя-
занные с ее применением в той или иной системе.
К таким требованиям можно отнести обеспече-
ние: герметичности затвора, разъемных и свар-
ных соединений; заданных рабочих параметров;
требуемых гидравлических характеристик; кор-
розионной стойкости материалов в рабочей
и окружающей средах; гарантийного срока
17
хранения и работы; надежности, взрывобезопас-
ности; технологичности изготовления. При этом
должны выполняться также требования, предъяв-
ляемые к габарито-массовым характеристикам.
Автономные требования учитываются при
расчете и конструировании пневмоарматуры без
анализа взаимосвязи ее функционирования с
другими клапанами, агрегатами и элементами
систем.
Схемные требования определяются взаимо-
влиянием функционирования пневмоарматуры
и других клапанов, агрегатов и элементов си-
стемы. Эти требования появляются при комп-
лексном рассмотрении и анализе работы всей
арматуры и других агрегатов, установленных
в системе. При этом необходимо учитывать по-
следовательность и особенность их работы. Дать
общие определения схемных требований невоз-
можно, так как для каждой конкретной системы
они строго индивидуальны. Взаимное влияние
работы пневмоарматуры и других агрегатов си-
стемы может происходить, например, через об-
щие трубопроводы и емкости. Особенно это влия-
ние сказывается в блоках пневмоарматуры, где
объем между клапанами, как правило, очень мал.
Испытания пневмоарматуры на соответствие
схемным требованиям должны проводиться не-
посредственно в составе системы или при тща-
тельном ее моделировании на специальном
стенде.
18
При выборе конструкции пневмоарматуры
необходимо учитывать ее экономичность. Эко-
номичность следует рассматривать комплексно,
учитывая не только затраты, связанные с ее
изготовлением, но и стоимость эксплуатацион-
ного обслуживания, а также влияние пневмоар-
матуры на экономические показатели всей си-
стемы или производства.
Оптимизация конструкции является наибо-
лее ответственным и сложным этапом расчета
при проектировании любого изделия. Оптими-
зацию конструкции пневмоарматуры целесооб-
разно проводить по силам, действующим в них
при перемещении запорного органа [52]. Умень-
шение действующих на запорный орган сил поз-
воляет повысить ресурс и надежность работы
конструкции и значительно снизить ее габарито-
массовые характеристики, потребляемую при-
водом мощность и стоимость. Расчеты показыва-
ют, что в большинстве конструкций пневмоар-
матуры развиваемое приводом усилие значитель-
но превышает минимально необходимое.
Из анализа действующих в пневмоарматуре
сил, к которым относятся неуравновешенные га-
зодинамические силы, инерционные силы, силы,
затрачиваемые на герметизацию затвора и дру-
гие, видно, что эти силы могут быть уменьшены
вследствие изменений всей конструкции или от-
дельных ее элементов. Оптимальной является
конструкция, в которой силы нагрузки сведены
19
к минимуму, а силовые характеристики привода
согласованы с суммарной, характеристикой на-
грузки.
Энергопотребление в оптимальной конструк-
ции пневмоарматуры должно быть минимальным.
Для большинства конструкций, работающих в
режиме «включено — выключено», полезно за-
траченной можно считать только ту энергию,
которая потребляется для изменения положения
рабочего органа. Например, в электропневмо-
клапанах (ЭПК) перемещение запорного органа
происходит в течение очень малого промежут-
ка времени (порядка 5 ..20 мс). Однако, если в
крайнем положении запорный орган может на-
ходиться продолжительное время и при этом
магнит находится под током, то в этом случае
практически вся потребляемая энергия идет на
тепловые потери. Такая конструкция не явля-
ется оптимальной. Оптимальной в данном слу-
чае, с точки зрения энергопотребления, будет
конструкция двухпозпционного ЭПК с поляри-
зованным постоянным магнитом или с механи-
ческой фиксацией запорного органа. В таких
конструкциях энергия потребляется практиче-
ски только для изменения положения запорного
органа, а в обесточенном состоянии запорный
орган удерживается постоянным магнитом или
механической защелкой.
Для повышения надежности работы пнев-
моарматуры при ее расчете и конструировании
20
вводятся определенные коэффициенты запаса.
Однако при этом следует иметь в виду, что повы-
шение надежности одного узла или параметра
пневмоарматуры может снижать надежность дру-
гих параметров или узлов. Например, увеличе-
ние усилия уплотнения в затворе клапана с
целью повышения надежности герметизации
приводит к увеличению ударных нагрузок, в
результате чего происходит ускоренное разру-
шение уплотнительных элементов затвора и
уменьшается ресурс его работы.
Оценку совершенства конструкций пневмо-
арматуры и их сравнительный анализ можно
провести с помощью критериев, являющихся
аналогами КПД для пневмоарматуры [7]. Об-
щим условным КПД клапана считают отноше-
ние наименьшей работы, необходимой для пе-
ремещения исполнительного органа, к фактиче-
ски затраченной работе. Сравнение конструк-
ции пневмоарматуры различных типов можно
провести, используя критерий совершенства,
отражающий их удельную массу:
7С,п = т + а^£>у(Др)1/2,
где т — масса пневмоарматуры; а — массовый
эквивалент мощности; N — подводимая мощ-
ность; Dy— диаметр условного прохода; Др —
рабочий (максимальный) перепад давлений.
ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Материалы для малогабаритной пневмоар-
матуры должны отвечать определенным требо-
ваниям, которые зависят от условий работы
пневмоарматуры, ее конструктивных особеннос-
тей и технологии изготовления. Нередко для
деталей сложной конструктивной формы требу-
ется использование материалов с определенными
технологическими свойствами, позволяющими
изготавливать детали механической обработкой,
ковкой, литьем или сваркой. Поэтому в основе
выбора материалов для пневмоарматуры лежит
комплексная оценка их свойств, удовлетворяю-
щих как условиям эксплуатации, так и изготов-
ления деталей и узлов арматуры. Оценивая тех-
нологичность деталей пневмоарматуры, необ-
ходимо учитывать серийность ее изготовления.
При массовом производстве технологичность
конструкций деталей становится одним из ос-
новных требований.
К материалам пневмоарматуры предъяв-
ляются такие требования как коррозионно-эро-
зионная стойкость в рабочей и окружающей
среде в течение заданного срока службы, высо-
кие механические свойства (прочность, пластич-
ность, ударостойкость), сопротивление схватыва-
нию и износу.
При выборе материала с точки зрения кор-
розионной стойкости и устойчивости против эро-
22
зии решающее значение имеют параметры рабо-
чей и окружающей среды и условия работы дета-
лей пневмоарматуры. Здесь необходимо учиты-
вать химическую активность среды, рабочее дав-
ление и температуру, загрязненность и скорость
прохождения среды. Особенно тщательно сле-
дует подходить к выбору материалов для одного
из наиболее ответственных и уязвимых узлов
пневмоарматуры — затворов, где протекают са-
мые активные процессы коррозионно-эрозион-
ного разрушения.
Следует учитывать изменение характеристик
материалов с изменением температуры. Повы-
шение температуры, как правило, снижает проч-
ностные характеристики металлов, а пониже-
ние — вызывает повышение прочностных и сни-
жение пластических характеристик. Необходимо
обращать внимание на правильность выбора ма-
териалов деталей, соприкасающихся при взаим-
ном перемещении, учитывая коэффициенты их
линейного расширения. При неправильном вы-
боре ма-^риалов может произойти заклинивание
подвижных деталей пневмоарматуры.
Одной из причин отказов при эксплуатации
пневмоарматуры является схватывание (задиры)
сопряженных поверхностей деталей при взаимном
перемещении под нагрузкой. Поэтому важной
характеристикой материала являются его ан-
тифрикционные свойства, определяемые способ-
ностью материала сопротивляться схватыванию
23
и износу. Степень такого разрушения зависит
от поверхностной твердости контактирующих
металлов и величины тепломеханических на-
пряжений, вызванных удельными нагрузками
и температурой. При сухом трении сопротивле-
ние схватыванию двух различных металлов оп-
ределяет металл, имеющий меньшую стойкость
против схватывания.
Повышенный износ материала вызывает из-
менение характера сопряжения деталей и может
привести к потере прочности детали и ее функцио-
нальных характеристик. Высокий коэффициент
трения вызывает возрастание потерь на трение
и соответственно возрастание усилий для управ-
ления пневмоарматурой, что увеличивает массу
привода и арматуры в целом.
Корпус является основной и наиболее на-
груженной деталью пневмоарматуры. Материал
корпуса и крышки должен обладать однород-
ностью структуры и ее стабильностью при рабо-
чих температурах, достаточной жаропрочностью,
необходимыми механическими и техцрлогиче-
скйми характеристиками. Он выбирается в зави-
симости от рабочих параметров среды и ее
агрессивности. В пневмоарматуре, присоединяе-
мой к системе путем сварки, состав и свойства
материала корпуса должны быть близки к мате-
риалу трубопроводов. Так как материал, из ко-
торого изготовлен корпус существенно влияет на
массовые характеристики арматуры, в некоторых
24
случаях (при жестких ограничениях массы) ис-
пользуются легкие металлы и сплавы, которые
могут значительно отличаться от материала тру-
бопроводов. Тогда приварку корпуса к трубо-
проводу обычно осуществляют через промежу-
точную втулку, материал которой выбирают
в зависимости от материала корпуса и трубо-
провода.
Шток (шпиндель) испытывает различного
рода напряжения сжатия, изгиба, кручения
и работает в условиях постоянного или перио-
дического трения с направляющей или резьбовой
втулкой. Материал штока должен иметь ста-
бильные механические свойства, высокое сопро-
тивление релаксации, достаточные коррозион-
но-эрозионную стойкость и антифрикционные
свойства.
Выбирая конструкцию и материалы затвора
следует учитывать требуемую герметичность, па-
раметры и агрессивность рабочей среды, ресурс
и частоту срабатывания затвора, загрязненность
среды механическими примесями, преобладает
ли открытое или закрытое рабочее положение,
гарантийный срок работы, габарито-массовые
ограничения к пневмоарматуре.
Для изготовления деталей малогабаритной
пневмоарматуры применяются нержавеющие,
легированные и углеродистые стали, алюминие-
вые сплавы, титан и его сплавы, цветные метал-
лы и сплавы, пластмассы, различные марки резин
25
и другие материалы. Марки, механические ха-
рактеристики и рекомендации по применению
некоторых наиболее широко применяемых ле-
гированных конструкционных сталей приведены
в табл. I.
При конструировании подвижных пар, со-
единений и узлов из нержавеющей стали и дру-
гих материалов с низким сопротивлением схва-
тыванию следует стремиться обеспечить возврат-
но-поступательное, а не вращательное движение
штока или какой-либо другой подвижной де-
тали. При возвратно-поступательном перемеще-
нии повышается работоспособность пары тре-
ния, так как местная деформация трущихся по-
верхностей в этом случае меньше. Кроме того,
такое перемещение обеспечивает вынос продук-
тов износа из зоны трения.
Склонны к схватыванию, например, сочета-
ния одноименных сталей 12X18HI0T, 14Х17Н2,
10X17HI3M2T, а также сочетания 12X18HI0T-
14XI7H2, 14Х17Н2-20Х13, 20Х13-сталь 20. Для
предотвращения схватывания целесообразно в
парах трения применять смазку (графитную,
дисульфидмолибденную).
Алюминиевые сплавы находят широкое при-
менение в конструкциях малогабаритной пнев-
моарматуры, работающей при температурах от
193 до 373 К. С повышением температуры проч-
ность алюминиевых сплавов быстро снижается
(например, при 473 К сгв и от примерно в 1,5
26
раза меньше, чем при 293 К). Антифрикцион-
ные свойства алюминиевых сплавов весьма низ-
кие, поэтому следует избегать их применения в
узлах трения. При необходимости использования
в конструкции алюминиевых сплавов в качестве
материала корпуса, крышки и других деталей,
имеющих поверхности трения, пневмоарматуру
следует проектировать в композитном исполне-
нии, выполняя трущиеся детали из совместимых
в коррозионном и антифрикционном отношении
материалов. Наиболее широкое применение для
изготовления деталей малогабаритной пневмо-
арматуры находят алюминиевые сплавы марок
АЛ2, АЛ8, АД1, АМгб, АК8, АМг515.
Титан и титановые сплавы ВТ 1-0, ВТ1-1, ВТ5,
ВТЗ-1, ОТ4 благодаря их высоким механическим
характеристикам, высокой коррозионной стой-
кости и относительно малой плотности (напри-
мер, для титана р = 4,5 г/см3) широко при-
меняются в конструкциях малогабаритной пнев-
моарматуры. Однако титан и его сплавы имеют
низкие антифрикционные свойства и склонность
к задиранию при трении. Коэффициент трения
титана достигает 0,5—0,6, нагрузка схватыва-
ния не превышает 50... 120 Н/смг, а износостой-
кость на один-два порядка ниже, чем у других
металлов. Титан быстро наволакивается при
трении, отличается плохой адсорбцией смазок
и значительно дороже легированных конструк-
ционных сталей. С целью повышения антифрик-
27
1. Механические
S <У
S S 5 Л
о о о О) OJ о о о
Марка стали S’ К S теку» 'м2 g •5 J3 к S
Предел %. МН, Предел <гт, МН/ Относит неиие 5, S о - Bg о § Ударна; кН*
40Х 980 830 10 45 590
20X13 830 630 10 50 590
30X13 880 680 10 35 490
40X13 1080 880 12,5 32 290
14Х17Н2 1080 880 10 50 490
12Х18Н10Т 540 190 40 55 1960
10Х17Н13М2Т 540 210 40 55 1470
10X17H13M3T 540 210 40 55 1470
О7Х21Г7АН5 690 360 35 45 880
65Г 980 780 8 30
60С2 1280 1180 5 25 240
60С2А 1570 1370 5 20 390
* Значения получены для термически обработанных образцов.
28
свойства сталей*
Твердость НВ (ориентировочная), Допустимые пределы тем- пературы, °C Изготовляемые детали
* от До
3140 —40 +450 Оси, силовые детали приводов
2940 2650 —40 —40 +450 +450 1 Штоки, корпуса и другие детали > для работы в средах слабой аг- ) рессивности
4520 —40 +450 Детали высокой твердости, пружи- ны
3250 —70 +350 Детали для работы в средах сред- ней агрессивности
— —253 +600 Детали для работы в агрессивных средах, пружины из нагартованной проволоки
— —2$) —200 +600 +600 1 Детали для работы в морской > воде и средах повышенной агрес- J сивности
—• —253 +300 Высокопрочные детали для работы в условиях глубокого холода
2870 3680 3680 —40 —60 —60 +250 +250 +250 1 Пружины и пружинные шайбы > для работы в неагрессивных сре- ) дах
29
ционных свойств титана и его сплавов приме-
няется множество гальванических, химико-тер-
мических и других методов обработки поверх-
ности (оксидирование, иодирование, хромиро-
вание, никелирование, альфирование, азотиро-
вание).
Пневмоарматура из титановых сплавов стой-
ка в атмосферных условиях, пресной и морской
воде, различных агрессивных средах, пригодна
для работы при низких и повышенных темпера-
турах. Однако в средах, находящихся под дав-
лением и содержащих более 30% кислорода,
титан способен самовозгораться даже при нор-
мальной температуре.
Проектируя детали из титановых сплавов
следует избегать резких переходов, выточек,
подрезов из-за их высокой чувствительности
к концентраторам напряжений. Механические
свойства титановых сплавов значительно ухуд-
шаются с повышением температуры.
Латуни в арматуростроении применяются
для изготовления фасонных отливок корпусов
и крышек (латуни марок ЛК 80-ЗЛ, ЛС 59-1Л),
штоков, ходовых гаек, втулок (латуни марок ЛС
59-1, ЛМц С58-2-2, ЛК 80-3, Л62). С понижением
температуры механические свойства латуни по-
вышаются, что делает их незаменимым материа-
лом для пневмоарматуры, работающей при пони-
женных температурах. Латунь марки ЛЖМц
59-1-1 применяется для изготовления различных
30
деталей пневмоарматуры, работающих в услови-
ях низких температур (до 77 К).
Бронза имеет обычно более высокие механи-
ческие свойства, чем латунь, и применяется для
изготовления корпусов, штоков, ходовых гаек,
втулок, деталей приводов арматуры. Оловян-
ные бронзы обладают высокими прочностными
и антифрикционными свойствами, устойчивы
против атмосферной коррозии. Алюминиевые
бронзы отличаются высокой коррозионной стой-
костью вследствие образования на сплаве плотных
пленок смеси окислов меди и алюминия. Брон-
за марки Бр. АЖМц 10-3-1,5 применяется для
изготовления деталей, работающих в диапазоне
температур от 93 до 573 К. Детали арматуры,
работающие и морской воде, изготавливают из
бронзы марки Бр.ОЦ 10 2 и разработанной
в последнее время алюминиево-железо-пикель-
маргатшовистой бронзы Бр.АЖНМц 9-4-4-1,не
подверженной избирательной коррозии и име-
ющей хорошие прочностные характеристики.
Неметаллические конструкционные материа-
лы используются как для изготовления отдель-
ных деталей и различных уплотнительных эле-
ментов пневмоарматуры, так и для защиты
внутренних поверхностей корпусных деталей,
соприкасающихся с коррозионными средами.
Широкое применение эти материалы находят
в электроприводной пневмоарматуре в качестве
электроизоляционных материалов.
31
Фторопласт-4 и его сополимеры по химиче-
ской стойкости превосходят почти все материа-
лы. Он не смачивается водой, не набухает, име-
ет очень высокие диэлектрические характерис-
тики и низкий коэффициент трения. Фторопласт-
4 широко применяется в конструкциях пневмо-
арматуры, работающей в диапазоне температур
от 78 до 523 К для изготовления прокладок, уп-
лотнительных элементов затворов, сильфонов,
мембран и различных деталей электроаппара-
туры.
Фторопласт-3, капрон (капролактам), поли-
этилен, винипласт и некоторые другие виды
пластмасс находят ограниченное применение.
Очень широкое применение в конструкциях
малогабаритной пневмоарматуры в качестве уп-
лотнительных элементов находят различные мар-
ки резин. Эффективность применения резины
обусловлена ее высокой эластичностью, что поз-
воляет значительно уменьшить требуемое для
уплотнения усилие, и соответственно массу, га-
баритные размеры пневмоарматуры, а также
обеспечить хорошую герметичность соедине-
ния при незначительной трудоемкости изготов-
ления.
В арматуростроении применяются различ-
ные марки резины, имеющие разные упруго-ре-
лаксационные, диффузионные, физико-механи-
ческие, физико-химические, термофизические,
электротехнические и другие свойства.
32
В зависимости от условий работы деталей
пневмоарматуры резина должна удовлетворять
одному или нескольким требованиям [22]:
1) упруго-релаксационным — параметрам ре-
лаксации, статистическим и динамическим мо-
дулям упругости, внутренним и внешним поте-
рям на трение, ’ жесткости;
2) прочностным — разрывной, временной цик-
лической и поверхностней прочности (износо-
стойкости);
3) теплофизическим -— теплоемкости, теплопро-
водности, температуропроводности, тепловому
расширению, объемной сжимаемости;
4) электрическим — диэлектрическим потерям,
диэлектрической постоянной, объемной проводи-
мости, прочности на пробой;
5) адгезионным — достаточной прочности связи
резины с металлом или сопротивлением прили-
панию, малой зависимости коэффициента тре-
ния от продолжительности контакта и др.
Кроме того, резина должна обладать стой-
костью к действию физических, химических, фи-
зико-химических и механо-химических факто-
ров, вызывающих обратимые и необратимые
изменения в материале (морозостойкость, масло-
стойкость, водо- и газостойкость, температуро-
стойкость, химическая и радиационная стой-
кость, озоностойкость и др.).
Как правило, существующие марки резин не
удовлетворяют всем предъявляемым к ним тре-
2 о-зо
33
бованиям по максимальным параметрам. По-
этому в зависимости от ответственности резино-
вой детали следует удовлетворять одному или
нескольким из указанных требований, которые
являются определяющими для пневмоарматуры.
Остальные требования, как правило, могут быть
удовлетворены различными конструктивными
решениями при проектировании пневмоарма-
Хуры.
УПЛОТНИТЕЛЬНЬЕЕ
УСТРОЙСТВА.
I
ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ
НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ УПЛОТНЕНИЙ
Для герметизации подвижных и неподвиж-
ных соединений пневмоарматуры применяются
различные уплотнительне устройства, которые в
значительной степени определяют ее работоспо-
собность и надежность. Уплотнительные устрой-
ства классифицируют по степени герметичности
(плотности) и характеру действия.
По степени герметичности различают абсо-
лютно герметичные (плотные) соединения, че-
рез которые утечка газа или жидкости не допус-
2*
35
кается, и соединения, где допускается утечка
некоторого количества газа или жидкости.
Уплотнительные устройства по характеру
действия классифицируют на неподвижные
(фланцевые и резьбовые соединения), подвиж-
ные (уплотнение штоков и шпинделей, поршней
и др.) и уплотнительные устройства периодиче-
ского действия (затворы).
Проектируя уплотнительные устройства,
следует учитывать условия эксплуатации пнев-
моарматуры, давление, температуру, агрегат-
ное состояние, агрессивность и скорость рабочей
среды, допускаемую величину утечки, срок служ-
бы уплотнения, скорость относительного переме-
щения деталей уплотнительного соединения,
ограничения по габаритным размерам и массе,
удобство монтажа и проведения ремонтных работ.
Величина утечки среды через уплотнение за-
висит от целого ряда факторов: качества уплот-
нительных поверхностей (микрогеометрии, сте-
пени отклонения от идеальной поверхности и
волнистости), перепада давлений, ширины уп-
лотнительных поверхностей, материала уплот-
нительных поверхностей деталей, свойств и
состояния рабочей среды, гидрофильности или
гидрофобности уплотнительных поверхностей,
величины контактных давлений, конструкции
уплотнения.
Качество уплотнительных поверхностей ока-
зывает существенное влияние не герметичность
36
уплотнения особенно при небольших величинах
контактных давлений. При малых удельных дав-
лениях величина утечки рабочей среды резко воз-
растает с понижением чистоты обработки уплот-
нительных поверхностей. Поэтому для получе-
ния одинаковой величины утечки в уплотнениях
с различной шероховатостью необходимо при-
ложить разные по величине удельные нагрузки.
При больших контактных давлениях влияние
шероховатости уплотнительных поверхностей на
герметичность соединения уменьшается, а воз-
растает влияние материала.
Герметичность соединения обеспечивается
тем, что на поверхности контакта уплотнитель-
ной пары остаются такие зазоры в виде капил-
лярных щелей, через которые не проникает ра-
бочая среда. Величина этих зазоров зависит
от деформации гребешков микронеровностей. По-
этому для достижения одинаковой утечки среды
в соединениях с твердыми и мягкими уплотни-
тельными материалами, первые требуют гораздо
больших контактных давлений.
Ширина уплотнительных поверхностей де-
талей соединения определяет длину капилляр-
ных щелей. С увеличением длины капиллярных
щелей возрастает сопротивление движению сре-
ды и вероятность их перекрытия при деформа-
ции гребешков микронеровностей.
Свойства и состояние рабочей среды также
оказывают влияние на утечку в уплотнении,
37
которая определяется в основном вязкостью
среды. При герметизации влажных газов капли
жидкости проникают в капиллярные каналы и
затрудняют проход газа через уплотнение.
Влияние температуры проявляется в изме-
нении размеров деталей соединения. Темпера-
турная деформация ранее притертых уплотни-
тельных поверхностей приводит к негерметич-
ности соединения. Конструкции соединений с
упругими уплотнительными кромками обеспе-
чивают хорошую их работоспособность при зна-
чительных изменениях температуры и в средах
с положительным джоуль-том псоновским эффек-
том, когда при расходе среды через клапан тем-
пература значительно понижается. В некоторых
случаях окончательную притирку уплотнитель-
ных поверхностей целесообразно производить
при рабочей температуре.
Контактные давления герметизации уплот-
нений являются важной характеристикой, оп-
ределяющей габарито-массовые показатели ар-
матуры, ее надежность и долговечность. Ос-
новными факторами, определяющими величину
контактных давлений, являются факторы пер-
вичной герметизации, а также конструктивно-
технологические и эксплуатационные факторы.
К факторам первичной герметизации можно от-
нести: параметры рабочей среды, требования
к герметичности, материал деталей, шерохова-
тость и качество уплотнительных поверхностей,
38
особенности уплотнения. Конструктивно-техно-
логические факторы характеризуют реальный
рельеф и геометрию уплотнительных поверхно-
стей и их нестабильность при изготовлении. Экс-
плуатационные факторы учитывают влияние из-
менения давления рабочей среды и температуры
в процессе эксплуатации, воздействие внешних
силовых нагрузок и динамику работы уплотнения.
Герметичность уплотнения в значительной
степени зависит от различных механических
воздействий (вибрационных, ударных и др.). При
вынужденных колебаниях корпуса клапана воз-
можно значительное колебание внутренних уз-
лов и деталей, особенно на частотах, близких к
собственным частотам упруго-подвижной систе-
мы. Это приводит к отрыву золотника от седла
и соответственно разгерметизации затвора [17].
УПЛОТНЕНИЕ НЕПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Герметичность таких соединений достигается
в результате жесткого контакта двух уплотняе-
мых поверхностей при приложении определен-
ного усилия, обеспечивающего заданную сте-
пень герметичности, или путем создания нуле-
вого зазора между деталями соединения с по-
мощью помещенного между ними пластичного
или эластичного уплотнительного элемента.
Герметичность контакта двух уплотнительных
поверхностей обеспечивается тогда, когда зазор
39
между ними будет меньше некоторой весьма ма-
лой величины, определяемой в зависимости от
размера молекул рабочей среды, а также усло-
виями на границе раздела фаз среда — уплот-
нение — атмосфера.
Реальные уплотнительные поверхности име-
ют определенную степень шероховатости и от-
клонения от идеальной поверхности. Даже при
применении самых тщательных способов и ме-
тодов механической обработки и притирки на
уплотнительных поверхностях остаются риски,
бороздки и другие микронеровности, представ-
ляющие собой капиллярные каналы, через кото-
рые проходит среда. Чем больше эти микронеров-
ности, тем большие усилия требуется приложить
к уплотнительным поверхностям для достиже-
ния герметичности. Поэтому с целью уменьше-
ния усилия уплотнения между уплотнительны-
ми поверхностями устанавливают прокладки.
В малогабаритной пневмоарматуре для уплотне-
ния неподвижных соединений чаще всего приме-
няются прокладки, выполненные из более мяг-
кого, чем уплотнительные поверхности матери-
ала — меди, алюминия, фторопласта резины.
Усилие, которое необходимо приложить к
соединению с прокладкой для обеспечения его
герметичности, определяется значением мини-
мального удельного давления [26]
9У = (с + /Срср)/1ЛЬ,
40
где с — коэффициент, зависящий от материала
прокладки; К. — коэффициент, учитывающий
влияние давления среды на удельное давление
при заданном материале прокладки; рср — ра-
бочее давление среды; b — ширина прокладки.
Значения коэффициентов для различных ма-
териалов прокладки приведены в табл. 2.
2. Значения коэффициентов с, К.
Материал прокладки с К
Сталь 35 1
Бронза, латунь 30 1
Алюминий, полиэтилен, винипласт 18 0,9
Резина средней твердости, пласти- кат полихлорвиниловын 4 0,6
Данная формула применима для жидких сред
при нормальной температуре. В случае герме-
тизации газообразных сред или для очень аг-
рессивных жидкостей при повышенных темпе-
ратурах полученные значения удельных давле-
ний увеличивают в 1,4...1,8 раза.
Следует отметить, что имеется множество
различных уравнений и рекомендаций для оп-
ределения необходимых удельных давлений, ко-
торые применимы лишь для конкретных конст-
рукций фланцевого соединения и определенного
материала прокладок.
41
Для фланцевого соединения с радиальным за-
зором 0,2...0,3 мм и прокладкой из фтороплас-
та-4 удельное давление [59]
qy = 69 4- 0,7рСр.
Уравнение для определения удельных дав-
лений в соединениях с пластмассовыми проклад-
ками, учитывающее влияние толщины проклад-
ки, имеет вид [59]
qy = apkcpynhn,
где a, k, т, п — коэффициенты (табл. 3); b —
ширина уплотнительной поверхности; h —тол-
щина прокладки.
3. Значения коэффициентов a, k, т, п.
Материал прокладки а k tn п
Фторопласт-4 Полиэтилен ВД Пластикат ПХВ 0,0631 0,0530 0,0152 1,0 1,0 1,0 —0,5 —0,5 —0,5 —0,25 —0,25 —0,25
Таким образом, большинство уравнений и
рекомендаций по определению удельных давле-
ний имеют частный характер, а область их при-
менения ограничена рядом условий. Поэтому
при расчете и проектировании уплотнений не-
подвижных соединений необходимо учитывать
все факторы, влияющие на их герметичность и
42
ответственность соединений. Окончательная
оценка спроектированному уплотнению дается
после проведения соответствующих испытаний.
Помимо материала и качества уплотнитель-
ных поверхностей, ширины и толщины проклад-
ки на величину удельных давлений'существен-
ное влияние оказывают свойства среды. Уплот-
нить соединение, герметизирующее газовую сре-
ду, значительно труднее, чем жидкую. Так,
при контакте стальных поверхностей и давле-
нии среды до 1,5 МПа проникающая способность
воздуха в 10 раз выше проникающей способнос-
ти керосина и в 40 раз выше, чем воды. Даже в
случае применения прокладок из полимерных
материалов проникающая способность воздуха в
три раза выше, чем воды. Кроме того, различные
газы имеют разные размеры молекул и разную
проникающую способность. Например, прони
кающая способность водорода выше, чем возду-
ха, поэтому при одних и тех же условиях для их
герметизации требуется большее усилие уплот-
нения. Для соединений, герметизирующих су-
хие газы, требуются большие удельные давле-
ния, чем для герметизации влажных.
Значительно улучшает герметичность соеди-
нения нанесение на уплотнительные поверхнос-
ти смазок. Смазка, заполняя микронеровности
уплотнительных поверхностей, позволяет сни-
зить удельные давления. Применяемые смазки
должны отвечать условиям эксплуатации по хи-
43
мической стойкости к рабочей среде, температу-
ре и другим показателям.
При длительном хранении или продолжи-
тельной работе пневмоарматуры возможно «вы-
Рис. 2. Деформация сечения уплотнительно-
го кольца и конструкции уплотнений:
а — схема обжатия кольца; б — уплотнение с ка-
навкой треугольной формы; в — уплотнение с фто-
ропластовым колпачком; г — уплотнение с защит-
ными шайбами.
текание» прокладки, что приводит к ослабле-
нию контактного давления и потери герметич-
ности соединения. Для предотвращения этого
явления прокладку помещают в замкнутый объем
(рис. 1, е).
44
Жестким габарито-массовым требованиям
наилучшим образом удовлетворяют радиальные
уплотнения, образованные
ми круглого сечения (рис.
2), и самоуплотняющиеся
соединения. В конструк-
циях самоуплотняющихся
соединений (рис. 3) уплот-
нение достигается в резуль-
тате действия давления са-
мой среды. Эффективность
применения самоуплотня-
ющихся соединений повы-
шается с увеличением дав-
ления рабочей среды.
резиновыми кольца-
fl В
Рис. 3. Конструкции
самоуплотняющихся
соединений эластичным
кольцом (а) и с на-
плавкой (б).
УПЛОТНЕНИЕ ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Герметичность подвижных соединений в кон-
струкциях малогабаритной пневмоарматуры
обычно достигается обеспечением нулевого за-
зора между подвижными относительно друг дру-
га деталями с помощью помещенного между
ними эластичного уплотнительного элемента
(резиновые и фторопластовые кольца, манжеты,
сальниковые набивки), а также разделением по-
лостей сильфонами или мембранами.
Наиболее широкое применение для уплотне-
ния подвижных соединений находят резиновые
кольца круглого сечения. Эффективность их
45
применения обусловлена хорошими упругими
свойствами резины, простотой конструкции уп-
лотнительных устройств, отличающихся хоро-
шей герметичностью и малогабаритностью. Гер-
метичность соединений обеспечивается путем со-
здания определенных напряжений на поверхно-
сти контакта резины с металлом, возникающих
от обжатия резинового кольца и давления среды.
Обжатие кольца е есть отношение разности по
высоте кольца до и после монтажа к его сечению
до обжатия (рис. 2, а):
E = (d-^)100% = (1—Л)
100%.
При малом обжатии кольца возможна негер-
метичность соединения. Большое обжатие при-
водит к увеличению силы трения, быстрому изно-
су кольца и ускоренному старению резины.
Величина обжатия зависит от типа и геометрии
канавки под уплотнительное кольцо, марки ре-
зины, чистоты обработки деталей, срока службы
и других факторов. Обычно для подвижных сое-
динений величина обжатия колец составляет
15...25 %.
В подвижных уплотнительных соединениях
с резиновыми кольцами воникают значитель-
ные силы трения. Уменьшить силы трения мож-
но путем уменьшения площади контакта рези-
нового кольца, применением комбинированных
уплотнений и смазки. На рис. 2, б показана
46
конструкция уплотнения с канавкой треугольной
формы, позволяющая ограничить увеличение
площади контакта при повышении давления.
Размеры канавки зависят от диаметра кольца
и определяются из следующего соотношения:
b = 0,86 d. Широкое применение такого типа
уплотнений ограничивается сложностью их из-
готовления.
В комбинированных уплотнениях совмеща-
ются упругие свойства резины с хорошими ан-
тифрикционными свойствами пластмасс.На рис.
2, в показана конструкция уплотнительного уст-
ройства с резиновым кольцом и колпачком из
фторопласта-4. В таком уплотнении силы трения
незначительны и практически не зависят от вре-
мени контакта.
В уплотнительных устройствах, герметизи-
рующих давления свыше 15 МПа и имеющих
большой ресурс, устанавливают защитные фторо-
пластовые шайбы (рис. 2, г). Они предохраня-
ют резиновое кольцо от выдавливания в зазор,
уменьшая тем самым трение и повышая надеж-
ность уплотнения. При одностороннем подводе
давления защитные шайбы устанавливают с од-
ной стороны кольца. Защитные шайбы могут вы-
полняться разрезными (с косым срезом) и нераз-
резными.
Детали соединений, герметизируемых с помо-
щью резиновых колец, должны иметь специаль-
ные монтажные фаски, предохраняющие кольца
47
Рис. 4. Схема монта-
жа соединений с ре-
зиновыми кольцами.
от повреждения при сборке узлов (рис. 4), Зна-
чительно улучшает качество монтажа и условия
эксплуатации смазка колец и сопрягаемых с ни-
ми деталей. Для деталей, работающих в газовых
средах, наиболее широко применяется смазка
ЦИАТИМ-221.
В пневмоарматуре с большим количеством
соединений, уплотняемых резиновыми кольцами,
наличие на деталях мон-
тажных фасок увеличивает
габаритные размеры и мас-
су изделия. Поэтому при
жестких габарито-массо-
вых ограничениях миниа-
тюризация конструкции
осуществляется примене-
нием специального способа
монтажа, позволяющего
отказаться от выполнения
фасок на деталях [2].
Резиновые манжеты применяются для более
низких герметизируемых давлений и большом
числе срабатывания соединения. Они герметизи-
руют соединение только при подаче давления в
одну сторону как при поступательном, так и при
вращательном движении. Герметизация соеди-
нения манжетами обеспечивается за счет напря-
жений, возникающих при монтаже, и последую-
щем увеличении этих напряжений под действием
давления. Герметизирующая способность ман-
48
жет из пластмасс значительно хуже, чем рези-
новых, особенно при малых давлениях. Приме-
нение различных типов манжет (К-образных,
чашечных, угловых, шевронных) увеличивает га-
баритные размеры уплотнительных устройств по-
этому в конструкциях малогабаритной пневмоар-
матуры они находят ограниченное применение.
Для герметизации подвижных и неподвиж-
ных соединений широкое применение находят
мембраны различной конструкции. Основным
преимуществом уплотнительных устройств с
мембранами является отсутствие потерь на тре-
ние. В зависимости от материала различают
мембраны резиновые, пластмассовые, металли-
ческие и комбинированные. Пластмассовые и
металлические мембраны имеют большую жест-
кость и малые величины хода. Поэтому в конст-
рукциях малогабаритной пневмоарматуры бо-
лее широко применяются мембраны, изготов-
ленные из резинотехнических материалов.
При расчете и конструировании арматуры с
применением мембран из резинотехнических ма-
териалов необходимо учитывать влияние темпе-
ратуры. При пониженных температурах увели-
чивается модуль упругости резины, что вызыва-
ет повышение жесткости мембраны. Кроме того,
понижение температуры увеличивает хрупкость
материала мембраны и вызывает возрастание
напряжений в местах ее изгиба, что может при-
вести к быстрому разрушению мембраны.
49
В зависимости от назначения различают не-
сколько типов мембран: разделительные, пред-
назначенные для разделения полостей, сред и
т. д.; силовые, служащие для трансформации ра-
бочего давления в усилие, передаваемое, напри-
мер, исполнительному механизму; уплотнитель-
ные, используемые для уплотнения штоков,
шпинделей, поршней, неподвижных соединений.
Широкое применение для уплотнения по-
движных соединений находят сильфоны. Основ-
ным преимуществом сильфонов перед другими
видами уплотнений является их высокая рабо-
тоспособность в агрессивных средах и широком
диапазоне температур рабочей среды. Кроме то-
го, сильфонные уплотнения обеспечивают полную
герметичность соединений, имеют относительно
стабильные характеристики жесткости во времени.
По конструкции различают однослойные и
многослойные сильфоны. Однослойные силь-
фоны находят широкое применение в конструк-
циях предохранительной и регулирующей пнев-
моарматуры, так как имеют меньшую жесткость.
Используемый для их изготовления материал
должен обладать высокой пластичностью. Силь- А
фоны, применяемые в конструкциях малогаба-
ритной пневмоарматуры, изготовляются обычно
из нержавеющей стали 12Х18Н10Т, а также из
титановых, цинковых сплавов и фторопласта.
Крепление металлических сильфонов к присое-
динительным деталям обычно осуществляется с
50
помощью аргоно-дуговой, электронно-лучевой
или короткоимпульсной роликовой сварки. Пай-
ка сильфонов применяется при разных материа-
лах сильфона и присоединительных деталей в
тех случаях, когда сильфонный узел не испыты-
вает значительных нагрузок.
При конструировании сильфонных узлов не-
обходимо обеспечить работу сильфона на сжа-
тие и ограничить его деформацию в пределах
допускаемого хода. Для увеличения хода силь-
фонного узла применяют последовательное сое-
динение сильфонов в сборке.
Многослойные сильфоны применяются при
больших ресурсах и перепадах давлений рабочих
сред. Жесткость многослойных сильфонов зна-
чительно больше, чем у однослойных. С целью
использования однослойных сильфонов на бо-
лее высокие давления, их армируют металличе-
скими кольцами.
Для длинных сильфонов, во избежание по-
тери осевой устойчивости, применяют специаль-
ные направляющие стаканы для центровки силь-
фонов по наружному или внутреннему диаметру
гофр или по присоединительным деталям.
ОСНОВНЫЕ ТИПЫ И КОНСТРУКЦИИ ЗАТВОРОВ
С помощью затворов осуществляется перек-
крытие потока рабочей среды в проточной части
арматуры. Исполнительный орган — золотник
Б1
(клапан) — и та часть корпуса, с которой он
взаимодействует в процессе работы (седло) —
образуют затвор, важнейший узел любого кла-
пана. Поверхности седла и золотника, по кото-
рым происходит их взаимное соприкосновение,
называются уплотнительными (поверхность кон-
такта).
Обеспечение заданной герметичности затво-
ров является наиболее сложной проблемой при
проектировании и изготовлении пневмоармату-
ры. В связи с тем, что имеййо затворы в значи-
тельной степени определяют надежность рабо-
ты и габарито-массовые характеристики пневмо-
арматуры, рассмотрим их основные типы и кон-
струкции.
Из большого разнообразия различных кон-
струкций затворов клапанов можно выделить
две основные группы: затворы, в которых уплот-
нение образовано контактом металлического и
неметаллического элементов, и затворы с контак-
том металлических элементов.
В затворах с уплотнением «металл — металл»
и формой уплотнительных поверхностей «плос-
кость по плоскости» необходимо обеспечить по-
вышенные требования не только по чистоте об-
работки, но и по геометрии. При высокой чис-
тоте обработки величина макроотклонений со-
измерима с высотой микронеровностей, что может
привести к неравномерности распределения кон-
тактных давлений по контуру уплотнения.
Б2
Затворы с эластичными уплотнительными эле-
ментами отличаются хорошей герметичностью
при малых контактных давлениях. Однако их
применение ограничено относительно узким ин-
тервалом температур и герметизируемых давле-
ний.
На рис. 5 представлены затворы, в которых
уплотнение образовано контактом металличе-
ского и неметаллического элементов. Затвор (рис.
5, а) содержит резиновый уплотнительный эле-
мент, который крепится к золотнику методом
вулканизации; седло имеет коническую форму
с углом при вершине 60 или 90е. Затворы такого
типа находят широкое применение в клапанах
с Dy — 0,5...50 мм, при температуре рабочей и
окружающей среды от 223 до 453 К и ресурсе до
2 • 106 циклов.
В некоторых случаях резина не вулканизи-
руется, а формуется отдельной деталью и мон-
тируется в золотнике (рис. 5, б, в). Такие кон-
струкции затворов позволяют производить за-
мену резиновой детали новой, без замены самого
золотника.
Конструкция затвора, представленного на
рис. 5, а, обеспечивает его самоуплотнение неза-
висимо от направления подачи рабочей среды.
Для этого в резиновом элементе и штоке выпол-
нены каналы.
На рис. 5, д представлена конструкция комби-
нированного затвора [5], в котором герметизд-
53
к
ция осуществляется двумя контактирующими
парами: конической поверхностью золотника и
тонкостенной упругой цилиндрической юбкой,
а также торцовым уплотнительным выступом
золотника и резиновым элементом, который по
своему внутреннему диаметру сопряжен с ци-
линдрической юбкой. Деформация тонкостен-
ной цилиндрической юбки уменьшает объем ка-
навки, в которой находится резиновый элемент.
Так как резина практически несжимаема, то
уменьшение объема канавки приводит к выпу-
чиванию резины, а следовательно, к увеличению
усилия в паре резиновый элемент — торцовый
выступ золотника. Такая саморегулировка за-
твора обеспечивает работу тонкостенной цилинд-
рической юбки в области оптимальных упругих
деформаций. Данная конструкция может быть
применена в клапанах, работающих в пневмоси-
стемах с большими перепадами рабочего давле-
ния или при их периодическом вакуумировании.
Резиновый элемент в процессе работы затво-
ра претерпевает сложную деформацию, которая
снижает герметизирующую способность и срок
службы уплотнения. Одним из конструктивных
путей улучшения работоспособности затворов с
резиновыми уплотнительными элементами явля-
Рис. 5. Конструкции затворов с контактом металличес-
кого и неметаллического элементов.
55
ется уменьшение степени деформации резины,
что достигается в затворах, с помощью предот-
вращения изменения формы резинового элемен-
та при приложении усилия уплотнения (рис.
5,е —з). В этих конструкциях деформация рези-
нового элемента ограничена замкнутым объемом,
что обеспечивает его работу в условиях всесто-
роннего объемного сжатия и исключает появле-
ние наиболее опасных растягивающих напряже-
ний в резиновом элементе. Такие конструкции
затворов могут применяться в пневмосистемах
с высокими давлениями (до 40 МПа), так как они
более стойки к воздействию ударных и статиче-
ских нагрузок.
При длительном нахождении затвора в за-
крытом положении происходит прилипание ре-
зины к седлу за счет возникновения адгезион-
ной связи между резиной и металлическим сед-
лом. Это требует дополнительного усилия для
отрыва золотника от седла, что снижает надеж-
ность и ограничивает область применения за-
творов с резиновыми уплотнительными элемен-
тами. Установлено, что для клапанов с резино-
металлическими золотниками на основе мате-
риалов СКМС-10, СКН-26, СКН-40 при нагруз-
ке 2...3 Н/мм усилие прилипания составляет
0,25...1 Н/мм, что может соответствовать воз-
растанию давления срабатывания предохрани-
тельных клапанов до 25% при диаметре седла
до 20 мм. В электромагнитных клапанах прили-
56
пание повышает напряжение срабатывания. При-
липание увеличивается с понижением темпера-
туры и достигает максимума при температуре,
близкой к температуре стеклования резины.
В конструкции затвора, показанной на рис.
5, и, этот недостаток устранен путем изоляции
резинового элемента и седла с помощью тонкой
полимерной пленки [341. Проведенные исследо-
вания затворов с фторопластовыми пленками
толщиной 30, 70 и 100 мкм показали, что пленки
такой толщины практически не влияют на упру-
гие свойства резины. Такое комбинированное
уплотнение позволяет сочетать свойства резины
со свойствами фторопласта (его неприлипае-
мостью и химической стойкостью). Химическая
стойкость уплотнения будет зависеть от скорос-
ти диффузии и определяться толщиной пленки.
Конструкция затвора с комбинированным уп-
лотнением (рис. 5, к) может применяться в кла-
панах с большими Dy. Величина деформации
резинового элемента регулируется путем изме-
нения усилия тарельчатой пружины.
Гидравлическое сопротивление пневмоарма-
туры в значительной степени определяется кон-
струкцией затвора. Обратный клапан, затвор
которого показан на рис. 5, л, имеет незначи-
тельное гидравлическое сопротивление. Запор-
ный орган клапана представляет формованную
резиновую деталь выполненную в виде лепестка.
В малогабаритной пневмоарматуре широкое
57

применение находят затворы с металлопластмас-
совыми золотниками (рис. 5, м). Уплотнитель-
ные кольца этих затворов изготовляют из фто-
ропласта-4, фторопласта-3 или поликапролакта-
ма (капрона). Технология и качество запрессовки
уплотнительного кольца оказывает решающее
влияние на работоспособность уплотнения. Ка-
навка под уплотнительное кольцо обычно име-
ет форму «ласточкина хвоста». Для лучшего
крепления кольца в канавке делают несколько
специальных сверлений, через которые при за-
прессовке уплотнительного кольца выходит воз-
дух и куда затекает материал кольца.
Конструкции затворов, в которых уплотне-
ние образовано контактом металлических эле-
ментов, представлены на рис. 6. Затворы (рис.
6, а, б) имеют нормальную жесткость и упругую
деформацию металлических контактирующих
элементов. Это традиционные конструкции за-
творов, требующие тщательной и трудоемкой
обработки уплотнительных элементов. С целью
предохранения уплотнительных поверхностей
затвора от перегрузок седло может выполняться
упругим с ограничительным кольцевым упором,
воспринимающим перегрузку при повышении
усилия привода (рис. 6, в).
Конструкции затворов с упругими седлами
Рис. 6. Конструкции затворов с контактом металличес-
ких элементов.
59
(рис. 6, г—ж), выполненными в виде тонкостен-
ных втулок, требуют меньших контактных дав-
лений и менее трудоемки в изготовлении. Для по-
вышения надежности работы и ресурса деформа-
цию тонкостенных упругих втулок ограничива-
ют путем запрессовки их в гнездо из полимер-
ного упругого материала (рис. 6, г), установки
регулируемого в осевом направлении опорного
стакана (рис. 6, д) или выполнением на втулке
ребра жесткости (рис. 6, ж).
Затвор на рис. 6 з содержит шайбу из твер-
дого материала с эластичным покрытием на уп-
лотнительной поверхности, которая опирается
на расположенное в проточке эластичное кольцо.
Такая конструкция затвора обеспечивает ком-
пенсацию технологических дефектов изготовле-
ния деталей затвора, повышая его герметичность.
На рис. 6, и, к показаны конструкции затво-
ров клапанов для высоковакуумных систем. В
затворе на рис. 6, и золотник и седло имеют
прямоугольные уплотняющие выступы, между
которыми расположена прокладка из отожжен-
ной меди. Затвор на рис. 6, к имеет седло с ре-
жущей кромкой. Такие конструкции затворов
отличаются хорошей герметичностью (протечка
не более 5 • 10-10 л • мкм.рт. ст/с) при высоких
температурах и имеют ресурс до 3000 циклов.
В конструкции затвора, показанного на рис.
6, л, пластически деформируемый слой нанесен
на деталь пониженной жесткости. Конструктив-
60
но седло может быть выполнено в виде трубки
из нержавеющей стали с внутренним покрытием
из мягкой меди или серебра. Герметичность за-
твора обеспечивается расширением седельной
втулки в радиальном направлении и пластиче-
ской деформацией мягкого металла на поверх-
ности седла. Мягкое покрытие обеспечивает
хорошую герметичность и снижает требования
к точности изготовления деталей затвора.
Конструкция затвора, образованная при по-
мощи замерзающего (расплавляемого) металла
или сплава, показана на рис. 6, м. Затвор пред-
назначен для высоковакуумных клапанов. Уп-
лотнительный элемент выполнен в виде порис-
того тела, пропитанного легкоплавким метал-
лом. Седло имеет нагревательный или охлаждаю-
щий элемент.
Результаты проведенных исследований [35]
показали перспективность применения затворов
с контактом металлических элементов и нане-
сенным на уплотнительную поверхность тонким
полимерным покрытием. Использование новой
металлополимерной композиции в уплотнении
затвора позволяет снизить требования к чисто-
те и точности обработки контактных поверхнос-
тей и требуемые усилия уплотнения, в результа-
те чего могут быть уменьшены габаритные раз-
меры и масса изделий.
РЕГУЛЯТОРЫ
ДАВЛЕНИЯ
КЛАССИФИКАЦИЯ
Регуляторы давления являются автоматиче-
скими устройствами, которые обеспечивают под-
держание постоянного давления жидкости или
газа, либо изменение его по заданной программе
в различных объектах регулирования для осу-
ществления технологических и производствен-
ных процессов.
В общем случае объект регулирования пред-
ставляет собой емкость постоянной или пере-
менной вместимости, которая гидравлически сое-
динена с регулятором.
62
Регуляторы давления делятся на следующие
классы: а) газовые и жидкостные, отличающие-
ся, в основном, процессами истечения через
дроссельное сечение регулятора; б) регуляторы
«до себя» и регуляторы «после себя»; в) регуля-
торы прямого и непрямого действия.
Регуляторы «до себя» устанавливаются на
магистрали выхода из объекта регулирования
и поддерживают давление в нем путем сброса час-
ти рабочей среды или дросселирования ее из
объекта в атмосферу, либо в специальную маги-
страль. К регуляторам давления «до себя» мож-
но отнести, в частности, предохранительные и
перепускные клапаны, которые сами по себе со-
ставляют большой подкласс пневмо-гидравли-
ческих устройств.
Регуляторы давления «после себя» устанав-
ливаются на магистрали подачи в объект регу-
лирования и обеспечивают заданное давление в
нем путем дросселирования рабочей среды, кото-
ая поступает на вход регулятора.
Согласно теории автоматического регулирова-
ния [141, в регуляторе давления можно выде-
лить следующие основные звенья: измерительное
устройство, включающее чувствительный и за-
дающий элемент, и исполнительное устройство,
включающее регулирующий орган и привод.
В регуляторе прямого действия, простейшая
структурная схема которого представлена на
рис. 7, а, чувствительный элемент непосредствен-
63
но воздействует на регулирующий орган, обес-
печивая изменение его положения за счет усилия,
возникающего на чувствительном элементе при
рассогласовании усилия задающего элемента и
регулируемого давления. Таким образом, здесь
С
Рис. 7. Структурные схемы регуляторов прямого (а) и
непрямого (б) действия.
чувствительный элемент с задающим выполня-
ют функции как измерительного, так и привод-
ного устройства, питаемого энергией самой рабо-
чей среды в объекте регулирования.
Регуляторы прямого действия чаще всего
включаются в системы автоматической стабили-
64
зации, так как в них задающий элемент явля-
ется заранее заданной постоянной величиной.
Следует отметить, что регуляторы прямого дей-
ствия относятся к классу статических, т. е. вели-
чина выходного давления зависит от режима ра-
боты (давления и расхода).
В регуляторе непрямого действия (рис. 7, б)
между измерительным устройством и регулирую-
щим органом установлено усилительно-преобра-
зовательное устройство. С помощью сервопри-
вода оно осуществляет перестановку регулируе-
щего органа, причем для функционирования пер-
вого необходим дополнительный подвод энер-
гии. Благодаря этому регуляторы непрямого
действия обеспечивают более высокую точность
поддержания давления, чем регуляторы прямо-
го действия. С их помощью можно также осу-
ществлять программное регулирование.
В настоящей главе будут рассматриваться
газовые регуляторы давления «после себя» пря-
мого действия, называемые в дальнейшем для
краткости регуляторами. Принцип работы регу-
лятора прямого действия рассмотрим на приме-
ре конструктивной схемы, показанной на рис.
8, а. Газ под давлением рв поступает во входную
полость регулятора 9. После дросселирования
в сечении, образованном клапаном 2 и седлом
3, газ при сниженном давлении рн попадает в
выходную полость 8 и далее в объект регулиро-
вания. На чувствительном элементе 7 происхо-
3 о-зо
65
дит сравнение силы от действия давления р„ с
суммарным усилием нагрузочной пружины 5
(задающий элемент), клапанной пружины 1 и
/ — клапанная пружина; 2 — клапан; 3 — седло;- 4 — толкатель;
5 — нагрузочная пружина; 6 — регулировочный винт; 7 — мем-
бранный чувствительный элемент; 8 — выходная полость; 9 —
входная полость; 10 — поршневой чувствительный элемент; 11 —
клапан прямого хода; 12 — сильфонный чувствительный элемент;
13 — клапан обратного хода с разгрузкой; 14 — трубка Бурдона;
/5, 16 — последовательно установленные клапаны обратного хо-
да; 17 — параллельно установленные клапаны; 18 — камера зада-
ния; 19 — вентиль для подачи газа в камеру задания.
неразгрузки клапана 2. При равенстве этих сил
чувствительный элемент находится в равновесии,
удерживая клапан в положении, которое обеспе-
чивает требуемое дроссельное сечение.Если дав-
66
ление рн в объекте регулирования изменяется, то
нарушается равновесие чувствительного эле-
мента, и он через толкатель 4 перемещает кла-
пан в новое положение, которое обеспечивает
восстановление давления. Настройка регулято-
ра на необходимое выходное давление осуществ-
ляется изменением усилия нагрузочной пружи-
ны 5 с помощью винта 6.
Для реализации разнообразных эксплуата-
ционных требований регуляторы могут иметь
различные конструктивные и схемные решения.
В связи с этим возникает необходимость их клас-
сификации, как для облегчения выбора того
или иного вида при проектировании в зависи-
мости от предъявляемых требований и условий
эксплуатации, так и для поиска новых техниче-
ских решений. Предлагаемая классификация по-
строена по трем направлениям: 1) отличия струк-
турных схем регуляторов, 2) отличия звеньев
регулятора, 3) разновидности вспомогательных
устройств.
Отличия по структурным схемам. В зависи-
мости от количества звеньев и их взаимосвязи
следует выделить два больших подкласса ре-
гуляторов: одноконтурные и двухконтурные
(рис. 9).
Одноконтурные регуляторы имеют два звена,
соединенные через объект регулирования в замк-
нутую систему. Структурная схема этого регу-
лятора представлена на рис. 7, а. Принципи-
3*
67
альное отличие двухконтурных регуляторов за-
ключается в том, что они, по существу, состоят
из двух одноконтурных регуляторов, связанных
определенным образом в зависимости от функ-
ционального назначения. Двухконтурные си-
стемы позволяют, в общем случае, повысить
точность регулятора и улучшить его динамиче-
ские характеристики.
Большинство регуляторов предназначены
для работы на один объект регулирования, т. е.<
обеспечивают регулирование одного параметра.
В этом случае двухконтурные системы строятся
путем последовательного либо параллельного
включения контуров. Первый вид носит назва-
ние двухступенчатого регулятора, а второй —
регулятора с задатчиком. Двухступенчатые ре-
гуляторы (рис. 10, а) применяются при высоком
входном давлении, когда одноступенчатые (од-
ноконтурные) регуляторы не обеспечивают не-
обходимую точность выходного давления. Регу-
ляторы с задатчиком (рис. 10, б) используются
при больших расходах газа, а также в тех слу-
чаях, когда замена задающего элемента в виде
пружины на регулятор-задатчик целесообразна
с точки зрения повышения точности регулиро-
вания и уменьшения массы основного регуля-
тора.
Помимо двухконтурных систем регулирова-
ния одного параметра существуют системы одно-
временного регулирования двух параметров.
68
)
I
I
Такие регуляторы работают от двух независимых
источников газа на соответствующий каждому
контуру объект регулирования, поддерживая
заданное соотношение выходных давлений. В
зависимости от характера связи контуров их
Рис. 10. Разновидности двухконтурных регуляторов:
/ — регулятор-задатчик; 2 — основной регулятор; 3 — дренаж в
окружающую атмосферу; 4 — дренаж в объект регулирования;
5 — общая пружина.
следует разделить на два типа: с детекторной
связью контуров и со связью измерительных
устройств. Последние относятся к системам мно-
госвязного регулирования [49].
Существенным отличием детекторных систем
является то, что один из контуров функциони-
70
рует независимо от другого, а связь их осуществ-
ляется путем использования в качестве задаю-
щего элемента для второго (зависимого) контура
выходного давления из объекта регулирования
первого (независимого) (рис. 10, г). Очевидно,
что статическая ошибка зависимого контура бу-
дет суммой статических ошибок первого и второ-
го контуров. К недостатку детекторных схем сле-
дует отнести возможность создания аварийной
ситуации при нарушении герметичности чувст-
вительного элемента, в результате чего может
произойти нежелательное, а в ряде случаев и
взрывоопасное смешение газов, участвующих в
технологическом процессе. Схема такого регу-
лятора аналогична схеме, приведенной на рис.
10, б с тем отличием, что в объектах регулиро-
вания / и П контуров находятся различные га-
зы. Таким образом, для расчета и проектиро-
вания двухконтурных регуляторов с детектор-
ной связью в целом пригодны методы, разрабо-
танные для регуляторов с задатчиком.
Характерным для регуляторов многосвязного
регулирования является взаимовлияние функ-
ционирования контуров в обоих направлениях,
в то время, как в детекторных системах оно осу-
ществляется только в одном направлении. К ре-
гуляторам многосвязного регулирования отно-
сится регулятор со связью измерительных уст-
ройств (рис. 10, в). Общая пружина 5 такого
регулятора, опирающаяся на подвижные торцы
71
чувствительных элементов каждого из контуров,
реализует передачу сигнала рассогласования
одного контура другому.
Отличия звеньев регуляторов. Как отмеча-
лось выше, в регуляторе можно выделить три ос-
новных звена: регулирующий орган, чувстви-
тельный и задающий элементы. Классификация
звеньев представлена на рис. 11.
В качестве регулирующего органа в регуля-
торах давления применяется клапан, который
вместе с седлом образует дроссельное сечение.
Форма клапана и седла определяет характерис-
тику регулирующего органа — зависимость дрос-
сельного сечения от высоты подъема клапана —
и оказывает влияние на статические и динами-
ческие характеристики регулятора. Различают
клапаны четырех основных конфигураций: плос-
кий, конусный, шаровой и специального профиля.
По направлению движения газа через дрос-
сельное сечение [7] можно выделить клапаны
прямого хода (рис. 8, б), когда направление
движения газа совпадает с открытием клапана
и клапаны обратного хода (рис. 8, а, в, г, д),
когда они противоположны.
Одним из главных факторов, определяющих
качество регулирования, является величина и
направление силы действия входного давления
на клапан. Она зависит от типа клапана (пря-
мого либо обратного хода), а также от степени
разгрузки его от действия входного давления.
72
Рис. 11. Классификация звеньев регуляторов.
По степени разгрузки клапаны делятся на
частично разгруженные, полностью разгружен-
ные и неразгруженные. Конструктивно разгруз-
ка может обеспечиваться сильфоном, поршнем,
мембраной либо двухседельным устройством.
Последнее представляет собой параллельно ра-
ботающие и жестко связанные между собой
один из которых прямого хода, а другой —
обратного (рис. 8, е). В отличие от двухседель-
ного устройства существует двухклапанный
регулирующий орган с последовательной уста-
новкой клапанов одного типа, но разной величины
(рис. 8, д). В области больших входных
давлений функционирует меньший клапан,
а больший — в остальном диапазоне давлений.
Это позволяет снизить силу от действия входного
давления.
В качестве чувствительного элемента исполь-
зуются сильфоны, металлические мембраны и
мембраны из полимерных материалов, поршне-
вые устройства и трубки Бурдона (рис. 8).
Наибольшее распространение нашли регу-
ляторы с сильфонным или мембранным чувст-
вительным элементом. Сильфоны в отличие от
мембран имеют линейную зависимость деформа-
ции от нагрузки, располагают большим ходом,
а их эффективная площадь не зависит от давле-
ния. Кроме того, с помощью сильфонных чувст-
вительных элементов наиболее простым спосо-
бом можно обеспечить поддержание регулятором
74
абсолютного давления на выходе путем созда-
ния герметичной вакуумной сильфонной короб-
ки. Поршневые чувствительные элементы и труб-
ки Бурдона применяются, в основном, в регуля-
торах при больших значениях выходных давле-
ний, причем трубки Бурдона совмещают в себе
функции как чувствительного, так и задающего
элемента.
Задающим элементом или задающей нагруз-
кой в большинстве случаев служит пружина.
Могут использоваться газовая пружина (запол-
нение внутренней полости чувствительного эле-
мента газом заданного давления), комбиниро-
ванная нагрузка — пружина с газовой пружи-
ной (рис. 8, е), а также груз. Задающий элемент
может быть как регулируемым (вручную, или с
помощью постороннего источника энергии), так
и нерегулируемым. Регулирование задающего
элемента позволяет изменить величину выход-
ного давления в зависимости от эксплуатацион-
ных требований.
Изменение выходного давления может быть
плавным, обеспечиваемым вручную или от элект-
ромагнитного привода, и ступенчатым с помощью
электромагнитного, электромоторного или пнев-
матического устройства. Такие регуляторы яв-
ляются многорежимными.
Связь регулирующего органа с чувствитель-
ным элементом обеспечивает перемещение пер-
вого при возникновении на чувствительном эле-
75
менте рассогласования между задающим элемен-
том и выходным давлением. Перестановка регу-
лирующего органа обычно осуществляется путем
непосредственного воздействия на него чувстви-
тельного элемента. Помимо этого для изменения
коэффициента усиления может быть использо-
вана механическая передача, например в виде
рычага. Рычажные и другие виды механических
передач применяются также в ряде случаев по
конструктивным соображениям, в частности для
повышения усилия герметизации клапана, соз-
дания необходимой компоновки конструкции.
Разновидности вспомогательных устройств.
Кроме перечисленных звеньев регуляторы могут
содержать вспомогательные устройства и элемен-
ты, необходимость которых определяется усло-
виями эксплуатации, режимами работы, а также
внутренними свойствами регулятора.
Эти устройства можно разделить на три ос-
новные группы в зависимости от их назначения:
а) ограничивающие величину выходного давле-
ния; б) корректирующие статические характерис-
тики; в) улучшающие динамические свойства
регуляторов.
К устройствам, служащим для ограничения
величины выходного давления в безрасходном
режиме, относятся предохранительные и пере-
пускные клапаны. Первые являются автоном-
ными автоматическими устройствами (регуля-
торами «до себя») и функционируют независимо
76
от звеньев регулятора, имея собственный чувст-
вительный элемент с задающей нагрузкой. Вто-
рые работают под действием чувствительного и
задающего элементов самого регулятора, в ре-
зультате чего может быть достигнута более точ-
ная настройка давления открытия перепускного
клапана.
К устройствам, корректирующим статиче-
ские характеристики, т. е. повышающим точ-
ность регулирования, относятся, например, эле-
менты для компенсации влияния изменения тем-
пературы газа и окружающей среды и устрой-
ства для уменьшения влияния жесткости упру-
гих элементов регулятора. Одним из способов
компенсации влияния температуры на точность
регулятора является установка в месте связи
регулирующего органа с чувствительным эле-
ментом биметаллической пары.
Устройства для уменьшения влияния жесткости
упругих элементов регулятора представляют со-
бой механизмы с отрицательной жесткостью.
В качестве таких механизмов могут служить
как магнитные [1], так и механические системы.
К устройствам, предназначенным для улуч-
шения динамических свойств регуляторов, от-
носятся различные демпферы сухого и вязкого
трения, которые позволяют в целом повысить
динамическую устойчивость регулятора. Вместе
с тем силы сухого трения оказывают вредное
влияние на точность регулятора. В противопо-
77
ложность этому силы вязкого трения не увели-
чивают статическую ошибку. Однако устрой-
ства, обеспечивающие вязкое трение, в конст-
руктивном отношении значительно сложнее,
так как требуют создания герметичных полос-
тей для жидкости и компенсацию объемных из-
менений ее при колебании рабочей температуры.
Одним из способов улучшения динамических
свойств регуляторов является применение диф-
ференциальных клапанов между выходной и до-
полнительной полостью под чувствительным эле-
ментом [20].
В ряде случаев для защиты регулятора от
скачкообразного увеличения давления на входе,
в частности при подаче газа в регулятор с по-
мощью быстродействующего клапана, применя-
ют автодроссели, которые увеличивают гидро-
сопротивление и снижают давление газа в маги-
страли перед регулятором.
СТАТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Статическая характеристика отражает зави-
симость выходного параметра от изменения вход-
ных параметров в установившихся режимах.
Для регуляторов давления выходным парамет-
ром является давление ри. а входными — дав-
ление рв и расход из объекта регулирования.
Изменение давления на входе в регулятор в
большинстве случаев происходит в сторону пони*
78
жения, что ооусловлено расходованием запа-
сов газа из источника (баллона). Изменение рас-
хода из объекта регулирования определяется
технологическими и производственными про-
цессами. Кроме того, сам характер расхода мо-
жет быть различным. По этому признаку можно
выделить три модели объектов регулирования:
а) объекты регулирования I типа, расход газа
из которых происходит через дроссельную шай-
бу в окружающее пространство с постоянным
давлением. К ним относятся, например, аппара-
ты газопламенной сварки и пневмодвигатели.
Массовый расход для таких объектов вычисля-
ется по формуле [29]
М — Цш5ш y-pj-» (1)
где М — массовый расход газа, кг/с; S,„ — дрос-
сельное сечение шайбы, м2; ра — абсолютное дав-
ление в объекте регулирования, Н/м2; R — га-
зовая постоянная, Дж/кг-К; Тн — температура
газа в объекте регулирования, К; — коэффи-
циент расхода шайбы; Y — величина, учитываю-
щая отношение давлений до и после шайбы.
Г 1 / [ A *±?1
V rzrrLP-0 к J Для Ркр<₽<1
к(гчл) для °<₽^₽к₽-
79
Здесь р — — — отношение давлений до и после
Рн
шайбы (ра — давление в пространстве, куда ис-
k
/ 2 \*+i
тег ает газ); ркр = к J — критическое от-
Рис. 12. Зависимость У от (5 для одноатомных (а) и
двухатомных (б) газов.
ношение давлений (k— показатель адиабаты).
На рис. 12 показана зависимость У от р для
одноатомных и двухатомных газов;
б) объекты регулирования II типа, в которых
расход газа определяется изменением вместимос-
ти газовой полости. Примером может служить
вытеснительная система подачи жидкости под
80
давлением в насосы для предотвращения кави-
тации. Массовый расход
М QpjRTu, (2)
где Q — объемный расход вытесняемой жидкос-
ти, м3/с;
в) объекты регулирования III типа, в кото-
рых расход газа определяется химическими ре-
акциями, не зависящими от изменения давления.
К ним следует отнести, например, электрохими-
ческие генераторы (ЭХ Г) на кислороде и водо-
роде, работающие при малых давлениях [42].
Массовый расход в этих случаях определяется
по уравнениям, соответствующим химическому
процессу. В частности для электрохимических
генераторов
М = Мл//гт]фФ, (3)
где М — относительная молекулярная масса реа-
гента; п — число последовательно соединенных
элементов в батарее ЭХГ; I — ток в батарее, А;
г — число электронов, участвующих при элект-
рохимическом превращении одной молекулы реа-
гента; — фарадеевский КПД; Ф — число
Фарадея, равное 96,500 А • с/моль.
Из уравнений (1) — (3) видно, что для регу-
ляторов, работающих на объектах регулирова-
ния I и II типа, массовый расход зависит не
только от внешних факторов (изменение числа
81
потребителей, т. е. сечения Sn, или Q), но и от
изменения выходного давления регулятора рв.
Уравнения статических характеристик вы-
водятся из динамической модели регулятора, от-
ражающей функционирование его как в стати-
ке, так и в динамике. Поскольку в регуляторе
термодинамическое тело (газ) взаимодействует
с механическими телами (подвижными частями),
для построения динамической модели должны
быть использованы законы сохранения энергии
и массы газа в объекте регулирования и прин-
цип Даламбера.
На примере одноконтурного регулятора с
учетом допущений о том, что газ подчиняется
закону Менделеева — Клапейрона и теплообмен
с окружающими телами отсутствует, покажем
метод построения динамической модели.
Уравнение, отражающее закон сохранения
энергии переменного количества газа, в диффе-
ренциальной форме [48] имеет вид
Edq + ШУ = dU + dL + n'dY',
где Е — механический эквивалент тепла; dq —
приход тепла; dY — количество газа,’поступаю-
щего в полость; dY’ — количество газа, выте-
кающего из полости; П — удельный приход энер-
гии; П' — удельный расход энергии; dU — из-
менение внутренней энергии газа; dL — работа,
совершаемая газом.
82
Левая часть уравнения выражает приход
энергии, правая — расход.
Используя уравнения термодинамики [8]
П=‘=е4тет.;
и = ; l = Pw,
после преобразований получаем следующее вы-
ражение закона сохранения энергии:
= 4 (ЯЛЛ4..р - RTHMP^ (4)
где рн — давление в полости объекта регули-
рования; Тв — температура газа на входе; Л4пр—
секундный приход газа; Тн— температура газа
в полости объекта регулирования; Л4расх— се-
кундный расход газа; IT—вместимость полости
объекта регулирования; t — время.
Так как изменение температуры идеального
газа Т„ в полости объекта регулирования обус-
ловлено только изменением давления ря, кото-
рое в регуляторах давления относительно не-
велико, можно принять, что Та = Тъ.
Уравнение движения подвижных частей ре-
гулятора получаем на основе принципа Далам-
бера: алгебраическая сумма активных сил и сил
сопротивления в каждый момент времени равна
силе инерции. Активной силой является раз-
ность между результирующим усилием упругих
83
элементов регулятора и силой действия давле-
ний рв и рн на клапан и чувствительный элемент.
Силой сопротивления являются силы вязкого
и сухого трения.
Без учета сил сухого трения уравнения дви-
жения запишем в следующем виде:
т~ = —ко — сх— puSa— apBSB + F
dx
dt=v
’ (5)
где k — коэффициент вязкого трения; v — ско-
рость подвижных частей регулятора; т — при-
веденная масса; с — суммарная жесткость уп-
ругих элементов; х — перемещение клапана от-
носительно седла (х = 0 при посадке клапана
на седло); 5Ч — результирующая эффективная
площадь чувствительного элемента и клапана,
на которую действует давление рн; SB — эффек-
тивная площадь элементов клапана, на которую
действует давление рв, а —степень неразгруз-
ки клапана от действия давления рв (для нераз-
груженных клапанов обратного хода а = 1;
а = —1 для неразгруженных клапанов прямого
хода); F — результирующее усилие упругих
элементов регулятора при х = 0.
Полученная система уравнений (4) и (5) пред-
ставляет собой динамическую модель простого
одноконтурного регулятора.
84
Для нахождения уравнений статических ха-
рактеристик положим в уравнениях (4) и (5)чЪ<"
о ''/Mt = 0;dxldt = 0; dpjdt = 0. Кроме того для
de ' объектов постоянной вместимости dWIdt — 0, а
для объектов переменной вместимости 7Ирасх —
= 0 и dW/dt — Q. Тогда система уравнений (4)
и (5) преобразуется в следующий вид:
для объектов постоянной вместимости
Л4пр — Л4расх
Рн^в СХ -j- F = 0
для объектов переменной вместимости
A4nP = ~Q
i\i
—PhSh — apBSB — cx+ F — 0
Анализ работы регулятора удобно произво-
дить по параметру отклонения выходного дав-
ления от давления настройки. Эта характеристи-
ка и определяет точность регулятора в статике.
Примем в качестве давления настройки р„.-н
давление, на которое настраивается регулятор
при максимальном расходе Afmax и максималь-
ном входном давлении рв. н.
Из второго уравнения систем (6) и (7) полу-
чим для произвольного рв и М.
„ -apBSB + F-cx
Рн=----------------
(6)
(7)
85
Поскольку системы (6) и (7) должны выпол-
няться для всех рв и М, найдем выражение
для F при ри = Ри.в-
F — Рв. н^н 4“ &Рв. н*5в 4- сх„, (9)
где хи — высота подъема клапана при настройке.
Подставив уравнение (9) в формулу (8),
после преобразований получим
Дрн — pH — Рн. н =
«SB(PB н"РВ)-с(Х-х..) /10)
Для раскрытия значений х и хн используем
первые уравнения систем (6) и (7).
Согласно уравнению Сен-Венана и Вентце-
ля [291 и с учетом зависимости сечения между
клапаном и седлом от высоты подъема
Л1Пр = Це ndcxe sin <р
YbPb
Vrtb'
(П)
где ро — коэффициент расхода дроссельного се-
чения клапанного узла; da — диаметр седла;
е — коэффициент, учитывающий угол конуса
клапана; <р — половина угла конуса клапана.
Для объектов регулирования I типа, используя
86
для Afpacx формулу (1), из первого уравнения си-
стемы (6) найдем
_ Lh Рц /1
рсл dce sin <р Ув ръ ’ '
,.н еН у
_ 1 н. н "н. н л ох
(л”л doe sin <р г в. н Рв. и
где У в и Ун — величины, учитывающие пере-
пад давлений соответственно на клапанном узле
и шайбе; дополнительным индексом «н» обозна-
чены параметры при настройке.
Подставляя уравнения (12) и (13) в выраже-
ние (10), после преобразований получаем урав-
нение статической характеристики регулятора,
работающего на объект регулирования I типа:
|,Н ОН у
А (Рв. н - РВ) - С " и «
p.“ndcesinq>yB нрв н
Дрн =
/йщ Йо Н Рв. н
1*н ч «ш Рв
£ ।______^пАп 1
н ' Pc11 d<fi sin SP ¥в Рв
(14)
Для объектов регулирования II типа из пер-
вого уравнения системы (7) находим
87
Q
x = - _L,
рсл dce sin ф \r RT Pe ^b ’
%___________Днях Ph. h I
” p."ndcesin <p 1/rT Pb. h ^b. и
Подставляя в выражение (10), получаем
Отах
aSB (.Рв. н Рв) С н ___
p“ndc8s|n(p/R7’
Х^ jA
"в. н 1 в. к
РсОРв ,/в. И__ J
, М'сОтах^’в^в
Q __ _________
[1сл dce sin ф ]/RT PBYв/
1
(15)
Для объектов регулирования III типа, рас-
ход газа из которых не зависит от давления
в них,
Л1расх/ет
Pcndcesin ФГвЛ>’
х ^pmacx V
dc8 sin <₽FB „рв н ’
Арн — ctSB (рв. н Рв)
Al^cx У^Т
dce sin <рКв нрв. н
X
X
Нс ^расх
£ Л1™хх
1 В Н Рв. и
"К” X"
88

Из уравнений (14), (15) и (16) могут быть по-
лучены уравнения статических характеристик
для безрасходного режима работы регулятора,
который в отличие от расходных режимов опре-
деляется также и необходимым усилием уплот-
нения Гупл для герметизации клапана:
-Рв)+С—-Y>hh?h +
|лсл dce sin <pFB „рв „
+ Fy™]/SH; (17)
АрИ. О ~ [C^Sb (Рв. И - Рв) +
I _ ^тах^н. н , г, 1 /
+ с . v i/d-t + ^упл I / SH> (18)
^ся<1с8 51ПфГв нрв „V RT ]/ 7
Дрв. о -— I CXSb (рв.
&Рн. О --- [о:5в (рв. в " Рв) “J-
Н . ' Г, г г упл
p“ndc8 sm <pFB нрв н
(19)
Сравнение уравнений (14) — (16) статиче-
ских характеристик регуляторов для различных
типов объектов регулирования позволяет сде-
лать следующие выводы:
1. Уравнения для I и II типов объектов ре-
гулирования имеют одинаковую структуру, в то
время как в уравнении для III типа отсутствует
дополнительное слагаемое в знаменателе. От-
сюда следует, что один и тот же регулятор, ра-
ботающий в одном случае на объект регулиро-
89
вания I или II типа, а во втором — на объект
регулирования III типа при эквивалентных
расходах, будет в первом случае иметь несколько
меньшее отклонение Арн, чем во втором.
2. В проектных расчетах регуляторов малых
расходов допустимо пренебрежение этим сла-
гаемым, поскольку величина его определяется
высотой подъема клапана над седлом и поэтому
мала по сравнению с площадью чувствительного
элемента [28].
3. Статическая характеристика регуляторов,
работающих на объект регулирования III типа,
не зависит от давления настройки рн. н.
Полученные уравнения устанавливают связь
отклонения выходного давления Арн как с экс-
плуатационными параметрами рв. н, р„. н, Рв,
5Ш(Л4, Q), Т, так и с конструктивными dc, а,
С, ^н> ф*
Влияние эксплуатационных параметров. Наи-
больший интерес в практике представляет за-
висимость Арн — &рк (рв) для различных расхо-
дов газа. Изображенная графически, она дает „
наглядное представление о точности работы ре-
гулятора в заданном диапазоне давления рн и
расходов от максимального до минимального. ' А
Для регуляторов с а > 0 семейство кривых
статических характеристик Арн = Арн (рв) при
крайних значениях расходов представлено на
рис. 13, а, для регуляторов с а ^0 — на рис.
13, б. Различие характера кривых статических
90
характеристик объясняется гем, что при а > О
в уравнениях (14)—(16) члены в числителе име-
ют противоположные знаки, а при а О — оди-
наковые (отрицательные).
Диапазон отклонений выходного давления
6рн (рис. 13), который в конечном счете и ха-
Рис. 13. Статические характеристики одноконтурных ре-
гуляторов:
а — а > 0? б — а < 0.
растеризует точность регулятора, определяется
следующими зависимостями:
для регуляторов с а > О
6рН =
Др<а) при Др'в) 0;
Дрна) + | ДРн | при Др?’ < 0;
для регуляторов с а^О
брн = Дрн1 + | Др^ |
(20)
(21)
91
где Ар„а>, Ap’p, Ap*,d)— значения соответ-
ственно в точках a, b, с, d графиков рис. 13.
Используя уравнения (14) —(16) можно по-
лучить развернутые выражения для 6рн.
Влияние эксплуатационных параметров на
статические характеристики сводится к следую-
щему [28]:, увеличение диапазона входного дав-
Ркс. 14. Влияние
эксплуатационных
параметров на ста-
тические характе-
ристики.
ления увеличивает Арн, увеличение рн. н при-
водит к уменьшению Арн, увеличение расхода
газа через регулятор уменьшает отклонение Арн.
Схематически влияние эксплуатационных па-
раметров на Ар„ показано на рис. 14 [28]. Выяв-
ленное влияние эксплуатационных параметров
свидетельствует о том, что расчет статических
характеристик регуляторов следует проводить
для наиболее жестких условий: при максималь-
ном диапазоне рв, минимальном рв. н и мини-
мальном расходе газа.
92
Влияние конструктивных параметров. Эффек-
тивная площадь чувствительного элемента SH
оказывает наиболее существенное влияние на
отклонение выходного давления. Как следует
из уравнений (14)—(16), увеличение эффектив-
ной площади уменьшает Арн. Однако этот путь
ведет к увеличению массы и габаритных разме-
ров регулятора.
Влияние диаметра седла на статические ха-
рактеристики двояко: увеличение диаметра седла
приводит к уменьшению Арн при изменении рас-
хода и увеличивает Арн при изменении рв. По-
следнее объясняется тем, что при отсутствии эле-
ментов, уравновешивающих клапан от действия
входного давления, растет его неразгрузка.
Практический вывод отсюда следующий: диа-
метр седла должен быть минимальным, но не
меньше той величины, которая обеспечивает про-
ход максимального из заданного диапазона рас-
ходов количества газа, т. е.
min. с ?н. к ' н
с г>ш П у
•в. К Я В. К
либо
rmin
/с
^расх/^
Рв. к^в. к
где fc—площадь отверстия седла регулятора;
93
Рв. к — конечное (минимальное) давление на вхо
де регулятора; YB, к — величина, соответствую-
щая рв.к-
Для уменьшения влияния сопротивления не-
регулируемого цилиндрического отверстия сед-
ла его диаметр должен быть увеличен по сравне-
нию с расчетным примерно в два раза [161.
Влияние степени неразгрузки клапана а.
Как отмечалось выше, при а > 0 члены в чис-
лителе уравнений (14)—(16) имеют противопо-
ложные знаки. Таким образом соответствующим
подбором конструктивных параметров можно
минимизировать Арн, не увеличивая эффектив-
ную площадь SH. При а О отклонение Арн
при тех же условиях будет больше. Отсюда сле-
дует, что при проектировании предпочтительно
выбирать клапаны с а > 0. Клапаны с а < 0
рекомендуется применять в тех случаях, когда
расчетный диаметр седла мал и конструктивно
клапан обратного хода не может быть вы-
полнен.
В целом, уравновешивание клапана от дей-
ствия входного давления уменьшает Ар„. Од-
нако во всех случаях как для клапанов обрат-
ного, так и прямого хода следует стремиться
к тому, чтобы а было больше нуля.
Влияние жесткости упругих элементов. Ана-
лиз уравнений (20) и (21) показывает, что изме-
нение жесткости оказывает различное влияние
на 6рн в зависимости от эксплуатационных и
94
конструктивных параметров, в частности от
знака а и соотношений
рЕ. н
₽в. к Mmin '
Для регуляторов с а < 0 увеличение жесткости
вызывает увеличение отклонения выходного дав-
ления. Тот же вывод можно сделать и для регу-
ляторов с а > 0, если
Рв. н мта*
Рв. к < Д4т‘п '
ГТ п Рв. я мтах
Для регуляторов с а>0 — >
Значение жесткости, при котором диапазон
минимален, находится вблизи точки, определя-
емой уравнением
С = а/с^. (22)
Лн
Статические характеристики двухконтурных
регуляторов. Состояние двухконтурных регу-
ляторов определяется удвоенным числом пара-
метров по сравнению с одноконтурными. При
наличии дополнительных и промежуточных по-
лостей между контурами число параметров уве-
личивается еще больше. Таким образом динами-
ческая модель двухконтурного регулятора, по-
строение которой производится по принципу,
изложенному выше, содержит не менее шести
уравнений.
95
Динамические модели двухконтурных регу-
ляторов одного параметра описаны в ряде работ
[10], [62].
В настоящее время все большее применение
находят регуляторы двух параметров. В частнос-
ти, для регулирования давления реагентов в
ЭХГ в качестве малогабаритных устройств ис-
пользуются двухконтурные регуляторы со свя-
зью измерительных устройств [4]. Приведем ос-
новные зависимости,необходимые для расчета ста-
тических характеристик таких регуляторов [45].
Динамическая модель двухконтурного регу-
лятора со связью измерительных устройств опи-
сывается с учетом указанных ранее допущений
следующей системой уравнений:
Рн, — 1 W [^1пР — -^Ipacx Ph^hjVi/Д1У1)»
= 77 (—— Ph,SH1 + Fl — CS1X1—
— cnpX2 kjPi) >
Xi = Vi,
' k^R^T21м ______ nit ________ '
Pa2 v"*2np W12 pacx
— RRT г)> »
V 2 ~= — ( О-г^ВгРвг ' F2 ^SjX2
— cnp%i — k2v2);
x2 = vt)
96
где Си, (cs2) — суммарная жесткость упругих
элементов I (II) контуров, включая основную
пружину; спр — жесткость основной пружины.
Индексы 1 и 2 определяют параметры соответ-
ственно первого и второго контура.
Аналогично тому, как было сделано для од-
ноконтурного регулятора, получим уравнения
статических характеристик для рассматривае-
мого двухконтурного регулятора, причем, будем
полагать, что он работает на объекты регулиро-
вания III типа. Эти уравнения примут вид
'в. н, ~Рв,)---Се,Хн, X
Их L
Mj YB. Н, Рв. н, _ Л___
1 I спрЛ2 А
(мщ
х \ М~ ~Y~ рв
v 1Ни, М2 ^В. н, Рв. и, _ ] .
V ”
ДРн,= Л [с
у
xfe
\ Н1
н, ГВ1 РВ1
в2 (Рв. н, Рвг) Cs2Xh2 X
Y р \
В- Fb- Н* 1 ] Г у у
п * ] сПрЛ1 24
At j в. н, Рв. Н, _ J |
МН1 Гв, Рв, Л
Поскольку рассматриваемый регулятор обес-
печивает взаимосвязанное поддержание выходных
давлений, то важной его характеристикой явля-
4 о-зи
97
ется отклонение от настроенного перепада дав-
лений в объектах регулирования I и II контуров:
А = (Рн, — рНг) — (рн. н, — Рн hJ = Ари, — Арн,-
(23)
Для часто встречающихся в практике слу-
чаев, когда S„, = выражение (23) принимает
вид
А — с [°Ч*$В, (Рв. н, Рв,) ct2SB2 (р в. н рв )
---(с2,-----Спр) Хв,
/Ч, Mt "
k Mi MHl VBi
+ (Cs2— Ctlp)*H2
к, м2 yb,
, М2 МЯ! rB2
Мв. h2__
Рв, '
^В. Ht |
"КГ"
Как следует из полученных уравнений, па-
раметры АрН1, Ан, и А являются функциями
четырех переменных рв, , рв„ и М2. Поэтому
для определения максимальных отклонений и
диапазонов этих параметров необходимо поль-
зоваться методами нахождения экстремумов
функций нескольких аргументов. При проекти-
ровании регуляторов, предназначенных для
работы в системах ЭХГ, эта задача несколько
упрощается, поскольку изменение расходов Мг
и Л12, связанное с увеличением или уменьшением
нагрузки ЭХГ, происходит одновременно, а крат-
ность их остается постоянной согласно элек-
трохимической реакции. Таким образом можно
98
выделить два крайних режима: I — при мак-
симальных и II — при минимальных расходах
газа в обоих контурах. Уравнения статических
характеристик при этом получаются в резуль-
тате подстановки М± = 7HHi; М2 MKs для 1 ре-
жима и Mi = М2 — М™'" для II режима.
Для каждого режима зависимость рассмат-
риваемого параметра Др1т Др2 или Д от рВ1 и
рВг графически представляет собой поверхность
в системе координат Р, рВ1, рв„, где Р— рас-
сматриваемый параметр. Используя необходи-
мое и достаточное условие экстремума функций
двух аргументов, могут быть найдены максимум
и минимум каждого из выходных параметров
регулятора. Например, для ДрН1 эти выражения
имеют такой вид:
4*
99
Ар™, = min -
Диапазон отклонений
6 (дРн1) = Ар™х + |Др,г |.
Исследование функции Д = Д (рв-, рВс) пока-
зывает, что она не имеет экстремумов. Поэтому
для нахождения максимального и минимального
значений Д необходимо производить расчет на
границе области (рв рв. К1; рв. нг> Рв. кг), т. е.
для каждого режима следует рассматривать че-
тыре \ равнения:
Д = Д (рв,) при рВг = рв. к,;
А = А (Рв,) при рВг = рв. н,;
Д = Д (рВ1) при рв, = рв. к/,
А = А (рв,) при рв, = рв. н„
по которым и определяется максимальное от-
клонение А и диапазон его изменения.
ДИНАМИКА РЕГУЛЯТОРОВ
Регулятор давления вместе с объектом регу-
лирования представляет собой замкнутую сис-
тему автоматического регулирования. Внешние
возмущения, к которым относятся, например, из-
менение давления рв, расхода, либо механиче-
ские воздействия, вызывают отклонение регу-
лируемого параметра рн, которое по линии об-
ратной связи действует на чувствительный эле-
мент. В результате система переходит в новое
состояние, которое для нормального функцио-
нирования должно быть устойчивым.
Под динамической устойчивостью системы
в теории автоматического регулирования пони-
мают способность ее возвращаться в состояние
равновесия после исчезновения внешних сил,
которые вывели ее из этого состояния 114]. До
момента времени Tj система с регулятором дав-
ления находилась в установившемся положении,
которому соответствовало давление рн, (рис.
15). В момент времени тх было нанесено внеш-
нее возмущение, выражающееся, например, в
скачкообразном увеличении расхода газа из
объекта регулирования. Если регулятор дина-
мически устойчив (рис. 15, а), то через некоторое
время т — т2 — д система перейдет в новое
установившееся устойчивое состояние при значе-
нии выходного давления рн,- Переход системы
из одного устойчивого положения в другое мо-
101
жет происходить в зависимости от внутренних
свойств ее либо достаточно плавно (кривая tn),
либо с затухающими колебаниями (кривая п).
И в том и в другом случае регулятор является
динамически устойчивым. Если после прекра-
щения действия внешнего возмущения колеба-
ния не затухают (рис. 15, б), то регулятор явля-
ется динамически неустойчивым. Таким образом,
Рис. 15. Переходные процессы в динамически устойчивом
(а) и динамически неустойчивом (б) регуляторе.
при оценке динамической устойчивости рассмат-
ривается не переходной процесс, а способность
регулятора после прекращения действий внеш-
них возмущений прийти в устойчивое устано-
вившееся состояние.
Динамические свойства системы определяют-
ся прежде всего наличием в ее составе сущест-
венно нелинейных звеньев, а также нелинейных
зависимостей между параметрами. В регулято-
рах давления к ним относятся подвижные звенья
с сухим трением, промежуточные полости, сооб-
102
щенные с объектом регулирования, нелинейная
связь расхода с давлением рн при докритических
перепадах. Если существенно нелинейные зве-
нья отсутствуют, например силы сухого трения
малы и величиной промежуточных полостей мож-
но пренебречь, то система близка к линейной.
В теории автоматического регулирования
имеется ряд методов анализа динамической
устойчивости как линейных, так и нелинейных
систем [141, причем исследование устойчивости
нелинейных систем во многих случаях вызывает
значительные трудности. Для упрощения этой
задачи производится линеаризация уравнений,
которая позволяет применить тот или иной кри-
терий устойчивости как для линейной системы.
Наибольшее распространение в практике про-
ектирования регуляторов получили алгебраи-
ческие критерии устойчивости Рауса — Гур-
вица. С их помощью можно не только произ-
вести оценку устойчивости регулятора, но и вы-
явить влияние на нее того или иного конструк-
тивного или эксплуатационного параметра.
Условие динамической устойчивости. Необ-
ходимым и достаточным условием динамической
устойчивости линейных систем является положи-
тельное значение определителя Гурвица. Опре-
делитель Гурвица состоит из коэффициентов ли-
неаризованных уравнений динамической модели
системы автоматического регулирования. При-
ведем алгебраические критерии устойчивости
103
одноконтурного регулятора без учета сил сухо-
го трения. Для упрощения будем пренебрегать
расходом энергии на контурную работу, совер-
шаемую газом при перемещении подвижных эле-
ментов, в связи с малой величиной ее по срав-
нению с мигрируемой энергией газа. Положим
также, что регулятор функционирует при кри-
тических и сверхкритических перепадах давле-
ния. С учетом этого критерии динамической ус-
тойчивости в развернутом виде можно записать
следующим образом:
для регуляторов, работающих на объект ре-
гулирования I типа,—
\(kVRf.. с v V । kVRT „ с v к , с]
к I---де?-Р-иг~>ш‘ ш — г ~
— pBpnrfce sin фУЛ > 0; (24)
для регуляторов, работающих на объект ре-
гулирования II типа,—
L\W7/ w т}
— k^T рвцлс!се sin <рУв£н > 0; (25)
для регуляторов, работающих на объект ре-
гулирования III типа,—
к pBptdce sin <рУв5н > 0. (26)
104
Приведенные зависимости свидетельствуют
о том, что динамическая устойчивость регуля-
тора зависит от эксплуатационных и конструк-
тивных параметров. Анализ критериев позволяет
выявить влияние указанных параметров на ус-
тойчивость системы.
Влияние эксплуатационных параметров мож-
но свести к следующему: 1) с увеличением рас-
хода в объекте регулирования (S1U; Q) устойчи-
вость регулятора, работающего на объекты I и
II типа улучшается; для регуляторов, работаю-
щих на III тип объекта, величина расхода не
влияет на устойчивость; 2) увеличение входного
давления рв понижает устойчивость во всех слу-
чаях; 3) влияние свойств газа (/?, k) и его тем-
пературы не однозначно и может быть выявлено
только в совокупности со всеми параметрами ре-
гулятора.
Конструктивные параметры влияют на ус-
тойчивость следующим образом: 1) определяю-
щее влияние на устойчивость оказывает вязкое
трение; если оно отсутствует, то регулятор при
любых значениях других параметров будет неус-
тойчивым без дополнительного корректирующего
звена; 2) устойчивость повышается с увеличени-
ем коэффициента вязкого трения (/г), жесткости
(с) и вместимости объекта регулирования (W)
[27]; 3) увеличение массы подвижных элементов
(/и), площади чувствительного элемента (S„) и
диаметра седла (dc) ухудшает устойчивость 127].
105
Переходные процессы в системах с регуля-
тором. Во многих пневмосистемах до и после
регулятора установлены быстродействующие
клапаны, обеспечивающие открытие и закрытие
магистралей подвода и отвода газа. При их сра-
батывании возникают переходные процессы как
в системе, так и в регуляторе. Они проявляются
в виде значительного повышения («заброса») дав-
ления в выходных полостях регулятора и объек-
те регулирования при открытии быстродейст-
вующего клапана на входе в регулятор (резкая
подача газа) либо «провале» выходного давле-
ния при открытии клапанов на выходных маги-
стралях. Эти процессы могут также сопровож-
даться ударами клапана регулятора о седло и
быть причиной возникновения автоколебаний.
Рассмотрим подробнее переходные процессы
при резкой подаче газа в регулятор. Возможны
два вида процесса: резкая подача газа в регуля-
тор, сообщенный с замкнутой полостью объекта
регулирования, без расхода и с расходом газа из
объекта. Характерным при резкой подаче газа
является то, что давление газа на входе в регу-
лятор, как правило, близко к максимальному, а
клапан регулятора находится в полностью от-
крытом положении. Таким образом дроссельное
сечение между клапаном и седлом больше тре-
буемого и определяется конструктивным ходом
клапана. Рассматриваемый переходной процесс
можно разделить на две основные фазы: 1) на-
106
полнение полостей за регулятором до начала
трогания подвижной системы; 2) движение кла-
пана до посадки на седло, когда из объекта регу-
лирования расхода нет (первый вид процесса),
либо движение клапана до необходимой высоты
подъема над седлом при наличии расхода (вто-
рой вид процесса). В последнем случае резкая
подача газа может вызвать колебания, так как
в результате инерционных сил и «заброса» дав-
ления клапан перейдет через положение, соот-
ветствующее установившемуся режиму.
Качественная и количественная стороны пе-
реходного процесса при резкой подаче газа мо-
гут быть выявлены экспериментально по осцил-
лограммам, а также в результате непосредст-
венного решения системы дифференциальных
уравнений, описывающих процесс. Так как в
процессе наполнения полостей, особенно в на-
чальный момент, в связи с максимальным откры-
тием клапана, скорости газа значительны, для
снижения погрешности расчета следует по воз-
можности учесть все промежуточные полости
как до, так и после регулятора.
Получаемая в результате система дифферен-
циальных нелинейных уравнений имеет довольно
высокий порядок, поэтому ее решение возможно
только с помощью ЭВМ.
Опыт показывает, что для снижения «забро-
са» давления, а также вероятности возникнове-
ния автоколебаний необходимо принимать сле-
107
дующие меры: а) обеспечивать конструктивный
ход (максимальную высоту подъема клапана над
седлом) таким, чтобы не допускать значительного
увеличения дроссельного сечения клапанного
узла против максимального расчетного; б) тру-
бопроводы, соединяющие регулятор с объектом
регулирования, выбирать с максимально воз-
можным внутренним диаметром; в) устанавли-
вать на входе в регулятор постоянный дроссель,
а если это ведет к ухудшению статических ха-
рактеристик, то автодроссель.
Особое место среди динамических процессов
в регуляторе занимает функционирование его в
условиях действия внешних вибраций, которые
возникают как на передвижных, так и в стацио-
нарных установках в результате работы различ-
ных машин и механизмов. Вибрация, действуя
на подвижные части регулятора, может привес-
ти к вынужденным колебаниям, что отрицатель-
но влияет на механическую систему регуля-
тора и вызывает колебание выходного давления
газа.
Вынужденные колебания в линейной системе
имеют ту же частоту, что и вибрационные воз-
действия. Поэтому задача сводится к определе-
нию амплитуды вынужденных колебаний. Урав-
нение для амплитуды вынужденных колебаний
подвижных частей регулятора, потученное из
линеаризованной модели [46], имеет следующий
вид:
108
|/ со2 (со2 — а2)2 + аЦ <о2 — “3J
где Л —амплитуда вынужденных колебаний;
В — ускорение перегрузки вибрационного воздей-
ствия; со — частота ьолебаний; alt tz2; а3— коэф-
фициенты уравнений линеаризованной модели:
а1 = а11 4“ й22> аг — а11а22 4“ а12а21 4~ й23» а3 ~
~ <2цй2з 4* ^13^21» ^11 = Р$Ц|У\ ВТ[W\ CZj2 =
= kpnSK/W-, а13 = kYp l Bl'p^iTxdcE sin ф/IF;
<221 = S„/m; а22 — к/m', а23 = dm.
Уравнение (27) показывает, что амплитуда
вынужденных колебаний прямо пропорциональ-
на амплитуде воздействия и убывает с возрас-
танием частоты со. Для нахождения максимума
А необходимо построить по уравнению (27)
амплитудно-частотную характеристику А = Л(со)
с помощью известных методов исследования
функций.
Одним из способов уменьшения амплитуды вы-
нужденных колебаний является введение звена
с сухим трением. Не приводя громоздкого вы-
ражения для амплитуды в этом случае, укажем,
что при условии где FTp— сила
сухого трения, можно полагать, что вынужден-
ные колебания в регуляторе будут практически
отсутствовать [46].
РАСЧЕТ И ОПТИМИЗАЦИЯ
ОСНОВНЫХ КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
Задачей расчета регуляторов является оп-
ределение их конструктивных параметров, обес-
печивающих поддержание выходного давления
в заданных пределах и устойчивую работу си-
стемы при изменении входных параметров.
К конструктивным параметрам, подлежащим
определению при расчете, относятся: диаметр
седла dc, коэффициент неуравновешенности кла-
пана а, суммарная жесткость упругих элемен-
тов с, эффективная площадь чувствительного эле-
мента S4. э, параметры основной и клапанной
пружины.
Кроме того, в расчете определяется минималь-
ная вместимость объекта регулирования, кото-
рая обеспечивает динамическую устойчивость
системы.
При проектировании малогабаритных регу-
ляторов возникает необходимость оптимизации
указанных параметров для реализации требова-
ний по минимальной массе и габаритным раз-
мерам.
Очевидно, что главными параметрами, опре-
деляющими габаритные размеры и массу регу-
лятора, являются диаметр и высота чувствитель-
ного элемента. Кроме того, площадь чувствитель-
ного элемента оказывает существенное влияние
на размеры основной пружины, так как чем боль-
110
ше площадь чувствительного элемента, тем боль-
шее усилие должна обеспечивать пружина при
одном и том же выходном давлении.
Таким образом, под оптимизацией конструк-
тивных параметров малогабаритных регулято-
ров будем понимать метод расчета, позволяющий
получить такое сочетание указанных парамет-
ров, которое при минимальной площади чувст-
вительного элемента удовлетворяет требованиям
по точности и динамической устойчивости регу-
лятора.
В качестве исходных данных для выполне-
ния расчета испо !ьз\ются максимальное ръ. н и
минимальное рв. к давление на входе; номиналь-
ное рГ, максималы ое р™ах и минимальное р™1П
давление на выходе; максимально допустимое
давление на выходе в безрасходном режиме рп;
диапазон расходов через регулятор, заданный
в виде 7Wrairi и Л1гаах, либо Qmin и Qmax, либо
5ш*п и S™x; вид газа и его температура 7’вах
и Т^"'\ вместимость объекта регулирования W.
Расчет регуляторов включает: гидравличе-
ский и геометрический расчет, в результате ко-
торого определяются необходимые дроссельные
сечения клапанного узла, диаметр седла, высо-
та подъема клапана над седлом; выбор типа кла-
пана по направлению движения газа и степени
неуравновешенности его; выбор суммарной жест-
кости и площади чувствительного элемента;
111
силовой расчет пружин; проверочный расчет
статических характеристик; проверка условия
динамической устойчивости.
Кроме указанных, в случае необходимости,
проводятся расчеты вспомогательных устройств
(предохранительных клапанов, автодросселей,
устройств для компенсации жесткости), а также
расчеты динамических переходных процессов и
вынужденных колебаний.
Гидравлический расчет. В зависимости от ха-
рактера расхода газа из объекта регулирования
площади дросселирующих сечений определяются
по одной из формул:
при заданном массовом расходе —
С Рс^В ’
при заданном объемном расходе —
_____Q__ .
РвиЛвК^в’
при заданной площади сечения расходной
шайбы —
у ном
S_ л ill Рн О
С — v 7
Нс Гс Рв
Для дальнейших расчетов необходимо вычис-
лить максимальную и минимальную площадь
112
дроссельного сечения, а также площадь при мак-
симальном входном давлении.
Максимальная площадь S™ax определяется
при следующем сочетании параметров:
(-НОМ\
^в. к/
Минимальная площадь S™1”-—при Afrain
(он°м\
Площадь Sc’raax — при 7Hmax (Qmax или S™ax),
(ном\
^в. и/
Площадь Sc’rain — при 7Wmin (Qrahl или S™"1),
Коэффициенты расхода цс и рш принимаются
согласно опытным данным, а при отсутствии
таких данных можно полагать, что цш = 0,9,
рс = 0,7 ... 0,8. Температура Тв принимается
средней из заданного диапазона.
При расчете диаметра седла следует учиты-
вать, что определяющим дросселирующим сече-
нием должно быть сечение, образованное между
клапаном и седлом.
Поэтому площадь живого сечения седла долж-
на быть, как указано выше, больше, чем S™ax.
113
Отсюда диаметр седла
/егпах
~ , (29)
где п — коэффициент относительного сечения,
выбираемый из ряда 0,25...0,5.
Меньшие значения п следует брать для регу-
ляторов обратного хода, так как толкатель час-
тично перекрывает отверстие седла.
Форма клапана определяет конструктивную
характеристику регулирующего органа — за-
висимость дросселирующего сечения от высоты
подъема клапана. В малогабаритных регулято-
рах наибольшее распространение получили плос-
кие и конусные клапаны, для которых высота
подъема
л dce sin <р ’ ' '
где е — поправочный коэффициент; dc — диа-
метр кромки седла, на которой происходит дрос-
селирование газа (рис. 16).
Поправочный коэффициент 8 зависит от. угла
2(р и величины п. Значения 8 приведены на
рис. 16.
Выбор типа клапана в зависимости от на-
правления движения газа и степени неуравнове-
шенности. При выборе типа клапана необходимо
учитывать следующие факторы: требуемый вид
114
статической характеристики (падающий или воз-
растающий), заданную точность регулятора,
предъявляемые требования к герметичности кла-
пана в безрасходном режиме, конструктивные
возможности выполнения клапана обратного или
прямого хода.
С точки зрения вида статической характерис-
тики определяющим является знак коэффициен-
Рис. 16- Геометрические параметры клапанного узла:
а — плоский клапан; б — конусный клапан; е — значения коэф-
фициента е.
п t при значения» f, °
/да 120 90 60 30
0,25 1 1 095 0,95 0,95
0,5 1 0.95 09 09 085
б
та неразгрузкн а. Для полностью неразгружен-
ных клапанов прямого хода а = —1, а для об-
ратного а = 1. Как указывалось выше,” если
а > 0, то имеется возможность путем подбора
других конструктивных параметров обеспечить
заданную точность регулятора пци меньшей эф-
фективной площади, чем в случае а < 0. При
малых диаметрах седла (dc < 5 мм) разгрузку
клапана обычно не применяют, так как это вы-
зывает большие конструктивные трудности.. Для
115
диаметров седла dc < 2 мм клапаны обратного
хода вообще не могут быть выполнены из-за от-
сутствия места для толкателя, который должен
проходить через отверстие седла.
Применение неразгруженных клапанов пря-
мого хода целесообразно в тех случаях, когда
наряду с малым расходом газа предъявляются
высокие требования к герметичности клапана
в безрасходном режиме. Особенно эффективно для
этой цели применение рычажной связи чувстви-
тельного элемента с клапаном прямого хода. При
dc > 5 мм для уменьшения габаритных разме-
ров регулятора целесообразно применение эле-
ментов, уравновешивающих клапан от воздей-
ствия входного давления. Однако для улучше-
ния статических характеристик следует остав-
лять часть неуравновешенной площади клапана
с таким расчетом, чтобы а > 0.
Расчет суммарной жесткости и площади чув-
ствительного элемента. В настоящее время
достаточно полно разработан метод оптималь-
ного расчета суммарной жесткости и площади
чувствительного элемента для одноконтурных
регуляторов, которые предназначены для рабо
ты в области сверхкритических перепадов дав-
лений и в близких к ним областям. Для более
сложных структур эти параметры подбирают
на основе опыта и затем производят провероч-
ные расчеты статических и динамических харак-
теристик.
116
Остановимся на основных положениях мето-
да оптимального расчета одноконтурных регу-
ляторов. В зависимости от эксплуатационных
параметров и знака коэффициента а существует
два метода расчета.
Первый относится к регуляторам, для кото-
рых заданные эксплуатационные параметры
характеризуются соотношениями
Дв1н>л^. Дв.н ^ах п рв.н>0тах
Рв. к "" Л1т*п ’ Рв. к S™in Рв. к S Qmin ’
а а > 0.
С помощью второго можно рассчитывать ре-
гуляторы с а < 0 для любых соотношений экс-
плуатационных параметров и регуляторы са>
0, эксплуатационные параметры которых ха-
рактеризуются соотношениями
п ллтах V Smax тах
^в. н /и, Рв. Н ш и ЛИ Н Ч
Ръ к Л1т‘П ’ Рв к Smin Рв к 0min'
Оба метода основаны на результатах анали-
тического исследования функционала, отражаю-
щего зависимость диапазона отклонения выход-
ного давления 6рн от жесткости с и эффективной
площади S4. э- Для первого случая совокуп-
ности эксплуатационных параметров и коэффи-
циента а в результате указанных исследований
получено выражение для с (22), при котором
функционал 6рн имеет минимум для заданного
117
значения S4. э- Отсюда расчет сводится к опре-
делению с по формуле (22), после чего вычисля-
ется S4. э по формуле
1 ( 9, Г Mmin \
^4‘ Э фр~ а‘ с \РЪ-а~Т- Ръ-К 2 I/ д^тах Рв- КРВ- к)
(31)
Если расходы заданы в другой форме, то вмес-
то М подставляется Q или 5Ш- Для проверки усло-
вия динамической устойчивости необходимо ре-
шить относительно W одно из неравенств (24)—
(26) и сравнить полученное значение с заданной
вместимостью объекта регулирования.
Для второго случая совокупности эксплуата-
ционных параметров и коэффициента а расчет
сводится к нахождению на плоскости парамет-
ров с, SH области их допустимых значений.
С этой целью строятся две линии, одна — отра-
жающая связь с и SH для заданного диапазона от-
клонения выходного давления 6рн, а другая —
связь тех же параметров на границе области ус-
тойчивости при заданной вместимости объекта
регулирования. Уравнение первой кривой, ко-
торое получается из выражений (20), (21),-имеет
следующий вид при условии работы регулятора
на III тип объектов регулирования:
1) а <0 —
е 1 Г1 । f i \ । (Рв в Л1'пах\ .
5н ~ I а | fc (Рв. н Рв. к) + схн * ~~ MminJ]>
118
2) a > 0 —
f
^с(Рв.в-Рв.к)-СХн
\Лв. к /VI
а/с^-к;
лн
44min
схнрв.на/о—+
— 1
для О
1
бРн
(32)
рв. и Л1тах
хн мп,,п
Для
. Рв. Н I
+ СХ-----1 ДЛЯ
Рв. к/
Г Рв. К -
Щс— <С<0
лн
j — а/с (Рв. в — Рв к) + сх„ X
X (Р*- " Aimin^
Х \Рв. К /Итах/
с af ^.н Л1таХ
> Гс *„ Mmin‘
Уравнение второй кривой легко может быть
получено из неравенств (24)—(26). С целью упро-
щения расчетов и построений указанные урав-
нения можно использовать и для регуляторов,
предназначенных для работы с другими типами
объектов регулирования.
Пример получаемого в результате построений
графика показан на рис. 17. Область допусти-
119
s,
Линия границы дина-
мической устоичиОости.
/Область^.
/допустимых.
/значенийСиХт
/[/Линия заданного
/ । диапазона др,
/ I Ofnin JP
Рис. 17. Графоанали-
тический метод опре-
деления конструктив-
ных параметров одно-
контурных регулято-
ров.
льные устройства,
мых значений с и SH заштрихована. Очевидно,
что минимальные массогабаритные показатели
проектируемого регулятора будут достигнуты при
условии выбора с и SH вблизи точки пересече-
ния N.
При расчете может возникнуть ситуация,
когда линии не пересекутся. Это свидетельствует
о том, что одноконтурный
регулятор по заданным па-
раметрам не может быть
выполнен. Такие случаи
возможны при проектиро-
вании весьма точных регу-
ляторов, или когда пара-
метры, влияющие на дина-
мическую устойчивость
(вместимость объекта регу-
лирования и коэффициент
вязкого трения), малы.
При создании регуляторов
с подобными параметрами
следует применять более
сложные структурные схе-
мы (двухконтурные), либо
использовать вспомогате-
улучшающие статические
и динамические характеристики.
Силовой расчет пружин. При силовом расчете
определяются необходимое рабочее и установоч-
ное усилия клапанной и основной пружин и
120
выбираются их жесткости из условия получен-
ной ранее суммарной жесткости всех упругих
элементов.
Установочное усилие клапанной пружины вы-
бирается в зависимости от требуемого усилия
уплотнения в клапанной паре и силы трения,
возникающей при движении клапана, FycT =
= FynJ1 + Frp, где FytM—требуемое усилие уп-
лотнения; Ftp — сила трения клапана.
Рабочее усилие клапанной пружины Fpa6 =
= FycT + СклХконстр, где скл—жесткость клапан-
ной пружины (выбирается конструктивно);
Хконстр — конструктивный ход клапана.
Установочное усилие основной пружины оп-
ределяется из уравнения равновесия подвижной
системы при максимальном расходе и минималь-
ном входном давлении:
FycT — Рв. к5ц 4" FycT 4" СкдХщах 4~
4" | ® | 5В (Рв. К Рв. к) ± ^Ч. Э-^Ч. 9,
где сч. э — жесткость чувствительного элемен-
та; хч. 9 — величина сжатия или растяжения
чувствительного элемента от нейтрального поло-
жения при максимальном входном давлении.
Если чувствительный элемент сжат, то последнее
слагаемое берется со знаком минус и наоборот.
Жесткость основной пружины cOCH = с—скл—
— сч. э. По полученной жесткости определяется
рабочее усилие пружины Fpa6 = Fycr 4- Сосн-Kmax-
121
Расчет давления при безрасходном режиме.
В ряде случаев к регуляторам предъявляется
требование по ограничению давления в безрас-
ходном режиме. Выполнение этого требования
возможно двумя путями: обеспечением герме-
тичности клапанной пары либо установкой пре-
дохранительного клапана в выходной полости.
Расчетное значение выходного давления ре-
гулятора в безрасходном режиме без предохра-
нительного клапана определяется по формуле
*' ном
Рн -- Рн
~2 ^Рн +5 ' ' *^в ^в* н Рв-
(33)
н
+ СХн /*упл]-
Если полученное расчетное значение р° пре-
вышает заданное, то следует уменьшить абсо-
лютное значение а, увеличить SH или, если это
возможно, уменьшить с.
Примеры расчета одноконтурных регулято-
ров.
Пример 1.
Необходимо произвести расчет основных, конструк-
тивных параметров регулятора, предназначенного для ра-
боты на азоте по следующим исходным данным:
рв н = 35 МПа; рв к = 4 МПа; р£ом = 2,1 МПа;
ргпах = 2>25 МПа. pmin = 1>95 МПа. ро = 2>3 МПа;
А1тах = 0,014 кг/с; Mmin = 0,003 кг/с; 7™in = 268 К;
Т™Х = 313К; R = 302,5 Дж/кг-К; *=1,4;
W = 1000 см3.
122
1. Гидравлический расчет.
Определяем площадь дросселирующего сечения по
формуле (28) при крайних значениях рабочих параметров:
птах
‘’с
gmin
0,014 /302,5 • 313
~ 0,7 • 0,682 • 4 • 106
= 0,0225 см2;
0,003 /302,5 • 268
0,7 • 0,682 • 35 • 106
= 0,0005 см2;

, max
0,014/302,5 • 313
“ 0,7 • 0,682 • 35 • 106
= 0,00257 см2.
Определяем d'c по формуле (29):
- '-13 / (о.г50г25о.а - <°-24 • • • “эд “•
Принимаем dc = 0,25 см и конусную форму клапана
с углом 2<р=120°. Поскольку диаметр седла относи-
тельно мал, разгрузка клапана от действия входного дав-
ления не предусматривается, при этом а — 1.
Вычисляем высоты подъема клапана над седлом по
формуле (30):
0,00257
g0, max
*н endcsin<p 0,9 • 3,14 • 0,25 • 0,867 0,0042 см,
.in = Sc’™1" = 0,0005
н ел dc sin <р 0,9 • 3,14 • 0,25 • 0,867
5ГХ 0,0225
*тах - ел sin <р — 0,9 • 3,14 • 0,25 • 0,867
0,00083 см;
0,037 см.
123
2. Расчет основных конструктивных параметров.
Соотношение эксплуатационных параметров
Рв.н .35 MmaX °’014
Рв. к = 4 ’ ’ Л)т.п 0,003
Рв. н Л1таХ
Рв. к > Л1т’П ’
т. е. расчет необходимо производить в соответствии с пер-
вым методом.
Определяем суммарную жесткость упругих элементов
по формуле (22):
‘-'•т-ода-®®=4670н'"- Ъ-
Находим эффективную площадь чувствительного эле-
мента по формуле (31)
s.°8>-'T'№x
X ^3500 + 400 — 2 3500 - 400j = 6,9 см2
(с целью получения запаса на неучтенные факторы в форму-
лу подставлена часть заданного диапазона отклонения орн).
Прежде, чем окончательно выбрать тип и размеры
чувствительного элемента, следует определить -расчетное
значение выходного давления в безрасходном режиме по
формуле (33):
= 2,1-10,2 +
1 • ~ • 0,252 (3500 — 400) + 4670 • 0,004 + 130
-| __________=
= 2,42 МПа.
124
Полученная величина больше заданной, поэтому не-
обходимо увеличить площадь чувствительного элемента.
Принимая сильфонный тип чувствительного элемента, вы-
бираем ближайший из гостированного ряда сильфон D —
= 4,j_cm и Sa = 13,2 см2. Расчетное значение р® в этом
случае
= 2,1-10,2 +
°’252 (3500 ~ 400> + 4670 • °>004 + 130
Ч 1320 =
= 2,22 МПа.
Таким образом расчетное значение меньше заданного.
3. Проверка величины вместимости объекта регули-
рования.
Решая относительно W неравенство (26), найдем
kmVRTp* ,„V.(?id<YnSn
КС
1,4 • 0,2]Л302,5 • 313 • 3500 • 0,7-3,14х
х0,25 • 0,682 • 13,2
0,4 • 4670
= 795 см2.
Поскольку заданная вместимость объекта регулиро-
вания больше расчетной, то условие динамической устой-
чивости выполняется.
Пример 2
Рассчитать основные конструктивные параметры ре-
гулятора для воздуха по следующим исходным данным:
рв н = ЗМПа;
125
рв. К = ’>7МПа; Рн°ы = 0,9 МПа; = 0,95 МПа;
Р™” — 0,85 МПа; р° = 1 МПа; /Итак — 8,3 г/с;
Mmin = 0,139 г/с; 7™‘п = 268 К; Т™ах = 373 К;
R = 292,7 Дж/кг-К; k = 1,4; IT = 500 см3.
1. Гидравлический расчет.
Площади дросселирующих сечений определяем по
формуле (28)
опих _ 8,3 • 1СГ^292,7 373 „ .
с 0,7 • 0,682 . 1,7 • 10е — °>0338 См-’
tfnin = °'|39> Ю-3/292,7-268 _
с 0,7 • 0,682 3 • 10е ~ 0,00027 см ,
сО, max = 8’3 • 10~3 /292’7 • 373 _ п П10 2
с 0,7 • 0,682 • 3 • 106 -0’019см-

По формуле (29) определяем
., iiol/ 0,0338 л Л
d- = 133 И (0Д5 ...0,5) = <°’295 • ' • °'4,5> см‘
Принимаем dc = 0,35 см, а = 1, клапан плоской
формы.
Вычисляем высоты подъема клапана над седлом, по
формуле (30)
0,019 „„ Л
*н “ 3,14 • 0,35 ~ °’0173 СМ1
<п--пгХ = 0-000245 =м;
” 3,14 • 0,35
0,0338
Хтах — 3(!4.0>35 — 0,031 см.
126
в н
Рв к
2. Расчет основных конструктивных параметров.
Соотношение эксплуатационных параметров
А=176= -^ = 597
1,7 ’ ’ /Ит,п 0,139 ’
Т Рв Н . Л4тах
1 ак как -— < , то расчет производим по вто-
рому (графо-аналитическому) методу.
Для построения графиков находим точки линий.
По уравнениям (32) найдем первый участок линии:
при с = 0
Sh = aSB (Рв и — Рв J = 4" ’ 1 ’ 0,352 х
X (300— 170) = 2,1 см2;
при с = 1000 Н/см
‘’н = | ««в (Рв. н Рв. к‘
“ 6
’в н Almin
ypjmax
4,8 см2.
\ив. к
1 . 0,352 • — (300 — 170) —
— 1000 • 0,0173(1,76^
V 59,7
По неравенству (26) найдем положение второй линии:
при с = 0 SH = 0;
при с = 1000 Н/см
s __________kcW____________
KmV RT pcV>dcpBH
__ 0,4 . 1000.500
1,4 0,3 ]/ 292,7 • 2о8 0,7 - 0,682 • 3,14 • 30° —
— 10,8 см2.
127
Построение графиков показано на рис. 18.
Принимая сильфонный тип чувствительного элемента,
в области допустимых значений SH и с находим наимень-
ший сильфон, имеющий SH = 3,88 см2, наружный диаметр
2,7 см. Суммарная жесткость упру-
гих элементов должна составлять
= 500 Н/см (точка К на графике).
Рис. 18. Определе-
ние эффективной
площади чувстви-
тельности элемента
и суммарной жест-
кости.
КОНСТРУКЦИИ
ОСНОВНЫХ УЗЛОВ
РЕГУЛЯТОРОВ ДАВЛЕНИЯ
Разнообразие конструкций
регуляторов объясняется раз-
личием применяемых типов
звеньев и вспомогательных
устройств, а также условий
эксплуатации, определяющих
требования к материалам, виду
присоединения, уплотнениям.
На рис. 19, а показан ре-
гулятор с клапаном прямого
хода и рычажной связью чув-
ствительного элемента с ре-
гулирующим органом. Для-
создания значительных уси-
лий прижатия клапана к седлу
в безрасходном режиме под-
вижный торец сильфона с помощью серьги и оси
жестко соединен с рычагом. Поэтому увеличе-
ние давления в безрасходном режиме повышает
128

усилие герметизации клапана. В малогабарит-
ных регуляторах существенное влияние на точ-
ность выходного давления оказывает перекос
клапана. Поэтому направление клапана следует
выполнять длиной не менее 1,5...2 диаметров.
В регуляторе, показанном на рис. 19, б, ус-
тановлены последовательно клапаны обратного
хода. Дроссельные сечения клапанов выбирают-
ся таким образом, что в диапазоне входных дав-
лений от максимального до некоторого среднего
больший клапан находится на седле, а регули-
рующим органом является малый клапан. Бла-
годаря этому уменьшается неуравновешенная
площадь регулирующего органа в наиболее не-
благоприятной области входных давлений. При
более низких давлениях начинает работать и
больший клапан. Выходное давление действует
на сильфонный чувствительный элемент изнут-
ри, что позволяет применить сильфон с наруж-
ными упрочняющими кольцами. Такой регуля-
тор может быть использован на более высокое
выходное давление. Для уменьшения габарит-
ных размеров и массы регулятора задающая на-
грузка обеспечивается двумя пружинами вместо
одной. С этой же целью, а также для повыше-
ния надежности уплотнения, герметизация сое-
динений отдельных элементов осуществлена с
помощью сварки. В регуляторе предусмотрена
возможность предотвращения автоколебаний:
подвижные части регулятора имеют демпфер
130
сухого трения и рабочая полость отделена от
полости сильфона перегородкой с каналом.
На рис. 20 приведены конструкции регулято-
ров с мембранными чувствительными элемента -
Рис. 20. Регуляторы с мембранными чувствитель-
ными элементами.
ми. Регулятор, показанный на рис. 20, а, пред-
назначен для установки в газовых магистралях
низкого давления. Для повышения точности вы-
ходного давления клапан с помощью дополни-
тельной мембраны разгружен от действия вход-
ного давления.
5*
131
Рис. 21 • Регулятор с
поршневым чувстви-
тельным элементом.
Регулятор, показанный на рис. 20, б, служит
для поддержания остаточного давления во время
вакуумирования полости, которая сообщена с
его входом 1. При дости-
жении заданного вакуума,
обеспечиваемого, напри-
мер, вакуумным насосом,
соединенным со штуцером
2, мембрана под действием
атмосферного давления
преодолевает силу пружи-
ны растяжения и перекры-
вает вакуумируемую по-
лость.
На рис. 21 показан ре-
гулятор с поршневым чув-
ствительным элементом.
При низком выходном дав-
лении поршень может быть
выполнен из легкого неме-
таллического материала,
например текстолита, что
позволяет снизить трение
подвижных частей. Для уплотнения поршня
применена резиновая манжета.
ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ
КЛАПАНЫ
ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ
Предохранительные клапаны —это автома-
тически действующие устройства, предназначен-
ные для сброса среды из защищаемой системы при
аварийном повышении в ней давления сверх до-
пустимого и прекращения сброса среды при па-
дении давления до заданной величины. Работу
предохранительных клапанов характеризуют
следующие основные параметры: рабочее давле-
ние рр, которое определяется технологическими
или производственными требованими и при кото
ром клапан обеспечивает заданную герметичность
133
в затворе; давление полного открытия рп, при
котором клапан обеспечивает заданную пропуск-
ную способность, причем р„ должно быть меньше,
чем максимально-допустимое давление в системе
рм, регламентируемое, например, правилами Гос-
гортехнадзора [55]; ро — давление обратной по-
садки клапана.
Основным требованием, предопределяющим
как конструкцию, так и габарито-массовые ха-
рактеристики предохранительного клапана, яв-
ляется его надежность [23], так как он является
последним звеном защиты системы или агрегата
от недопустимого повышения давления. Условия
функционирования предохранительных клапа-
нов крайне неблагоприятны, поскольку сраба-
тывают они лишь при аварийных ситуациях,
промежутки времени между которыми могут быть
значительными Поэтому от надежности их ра-
боты зависит безопасность работы всей системы.
На надежность предохранительных клапанов
также влияет изменение основных параметров в
процессе эксплуатации. Их можно разделить на
обратимые и необратимые изменения. Обрати-
мые изменения исчезают после устранения при-
чин, вызвавших их (например, изменения, свя-
занные с отклонением упругих характеристик
пружин под действием температуры). При необ-
ратимых изменениях параметр не восстанавли-
вается (например, изменения, вызванные старе-
рением уплотнительного резинового элемента
134
затвора клапана или невосстанавливаемые
положения опоры пружины). Для того, чтобы
в условиях эксплуатации при всех возмож-
ных изменениях основные параметры клапана
не выходили за пределы заданных, необходимо
обеспечивать достаточные запасы по рабочим па-
раметрам, причем, настройка клапана должна
быть выполнена так, чтобы эти запасы были пра-
вильно распределены.
Рис. 22. Циклограммы предохранительных клапанов.
Рассмотрим циклограммы работы предохра-
нительных клапанов. Различают два типа цикло-
грамм: пропорционального (рис. 22, а) и двух-
позиционного (рис. 22, б) предохранительных
клапанов. Как видно из приведенных рисунков
перемещение золотника х в пропорциональных
предохранительных клапанах происходит при
повышении давления от р„ до рп- Кроме того
рабочие параметры такого клапана при правиль-
ной его настройке должны всегда находиться
рнутри интервала рп — ры. В двухпозиционных
135
клапанах основная часть перемещения проис-
ходит в момент достижения в защищаемой систе-
ме давления рп. Обратная посадка клапанов про-
исходит при давлении ро ниже рабочего давле-
ния рр в системе. Настройка двухпозиционного
клапана должна обеспечивать при всех обрати-
мых и необратимых изменениях условие рп^Рм-
При этом ро должно быть не менее заданного.
Существенным фактором, влияющим на на-
дежность работы предохранительных клапанов,
является прилипание затворов [23]. В зависимос-
ти от типа уплотнения затвора (полимерный уп-
лотнитель, либо металл по металлу) прилипа-
ние определяется, в основном, тремя причинами:
а) содержанием в рабочей среде веществ, спо-
собных затвердевать и склеивать уплотнитель-
ные поверхности. Это явление иногда называют
прикипанием затвора;
б) возможностью примерзания затвора при
низких температурах, возникающей в тех случа-
ях, когда рабочая газообразная среда содержит
влагу, которая может конденсироваться в за-
творе и замерзать. Примерзание затвора возмож-
но и при нормальной температуре окружающей
среды вследствие охлаждения его при дроссе-
лировании. Кроме того в области затвора может
конденсироваться и замерзать влага из атмо-
сферы, в которую сбрасывается рабочая среда;
в) способностью прилипания материала уп-
лотнителя золотника. К таким материалам от-
136
носится резина, способная выделять клейкие ве-
щества. Усилие прилипания зависит от свойств
резины, оно растет с повышением удельных на-
грузок в затворе, а также при сменах темпера-
тур.
Борьба с прилипанием затворов с целью обес-
печения работоспособности предохранительных
клапанов ведется по нескольким направлениям.
Широко применяются устройства для принуди-
тельного подрыва. Так как усилие прилипания
затвора увеличивается со временем, то для вы-
полнения принудительного подрыва устанавли-
ваются определенные сроки. Подрыв осуществля-
ется либо вручную, либо с помощью управляе-
мого с пульта специального электрического или
пневматического привода. К другим методам
борьбы с прилипанием следует отнести методы
снижения усилия прилипания, например, при-
менение смазки затвора или применение вкон-
такте с резиной вместо металла — пластмассы,
обогрев затвора, не допускающий примерзание
и образование твердых клеющих веществ. Для
предотвращения конденсации и примерзания ат-
мосферной влаги в затворе в сбросной линии
иногда устанавливают обратный клапан малого
сопротивления. Все перечисленные методы об-
ладают тем или иным недостатком: принудитель-
ный подрыв вызывает значительные потери ра-
бочей среды и требует строгого соблюдения
графиков; обогрев нуждается в бесперебойной
137
подаче теплоносителя; смазка затвора не обеспе-
чивает длительной эксплуатации.
Некоторые конструкции предохранитель-
ных клапанов отличаются способностью при
повышении давления преодолевать усилия прили-
пания в затворе. Существуют предохранительные
клапаны, у которых способность к преодолева-
нию усилия прилипания настолько значитель-
на, что при работе в самых неблагоприятных
с этой точки зрения условиях, они не нужда-
ются в дополнительных мерах по преодолению
прилипания, обеспечивая надежную работу. Это
относится к клапанам прямого действия с подачей
давления на запорный орган и чувствительный
элемент, площадь которого выбрана достаточно
большой. Естественно, что с ростом эффективной
площади чувствительного элемента растут габа
ритные размеры и масса самого предохранитель-
ного клапана. Выбор оптимального конструк-
тивного решения определяется экономической
целесообразностью с учетом практического опыта.
Так, например, в качестве импульсного клапа-
на в импульсно-предохранительном устройстве
целесообразно применять предохранительный
клапан с подачей среды на запорный орган и
чувствительный элемент, так как необходимая
пропускная способность такого клапана невели-
ка, а его высокая чувствительность определяет
чувствительность всего устройства.
Требования минимальных габаритных раз-
138
меров и массы должны увязываться с требова-
ниями экономичности. Вопросы экономичности
предохранительных клапанов следует рассмат-
ривать в двух аспектах: с точки зрения потери
рабочего продукта и долговечности самих кла-
панов. При работе предохранительных клапа-
нов сброс рабочей среды осуществляется часто
непосредственно в атмосферу. При этом среда
может сжигаться (сброс на факел) или предва-
рительно очищаться, если она токсична. Поми-
мо потери рабочей среды попадание ее в атмо-
сферу влечет иногда за собой загрязнение
окружающей среды. Вследствие этого большое
значение приобретает обеспечение минималь-
ных потерь среды при срабатывании клапанов.
Идеальным является такой клапан, который от-
крывается только при максимально допустимом
давлении в системе, сбрасывает меняющийся
аварийный расход среды и закрывается при мак-
симально допустимом давлении в системе. Од-
нако в известных конструкциях предохранитель-
ных клапанов существует разность между давле-
нием их полного открытия рд и давлением обрат-
ной посадки ро. Эту разность Др, выраженную
в процентах, называют продувом или гистерези-
сом. Количество рабочей среды, сбрасываемой
в атмосферу при срабатывании предохранитель-
ного клапана, можно разделить на две части:
количество среды, наличие которой в системе
вызвало бы повышение давления выше допусти-
мого (обязательные потери), и количество среды,
которая сбрасывается клапаном при продуве,
т. е. при падении давления в системе в пределах
разности Др (потери, вызванные несовершенст-
вом конструкции предохранительного клапана).
Чем больше величина продува, тем выше потери.
Особенно важно иметь минимальную величину
продува при большой вместимости системы и
при дорогостоящем, находящемся в системе, га-
зе. С вопросами экономичности и потери рабоче-
го тела непосредственно связана проблема гер-
метичности затвора в предохранительных клапа-
нах. В предохранительных клапанах прямого
действия усилия уплотнения, определяемые до-
пускаемым превышением давления в системе,
малы, что вызывает трудности в герметизации
затворов. В предохранительных клапанах не-
прямого действия условия герметизации глав-
ного затвора значительно лучше; благодаря
использованию вспомогательной энергии усилия
герметизации затвора могут быть такими же,
как в запорной арматуре аналогичных пара-
метров.
ТИПЫ КОНСТРУКЦИИ И КЛАССИФИКАЦИЯ
На рис. 23 и 24 представлена классификация
предохранительных клапанов, которая система-
тизирует существующие типы по структурным,
схемным и конструктивным признакам.
140
В зависимости от структурного построения
предохранительные клапаны, как и регуляторы,
могут быть прямого и непрямого действия. В кла-
панах прямого действия (рис. 25) перемещение
затвора осуществляется усилием, возникающим
от воздействия давления среды на перестановоч-
ную площадь Sn чувствительного элемента. Если
в предохранительных клапанах чувствитель-
ным элементом является золотник, то такие
клапаны называются клапанами с подачей
давления под золотник, а их чувствительный
элемент — тарельчатым, независимо от того,
плоский он, конусный или шаровой. Пере-
становочная площадь чувствительного элемен-
та Sn = Sc, где Sc — площадь, ограничен-
ная окружностью диаметром, равным среднему
диаметру уплотнительной поверхности за-
твора.
Если в предохранительных клапанах чувст-
вительный элемент и запорный орган отделены
друг от друга или их можно отделить, не нарушив
основного принципа работы клапана, то такие
клапаны называются клапанами с подачей сре-
ды на запорный орган (рис. 25, ж). Чувствитель-
ным элементом в них может служить поршень,
сильфон или мембрана с эффективной площадью
5эф. Перестановочная площадь в этом случае
Sn = 5Эф — Sc.
Из предохранительных клапанов с подачей
среды на запорный орган можно выделить от-
141
К По биВу сообщения послезолотникоВой полости стиоарерп
Открытые I Закрытые
И По поферженжкл . Влиянию протиВоВаблетя
__________L.. .. ... . г----------1----
Неразгруженные| | Разгруженные
дельную группу клапанов с подвижным седлом
на чувствительном элементе (рис. 25, и).
Управляющая нагрузка в предохранитель-
ных клапанах не всегда прикладывается к замы-
кающему органу. В клапанах с подачей давле-
ния на запорный орган она обычно прикладыва-
ется к чувствительному элементу. В этом случае
уплотнение в затворе обеспечивается рабочей
средой (рис. 25, ж, и).
В двухпозиционных предохранительных кла-
панах с нагрузкой, создаваемой пружиной (рис.
25, а, б, в, г), выбор правильного соотношения раз-
меров элементов затвора и проточной части [39]
позволяет обеспечить двухпозиционную работу
при малых габаритных размерах клапана.
В последнее время появились предохрани-
тельные клапаны с новыми видами управляющей
нагрузки, что в основном обусловлено требова-
ниями уменьшения габаритов и массы, а также
повышения герметичности затворов. Повышение
герметичности затвора в обычном пропорциональ-
ном предохранительном клапане достигается при
использовании для удержания запорного орга-
на в закрытом положении, помимо пружины,
постоянного магнита (рис. 25, в).
Использование эжекционного устройства
(рис. 25, г) позволяет за счет отсоса среды из
Рнс. 23. Классификация предохранительных клапанов
прямого действия.
143

Рис. 25. Типы предохранительных клапанов прямого
действия.
надзолотниковой полости в открытом положении
клапана уменьшить закрывающую клапан на-
грузку и тем самым обеспечить увеличение его
Рис. 24. Классификация предохранительных клапанов не-
прямого действия.
145
хода и уменьшение габаритных размеров. Уве-
личение хода может быть достигнуто также за
счет использования управляющей нагрузки с
силовой характеристикой, соответствующей из-
меняющемуся с ходом усилию среды на золот-
ник. Управляющую нагрузку с такой характерис-
тикой получают в результате совместного^ воз-
действия на золотник пружины и постоянного
магнита (рис. 25, в). Если усилие пружины с уве-
личением хода клапана повышается, то усилие
магнита, наоборот, снижается. Такого же эффек-
та можно достигнуть, используя для создания
управляющей нагрузки рычажно-пружинные
системы (рис. 25, д).
В предохранительном клапане, показанном
на рис. 25, и, для создания управляющей нагруз-
ки используется металлическая мембрана, ко-
торая выполняет роль чувствительного и упру-
гого элемента. Конструкция предохранитель-
ного клапана получается компактной, когда в
качестве запорного, силового и чувствительного
элемента применяется резиновая лента (рис.
25, е). Резиновую ленту с заданным натягом на-
матывают на жесткое основание. Величина под-
держиваемого давления при этом определяется
количеством витков и величиной натяга ленты.
Копцы ленты приклеивают. Вместо ленты меняно
использовать резиновый колпак, величиной на-
тяга которого на жесткое основание и определя-
ется настройка [3].
146
Область применения предохранительных
клапанов прямого действия ограничена высо-
кими давлениями и возможностью получения
большой производительности, так как оба эти
фактора требуют увеличения нагрузки. По опы-
ту зарубежных фирм Пигнон Зюд (Италия),
Фаррис (США) двухпозиционные предохрани-
тельные клапаны прямого действия имеют уси-
лие пружин до 30 000 Н.Некоторое уменьшение
габаритных размеров клапана достигается уста-
новкой вместо одной нескольких пружин концент-
рично. Другим недостатком клапанов прямого
действия на высокие параметры является рез-
кое возрастание ударных нагрузок подвижных
частей в связи с их увеличенной массой и, как
следствие, быстрый выход из строя уплотнитель-
ных поверхностей затвора. Недостаточная про-
изводительность предохранительных клапанов
прямого действия приводит к тому, что в неко-
торых системах приходится устанавливать боль-
шое количество таких клапанов (по 10 и более).
По этой же причине появились двойные и даже
тройные клапаны, в одном корпусе которых
объединены два или три предохранительных кла-
пана прямого действия.
Поэтому в области высоких давлений, а так-
же при необходимости обеспечения большой про-
изводительности, целесообразно применять пре-
дохранительные клапаны непрямого действия,
так как использование для управления допол-
147
нительной энергии позволяет создать управляю-
щую нагрузку любой величины. К преимущест-
вам предохранительных клапанов непрямого
действия следует отнести также возможность
создания высоких усилий уплотнения в затворе,
приближение давления обратной посадки к дав-
лению полного открытия, создание компактной
конструкции при значительной производитель-
ности. В настоящее время диапазон применения
предохранительных клапанов непрямого дейст-
вия намного шире, чем прямого.
На рис. 26 показаны основные схемные ре-
шения клапанов непрямого действия. Под воз-
действием давления среды на чувствительный
элемент перемещается усилитель, который управ-
ляет подачей вспомогательной энергии в при-
вод, осуществляющий перемещение главного за-
твора. В качестве вспомогательной энергии мо-
жет использоваться давление рабочей среды
(рис. 26, а, б). В этом случае предохранитель-
ный клапан непрямого действия называется так-
же импульсно-предохранительным устройством
(ИПУ), его усилитель клапанного типа с чувст-
вительным элементом — импульсным клапаном, а
главный затвор с приводом — главным клапаном.
Когда рабочая среда имеет высокую темпе-
ратуру, агрессивна или загрязнена, для управ-
ления клапаном целесообразно использовать
посторонний источник давления, например сжа-
тый воздух (рис. 26, в). В таком клапане пода-
148
ваемый на дифференциальный поршень привода
воздух обеспечивает дополнительное уплотне-
Рис. 26. Типы предохранительных клапанов непрямого
действия.
ние главного затвора. Воздух постоянно пода-
ется также на усилитель, выполненный в виде
устройства «сопло — заслонка». Чувствительным
149
элементом усилителя является трубка Бурдона.
При давлении в системе, равном рабочему
давлению или меньше рабочего, заслонка выве-
дена из полости сопла, и клапан с мембранным
приводом под действием давления воздуха за-
крыт. При аварийном повышении давления в
системе рабочая среда воздействует на трубку
Бурдона, и заслонка перекрывает поток воздуха
из сопла. В результате этого мембранный кла-
пан открывается и на дросселе за счет возникаю-
щего потока образуется перепад давления. Дав-
ление воздуха над поршнем привода падает, что
способствует открытию главного затвора. Второй
дроссель служит для предотвращения самопро-
извольного открытия главного затвора в момент
подачи воздуха. В таких предохранительных кла-
панах можно применять стандартные элементы
пневмоавтоматики. Для повышения надежности
элементов управления их следует дублировать.
В случае отсутствия воздуха клапан может рабо-
тать как обычный предохранительный клапан
прямого действия.
В качестве вспомогательной управляющей
энергии может использоваться электроэнергия.
В этом случае привод состоит из двух электро-
магнитов — закрывающего и открывающего
(рис. 26, г).
В предохранительных клапанах непрямого
действия, для управления которыми использу-
ется посторонний источник энергии, в качестве
150
чувствительного элемента часто применяют труб-
ку Бурдона. Последняя управляет электрокон-
тактным усилителем (рис. 26. г) или усилителем
в виде устройства «сопло — заслонка» (рис. 26,
в). Чувствительный элемент с электроконтакт-
ным усилителем входит в электроконтактный
манометр.
Предохранительные клапаны непрямого дей-
ствия, управляемые давлением, имеют клапан-
ный усилитель, который для открытия главного
затвора может подавать давление на привод
нагружения (рис. 26, б, в). В зависимости от.
количества усилителей и способа их соединения
клапаны непрямого действия бывают двух-
(рис. 26,а, б, г) или трехкаскадными (рис. 26, в).
Предохранительные клапаны непрямого дей-
ствия, для управления которыми используется
рабочая среда, могут иметь дроссель постоянного
сечения (рис. 26, о) или дроссель с автоматиче-
ским изменяющимся сечением (рис. 26, б) в про-
цессе работы клапана. В последнем случае по-
является возможность увеличить быстродейст-
вие предохранительного клапана или уменьшить
его габаритные размеры.
РАСЧЕТ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ КЛАПАНОВ
Порядок и метод расчета предохранительных
клапанов существенно зависят от их структурной
схемы и принципа работы. Наиболее полно раз-
151
работай метод расчета двухпозиционных пре-
дохранительных клапанов прямого действия [39J.
Среди других типов представляют интерес кла-
паны прямого действия с подачей давления на
запорный орган, поскольку в последнее время
они широко применяются как самостоятельно,
так и в составе ИПУ в качестве импульсных
клапанов.
Рис. 27. Предохранительный клапан с подачей среды на
запорный орган и циклограмма его работы.
На рис. 27, а показан предохранительный кла-
пан прямого действия с подачей давления на за-
порный орган, на рис. 27, б представлена цикло-
грамма его работы. В качестве чувствительного
элемента используется мембрана, которая одно-
временно служит и запорным органом. Когда
давление в системе отсутствует, все усилие пру-
жины воспринимается уплотнительными поверх.-
ностями затвора и деформация уплотнительной
поверхности максимальна. При достижении дав-
ления рт, необходимого для преодоления сил
152
трения, золотник начнет перемещаться. При
давлении начала открытия рн уплотнительные
поверхности только соприкасаются, усилие гер-
метизации отсутствует. Дальнейшее повышение
давления открывает клапан, обеспечивая опре-
деленный расход газа. Заданный расход сбра-
сывается при давлении полного открытия р„, в
этот момент подъем клапана над седлом равен хо.
С падением давления до р3 начинается закрытие
клапана. Касание уплотнительных поверхностей
происходит при давлении обратной посадки ро.
После падения давления до рр под действием уси-
лия пружины происходит деформация уплотни-
тельной поверхности на величину х'к, обеспечива-
ющую заданную степень герметичности затвора.
В процессе расчета по заданным рр, рп, ро
и максимальному расходу через клапан необ-
ходимо определить следующие основные конст-
руктивные параметры: диаметр седла dc, эффек-
тивную площадь чувствительного элемента 5Эф
и жесткость упругих элементов с. Целью одного
из методов расчета предохранительных клапа-
нов такого типа [25] является получение такого
сочетания dc, с и 5Эф, которое обеспечивает
максимальную величину площади открытого се-
чения клапана при выбранных 5эф и с.
Порядок расчета клапана следующий.
Максимальная площадь открытого сечепия
клапана f = М VRT/pYp„.
153
Задавшись xn = (0, l...O,15)dc, как это при-
нято для пропорциональных клапанов, находим:
dc = (2,9... 3,6)У1
Эффективная площадь чувствительного эле-
мента 5эф = -| л d2 4- 2 (л dcq 4- FTp)/(p„ — рР),
где q — удельное усилие уплотнения в затворе.
Суммарная жесткость упругих элементов
с = Крп — рР) ($эф — Л dc/4) —ndcq —
— 2Fip]/(x0 4-хд).
Установочное усилие пружины FyCT _
— Рр эф л dj4) 4- л dcq ~V- Frp-
По полученным значениям с и FyCT рассчи-
тываются конструктивные параметры пружины.
ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ
КЛАПАНЫ
КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРОМАГНИТОВ
И КЛАПАНОВ, ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
И ОСНОВНЫЕ ТИПЫ КОНСТРУКЦИЙ
Электромагнитными клапанами называют за-
порную арматуру, в которой в качестве привода
применяется электромагнит, управляемый как
постоянным, так и переменным током. Электро-
магниты переменного тока, как правило, имеют
худшие технико-экономические показатели и в
настоящее время находят ограниченное приме-
нение. Ниже будут рассмотрены электромагниты
постоянного тока. В клапанах наиболее широко
применяются электромагниты броневого типа
или с внешним якорем.
155
Электромагниты постоянного тока

Рис. 28. Классификация электромагнитов постоянного тока.

Классификация электромагнитов приведена
на рис. 28. По своему функциональному назна-
чению они делятся на однопозиционные и двух-
позиционные. В однопозиционном электромаг-
ните якорь может занимать лишь одно устой-
чивое положение в интервале времени между
управляющими импульсами тока; второе поло-
жение он может занимать лишь во время про-
хождения тока через обмотку. Однопозйционные
электромагниты по реакции на направление тока
в управляющей обмотке делятся на нейтраль-
ные и поляризованные. Нейтральным называ-
ется электромагнит, у которого исправление
движения якоря не зависит от направления тока
в обмотке электромагнита. В поляризованном
электромагните направление движения якоря
однозначно связано с направлением тока в обмот-
ке электромагнита.
На рис. 29, а условно показан клапан с нейт-
ральным втягивающим электромагнитом. Не-
подвижная ферромагнитная часть 1 называется
стопом, подвижная часть 2 — якорем. Между
стопом и якорем имеется рабочий зазор А, в ко-
тором создается магнитный поток, возбуждаю-
щий силу притяжения между стопом 1 и якорем
2. Обмотка 3 служит для возбуждения магнит-
ного потока между стопом и якорем. Подвод по-
тока от стопа к якорю осуществляется по магни-
топроводу 4. Пружина 5 служит для перемеще-
ния якоря и запорного органа 6 к седлу.
157

На рис. 29, б показан клапан с нейтральным
толкающим электромагнитом. По месту прило-
жения нагрузки к якорю электромагниты могут
быть втягивающими и толкающими или одновре-
менно втягивающе-толкающими.
У втягивающих электромагнитов движение
якоря под действием магнитной силы направлено
от точки приложения нагрузки (точка Б на рис.
29). В толкающем электромагните движение яко-
ря под действием магнитной силы направлено
к точке приложения нагрузки (точка Б на рис.
29, б). Рабочий цикл в нейтральных однопози-
ционных втягивающих (ОВ) и однопозиционных
толкающих (ОТ) электромагнитах происходит
в такой последовательности. При прохождении
тока через обмотку в стопе, якоре и магнито-
проводе возникает магнитный поток, который
проходит через рабочий зазор А, в результате
чего возникает магнитная сила между якорем и
стопом. Под действием этой силы пружина 5
сжимается, якорь перемещается, открывает (за-
крывает) клапан и удерживается у стопа. Когда
обмотка обесточена, исчезает магнитная сила и
пружина перемещает якорь вниз.
Однопозиционные поляризованные электро-
магниты (ОВ и ОТ), установленные в клапанах,
показаны на рис. 29, в, г. Постоянный магнит 6 -
в магнитной системе электромагнита создает в ра-
Рис. 29. Электромагнитные клапаны.
15?
бочем зазоре А определенный магнитный поток
и начальную силу, которая компенсируется си-
лой пружины 5, удерживающей якорь и запор-
ный орган 7 в отжатом от стопа положении. Ос-
тальные элементы электромагнита такие же,
как и в нейтральных электромагнитах. Рабочий
цикл электромагнитов следующий. Если подать
в обмотку 3 электромагнита ток такого направ-
ления, при котором магнитный поток, создавае-
мый обмоткой, будет совпадать с направлением
магнитного потока постоянного магнита, то сум-
марная сила этих двух потоков будет больше си-
лы пружины, и якорь переместится к стопу. Пос-
ле прекращения подачи тока в обмотку поток в
рабочем зазоре А ослабевает настолько, что сила
притяжения магнитного поля становится мень-
ше силы пружины и последняя перемещает якорь
в исходное положение. Если в обмотку 3 подать
ток такого направления, при котором магнит-
ный поток, создаваемый обмоткой, не совпадает
с направлением магнитного потока постоянного
магнита, то между якорем и стопом возникнет
сила отталкивания, и срабатывание электромаг-
нита не произойдет.
Двухпозиционным называется электромаг-
нит, якорь которого может занимать любое из
двух устойчивых крайних положений в интервале
времени между управляющими импульсами то-
ка. Так как якорь электромагнита фиксируется
в крайних положениях без потребления тока
160
обмоткой, то длительность управляющего им-
пульса может быть равна времени срабатыва-
ния электромагнита. Эти свойства двухпозици-
онных электромагнитов позволяют классифи-
цировать их как импульсные. По способу фик-
сации якоря в крайних положениях различают
двухпозиционные электромагниты: с механиче-
ской фиксацией, с магнитной фиксацией и поля-
ризованные. На рис. 29, д показан двухпози-
ционный электромагнит с механической фикса-
цией. По существу это два нейтральных элек-
тромагнита, перемещающие якорь 2 вверх и
вниз. Под действием пластинчатых пружин 5
рычаги 6 фиксируют якорь в одном из крайних
положений. Перемещение якоря из одного край-
него положения в другое происходит от импуль-
са тока, подаваемого в соответствующую обмот-
ку. В рассмотренных конструкциях нейтраль-
ный электромагнит совершает работу не только-
по перемещению рабочего органа, но и одно-
временно по преодолению сопротивления фик-
сатора. Поэтому для уменьшения габаритных
размеров и массы электромагнита следует при
менять конструкции, которые обеспечивают по-
очередное преодоление сил сопротивления и
фиксации. Это можно достичь, выполняя маг-
нитный фиксатор управляемым, что позволяет
уменьшить силу фиксации при совершении яко-
рем рабочего хода. Управляемый магнитный фик-
сатор размагничивается специальной обмогкой.
6 о зо
161
Наибольшее распространение благодаря сво-
им высоким технико-экономическим показателям
получили двухпозиционные поляризованные
электромагниты. Двухпозиционные поляризо-
ванные электромагниты (ДПЭ) бывают втягива-
ющими, толкающими, толкающе-втягивающими
удерживающими. На рис. 30, а показан двух-
позиционный втягивающий (ДВ) поляризованный
электромагнит. В отличие от нейтрального он
имеет в стопе (или в якоре) часть магнито-
провода, выполненного из магнитотвердого
материала, т. е. ненамагниченный постоян-
ный магнит 6. В исходном состоянии под дейст-
вием пружины 5 якорь 2 удерживается в ниж-
нем положении, а магнитные силы отсутствуют.
Для перемещения якоря подается импульс тока
в обмотку 3, которая намагничивает постоянный
магнит 6, стоп 1, якорь 2 и магнитопровод 4.
Между стопом и якорем возникает сила притя-
жения и якорь перемещается к стопу, сжимая
пружину 5. Когда якорь притянется к стопу,
произойдет дополнительное намагничивание по-
стоянного магнита. После прекращения импуль-
са тока постоянный магнит поддерживает магнит-
ный поток в магнитной системе (рис. 30, б) и со-
здает силу, удерживающую якорь у стопа, а пру-
жину— в сжатом состоянии. В таком положе-
нии электромагнит может находиться неограни-
ченное время без потребления энергии. Поэтому
для срабатывания электромагнита достаточен им-
162
Рис. 30. Электромагнитные клапаны.
6*
пульс, длительность которого равна времени сра-
батывания электромагнита. Чтобы отпустить и
переместить якорь вниз, в обмотку подается
импульс тока обратного направления и меныпей
величины, но достаточный для того, чтобы раз-
магнитить постоянный магнит 6. После исчезно-
вения магнитной силы пружина 5 перемещает
якорь вниз. Таким образом, постоянный магнит
при срабатывании электромагнита намагничи-
вается, а при отпускании — размагничивается.
Для таких электромагнитов срабатывание не за-
висит от полярности импульса, тогда как от-
пускание осуществляется импульсом обратной
полярности.
На рис. 30, в показан ДПЭ типа ДТ (двухпо-
зиционный толкающий), который отличается от
втягивающего местом приложения нагрузки.
Физические процессы, происходящие в нем, та-
кие же, как и в электромагните ДВ. Двухпози-
ционный электромагнит типа ДТВ (двухпози-
ционный втягивающе-толкающий) показан на
рис. 30, г. В электромагните этого типа якорь
2 расположен между стопами 1 и Г, а между бо-
ковой поверхностью якоря 2 и магнитопроводом
размещен кольцевой постоянный магнит 5, ко-
торый намагничивается после сборки электро-
магнита. Если якорь 2 находится у нижнего
стопа Г, то магнитный поток постоянного маг-
нита будет циркулировать по контуру, состоя-
щему из якоря 2, стопа магнитопровода и по-
164
стоянного магнита 5. Магнитный поток создает
силу притяжения между якорем и стопом Г,
которая удерживает якорь внизу. Незначитель-
ная часть магнитного потока будет проходить
также и через рабочий зазор А.
Для перемещения якоря в верхнее положе-
ние в обмотку 3 подается импульс тока такой
полярности, чтобы направление магнитного поля
обмотки совпадало с направлением магнитного
поля постоянного магнита в верхнем рабочем
зазоре А. При этом в задзоре А' возникает по-
ток, направленный навстречу потоку постоянно-
го магнита. Таким образом, магнитный поток
в зазоре А увеличится, а в зазоре А' уменьшит-
ся. Когда магнитный поток в зазоре А станет
больше магнитного потока в зазоре А', сила
притяжения к верхнему стопу превысит силу
притяжения у нижнего стопа и якорь перемес-
тится вверх. В связи с тем, что рабочий зазор А
стал меньше зазора А', магнитный поток по-
стоянного магнита перебрасывается к верхнему
стопу. После прекращения импульса в верхней
обмотке 3 постоянный магнит создает необходи-
мый магнитный поток в верхнем рабочем зазоре
и магнитную силу, которая фиксирует якорь у
верхнего стопа. Для опускания якоря вниз им-
пульс тока подается в обмотку 3'с соблюдением
тех же условий по полярности импульса. Ха-
рактерным признаком такого электромагнита
является то, что возвратная пружина отсутству-
165
ет, а движение якоря совершается в обе сторо-
ны под действием магнитных сил. В этом случае
электромагнит расходует энергию на переме-
щение рабочего органа и не тратит ее на сжа-
тие пружины.
Удерживающим является такой электромаг-
нит, в функции которого входит удержание в
одном положении якоря и запорного органа кла-
пана. Удерживающий электромагнит разового
действия по принципу работы сходен с электро-
магнитом типа ДВ и ДТ (рис. 30, а, в). В связи
с тем, что от электромагнита требуется разовое
срабатывание, плотность тока в обмотке элект-
ромагнита может быть доведена до 400 А7мм2.
Это позволяет уменьшить размеры его обмотки
по сравнению с размерами обмотки электромаг-
нитов многоразового действия. Так как после
срабатывания обмотка электромагнита не нуж-
на, допустим перегрев обмоточного провода
вплоть до разрушения изоляции. После сборки
удерживающего электромагнита (рис. 30, б)
якорь внешней силой прижимают к стопу, пред-
варительно сжав пружину, и намагничивают
постоянный магнит в технологической установ-
ке либо с помощью обмотки электромагнита. Для
срабатывания электромагнита в обмотку необ-
ходимо подать размагничивающий импульс, в
результате чего пружина перемещает якорь.
Для размагничивания постоянного магнита не-
обходим ток в несколько раз меньше, чем для
166
срабатывания электромагнита ДВ, что также
позволяет уменьшить обмотку по сравнению с
электромагнитами ДВ и ДТ.
Удерживающий электромагнит многократ-
ного действия показан на рис. 30, д. Когда якорь
2 находится у стопа, магнитный поток, создавае-
мый постоянным магнитом 6, циркулирует по
контуру: стоп, рабочий зазор А, якорь, магни-
топровод 4, постоянный магнит 6. Магнитный
поток создает силу, удерживающую якорь у сто-
па, а пружину — в сжатом состоянии. Для отпу-
скания якоря в обмотку 3 подается импульс тока
такой полярности, чтобы магнитный поток, со-
здаваемый обмоткой, был противоположно на-
правлен потоку от постоянного магнита в рабо-
чем зазоре А. Когда поток в рабочем зазоре ис-
чезнет, пружина 5 переместит якорь 2 и запор-
ный орган 8 вниз, при этом магнитный поток по-
стоянного магнита будет циркулировать по кон-
туру: стоп 1, немагнитная шайба 7, верхняя
часть магнитопровода, постоянный магнит 6.
Чтобы повторно «взвести» электромагнит необхо-
димо внешней силой переместить якорь вверх.
Принципиальное отличие каждого типа элект-
ромагнита заключается в следующем. Нейтраль-
ные однопозиционные электромагниты требу-
ют постоянного подвода питания в течение вре-
мени, когда клапан должен быть открыт, т. е.
электромагнит все это время потребляет энер-
гию. При этом электромагнит, открывающий
167
или закрывающий клапан, преобразует элект-
рическую энергию в энергию магнитного поля,
которая, в свою очередь, преобразуется в меха-
ническую работу только во время перемещения
якоря. Когда якорь находится у стопа и не пе-
ремещается, преобразования электрической энер-
гии в механическую не происходит. В это время
потребляемая электрическая энергия преобра-
зуется только в тепловую. Так как якорь упи-
рается в стоп и магнитная цепь электромагнита
замкнута, сопротивление магнитопровода ми-
нимальное и для поддержания магнитного пото-
ка в рабочем зазоре на заданном уровне необхо-
дима меньшая магнитодвижущая сила. Таким
образом, недостатком нейтральных электромаг-
нитов является потребление электроэнергии
после срабатывания электромагнита.
Электромагнит, рациональный с точки зре-
ния энергопотребления, не должен потреблять
энергию после срабатывания. Этот принцип реа-
лизуется в поляризованных двухпозиционных
электромагнитах. Они имеют следующие особен-
ности по сравнению с однопозиционными: 1) мень-
шее потребление электроэнергии; 2) незначи-
тельный разогрев электромагнита ввиду крат-
ковременности импульса (0,1...0,2 с); 3) мень-
шие размеры обмоток электромагнита благода-
ря большим допустимым плотностям тока (/ —
= 30...200 А/мм2); 4) повышенную надежность
за счет того, что изоляция обмотки не перегрева-
168
ется и не находится под напряжением; 5) мень-
шее количество модификаций обмоток, ввиду
больших возможностей электромагнита; 6) не
боятся случайных сбоев в подаче питания, со-
храняя заданное положение в обесточенном со-
стоянии.
Во многих случаях импульсное управление
позволяет упрощать схемы управления элект-
ромагнитным клапаном, так как исключается
необходимость самоблокировки командных реле
в схемах управления. Перечпсленныеособеннос-
ти электромагнитов влияют на различные харак-
теристики электромагнитных клапанов.
Классификация электромагнитных клапанов
(ЭК) приведена на рис. 31. По положению за-
порного органа при обесточенном электромагни-
те они делятся на одно-, двух- и трехпозицнон-
ные. У однопозиционных электромагнитных кла-
панов запорный орган может находиться в одном
крайнем положении при прохождении управляю-
щего импульса через обмотку приводного элект-
ромагнита (рис. 29, а, г).
Двухпозиционным электромагнитным кла-
паном является клапан, запорный орган кото-
рого может занимать любое из двух устойчивых
крайних положений в интервале времени меж-
ду электрическими управляющими импульсами
(рис. 29, д, 30, а, в, г). В трехпозиционном элект-
ромагнитном клапане запорный орган может за-
нимать любое из 'трех устойчивых положений
169
Рис. 31. Классификация электромагнитных клапанов.
в интервале времени между управляющими им-
пульсами. На рис. 32, а показан трех позицион-
ный электромагнитный клапан с электромагни-
том типа ДТВ. Кроме двух крайних положений
запорного органа возможно его третье положе-
ние. Оно обеспечивается в случае остановки яко-
Рис. 32. Электромагнитные клапаны.
ря 1 в среднем положении между стопами 2 и 3
при подаче специального импульса, частично
ослабляющего притяжения к стопам. Пружина
4 установлена таким образом, что в среднем по-
ложении якоря 1 она прижимает запорные ор-
ганы 5 и 6 к соответствующим седлам, перекры-
вая проходы 7 и 8.
Однопозиционные электромагнитные клапа-
ны в зависимости от положения запорного органа
171
при обесточенном состоянии электромагнита
классифицируют на нормальнозакрытые и нор-
мально открытые. Конструкция нормально за-
крытого клапана показана на рис. 29, а, в, нор-
мально открытого — на рис. 29, б, г.
По виду воздействия электромагнита на за-
порный орган клапаны делятся на клапаны пря-
мого действия и клапаны пилотные (непрямого
действия или с пневмоусилением). В клапанах
прямого действия электромагнит непосредствен-
но перемещает запорный орган (рис. 29, 30, 32).
В пилотных клапанах электромагнит управляет
пневмоприводом, перемещающим запорный ор-
ган за счет энергии пневмосистемы. При этом
может использоваться энергия рабочего тела или
энергия отдельной газовой магистрали. Во вто-
ром случае клапан состоит, по существу, из двух
клапанов: управляющего электромагнитного
и запорного с пневмоприводом (рис. 33, а). Для
закрытия клапана управляющее давление с по-
мощью электромагнитного клапана 1 подается в
надмембранную полость А. Клапан закроется,
если управляющее давление будет выше давле-
ния рабочей среды в полости Б. Открытие кла-
пана производится в результате перекрытия ма-
гистрали управляющего давления и соединения
полости А с окружающей средой. Это произво-
дится при помощи электромагнитного клапана
/. Когда давление в полости А станет меньше
давления в полости Б, мембрана 1 поднимается
172
и открывает проходное сечение клапана. Недо-
статок таких клапанов заключается в необхо-
димости дополнительного источника энергии —
управляющей среды. Для устранения этого не-
достатка в качестве управляющей используют
рабочую среду.
На рис. 33, б показан поршневой клапан с
использованием рабочей среды для перемещения
Рис. 33. Электромагнитные клапаны непрямого действия.
запорного органа. Уплотнение в затворе кла-
пана осуществляется давлением рабочей среды
в полости А и пружиной 4. Для открытия кла-
пана полость А при помощи электромагнита от-
секается от входной магистрали 6 и через канал 5
сообщается с окружающей средой. Давление в
полости А становится меньше давления в полос-
ти Б и поршень 1 перемещается, сжимая пружину
4. Для закрытия основного клапана электромаг-
173
нитным клапаном перекрывается канал 5 и через
магистраль 6 рабочая среда попадает в полость
А. Давление' в полостях А и Б выравнивается
и под действием пружины 4 запорный орган 2
перекрывает проходное сечение 3. В рассмот-
ренных конструкциях клапанов перемещение ос-
новного и управляющего запорных органов не-
зависимо.
В клапане с зависимым движением запорных
органов (рис. 33, в) в запорном органе 3 выпол-
нено пилотное отверстие с седлом 5, перекры-
ваемое пилотным запорным органом 6, приводом
которого служит электромагнит 8. При сраба-
тывании электромагнита открывается пилотное
отверстие и давление в полости А снижается за
счет того, что опорожнение полости А через от-
верстие 4 происходит быстрее, чем наполнение
через дроссель 9. Под действием образовавше-
гося перепада давления между полостями Б и А
запорный орган 3 поднимается и клапан откры-
вается. Когда электромагнит закроет отверстие
4, давление в полости А уравняется сдавлением в
полости Б и пружина переместит вниз запорный
орган 3, в результате чего клапан закроется. Для
электромагнитного клапана с зависимым движе-
нием запорных органов характерен следующий
недостаток: электромагнит, управляющий этим
клапаном, должен развивать необходимую силу
на расстоянии 0,25 (D + d) в то время, когда для
открытия пилотного отверстия достаточен ход
174
0,25 d, где Dud — диаметры соответственно ос-
новного и пилотного проходных отверстий. Элек-
тромагнитный клапан с независимым движением
запорных органов лишен этого недостатка, по-
этому для управления им необходим электромаг-
нит меньшей мощности. Отметим еще одно свой-
ство пилотных клапанов, использующих управ-
ляющую среду: клапаны открываются и закры-
ваются независимо от наличия расхода рабочей
среды через клапан. Клапаны с пилотным управ-
лением рабочей средой, сбрасывающие рабочее
тело в окружающую среду, функционируют так
же. Клапаны, сбрасывающие рабочую среду в
магистраль низкого давления, открываются
только при наличии расхода через клапан. Эти
свойства следует учитывать при выборе клапанов
для систем. По действию рабочей среды на за-
порный орган клапаны прямого действия делят-
ся на разгруженные и неразгруженные. Разгру-
женные клапаны (рис. 32, б) характеризуются
отсутствием силового воздействия рабочей среды
на запорный орган. В неразгруженных клапа-
нах (рис. 29) на запорный орган действуют силы
рабочей среды. В рассмотренной конструкции
разгрузка осуществляется с помощью второго
затвора, образованного седлом и уплотнением,
диаметр седла которого близок к диаметру пер-
вого седла.
АНАЛИЗ СИЛ, ДЕЙСТВУЮЩИХ В КЛАПАНАХ
Для правильного проектирования клапана
необходимо выявить все силовые факторы, дей-
ствующие на его запорный орган. Усилие от дей-
ствия рабочей среды обусловлено давлением
Рис. 34. Схема дейст-
вия среды на запорный
орган.
среды на запорный орган,
а также динамическим на-
пором потока. На рис. 34,а
показаны запорный орган 1
и седло 2. Рабочая среда,
протекающая через про-
ходное отверстие, оказы-
вает давление на запорный
орган. Величина этого дав-
ления зависит от расстоя-
ния между запорным орга-
ном и седлом (рис. 34, б).
При посадке запорного ор-
гана на седло усилие от
действия среды в точке h0
Qcp = 0,785 \р (d-\- fen)2102, (34)
где Ар — перепад давления, МПа; d —диаметр
проходного отверстия, см; Ьп — ширина уплот-
нительного пояска, см. На расстоянии h—h0 =
— 0,25 d сила уменьшается до величины
(0,1...0,15) Qcp. При диаметре запорного органа,
не превышающего двух диаметров проходного от-
верстия, кривая 1 вогнута (рис. 34, б). В случае
176
подачи среды в обратном направлении усилие
среды будет действовать в противоположную сто-
рону, а кривая 2 расположится ниже оси Н. Эти
зависимости определяются многими факторами,
поэтому их необходимо получать эксперименталь-
ным путем и использовать при проектировании.
Если запорный орган выполнен с эластич-
ным уплотнением, то под действием пружины
или привода уплотнитель деформируется и за-
порный орган перемещается на расстояние йп.
На этом пути усилие действия среды практиче-
ски не меняется. В большинстве случаев клапан
герметизируется пружиной, силовая характе-
ристика которой представляет собой наклонную
прямую (рис. 34, в). Пружина устанавливается
с предварительным сжатием и характеризуется
установочным усилием QycT- На расстоянии
h —ho установочное усилие пружины возрастает
на величину AQ = c(h —h0) (рис. 34, в) и на-
зывается рабочим усилием Qpa6 (в приведенной
формуле с—жесткость пружины). На рис. 34, в
прямая QytLn—hn характеризует изменение
реакции уплотнителя запорного органа при де-
формации. Кривая 0 — QycT —Qpa6 показывает
изменение суммарной силы пружины и реак-
ции уплотнителя, действующей на запорный
орган в зависимости от хода.
В клапане запорный орган совместно с яко-
рем совершает возвратно-поступательное движе-
ние, при этом якорь является направляющим
177
t
элементом. Сила трения не является постоянной
величиной и направлена в сторону, противопо-
ложную движению .В направляющих поверхнос-
тях электромагнита, покрытых, например термо-
обработанным химическим никелем, трение
уменьшает силу тяги на 2—3%. В силовом расчете
силу трения считают постоянной и учитывают
в общем балансе сил. В процессе эксплуатации
изделия могут испытывать различные внешние
воздействия, которые должны учитываться в си-
ловом расчете. Линейные нагрузки характери-
зуются постоянной величиной (рис. 34, г) и долж-
ны учитываться как сила, направленная в сто-
рону, противоположную движению якоря, неза-
висимо от направления действия перегрузок,
Q™ = mgN, (35)
где т — масса подвижных частей, кг; g — ус-
корение свободного падения; N— относитель-
ное ускорение.
Аналогично учитывается действие ударных и
вибрационных перегрузок. Перечисленные выше
силы являются силами сопротивления движению
запорного органа. Поэтому для его перемещения
необходимо приложить силу, превышающую
силу сопротивления движению. Величина пре-
вышения этой силы AQ зависит от заданного
времени перемещения запорного органа
' = 10“/пгаг <36>
178
где h — ход запорного органа, м; т — масса, кг.
Сила AQ в клапанах не является постоянной,
а возрастает по мере подъема запорного органа.
Поэтому фактическое время срабатывания кла-
пана меньше вычисленного по формуле (36). Си-
ла тяги электромагнита зависит от тока, проте-
Рис. 35. Характеристики электромагнита:
а) электромеханическая; б) нагрузочная.
кающего в обмотке, и расстояния между стопом и
якорем, причем изменение силы нелинейно.
Рассмотрим электромеханические и нагрузоч-
ные характеристики электромагнита (рис. 35).
К особенностям электромеханических характери-
стик можно отнести следующее. При постоянной
величине тока (или МДС) сила тяги возрас-
тает по мере приближения якоря к стопу. Наи-
меньшая сила тока в обмотке характеризует пре-
дельные возможности электромагнита по тяге.
179
Нагрузочная характеристика показывает, что
при постоянном расстоянии между якорем и
стопом сила тяги возрастает с увеличением силы
тока (МДС). Сочетание в клапане всех перечис-
ленных нагрузок должно быть компенсировано
одной электромеханической характеристикой и
силой фиксирования электромагнита. Поэтому
проектирование электромагнитного клапана ми-
нимальных габаритов и массы требует строгого
согласования электромеханической характери-
стики с характеристикой силы сопротивления
движению запорного органа.
Для основных типов клапанов рассмотрим
действующие силы при различном направлении
подачи рабочей среды относительного запорно-
го органа. На рис. 36 показаны эпюры сил, дей-
ствующих в клапанах. Оси эпюр выбраны сле-
дующим образом. Точка О — начало координат
в системе седло — запорный орган, ход запор-
ного органа — вправо вдоль оси h. Точка Ох—
начало координат в системе стоп — якорь; ход
якоря — влево вдоль оси б. Отрезок Кт пред-
ставляет силу AQ, необходимую для создания
ускорения подвижных частей клапана. Для на-
глядности удобно эпюру 6 изображать с той же
стороны, что и эпюры противодействующих сил,
но с противоположным знаком (эпюра 6'). На
рис. 36, а показаны эпюры сил, действующих в
нормально закрытом клапане при подаче среды
на запорный орган в процессе открытия, на рис.
18Q
36, б — в процессе закрытия. Аналогично могут
быть представлены эпюры сил, действующих в
двухпозиционных электромагнитных клапанах.
Кроме того, для них дополнительно проанализи-
рованы силы фиксирования запорного органа в
Рис. 36. Эпюры сил, действующих на запорный орган:
/ —силы среды; 2 — силы пружины; 3 — равнодействующей си»
лы среды и пружины; 4 —- равнодействующей силы среды, пру-
жины, трения и инерционной силы; 5 — реакции уплотнителя;
6 — силы тяги электромагнита.
крайних положениях и па основе этого анализа
получены зависимости усилий тяги и удержания,
которые сведены в табл. 4.
В формулах не учтены силы трения и силы, соз-
дающие ускорение подвижных частей. Это упро-
щает анализ при выборе типа электромагнита.
Усилие электромагнита должно быть больше
181
4. Усилия тяги и удержания различных типов
электромагнитов
Тип электро- магнита Направление подачи среды Усилие элек- тромагнита Полезная нагрузка F Инерционная нагрузка
ОВ I от фуп + <?е 2<2НН
II <3Т Фуп + ^о 20ин
от I 0т 2<2иН
II Vc 2<2ЙИ
дв I СУ су” Фуп + Оуп + ЗД + Л 2<2ИН (1+*п)<2ни
II <?т Оуп+ 0с 2<2ИИ
Оу Суп + 0с + ch (1+Кп)<?ин
дт I _5_ • Ос 2<?нН
Оу <2уп + Мс + сЛ (1+^пХЗнн
II QT *д-Ос 2Qhh
Оу Оуп + Ос+^Л (1 4-Кп)<2вн
182
Продолжение табл. 4
Тип электро- магнита Направление подачи среды Усилие эле- ктромагнита Полезная нагрузка F Инерционная нагрузка
дтв I Ст Сс Син
Су <2уп ’ Син
II Фт ^•с0 Фин
Су Суп+ Со К-П ' Фин
Примечания:!. I-*» направление подачи на запорный
орган; II — под запорный орган.
2. В формулах приняты следующие обозначения: QT — уси-
лие тягн электромагнита; Qy — усилие удержания запорного ор-
гана; Qyn — усилие уплотнения; Qc — сила действия рабочей
среды; QKH — линейная перегрузка; Кд == ОДО ... 0,15—коэффи-
циент. учитывающий ослабление действия среды на расстоянии
ft=0,25 d; Кп — отношение ударного ускорения к линейному.
нагрузки, состоящей из полезной F и инерцион-
ной QHH нагрузок.
Рассмотрим для примера необходимые силы
тяги и фиксирования электромагнита типа ДВ
в клапане с подачей рабочей среды на запорный
183
орган (сила трения не учитывается). Установоч-
ное усилие пружины определим из условия обес-
печения необходимого усилия уплотнения Qyn
и компенсации действия инерционных сил QHH-‘
QyCT = Qyn -j- Qhh« (37)
где QycT— установочное усилие пружины.
Сила тяги электромагнита QT = QyCT + Qhh 4~
4~ QcP. Сила тяги электромагнита с учетом фор-
мулы (37) определяется, как
Qt = Qyn 4“ Qcp + 2QhH-
Необходимое усилие удержания, когда клапан
открыт, Qy Qnp + KnQiiH + KnQcp, сила пружи-
ны Qnp = Qyn + Qhh -\-ch. Подставив значение
Qnp в предыдущее уравнение, определим силу
фиксирования
Qy — Qyn + 7C«Qcp 4“ ch 4- (1 4~ Ап) Qhh-
Аналогично были получены формулы и для дру-
гих типов электромагнитов.
В табл. 4 приведены формулы сил, действие
которых определяет наиболее тяжелые условия
работы электромагнитов. Анализ уравнений, при-
веденных в таблице, позволяет сделать следую-
щие выводы. Наименьшее усилие тяги необходи-
мо при использовании электромагнитов типа ДТ,
ОТ, ДТВ и подаче среды под запорный орган.
184
В электромагнитах типа ДТВ необходима мень-
шая тяга для преодоления инерционных нагру-
зок. Для втягивающих электромагнитов усилие
тяги не зависит от направления подачи среды.
При одинаковом усилии удержания необходи-
мая сила тяги толкающих электромагнитов мень-
ше чем втягивающих. В зависимости от соотно-
шения полезной и инерционной нагрузок сле-
дует применять тот или иной тип электромагни-
та. В большинстве случаев электромагниты типа
ДТВ обладают наименьшей массой и габаритами.
Однопозиционные электромагниты следует при-
менять для клапанов, которые большую часть
времени находятся в одном положении, напри-
мер, когда необходимо закрытие (открытие) в
аварийном случае при обесточивании установки,
в которой работает клапан. Для клапанов, кото-
рые могут находиться длительное время как в од-
ном, так и в другом положении, целесообразно
применять электромагниты типа ДВ, ДТ, ДТВ.
Электромагниты типа ДВ и ДТ проще, техноло-
гичнее чем ДТВ, однако последние могут быть
выполнены с сигнализатором положения запор-
ного органа. Двухпозиционные электромагниты
целесообразно применять в пилотных клапанах
с зависимым движением запорных органов, так
как уплотнение основного затвора осуществля-
ется электромагнитом (усилием удержания якоря
у стопа) и рабочей средой.
РАСЧЕТ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО КЛАПАНА
В задачу силового расчета электромагнитного
клапана входит определение всех сил, действую-
щих на якорь электромагнита. В первую очередь
по заданным давлению, расходу, перепаду дав-
ления определяется диаметр седла, ходя якоря,
сила действия среды, усилие уплотнения в зат-
воре. Инерционные силы определить невозмож-
но до тех пор, пока не будут определены размеры
электромагнита. Диаметр седла и ход якоря оп-
ределяются по известной методике [27]. Сила
действия среды на запорный орган находится
по формуле (34). Усилие уплотнения в затворе
клапана Qyn = q^tdc, где qe — удельное уси-
лие уплотнения, Н/см; dc = (d + b) —диаметр
седла; b — ширина уплотнительного пояска,
см. Величина удельного усилия уплотнения вы-
бирается в зависимости от конструкции затвора,
материала уплотнения и других факторов (см.
гл. 2). По формуле (37) определяется установоч-
ное усилие пружины. При расчете пружины сле-
дует принимать ее жесткость минимально воз-
можной, так как она оказывает влияние на уси-
лие удержания электромагнита. В электромагни-
тах типа ДТВ возвратная пружина отсутствует,
но для уплотнения затвора при одновременном
контакте якоря со стопом вводится буферная
пружина.
Кроме того буферная пружина обеспечивает
186
нормированное усилие уплотнения. При расчете
инерционных сил необходимо учесть массу под-
вижных элементов, жестко соединенных с яко-
рем электромагнита, определяемую по формуле
(35). Исходя из заданных условий работы кла-
пана, а также учитывая значения тяговых уси-
лий и фиксирования различных типов электро-
магнитов, по табл. 4 выбираем тип электромаг-
нита. Для малогабаритной арматуры электромаг-
нит должен быть рассчитан на минимум массы.
Расчет выполняется по следующей схеме:
1) составляется ряд таблиц (табл. 5), пока-
зывающих связь индукции В, диаметра якоря
ds и магнитодвижущей силы F, рассчитанных по
формулам (40); (41); (42);
2) в соответствии с формулами (45) и (46) со-
ставляются таблицы сечения магнитопровода
(табл. 6);
6. Сечение магнитопровода
d dK ^мл
di dKl Si
• • • ••r ...
dn dsn Sn
187
3) определяется плотность тока и составляется
табл. 7 сечений меди SM и окна SOK Для всех зна-
чений диаметров и углов по формулам (43) и (44);
7. Сечение меди и окна
d F S0K
di Fi SqkI
... -• • •• ...
dn Fn SM. n 5ок n
4) рассчитываются данные и составляется
табл. 8 длины и высоты катушки для каждого
значения сечения окна по формуле (50);
5) находятся данные и составляется табл. 9
массы меди обмотки для всех значений диамет-
ров, углов и отношений длины к высоте катушки
по формуле (48);
6) рассчитываются данные и составляется
табл. 10 для всех значений массы магнитопро-
вода, диаметров, углов и отношений длины
к высоте катушки по формуле (47);
7) производится суммирование соответствую-
щих масс меди и магнитопровода и результаты
записываются в табл. 11;
188
8. Высота и длина катушки
«ок 2 = 1 2=2 2 = 3 2=4 2 = 6
hc 1к 1* Лк ZK Лк 1к Лк 1к
«ОК1 hKl 1К1 ЛК1 1к1 Лк1 1К1 ЛК1 1К1 ЛК1 ^к!
• • •
«окп hKn 1Кп Лцп 1кп Лкп 1.П \п 1.П ^кп
9. Масса меди
d. Gm
2 = 1 2 = 2 2=3 2 = 4 2 = 6
dKi GMI GM1 GM1 GMI GMi
... ... ... ... ...
dKH GMn GMn Gm« Gmti GM„
189
10. Масса магнитопровода
°мп
Z = 1 z=2 г = 3 г = 4 Z = 6
^К1 °МП1 °мп1 ^мп! ®мп1 °мп1
..« ... ... ... ... ...
^кл ^мп п ^мп п ^мп п с мп п ^мп п
11. Масса электромагнита
dK о W
г= 1 z — 2 г= 3 z = 4 г 6
dKl 0) О « «Э1
• • ... ... ... ... • •
^кл е е сп <3 С5 е СП <3 Ci 3
190
8) из табл. 11 выбирается минимальное зна-
чение массы и соответствующие ей значения
диаметра якоря, угла при вершине конуса а,
длины катушки /к, высоты катушки hK, магнито-
движущей силы;
9) по полученным данным разрабатывается
эскиз электромагнита (рис. 37) и производится
Рис. 37. Электромагниты втягивающие:
а — однопознционный; б — двухпозицнонный.
его конструктивный расчет, а также проверка
выполнения условий, принятых в расчетах по
пунктам 1—8.
РАСЧЕТ ЭЛЕКТРОМАГНИТОВ
Расчет электромагнитов всех типов имеет
много общего, поэтому вначале рассмотрим рас
чет нейтрального электромагнита в полном объе-
ме, а для остальных типов — лишь сПецифичс
191
ские расчеты со ссылкой на методику расчета
предыдущего электромагнита.
Расчет нейтрального электромагнита. Эле-
ктромеханическая характеристика электромаг-
нита (рис. 35) определяется значительной сред-
ней жесткостью (с = 30...50 Н/мм). Поэтому в
электромагнитах достаточно рассчитать силу
тяги лишь в одной точке характеристики при
ходе, равном подъему запорного органа.
Сила тяги электромагнита
Ф2
Qt = 40B2SCT sin2 а = 4 • 106 ^-₽ sin2 а, (38)
где В — индукция в рабочем зазоре, Т; а —
угол между осью конуса и его образующей
(рис. 37, а); Фр — магнитный поток в рабочем
зазоре, мкВб.
Сечение стали
SCT = -J(4-do), (39)
здесь da — диаметр якоря, см; d0 — диаметр от-
верстия в якоре, см.
Сила тяги электромагнита зависит от трех
независимых параметров: индукции В; сечения
стали Вст и угла при вершине конуса а. Выбор
этих величин существенно сказывается на массе
электромагнита. Из табл. 4 видно, что на величи-
ну силы тяги кроме полезной нагрузки влияет
192
инерционная сила, которая в свою очередь за-
висит от диаметра якоря. В общем виде сила
тяги QT — F 4- 2Qhh-
Зависимость индукции В от полезной силы
Qn, диаметра якоря d„ и угла а следующая:
Вг = Qn . 2g*(l,18dX + ”)
31,4 (d„ — d°) sin2 cc 31,4 (d* — d„) sin2 a ’
(40)
где g— ускорение свободного падения; N —
величина относительной перегрузки; уст = 7,8 х
Х10“3— плотность стали, кг/см3; т — масса за-
порного органа.
Магнитодвижущая сила в рабочем зазоре
ВР = -Ц^В1°4, (41)
где б — ход якоря, см.
Расчет электромагнита представляет собой
решение задачи определения необходимых кон-
структивных и геометрических размеров, обеспе
чивающих заданные параметры электромагнита.
Поэтому электромагнит на заданные парамет-
ры, например силу тяги, массу и рабочий ход,
может быть рассчитан при различных сочетани-
ях индукции в рабочем зазоре, диаметра якоря,
угла при вершине конуса рабочего зазора, отно-
шения длины к высоте катушки и др. Произволь-
но выбранное сочетание вышеперечисленных
величин и расчет по ним электромагнита может
7 о-з э
193
обеспечить заданные параметры электромагни-
та, но не дает минимальное значение даже одного
из них. Задачей настоящего расчета является
получение электромагнита на заданные парамет-
ры при минимальной массе. Критерия сочетания
вышеперечисленных факторов, дающих мини-
мальную массу электромагнита, нет, поэтому
для расчета электромагнита минимальной мас-
сы принят метод расчета всех вариантов элект-
ромагнита и исключения по ходу расчета вари-
антов, в которых превышены заданные ограни-
чения.
Вычисленные параметры и размеры при раз-
личном сочетании параметров заносятся в таб-
лицы. В связи с тем, что любые рассчитанные
размеры электромагнита должны выполняться
конструктивно и технологически, и будут округ-
лены до величин нормальных рядов диаметров,
длин и углов, следует задаться рядом нормаль-
ных диаметров якоря и углов при вершине ко-
нуса якоря. Для электромагнитов малогабарит-
ной арматуры рекомендуется принимать диа-
метр якоря от 6 до 30 мм, угол при вершине ко-
нуса 30°, 45°, 60°, 75°, 90° и вести расчет данных,
сведенных в таблицы. По формулам (40) и (41)
рассчитываются данные табл. 5 для всех значе-
ний углов. Для расчета электромагнита на задан-
ную полезную силу тяги может быть выбран лю-
бой диаметр якоря и соответствующая ему
индукция, не превышающая 1,1 Т для сплава
194
16Х-ВИ, 1,ЗТ — для стали Э12, 1,7 Т —для пер-
мендюра.
Магнитодвижущая сила обмотки определя-
ется величиной МДС, необходимой для создания
магнитного потока в рабочем зазоре и намагничи-
вания стали.
Наименьшая магнитодвижущая сила обмотки
Л™ 1,2 FP.
Магнитодвижущая сила при наибольшем на-
пряжении
F = FHM - /<ИЕ,1М, (42)
''нм
где (/„б = U + — наибольшее напряжение
в сети, В; UnM = U — &U — наименьшее напря-
жение в сети, В; Л'и ДнбДАш— динамический
диапазон изменения напряжения. В зависимости
от режима работы электромагнита можно при-
нимать плотность тока при 293 К: для длитель-
ного включения / — 3 ... 4 А/мм2, для повтор-
но-кратковременного— / = 10 ... 30 А/мм2, для
кратковременного — / 30 ... 200 А/мм2. Если
время включения электромагнита тв<0,17’н,
то для повторно кратювременного режима можно
• в /О л >
пользоваться сооп ошением /с -----= (3 ... 4).
тпер
Для более точных расчетов необходимо знать
конкретные периоды включения и паузы. Более
подробные расчеты саморазогрева приведены в
7*
195
электротехнической литературе [11]. При само-
розогреве обмотки электромагнита до темпера-
туры t плотность тока снижается. Она может
быть определена по формуле jt =
Сечение меди обмотки
_______/го______
1 + a (t — 20) •
F
It'
(43)
В приведенных формулах тв — время включе-
ния, мин; Т„ — постоянная времени саморазо-
грева, мин; т„ — длительность периода, мин;
/пк —плотность тока при повторно-кратковре-
менном включении; /0 — средняя за период
плотность тока; j( —плотность тока при темпе-
ратуре перегрева; а —температурный коэффи-
циент сопротивления меди (а = 0,004% на 1К).
Сечение окна для обмотки
Sok = S„/f, (44)
где f — коэффициент заполнения окна медью;
f — 0,35...0,55 в зависимости от диаметра про-
вода и размеров катушки.
Толщина стенки герметичного корпуса элект-
ромагнита (рис. 37) принимается из соображе-
ний технологичности и прочности и в большин-
стве случае составляет 0,5 мм. Поэтому диаметр
корпуса
— (^я 4~ 2g). (45)
196
Сечение магнитопровода
SMn = yd«. (46)
По формулам (45) и (46) составляется табл. 6,
а по формуле (43) и (44) — табл. 7 для всех зна-
чений углов. Масса магнитопровода (рис. 37).
СМп — [2 (Лк + /к) 5мП -Ь dKSМП17СТ» (47)
где hK — высота катушки, см; /к— длина ка-
тушки, см; SMn — сечение магнитопровода, см2;
уст — плотность стали. Масса меди обмотки
G„ = л (dK + /гк) SMTM, (48)
SM — сечение меди обмотки, см2; ум — плотность
меди. Общая масса электромагнита
Ga — Gun -f- Gu. (49)
Задаемся рядом соотношений z = l, z = 2, z —
= 4, z = 6, z = /к/Лк и рассчитываем данные
табл. 8 для каждого значения угла а, поль-
зуясь при этом соотношением
, 5ок = гЛкЮ2. (50)
Рассчитываем данные табл. 9 по формуле (48) для
всех значений угла а. Тоже производим по фор-
муле (47) и заносим результаты в табл. 10 для
197
электротехнической литературе [11]. При само-
розогреве обмотки электромагнита до темпера-
туры t плотность тока снижается. Она может
быть определена по формуле jt =
Сечение меди обмотки
_______/го______
1 + a (t — 20) •
F
It'
(43)
В приведенных формулах тв — время включе-
ния, мин; Ти — постоянная времени саморазо-
грева, мин; тп — длительность периода, мин;
/пк —плотность тока при повторно-кратковре-
менном включении; /0 — средняя за период
плотность тока; jt —плотность тока при темпе-
ратуре перегрева; а —температурный коэффи-
циент сопротивления меди (а = 0,004% на 1К).
Сечение окна для обмотки
Sok = Sjf, (44)
где f — коэффициент заполнения окна медью;
f — 0,35...0,55 в зависимости от диаметра про-
вода и размеров катушки.
Толщина стенки герметичного корпуса элект-
ромагнита (рис. 37) принимается из соображе-
ний технологичности и прочности и в большин-
стве случае составляет 0,5 мм. Поэтому диаметр
корпуса
4 = (4 + 2а). (45)
196
Сечение магнитопровода
5ып = -^к. (46)
По формулам (45) и (46) составляется табл. 6,
а по формуле (43) и (44) — табл. 7 для всех зна-
чений углов. Масса магнитопровода (рис. 37).
СМп = [2 (hK -f- /к) 5мП 4~ dKSМП1YСТ» (47)
где hK — высота катушки, см; /к — длина ка-
тушки, см; SMn — сечение магнитопровода, см2;
уст — плотность стали. Масса меди обмотки
Сы = л (dK 4- hK) SMyM, (48)
SM — сечение меди обмотки, см2; ум — плотность
меди. Общая масса электромагнита
Gs = Смп 4* GM. (49)
Задаемся рядом соотношений z = l, z = 2, z =
= 4, z = 6, z = lK/hK и рассчитываем данные
табл. 8 для каждого значения угла а, поль-
зуясь при этом соотношением
, Sok = zAk102. (50)
Рассчитываем данные табл. 9 по формуле (48) для
всех значений угла а. Тоже производим по фор-
муле (47) и заносим результаты в табл. 10 для
197
всех значений угла а. Рассчитываем данные таб-
лицы по формуле (49) для всех значений угла а.
В табл. 11 сводим все полученные значения мас-
сы электромагнита на заданные параметры. Из
таблиц выбираем наименьшее значение массы
и наиболее приемлемые конструктивные соот-
ношения размеров. Таким образом, получаем
диаметр якоря d„, угол а, индукцию В, высоту
катушки /гк, длину катушки 1К и значение маг-
нитодвижущей силы F. По полученным данным
производим конструктивный расчет электромаг-
нита.
Конструктивный расчет нейтрального элект-
ромтгнита. В задачу расчета входит определе-
ние конструктивных размеров электромагнита,
уточнение принятых в предварительном расчете
данных, корректировка параметров по факти-
чески принятым размерам элементов, расчетфак-
тическон силы тяги электромагнита. Электро-
магнит с немагнитной проставкой в герметичном
юрпусе рассчитываем в таюй последователь-
ности. Диаметр корпуса определяем по фор-
муле (45). Проводимость рабочего зазора
Gp=l,26 (51)
р 46 sin2 а ' '
Поток в рабочем зазоре
Фр = 0,785BCT (d® — d®)1 °2- (52)
198
Проверку магнитопровода на насыщение выпол-
няем по формуле
4Ф
Вег = < ^пред- (53)
31А
Для сплава 16Х-ВИ Вп₽ед~1,1т, р =
= 10 мкВб/(А • см). Для стали 20, стали Э-12
Впред = 1,3 Т, р. 15 мкВб/(А • см). Для пермен-
дюра Впред=1,8Т, р 18 мкВб/(А см). Прово-
димость стали магнитопровода
л я(‘сХ,0~2
°ст-б(Лк+ /кЧ-йк)-
Проводимости зазора между якорем и корпусом
G\ 0,63л d„ (90+П 0JH) 10’2. (54)
Проводимость зазоров между кожухом и дис-
ками корпуса
G2 = 0,98 102 dK 190 + 110 (dK + 2йк)1- (55)
Общая проводимость магнитопровода
G GCT ' Gi + G2 •
Потери МДС в магнитопроводе FMn = Фр/G, а в
рабочем зазоре Ар — Фр/Gp. Наименьшая МДС
FHV (Fp + F Мп).
Катушка (обмотка) должна обеспечить Fo& >
> FIIM.
199
Наименьшая МДС при 293 К
F20 = FHm[1 + «(/ — 20)].
Электромагнит с цельномагнитным корпусом
рассчитываем по следующей методике. Диаметр
корпуса определяем по формуле (45), проводи-
мость рабочего зазора—по формуле (51), поток
рабочего зазора — по формуле (52)Л
Поток через тонкую стенку корпуса
Фк = 78,5 (d* - d^) (Во + Вст). (56)
Для стали Э-12 В„ = 2,1 Т, для стали 16Х-ВИ
Во = 1,4 Т. Поток магнитопровода Фмп = (Фр +
4- Фк). Проверку магнитопровода на насыщение
производим по формуле (53). Для дальнейшего
расчета используем методику конструкторского
расчета нейтрального электромагнита.
Расчет обмотки является общим для всех ти-
пов электромагнитов и проводится в следующем
порядке. Определяем диаметр провода
, /1,72.10-^0^ + ^)
Яир = 2 I/ -------г.------- . (57)
Г мнм
где F20 — магнитодвижущая сила обмотки при
293 К, A; hK, dK — высота катушки и диаметр
корпуса, см. Из справочных источников выби-
раем ближайший к полученному диаметр прово-
да и его параметры: dnp — диаметр провода из
нормального ряда диаметров, мм; d„a — диа-
200
(58)
метр провода по изоляции, мм; — сопротив-
ление 1 метра провода, Ом; AdH3 — допуск на
диаметр провода.
Количество витков обмотки
Толщина изоляции между обмоткой и магнито-
проводом обычно принимается равной 0,5 мм.
Количество витков в одном слое
N1=
1 (dB3+Adnp)’
где /к — длина катушки в мм, Кс = 0,95—
коэффициент укладки в слое.
Количество слоев
(59)
(60)
Высота намотанной меди в окне
hB — Nz (d„3 + Adnp) hK — 2,
(61)
где 11h> ^k> d„3 в мм.
Если условие не выполняется, необходимо
увеличить /к или ftK, произвести расчет, начиная
с формулы (57) и проверить соотношение
' нм
20"" (4 + Лн> '
(62)
201
Если и это условие не выполняется, то необходи-
мо увеличить диаметр провода и произвести рас-
чет укладки провода. Силу тяги электромагнита
определяем по формуле (38). Длина якоря
/я>1,5Ля.
(63)
Диаметр корпуса определяем по формуле (45).
Внутренний диаметр кожуха
— dK 2йк, наружный (64)
dK -Т dB. (65)
Толщина диска
b = 0,25dK. (66)
Высота стопа
Н = (0,3 -4- 0,6) /к. (67)
Расчет электромагнитов типа ДВ и ДТ. Сила
тяги электромагнита связана с определяющими
ее параметрами следующим соотношением:
вг = Qn____________WUSdX-W
31,4 (d“ — бф sin2 а 31,4 (cl* — d^) sin2 а
(68)
Сила удержания связана с параметрами соотно-
шением
202
n2 Qn +ch ,
£>y — ---x ;--------H
31,4 (d^ — d") sin2 a
(1+Кп)б^(1,18фст + т)
31,4 (d* — d!n) sin2 a
Составляем табл. 12 по формуле (69) для всех
значений угла а. Из этой таблицы каждая пара
dn — В может быть выбрана для расчета элект-
ромагнита на заданную силу удержания. Из
расчета необходимо исключить значения индук-
ции, превышающие значения индукции насыще-
ния и соответствующие ей диаметры якоря. В
дальнейшем расчет силы тяги производится лишь
для оставшихся диаметров. Затем рассчитаем
данные для табл. 13, показывающие связь индук-
ции Вн и диаметра якоря, для заданной силы
тяги по формуле (68). Магнитодвижущую силу
обмотки определяем по величине МДС намагни-
чивания рабочего зазора, стали, постоянного
магнита и паразитных зазоров. Магнитодвижу-
щая сила обмотки
F = (l,2Fp + //c/M), (70)
где Fp — определяется по формуле (41), Нс —
коэрцетивная сила, А/см, 1М — длина постоян-
ного магнита, см. Принимается /м = 0,4...0,6 см
(см. рис. 30, б). В двухпозиционных электро-
магнитах, управляемых импульсами, размеры
катушки определяются не плотностью тока, а
203
12. Индукция
удержания
d ВУ
di Byi
• • •
dn Byn
13. Начальная индукция 14. Магнитодвижу- щие силы
d Вк d F W
di di Fi IF,
• • • • • • ... • -.
dn dn Fn Wn
наибольшей мощностью, которую могут обеспе-
чить источник питания или коммутирующие эле-
менты. Саморазогрев катушки при длительнос-
ти управляющего импульса до 0,1 с составляет
около 20 К при плотности тока 180 А/мм2 или
при подводе мощности 75 Вт/г меди. Если задан
максимально допустимый ток, то определяется
наименьший ток и количество витков обмотки:
w== ft/H6(l+aAM(l + aA/2)
(71)
Сцм^нм
Составим табл. 14 по формулам (70) и (71) для
всех значений диаметра и угла а. Задавшись
соотношением
& —- dCp/dK,
(72)
204
где dcp — диаметр среднего витка, для всех зна-
чений угла а определяем диаметр провода по
формуле
dnp = 21/172'10~4(1 + «^)rfK -^„м
I '"'нм
(73)
где dK—диаметр корпуса, см; FHM — МДС, А.
15. Диаметр провода
d dnp по изоляции
k = 1,2 k= 1,3 k = 1,4 k = 1,5 k = 1,6 6=1,8
di ^npl jfnpl ^npl dnpl ^npl dnpl
... ... ... ... ...
dn dnpn ^npn ^npn ^npn dnpn
Рекомендуется принимать значения k, приведен-
ные в табл. 15.
Полученные диаметры провода следует округ-
лять до нормальных. Высота катушки hK —
-4(^-1),
jui. I
205
длина
Составим табл. 16 для всех значений угла а.
16. Высота и длина катушки
d /г=1.2 k =1.3 *=1,4 *=l,5 fe=1.6 *=1,8
ftK 'к ftK ZK ftK ‘к hK ZK hK ZK "к ZK
dt ftKl ZKl Лк1 ZK1 ftKl lKl *K1 ZK1 *Kl ZKl *k! ZK1
...
dn ^кл ^кп ^кп hKH ^кп ^l<n hKn G<n ^КЛ
Сечение меди обмотки
SM 78,5117 dn2p, (74)
где /2пр — диаметр провода, мм.
Масса меди
GM = dKkyM, (75)
где ум — плотность меди, кг/см3.
Табл. 17 составим для всех значений угла а
по формулам (74) и (75). Сечение стали опреде-
ляем по формуле (46). Длина стали
/ст = 2 (hK -J- /к) -Т dK. (76)
Масса стали
Смп = Sст /стТст- (77)
206
17. Масса меди
СО 2 О со* • с 2 СО
II 2 со* • к 2 СО
1,6 2 СО о • С 2 СО
и со* 2 со • е со*
<_2 *2 СО • к 2 <0
II -х*е 2 СО 2 СО • е 2 СО
2 О 2 СО • е 2 СО
II -се 2 СО со* • к 2 СО
СО 2 СО s' со • С 2 <о
II со* 2 СО • е 2 СО
сч 2 О 2 СО • С 2 СО
II -Хй 2 СО СО* • е 2 СО
43 4^ • е 43
207
Составим по формулам (46), (76), (77) табл. 18
для всех значений угла а. По формуле (49) оп-
ределим массу электромагнита для всех значе-
ний угла а (табл. 19). Из всех рассчитанных зна-
чений массы электромагнита выбираем наимень-
шую, с приемлемыми конструктивными значе-
ниями hK и /к. Следует выбирать размеры, исхо-
дя из значений k — 2...5. В результате этого
расчета получаем необходимые для конструи-
рования расчетные данные: dn, B,hK, lK, dnp, W.
При конструктивном расчете эти величины долж-
ны быть уточнены и согласованы для правиль-
ной компоновки.
19. Масса электромагнита
d
Й = 1,2 k= 1,3 k = 1,4 k = 1,5 k~- 1,6 k— 1,8
di Gi Gf Gt Gi Gi Gi
... ... ... ... ... ... ...
dn Ga Gn Gn Gn Gn Gn
Конструктивный расчет электромагнита типа
ДВ, ДТ (рис. 37, б). Расчет производим по мето-
208
дике конструктивного расчета нейтрального
электромагнита не определяя МДС в рабочем
зазоре. Потери МДС на намагничивание пос-
тоянного магнита определим по формуле Fn.M —
= НС1Ы. Наименьшая МДС FHM = (FP + FMn +
+ Fn. м). Катушка должна обеспечить FO6 > FnM,
а также Foe > 2,5ДС/М для намагничивания по-
стоянного магнита до насыщения и обеспечения
силы удержания. Расчет обмотки производим
по методике, изложенной ранее, и сводим к оп-
ределению количества витков в одном слое,
количества слоев, высоты намотанной меди в
окне по приведенным ранее формулам и про-
верке соотношения (62). Если условие не выпол-
няется, то необходимо увеличить диаметр про-
вода и произвести расчет укладки провода.
Графоаналитический расчет электромагнита
ДВ, ДТ, ОВ, ОТ. Для проведения графоаналити-
ческого расчета необходимо вычислить: Ср — по
формуле (51), Сх—по формуле (54), G2 — по
формуле (55), 5МП — по формуле (46), /Ст —по
формуле (76), SK—по форму ле SK = 0,785 (d*—
— dg). В координатах Ф (мкВб) и F (А) строим
кривые намагничивания магнитопровода и тонко-
стенного корпуса на длине 6 (рис. 39). Для
этого, используя кривые намагничивания стали
[40], строим табл. 20 для магнитопровода
(рис. 38, а), табл. 21 —для тонкой стенки кор-
пуса. Табл. 22 кривой размагничивания постоян-
209
ного магнита (рис. 38, б) составляем, исполь-
зуя нормализованную кривую [57]. В табл. 22
принято Sm == По полученным данным в
табл. 22 строим кривую размагничивания 1
Рис. 38. Характеристики магнитных материалов:
а — начального намагничивания стали; б ?— размагничивания по-
стоянного магнита.
(рис. 39). Переносим эту кривую эквидистантно
вправо на расстояние (в масштабе рисунка) 2НС1Ы
(: ривая 2). Наносим также прямые проводимости
зазоров Gj и G2. В связи с тем, что эти прово
димости, а также проводимость постоянного
магнита (кривая 2) и магнитопровода (GMn) вклю-
210
20. Поток магнитопровод!
/Л, - CM h2 • • Hn
F = HlCT, A Ft r2 ... Fn
ВТ, B, b2 ... Bn
&=BSun, мкВб Ф2 ... Ф,,
21. Поток корпус!
> Нг, - CM Hr H2 ... Hn
F = Я6, A Ft f2 ... Fn
B, T Bi b2 ... Bn
Ф = BSK, мкВб ... Фп
чены последовательно, необходимо суммировать
вдоль оси F соответствующие значения всех
кривых. В результате получим кривую намагни-
чивания всех элементов магнитной системы G4.
211
На оси F отложим значение МДС, развиваемое
обмоткой электромагнита FKK. Из точки FKM про-
водим прямую проводимости рабочего зазора Gp.
Пересечение линий G3.0 и Gp в точке К дает
Рис. 39. Графический расчет магнитной системы элек-
тромагнита типа ДВ.
значение магнитного потока в рабочем зазоре,
если корпус выполнен с немагнитной проставкой.
Для цельномагпитного корпуса переносим
начало кривой GK в точку Днм и, складывая
значения ординат кривой GK и Gp, получим кри-
вую 3. Пересечение кривых 3 и Сэа в точке Ki
дает значение потока в магнитопроводе. Проек-
212
ция точки /<! на прямой Gp дает значение маг-
нитного потока в рабочем зазоре в точке Р.
Силу тяги электромагнита определим по формуле
(38). Для электромагнитов типа ОВ и ОТ расчет
проводится аналогично, но без кривых 1 и 2,
и заканчивается определением силы тяги по
формуле (38).
Проводимость рабочего зазора, когда якорь
находится у стопа, определим по формуле (51),
где бк = 0,005 ... 0,05 мм. Проводим Gp. к из
точки FHM. Точка Рг показывает значение маг-
нитного потока, развиваемого постоянным маг-
нитом, а величина МДС FnM — потери на намаг-
ничивание магнитной системы после срабатыва-
ния электромагнита. Для определения силы
фиксирования производим следующее построение.
Слева от оси Ф строим зеркальное отражение
кривой GMn и прямых Gb G2 и Gp. к. Сложим
текущие значения всех абсцисс этих линий вдоль
оси F влево и получим кривую Gs'c; пересече-
ние этой кривой 1 в точке N дает значение по-
тока постоянного магнита, а прямая NM дает
значение магнитного потока в рабочем зазоре.
Значения величин, полученных графоаналитичес-
ким методом, необходимо принимать с учетом
выбранного масштаба.
Силу удержания определим по формуле (38).
Из ординат кривой Сэ. с необходимо вычесть
соответствующие ординаты кривой GK в резуль-
тате чего получим кривую Gy. Определим поток,
213
создающий силу, равную силе пружины в сжа-
том состоянии: ____________
. ] / (Сует + ch) SCT
у г 4 • 106 sin2 а
Нанеся это значение Фу на рис. 39 с положитель-
ным и отрицательным знаком, получим линию
ДЕ, которая дает значение МДС (FpM), необхо-
димое для размагничивания рабочего зазора и
отпускания якоря электромагнита. Линия НВ,
проведенная параллельно линии ОД, отсечет мак-
симальное допустимое значение МДС (Fp6), рав-
ное OB. Таким образом определим пределы МДС
размагничивания, при которых происходит от-
пускание якоря электромагнитом. Величина
сопротивления, через которое подключается
обмотка электромагнита для подачи импульса
обратного направления
U W
R^ = — Ri^W (4 + hK) (1 + aAQ,
грм
где А/2 =/тах — 293 (здесь /т?.х — максимальная
рабочая температура обмотки).
Проверку производим по формуле
^рб ^иб 0 +“Д/1)
Ядоб + ^об ’
где А/, = 293 — Zmin (здесь /min — минимальная
отрицательная температура обмотки).
214
Силу удержания определим по формуле (38),
где Ф — магнитный поток в масштабе, равный
отрезку NM на рис. 39. Укладку провода про-
верим по формулам (57)—(62), значения /к, dB,
du, b и Н найдем по соотношениям (63) — (67).
Расчет электромагнита типа ДТВ (рис. 30, г).
Сила тяги электромагнита связана с параметра-
ми, определяющими ее, следующим соотношением
/ (l,8By)2-f-0,76-----—----------4
1 / 31,4(4Я—d) sin2 а
—1,8Ву+ f i gy (1.’мХт + т)
31,4(d' -— d~n) sin2 а
(78)
Сила удержания якоря
В 9п. /<ngMU8rfX+"0
У I 31,4 (d* — d*) sin2 a 31,4 (d* — dp sin2 a
(79)
Данные табл. 23 определим по формуле (79)
для углов а = 45°, а = 60°, а = 75°, а — 90°.
Из последующего расчета необходимо исклю-
чить значения диаметров и индукцию, превы-
шающе ю индукцию насыщения. В дальнейшем
расчет силы тяги производим для оставшихся
диаметров. По формуле (78) рассчитаем значе-
ния начальной индукции Ви (табл. 23). Данные
215
для табл. 24 рассчитываем по формулам (39),
(45) и (46). Наименьшую магнитодвижущую
силу обмотки найдем по формуле (41). Табл. 25
23. Индукции ра-
22. Поток магнита бочего зазора
Нь А Hi н2 ... Н„
F = HI А м Fi F2 ... Fn
Bi, т Bi В2 ... Вп
Ф—В8Ы, мкВб Ф1 *2 ... Фп
24. Сечение магннтопро-
вода 25. Магнитодвижущие силы
d *^ЯК d* «ст d ви w
di 5ЯК1 ^к! «от1 di «Н1 fHMl Wi
•.. ... ... ... • • • ... ... ...
dn «якл &кп «стл dn «нл F 1 нмп Wn
216
составим для всех значений угла, используя
формулы (41) и (71). Дальнейший расчет произ-
водим по методике расчета электромагнитов
типа ДВ и ДТ, но вместо формулы (76) для
определения длины магнитопровода применяем
формулу /ст = 4 (/iK 4- /к) 4- dK. Сечение меди
SM = 200 V подставим в формулу (75) для
определения массы меди. В результате расчета
получим значения d„, Ви, Ву, hK, lK, dnp, W.
Причем hK равна длине постоянного магнита.
Она находится в результате последующего рас-
чета магнитной системы. Предварительно реко-
мендуется принимать длину постоянного магнита
из следующих соотношений: при диаметре яко-
ря 1 см /м = 0,6 см; при диаметре якоря 2 см
1м — 0,8 ... 1,0 см; при диаметре якоря 3 см
/м = 1,2 ... 1,5 см. Сечение постоянного магнита
ф -4- 9.Ф
= к- юл
Вт
где Фк определяется по (56); Вт=(0,4 ... 0,5) Вг.
Длина постоянного магнита /м = hK может быть
уточнена после расчета магнитной системы.
Составим эквивалентную схему замещения
магнитной системы электромагнита (рис. 40, а).
На эквивалентной схеме приняты следующие
обозначения: Gx — проводимость между кожу-
хом и диском корпуса; G2 — проводимость меж-
ду торцами постоянных магнитов и кожухом;
217
G3 — проводимость между торцами постоянных
магнитов и корпусом электромагнита; GCT —
проводимость стали, охватывающей одну
катушку; GK— проводимость тонкостенного
корпуса, строится графически (см. рис. 39, кри-
вая GK); Gp — проводимость рабочего зазора,
которая определяется по формуле (46); Go —
проводимость остаточного зазора между якорем
с
б
6
Рис. 40. Эквивалентные схемы замещения магнитной
системы электромагнита типа ДТВ.
и стопом, определяется по формуле (46) при б =
= 20 • 10“"3 мм, если нет покрытия на торце яко-
ря. При наличии покрытия на корпусе и торце
якоря б = 2АП, где Ап — толщина покрытия на
корпусе и торце якоря. Проводимости опреде-
лим по следующим формулам:
„ ST(90+110(dK + 2ftK)]
G2 1,26-IO-2 t k
+ 2/lK
„ ST (90 + 110dK)
G, = 1,26 - 10~2 .--------
«? 7 n
218
GcT !‘ct4(2/;+/(k +0,5£/k)’
где Gj — находится по формуле (55).
Рассчитав эти величины для выбранного раз-
мера электромагнита, приступим к расчету маг-
нитной системы графически; для этого исполь-
зуем методику построения кривой размагничи-
вания 1 из расчета электромагнита типа ДВ
(рис. 41, а). Строим кривую GK, пользуясь мето-
дикой построения GK на рис. 39. Go и GK вклю-
чены параллельно, потому сложим координаты
этих линий вдоль оси Ф (кривая 2). Проводим
линии G1( Сет и складываем вдоль оси F с ли-
нией 2, в результате полу чим проводимость пра-
вой ветви Gn (рис. 40, б). Построение для левой
ветви производим аналогично. Gp и GK включены
параллельно, поэтому складываем координаты
этих линий вдоль оси Ф (кривая 3). Линии Gx
и GCT складываем вдоль F с линией 3, и получаем
проводимость . евой ветви Сл. Сложив линии Gn
и Сл вдоль оси Ф, определим проводимость вет-
вей GB. Общую проводимость зазоров С2 и G3
линию 4 находим по формуле G G2G3l\fi2 + G3).
Просуммировав координаты линии 4 и линии
проводимости GB вдоль оси F, получим линию
проводимости магнитной системы Gc. Такой же
графический расчет проводим для магнитной
системы, I огда якорь каходится в нейтраль-
219
С/ Ccr Go 2 Ф,мкВ5 Bs
Рис. 41. Графический расчет магнитной системы электромагнита типа ДТВ.
ном положении, т. е., когда потоки левой и правой
ветви одинаковы. Это условие выполняется при
6 — __sin2 04
sin2 ’
где 6 — ход якоря, см; 6,- — зазор между тор-
цем якоря и первым стопом; ах и <Zg — угол меж-
ду осью и образующей конуса соответственно
первого и второго стопа. На рис. 39 наносим
проводимость системы G‘c. Пересечение линии
Gc с линией 1 в точке Q показывает начало ли-
нии возврата QC, которая проходит под углом
tg ₽ — Р-ч Sm^M, где рч — магнитная проница-
емость на кривой возврата.
Пересечение линий Gc и QC в точке Р опре-
деляет поток постоянного магнита (в масштабе
линия Р/С). Через точку Р проводим горизонталь
PN. Пересечение горизонтали с линией GB в точ-
ке М дает значение падения МДС между точками
с и d (рис. 40, б). На рисунке LR — поток левой
ветви; TR — поток правой ветви. Через точки
Т и L проводим горизонтали. Пересечение го-
ризонтали ТВ и линии 2 в точке Е дает начало
вертикали EZ (поток удержания). Пересечение
горизонтали LA и линии 3 в точке Д дает начало
вертикали ДН (поток через рабочий зазор). По-
ток Фу, полученный в результате расчета, должен
удовлетворять уравнению
Фу<120Ву^-4 (80)
221
Увеличенный поток необходим для того, что-
бы имелась возможность путем стабилизации
установить необходимую силу удержания. Ста-
билизация производится током обратной поляр-
ности, величина тока подбирается такой, чтобы
сила удержания была заданной. Если расчетная
величина Фу не удовлетворяет неравенству (80),
то необходимо увеличить /м и построить новую
кривую размагничивания, которая незначитель-
но растянется вдоль оси F, а точка Q перемес-
тится вдоль линии Gc, в результате чего подни-
мется начало линии возврата QC (далее по рас-
чету).
Составим эквивалентную схему замещения
магнитной системы при работе от одной обмотки
управления (рис. 40, в). Все проводимости изо-
бражены в виде ли.1ий на рис. 41, а. Линии 2,
4, G„, Gn, GK переносим в систему координат
F — Ф (рис. 41,6). Из начала координат про-
водим линию под углом, равным углу наклона
линии возврата. Сложим линию GM и линию 4
вдоль оси F (результат— линия GH), а линию GH
и Gn — вдоль оси Ф (линия Сд); линии Ся и 6Л
просуммируем вдоль оси F и получим линию Gc,
характеризующую проводимость системы отно-
сительно клемм генератора МДС F. Перенесем
линии LA и RL (на рис. 41,6 все буквы обоз-
начены штрихом). Вертикаль L'R' сдвинем вдоль
оси F на величину МДС, равную Fmin. Вертикаль
С'Р' определяет величину потока левой ветви,
222
создаваемого магнитом и МДС обмотки в этой же
ветви. Проводим горизонталь P'S' (S'— точка
пересечения горизонтали и линии проводимости
бл). Отрезок E'S' равен потоку рабочего зазора,
а отрезок P'S' — падению МДС в правой ветви.
От вертикали L'R' отложим вправо величину P'S'
и проведем вертикаль В'Н'. В результате полу-
чим поток в правом рабочем зазоре во время
действия МДС обмотки в левой ветви B'Z'. Сила
тяги QT = 4 - 10s (Фл — Фп), где Фл — поток,
равный E'S'', Фп — поток, равный B'Z'.
Если электромагнит несимметричный (раз-
личные силы тяги и фиксирования у стопов, а так-
же конусность стопов), то расчеты проводят
дважды при двух крайних положениях якоря.
Расчет обмотки сводится к проверке заполнения
катушки и определению сопротивления обмотки
по методике, изложенной ранее.
ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ КЛАПАНЫ
С СИГНАЛИЗАЦИЕЙ
Применение электромагнитных клапанов в
технологических схемах закрытого типа во мно-
гих случаях требует информации о положении
запорного органа клапана. Для этого в клапанах
встраиваются сигнализаторы положения запор-
ного органа. Такой клапан показан на рис. 42.
Электромагнитный клапан является устройством
223
Рис. 42. Электромаг-
нитный клапан с сиг-
нализатором положе-
ния запорного органа.
дискретного действия, поэтому и сигнализатор
может быть дискретным, показывающим одно
положение запорного органа. В электромагнит-
ных клапанах ход запорного органа незначи-
тельный (0,3—2 мм) и передать через герметич-
ную стенку корпуса информацию о положении
запорного органа невоз-
можно без значительных
потерь. Это требует вклю-
чения в схемы сигнализа-
ции усилителей и преобра-
зователей, что усложняет
схемы сигнализации.
Двух позиционные по-
ляризованные электромаг-
ниты в своем магнито-
проводе содержат магнит-
ное поле значительной
мощности, однозначно свя-
занное с положением якоря
электромагнита. Это поле и используется для сиг-
нализации положения якоря и связанного с ним
запорного органа. Когда клапан открыт и якорь
находится у верхнего стопа, поток Ф циркули-
рует по магнитопроводу вокруг верхней обмотки
управления. Снаружи кожуха 1 выполнена
кольцевая проточка 2 для того, чтобы магнит-
ный поток частично выходил из магнитопровода.
Эта часть магнитного потока проходит через
магнитоуправляемый контакт 3 и замыкает его.
224
Когда клапан закрыт, магнитный поток Ф пере-
ходит в нижнюю часть магнитопровода и цирку-
лирует вокруг нижней обмотки, а магнитоуправ-
ляемый контакт3размыкается. Кольцевая про-
точка 2 выполняется длиной 3—4 мм, сечение
магнитопровода под проточкой
Ф — Ф
Sc= 100-У-б- -к,
где Во = 1,4 Т — индукция в магнитопроводе,
изготовленном из стали 16Х-ВИ. Для других
сталей Вс принимается на 0,3 Т больше индук-
ции насыщения. Индукция, измеренная щупом
измерителя магнитной индукции ИМИ-3 у про-
точки, должна составлять для магнитоуправляе-
мых контактов КЭМ-2Б на срабатывание более
20 • 10 “* Т, на отпускание — менее 3,5 • 10-4 Т.
Уменьшение сечения магнитопровода требует
для обеспечения силы тяги электромагнита уве-
личения магнитодвижущей силы обмотки на
100А. Это значение МДС необходимо учитывать
при расчете электромагнита на минимум массы.
*/2 8 о-зо
ПНЕВМОАРМАТУРА
РАЗОВОГО ДЕЙСТВИЯ.
БЛОЧНАЯ ПНЕВМОАРМАТУРА
ОСНОВНЫЕ ТИПЫ КОНСТРУКЦИЙ
ПНЕВМОАРМАТУРЫ РАЗОВОГО ДЕЙСТВИЯ
Пневмоарматурой разового действия (АРД)
называется арматура, срабатывающая один раз
за все время эксплуатации. Отсечная арматура
разового действия в эксплуатации находится с
открытым проходным сечением и перекрывает
его при помощи привода один раз. Пусковая
арматура разового действия в начальной стадии
эксплуатации находится с закрытым проходным
сечением, который открывается приводом один
раз и в дальнейшей эксплуатации остается откры-
тым. АРД приводится в действие различными
226
г
типами приводов: пироприводом, пневматиче-
ским, термическим, электромагнитным и дру-
гими. Пусковая АРД бывает с разрушаемым и
неразрушаемым затвором, отсечная — только с
Рис. 43. Клапаны разового срабатывания:
а) отсечной прямого действия: б) пусковой прямого действия;
в) отсечной непрямого действия.
неразрушаемым. К неразрушаемым затворам
относят обычные затворы различных исполне-
ний, к разрушаемым пробиваемые мембраны.
Мембраны разрушаются приводом по команде
для пуска в действие установок. Требование од-
норазовости срабатывания обусловливает при-
*/2 8*
227
менение простых и высоконадежных приводов
АРД.
Отсечной пироклапан прямого действия (рис.
43, а) приводится в действие газом, образован-
ным пороховым зарядом пиропатрона. Анало-
гичную конструкцию имеет клапан разового
действия с пневмоприводом, но вместо порохо-
вых газов на поршень давит рабочий газ маги-
страли управления. В корпусе 1 выполнено
конусное проходное отверстие и размещен запор-
ный орган 2 в виде конуса с кольцевыми высту-
пами и проточками; запорный орган посредст-
вом штока соединен с поршнем 3, над которым
находится заряд пиропатрона 4. Для того, что-
бы закрыть клапан, подрывают пирозаряд, дав-
ление продуктов горения над поршнем возрас-
тает до нескольких сотен МПа, под его воздей-
ствием запорный орган перемещается вниз,
врезается в конусное проходное отверстие, гер-
метично перекрывает его и фиксируется за счет
сил трения.
Пусковой клапан прямого действия с термо-
приводом (рис. 43, б) приводится в действие
приводом, использующим энергию теплового рас-
ширения твердого тела. В корпусе 1 клапана про-
ходное отверстие закрыто мембраной 2, напро-
тив которой расположен пуансон 3, соединенный
с толкателем 4 термопривода 5. Для того чтобы
открыть клапан, к термоприводу подводится
электрическая энергия, нагревающая рабочее
228
тело, передвигающее толкатель 4 вниз. Толка-
тель нажимает на пуансон 3, который продав-
ливает мембрану 2 и соединяет полости кла-
пана.
Пироклапаны срабатывают в течение не-
скольких миллисекунд и нередко вызывают в
гидросистемах гидравлический удар. Время сра-
батывания клапанов с термоприводом больше
(несколько секунд), что исключает появление
гидроударов. Часто клапаны разового действия
выполняют с различного рода фиксаторами. Как
правило, в этих клапанах в качестве привода
использована пружина, удерживаемая в сжатом
состоянии защелкой. Освобождается пружина
от защелки при помощи пирозаряда, термопри-
вода или электромагнита.
На рис. 43, в показан отсечной клапан непря-
мого действия с механической защелкой. Привод
1 с помощью штифта 2 удерживает шток 3 с за-
порным органом 4 за буртик 5 в верхнем положе-
нии, а пружину 5 — в сжатом состоянии. При
срабатывании привода штифт передвигается
вправо и освобождает буртик штока; пружина
освобождается и перемещает вниз запорный ор-
ган, перекрывающий проход клапана. В клапа-
нах непрямого действия нетрудно получить за-
данное усилие уплотнения, что повышает их
надежность. Однако клапаны имеют несколько
подвижных звеньев, из-за чего снижается этот
показатель. Электромагнитные клапаны разо-
229
вого срабатывания имеют одно подвижное зве-
но, а также пр ужину, создающую заданное уси-
лие уплотнения.
Электромагнитный клапан, показанный на
рис. 30, а, имеет небольшую обмотку, достаточ-
ную лишь для размагничивания постоянного
магнита, и является клапаном разового действия.
После того как он закрылся, открыть его можно
напряжением, в несколько раз превышающим
номинальное. Этот клапан можно испытать на
срабатывание несколько раз перед установкой в
систему. Электромагнитные клапаны, показан-
ные на рис. 30, д и 30, е, также выполняются с
обмоткой, способной лишь размагнитить рабочий
зазор А. Клапан, изображенный на рис. 30, а,
отличается тем, что магнитный поток Ф несколь-
ко раз пересекает рабочий зазор А, увеличивая
во столько же раз силу фиксирования. Напри-
мер, при одной и той величине магнитного по-
тока сила фиксирования в электромагните, по-
казанном на рис. 30, е, в четыре раза выше, чем
в электромагните, изображенном на рис. 30, д.
РАСЧЕТ УДЕРЖИВАЮЩИХ ЭЛЕКТРОМАГНИТОВ
ДЛЯ ПНЕВМОАРМАТУРЫ РАЗОВОГО ДЕЙСТВИЯ
Электромагниты (рис. 30, а, рис. 37, б) рас-
считываются на минимум массы по формулам
и методике расчета электромагнита типа ДВ; от-
личие состоит в том, что в расчете учитывается
230
магнитодвижущая сила размагничивания вместо
магнитодвижущей силы намагничивания. Ин-
дукция, создающая силу удержания, связана
с параметрами электромагнита формулой (69).
Удерживающие электромагниты выполняются
только с плоским стопом, поэтому в формуле (69)
sina=l. Дальше табл. 12 составляется по
формуле (69) только для угла а = 90°. Затем вы-
бирается наименьший диаметр якоря, при кото-
ром индукция не превышает индукцию насыще-
ния. Для создания надежной силы удержания
достаточно, чтобы постоянный магнит развивал
МДС F = 250...300 А. Длина постоянного маг-
нита /м = F/Hc. Длина постоянного магнита из
сплава ЮН15ДК25БА /м = 0,4 см. Величина
размагничивающей МДС тоже принимается рав-
ной МДС постоянного магнита, т. е. F = 250...
300 А. По формуле (71) определяется количест-
во витков. Дальнейший расчет на минимум
массы производится по методике расчета элек-
тромагнита типа ДВ.
Конструктивный расчет удерживающего
электромагнита ведется по методике расчета
электромагнита типа ДВ до определения данных
табл. 22 включительно. Затем по полученным
данным (табл. 22) строится кривая размагничи-
вания 1 (рис. 39). Остальные графические пост-
роения и расчеты к ним выполняются так, как
это показано во II и III квадранте рис. 39.
Производится проверка укладки обмотки, опре-
231
I
деляется минимальная и максимальная величина
МДС обмотки, сила удержания по формуле (38).
Необходимо также выполнение условия Fp. м <
Роб < Рр. б-
НАЗНАЧЕНИЕ И ПРЕИМУЩЕСТВА
БЛОЧНОЙ ПНЕВМОАРМАТУРЫ
Тенденция к созданию блоков арматуры по-
явилась в последнее время как одно из эффектив-
ных направлений улучшения габарито-массовых
характеристик пневмо- и гидросистем. Блоки ар-
матуры относятся к классу комбинированной ар-
матуры, т. е. арматуры, выполняющей различ-
ные функции, например, открывание и закрыва-
ние пневмомагистралей, регулирование давле-
ния, предотвращение обратных потоков и др.
Обеспечивается это компоновкой в едином агре-
гате различных типов арматуры, связанных
между собой в соответствии с пневмосхемой.
Каждый тип блока пневмоарматуры имеет целе-
вое назначение, так как состав и пневмосхема
его определяется требованиями конкретной пнев-
мосистемы. Несмотря на это, некоторые сочета-
ния арматуры в пневмосистемах встречаются ве-
сьма часто и их можно считать универсальными.
На рис. 44 показана типичная схема блока
пневмоарматуры. Анализ пневмосистем показы-
вает, что наиболее часто встречается следующее
сочетание арматуры: электромагнитный, клапан,
232
регулятор, предохранительный клапан. Причем
последний может предназначаться для защиты
объекта перед блоком либо за ним.
Блокирование может осуществляться также
из единиц арматуры, не связанных между собой
пневмогидравлически. Этот принцип рациона-
лен для стендовых систем. Он упрощает их об-
служивание и создает предпосылки для автома-
тизации процессов. Блоки пневмоарматуры име-
Рис. 44. Пневматические
схемы блоков:
1 — вход в блок; 2 — предо-
хранительный клапан; 3 —
дренаж из предохранитель-
ного клапана; 4 — электро-
магнитный клапан; 5 — регу-
лятор давления; 6 — выход
из блока.
ют ряд существенных преимуществ перед пнев-
мосистемами, состоящими из отдельных клапа-
нов, решающими из которых являются компакт-
ность, снижение массы и габаритных размеров.
Достигается это благодаря рациональному ис-
пользованию корпуса блока для установки его
элементов, уменьшению числа входных и выход-
ных патрубков, штуцеров и трубопроводных со-
единений, уменьшению количества кронштейнов
крепления, крепежа и мест под них. В результа-
те сокращения числа трубопроводов и их соеди-
нений создается не только более компактная
конструкция, но и улучшается общая герметич-
9 о-зо
233
ность пневмосистемы, снижается вероятность
потери рабочего тела в окружающую среду. Не-
маловажным также является улучшение гидрав-
лических характеристик системы в связи с умень-
шением протяженности каналов, соединяющих
элементы блока, а также за счет уменьшения
числа фильтров, устанавливаемых для защиты
от загрязнений элементов блоков.
Помимо указанных преимуществ следует от-
метить также повышение жесткости и прочности
конструкции, быстродействия пневмосистемы,
снижение трудоемкости изготовления и испыта-
ния. Имеется ряд преимуществ блоков пневмо-
арматуры, связанных с проектированием и от-
работкой. При проектировании блоков созда-
ется возможность широкой унификации отдель-
ных элементов конструкций клапанных узлов,
уплотнительных элементов, приводных устройств
и др. Кроме того, проектировщик получает воз-
можность удовлетворять заданные требования
введением дополнительных элементов, напри-
мер, демпфирующих полостей, вспомогательных
клапанов, обратных, автодросселей, необходи-
мость которых диктуется схемой блока пневмо-
арматуры и влиянием отдельных клапанов друг
на друга. Схемные требования хорошо имити-
руются в составе блока при испытаниях. Исхо-
дя из этого, отработка клапанов в составе блока
пневмоарматуры является также одним из его
преимуществ.
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА
И КОНСТРУИРОВАНИЯ БЛОЧНОЙ
ПНЕВМОАРМАТУРЫ
При проектировании блоков пневмоарматуры
основные трудности связаны с компоновкой эле-
ментов, обеспечивающей максимальное исполь-
зование объема корпусных деталей при условии
соблюдения технологичности конструкции. Кро-
ме того, конструкция блока должна предусмат-
ривать возможность демонтажа отдельных элемен-
тов без нарушения целостности других, настрой-
ку и испытание их в составе блока. Наиболее
перспективным направлением в проектирова-
нии блоков пневмоарматуры является создание
модульных конструкций. Это направление ши-
роко развивается, например, фирмой Херион
(ФРГ). Ею разработаны унифицированные эле-
менты присоединения арматуры, входящей в блок,
на основе соединительных плоских плит с уп-
лотнением резиновыми кольцами. С помощью
плит могут быть собраны различные комбинации
клапанов и создана любая пневмосхема.
В зависимости от количества элементов в бло-
ке и их сложности, требований к металлам и
габарито-массовым характеристикам конструк-
ция корпуса может быть выполнена по одному
из двух принципов: основные детали каждого
элемента блока сочленяются непосредственно в
корпусе, либо так, что каждый элемент вне бло-
9*
235
ка является сборочной единицей, а корпус слу-
жит для монтажа этих единиц и обеспечения их
коммутации.
В первом случае уменьшается количество
мест герметизации полостей. Однако материал
корпуса должен удовлетворять ряду дополни-
тельных требований, например, быть износостой-
ким, обладать эрозионной стойкостью. Если кор-
пус служит только для монтажа и коммутации,
то требования к материалу, из которого он изго-
товлен, не высоки. В этом случае могут приме-
няться легкие сплавы: алюминиевые, магние-
вые или титановые, в зависимости от требований
к коррозионной стойкости. Корпус, как прави-
ло, должен содержать большое число коммута-
ционных каналов, не все из которых могут быть
достаточно легко с точки зрения технологичнос-
ти, выполнены. Поэтому в отдельных случаях
целесообразно заменять их наружными трубо-
проводами.
Для разделения элементов и полостей блока
наилучшим уплотнителем являются резиновые
кольца круглого сечения. С их помощью можно
достичь надежную герметизацию как при осе-
вой, так и при радиальной деформациях. Уплот-
нения с радиальной деформацией колец для бло-
ков следует считать предпочтительными, так как
для обжатия колец не нужно специальных уст-
ройств (рис. 45). В отдельных случаях для весь-
ма агрессивных или радиоактивных сред (напри-
236

Рис. 45. Пневмоблок:
I — регулятор давления;
II — электромагнитный
клапан; III — поедохра-
нительный клапан; / —
мер, в системах атомных электростанции) тре-
буется полная герметичность по отношению к
окружающей среде. Для обеспечения ее приме-
няется сварка разъемных соединений после
окончательной сборки и настройки (рис. 46).
С целью снижения температуры разогрева дета-
Рис. 46. Герметичное
соединение, рассчитан-
ное на высокое давле-
ние:
а — радиальное; б — осе-
рое.
лей, расположенных вбли-
зи свариваемого стыка,
сварной шов выполняется
плотным, а прочность со-
единения обеспечивается
с помощью резьбы.
На рис. 45 в качестве
примера показан блок мо-
дульной конструкции. Он
включает три элемента,
связанных по схеме, пока-
занной на рис. 44. Регу-
лятор давления /, электро-
магнит // и предохрани-
тельный клапан /// явля-
ются отдельными модулями, которые собираются
вне блока. Так, в корпусе 2 регулятора крепится
сильфонная сборка 3, крышка 1 с механизмом
настройки и седло 4 с клапаном 5. Герметиза-
ция относительно окружающего пространства
выполнена путем торцовой деформации резино-
вых колец, а разделение полостей входного и
выходного давления — кольцом с радиальной
деформацией 9. Предохранительный клапан так-
238
же представляет собой отдельную сборочную
единицу благодаря тому, что в корпус 8 ввер-
нуто седло 6. В электромагнитном клапане все
детали за исключением седла собраны в электро-
магните. Корпус блока 7 имеет каналы и полос-
ти для коммутации элементов и их установки,
а также каналы входа 11, выхода 12 и дре-
нажа 10.
При расчете блоков необходимо учитывать
влияние элементов друг на друга, как в статике,
так и в динамике. В статике это проявляется,
например, в том, что при различных расходах
меняется величина потери давления на каждом
элементе. Это относится, в первую очередь, к
обратным и перепускным клапанам. Поэтому
если в составе блока имеется регулятор давле-
ния и установленный за ним перепускной или
обратный клапан, то необходимо увеличить но-
минальное давление регулятора на величину
потери давления на элементах, стоящих за ним.
Кроме того, точность регулятора должна быть
повышена, чтобы компенсировать потери дав-
ления на обратном или перепускном кла-
пане.
Еще более существенно влияние элементов
друг~на друга в динамике. К таким режимам
относятся: резкий впуск газа в регулятор, рас-
смотренный в гл. 3, возбуждение колебаний об-
ратных клапанов и стоящего перед ними регу-
лятора, либо предохранительного клапана.
239
Большинство этих процессов не поддаются
расчету из-за отсутствия методик, либо громозд-
кости и сложности математических моделей. По-
этому при проектировании следует рассматри-
вать устойчивость каждого элемента в отдель-
ности, а затем, в случае необходимости, произ-
водить корректировку тех или иных конструк-
тивных параметров по результатам испытаний.
ИЗГОТОВЛЕНИЕ. ИСПЫТАНИЯ И
НАДЁЖНОСТЬ
ПНЕВМОАРМАТУРЫ
ОСОБЕННОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
МАЛОГАБАРИТНОЙ ПНЕВМОАРМАТУРЫ
К изготовлению деталей и узлов малогаба-
ритной пневмоарматуры предъявляются повы-
шенные требования, учитывающие специфичность
некоторых технологических процессов в услови-
ях контрастной производственной программы
предприятия — от штучного производства до
крупносерийного. Выполнение повышенных тре-
бований к рабочим характеристикам и надежнос-
ти арматуры при минимальных габаритных раз-
мерах и массе изделий должно обеспечиваться
241
в первую очередь современным уровнем конст-
рукций пневмоарматуры, прогрессивными и ста-
бильными технологическими процессами.
Правильная организация технологической
подготовки производства возможна лишь при
передаче в серийное производство полностью
отработанного комплекта технической докумен-
тации. Важное значение имеет унификация кон-
струкций изделий, марок и сортамента приме-
няемых материалов, разработка конструктивных
рядов арматуры. Конструктивный ряд состав-
ляет совокупность изделий, имеющих в общем
виде сходные или одинаковые детали, эле-
менты и устройства, но отличающихся размерами
проходных сечений и рабочими характеристи-
ками. При разработке конструктивных рядов
обеспечивается конструктивная и технологиче-
ская приемственность изделий, появляется воз-
можность применять более совершенную техно-
логию и организацию производства, специальное
высокопроизводительное оборудование, сокра-
щается производственный цикл, повышается про-
изводительность труда.
Для современного арматурного производства
характерны широкая типизация деталей и тех-
нологических процессов их изготовления, сбор-
ки и испытаний, использование в условиях мел-
косерийного производства методов изготовления,
свойственных крупносерийному производству,
применение универсально-наладочного оснащения
242
и высокопроизводительного оборудования, ав-
томатов и полуавтоматов, поточная организация
производства и механизация сборочных работ.
При разработке технологического процесса
необходимо выявить элементы конструкции из-
делия, от которых зависит его работоспособность.
Корпус является основной деталью пневмоар-
матуры, в значительной степени определяющей
габаритные размеры, массу и трудоемкость изго-
товления изделия. Корпусные детали малогаба-
ритной пневмоарматуры характеризуются вы-
сокой прочностью, сложностью конфигурации,
минимальными толщинами стенок, наличием уп-
лотнительных поверхностей, подвергающихся
коррозионно-эрозионному воздействию рабочих
сред. Конструкция корпуса во многом определя-
ется технологией его изготовления. Заготовки
корпусов изготовляются в основном ковкой,
горячей объемной штамповкой, литьем или из
сортового проката. Применение литых и сварно-
литых корпусов ограничено, так как получение
высококачественного корпуса, не имеющего
скрытых литейных дефектов, довольно сложно.
Широко применяются штампованные и штампо-
сварные корпусы, имеющие ряд преимуществ.
Штампо-сварные корпусы изготавливают в ос-
новном из трубных заготовок, что позволяет пол-
ностью реализовать механические свойства ме-
талла, которые обеспечиваются его химическим
составом при оптимальном режиме термообра-
243
ботки, и применять эффективные методы конт-
роля.
При изготовлении штоков и шпинделей, ко-
торые отличаются сравнительно небольшой жест-
костью, технологическим процессом должны
быть предусмотрены соответствующие режимы
обработки, исключающие прогиб деталей.
Рис. 47. Установка для притирки деталей с ис-
пользованием вибрации:
1 — основание; 2 — пружина; 3 — электромагнит; 4 —
якорь; 5 — опора; 6 — притираемая деталь; 7 — при-
тир.
Высокими требованиями к герметичности зат-
воров малогабаритной пневмоарматуры обуслов-
лена необходимость их тщательного изготовле-
ния. Большое значение имеет правильная при-
тирка уплотнительных поверхностей седел и зо-
лотников, которая должна обеспечить плоскост-
ность поверхностей и требуемую шероховатость.
244
Этот процесс должен производиться строго по
заданной технологии. Притирка, выполняемая
вручную, трудоемка и не обеспечивает стабиль-
ности производства. Поэтому для притирки ис-
пользуют специальные приспособления и станки,
значительно облегчающие и ускоряющие эту
операцию.
Производительным и высокоэффективным
способом является притирка с использованием
вибрации [31]. На предварительно смазанную
притирочной пастой рабочую поверхность при-
тира устанавливают притираемой поверхностью
деталь и с помощью специальной установки под-
вергают притир воздействию направленной виб-
рации (рис. 47). На вибрирующем притире де-
таль совершает сложное движение, перемещаясь
по его поверхности со скоростью Уд и вращаясь
ВОКруГ СВОеЙ ОСИ С уГЛОВОЙ СКОРОСТЬЮ (Од. Под
действием силовых импульсов деталь перемеща-
ется по притиру в режиме непрерывного под-
брасывания, в результате чего происходит пос-
тоянное соударение детали и притира. Это спо-
собствует дополнительному дроблению и снятию
гребешков микронеровностей. Герметичность
затворов гораздо выше при совместной притирке
седел и золотников. Затраты времени на притир-
ку деталей с использованием вибрации в 2—2,5
раза меньше времени притирки на специальных
станках и в 5—7 раз меньше времени ручной
притирки.
245
Изготовление электромагнитов характеризу-
ется рядом особенностей. Постоянные магниты
обычно изготовляют их сплавов ЮН15ДК25БА
или ЮНДК35Т5БА. Прошивку отверстий в маг-
нитах и разрезку заготовок на пластины выпол-
няют на электроэрозионных станках медными
электродами. В постоянных магнитах не должно
быть трещин и забоин, а допускаемая величина
сколов должна составлять не более 5% от пло-
щади поперечного сечения магнита.
Намотку катушек магнитов на намоточных
станках следует выполнять с применением натяж-
ных устройств, обеспечивающих стабильное за-
данное натяжение провода. Намотка провода
должна быть рядовой, без нахлестов, перекручи-
ваний, западания витков. Для предотвращения
обрыва провода и повреждения изоляции при
намотке на технологических оправках, шабло-
нах, каркасах и деталях магнита не должно быть
острых кромок, заусенцев и забоин в местах воз-
можного касания провода.
Особое внимание необходимо обращать на-
электроизоляцию обмотки от металлических де-
талей электромагнита. Надежную электроизо-
ляцию обеспечивают полимерные покрытия, на-
несенные в электростатическом поле. Принци-
пиальная схема установки для нанесения поли-
мерных покрытий в электростатическом поле
показана на рис. 48. Частицы наносимого по-
рошка заряжаются отрицательными зарядами
246
постоянного тока, а деталь служит анодом. При
подключении постоянного тока напряжением до
90 кВ к системе деталь — порошок и при созда-
нии с помощью воздушного потока аэродинами-
ческой подвижности порошка последний устрем
Рис. 48. Принципиальная схема установки для
нанесения полимерных покрытий в электроста-
тическом поле:
/ — манометр; 2 — редуктор; 3 — фильтр; 4 — порис-
тая перегородка; 5 — камера напыления; 6 — катод-
ная сетка; 7 — высоковольтный генератор.
ляется к детали, налипает на ее стенки и прочно
удерживается, образуя слой равномерной тол-
щины. После выдержки детали в термошкафу
при определенной температуре порошок расп-
лавляется, полимеризуется и образует на поверх-
ности детали покрытие, толщина которого зави-
сит от технологии нанесения.
247
В технологическом процессе сборки следует
учитывать специфику малогабаритной пневмо-
арматуры, которая заключается в том, что боль-
шинство деталей обрабатывается с высокой точ-
ностью. Перед сборкой все детали необходимо
тщательно очистить, промыть, протереть и ос-
мотреть. Следует исключить попадание на сбор-
ку деталей с заусенцами, стружкой, забоинами,
поэтому некоторые детали сложной формы (с
внутренними каналами) подвергают специальным
электрохимическим методам обработки или про-
качке через них гидроабразивных жидкостей.
С целью выявления нарушений технологических
процессов, отступлений от технической докумен-
тации, несовершенства контроля и проверки
стабильности параметров собранные изделия мо-
гут подвергаться технологической приработке.
В некоторых случаях технологическая приработ-
ка производится для обеспечения тех или иных
параметров, например, требуемой герметичнос-
ти затвора изделия.
ВИДЫ И МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ
ПНЕВМОАРМАТУРЫ
В процессе эксплуатации пневмоарматура
подвергается воздействию многих факторов.
На рис. 49 приведена общая классификация
эксплуатационных факторов. Воздействующие
на пневмоарматуру эксплуатационные факторы
248
усложняют проектирование и вызывают необхо-
димость в более тщательном контроле при ее
изготовлении.
Окончательным видом контроля, позволяю-
щим судить о правильном выборе конструкции
и материалов пневмоарматуры, качестве изго-
товления, являются ее всесторонние испытания,
Рис. 49. Классификация эксплуатационных факторов.
249
включающие определение параметров и характери-
стик изделий по установленной методике с целью
оценки их соответствия требованиям программы
испытаний (ПИ) или техническим условиям (ТУ).
В зависимости от сложности конструкции,
требований надежности, условий эксплуатации
пневмоарматура подвергается различным видам
испытаний, которые в каждой отрасли промыш-
ленности регламентируются, как правило, соот-
ветствующими стандартами. Классификация ви-
дов и методов испытаний выполняется по раз-
личным принципам. Так, классифицируя виды
испытаний по способу организации их проведения,
различают предварительные, приемочные, прие-
мо-сдаточные, периодические, типовые и аттес-
тационные. Классификация видов испытаний в
зависимости от места и продолжительности их
проведения предусматривает стендовые, поли-
гонные и эксплуатационные.
При проектировании пневмоарматуры на ста-
дии эскизного проекта обычно осуществляют ла-
бораторные испытания макетных образцов. Ис-
пытания макетов предусматривают проверку
правильности выбора конструкции, методики
расчета и возможность обеспечения основных
требований технического задания. Результаты
испытаний макетных образцов позволяют оп-
ределить направление последующей работы по
усовершенствованию конструкции пневмоарма-
туры. Следует отметить, что испытания макетов
250
являются весьма ответственным этапом разработ-
ки, в значительной степени определяющим стои-
мость и продолжительность дальнейших работ
по проектированию, изготовлению, испытаниям
и доводке конструкции пневмоарматуры. По-
этому при разработке технической документации
на макетные образцы следует предусматривать
возможность проверки различных вариантов кон-
струкции или отдельных ее элементов с минималь-
ными затратами на доработку отдельных узлов
или деталей. При разработке несложных конст-
рукций или наличии большого опыта в создании
определенных видов пневмоарматуры, ее маке-
тирование можно не выполнять.
_ На стадии технического проекта изготовляют
и проводят испытания опытных образцов, кото-
рые должны испытываться в условиях, соответ-
ствующих реальным условиям эксплуатации.
При этом проверяют соответствие конструкции
требованиям технического задания, правиль-
ность выбора материалов и допусков, соответ-
ствие схемным требованиям. По результатам
испытаний опытных образцов корректируется
техническая документация.
Изготовление опытной партии пневмоарма-
туры является завершающим этапом разработки.
Кроме проведения испытаний на соответствие
требованиям технического задания особое вни-
мание на этом этапе уделяется технологичности
конструкции.
251
Данная схема испытаний и отработки конст-
рукции является общей и может изменяться в
зависимости от сложности и назначения арма-
туры. Так, например, часто возникает необхо-
димость в проведении специальных испытаний
на длительный контакт с рабочей средой, испыта-
ний на надежность и др.
Испытания пневмоарматуры на различных
стадиях проектирования проводятся по соответ-
ствующим программам. Программа испытаний
должна предусматривать: цель испытаний, ха-
рактеристику объекта испытаний, количество ис-
пытываемых изделий, состав и последователь-
ность испытаний на внешние воздействия, пара-
метры испытательных режимов, методику про-
ведения испытаний, предельные значения рабо-
чих параметров изделия, особые ^требования по
технике безопасности, порядок обработки ре-
зультатов испытаний. Одним из основных требо-
ваний при разработке программы испытаний яв-
ляется максимальное приближение их условий к
реальным условиям эксплуатации изделий.
Однако, не все внешние воздействия и их
различные сочетания, которые встречаются в
реальных условиях, возможно имитировать при
испытаниях. Поэтому важно правильно устано-
вить, каким внешним воздействиям и в каких
комбинациях и последовательности должна под-
вергаться пневмоарматура. Последовательность
проведения испытаний зависит от назначения
252
пневмоарматуры, условий ее хранения и эксплу-
атации. Комбинированные испытания, характе-
ризующиеся одновременным воздействием не-
скольких различных факторов на изделие, поз-
воляют максимально приблизить испытания к
реальным условиям эксплуатации. Следует от-
метить, что не всегда комбинированные испыта-
ния приводят к ужесточению условий. В ряде
случаев одновременное воздействие различных
факторов приводит к их взаимному ослаблению.
Так, например, низкие температуры затрудня-
ют грибообразование и коррозию в морских ус-
ловиях.
Испытания на герметичность. Этот вид испы-
таний является одним из основных способов
проверки качества материалов, изготовления и
сборки пневмоарматуры. Рассмотрим основные
термины и понятия, наиболее часто встречающие-
ся при испытаниях на герметичность.
Герметичность — способность изделия не
пропускать через стенки и различные соединения
газообразную или жидкую среду. Единица из-
мерения — с/МПа.
Поток через неплотность — это количество
газа или жидкости в объемных единицах, про-
ходящее через неплотность (сквозной дефект
в изделии) в единицу времени при действующем
перепаде давления. Для изделий, работающих
под избыточным давлением, единица измерения
потока мм3 • МПа/с; для вакуумных изделий —-
253
№ • мкПа/с. Соотношения между различными
единицами измерения потоков приведены в
табл. 26.
26. Соотно тения между единицам»' измерения потоков
Единица измерения Эквивалент в размерности
мм8- МПа/с м3Х X мкПа/с л.мкм.рт. ст/с см3-ат/с мм3х Хат/с
1 мм8х X МПа/с 1 м3х Хмк11а/с 1 л.мкм.рт, ст/с 1 см3-ат/с 1 мм3 «а т/с 1 1-10—s 1.33-10—1 l-W! l-10-> ЫО3 1 1,33-102 Ы05 ыо2 7,53 7,53-10—3 1 7.53-102 7,53-10—1 1- 10—2 ыо—ь 1,33-ю—8 1 ыо—8 10 ыо—2 1,33 ЫО3 1
Под контролем герметичности понимается
вид неразрушающего испытания изделия, со-
стоящий в измерении или оценке суммарного
потока среды через неплотности с целью его
сравнения с допускаемой величиной потока по
ПИ или ТУ.
Чувствительность контроля герметичности—
это минимальная утечка (натекание) рабочей
среды, измеренная при испытаниях с помощью
индикаторной среды. Потоки, утечки, натекания
рабочих сред, которые получены в результате
пересчета с индикаторных сред, называются эк-
вивалентными. Чувствительность контроля гер-
254
метичности зависит от целого ряда факторов:
чувствительности средств контроля, физических
свойств индикаторной и рабочей сред, давления,
продолжительности контроля, внутреннего объе-
ма изделий и др.
Характеристики методов контроля герметич-
ности и их чувствительность приведены в табл. 27.
Выбирая для контроля герметичности изде-
лия тот или иной метод, необходимо исходить из
допускаемой величины потока через неплотности,
заданной программой испытаний, технологич-
ности метода испытаний, характера производст-
ва и возможности применения метода. Ознаком-
ление с принципами и некоторыми особенностями
приведенных методов контроля герметичности
позволяет правильно организовать контроль и
испытания изделий.
Люминесцентный метод контроля основан на
регистрации флюоресцирующей индикаторной
жидкости, проникающей через неплотности из-
делия, сборки или детали, при обучении ультра-
фиолетовыми лучами. В местах негерметичности
наблюдается характерное свечение жидкости.
По интенсивности свечения или по времени по-
явления свечения в местах неплотностей судят
о степени негерметичности. Чувствительность
люминесцентного метода зависит от вида инди-
каторной жидкости и правильного выбора ис-
точника ультрафиолетового излучения. Наилуч-
шей проникающей способностью обладают раст-
255
256 1 257
27. Характеристика методов контроля герметичности
Метод контроля Чувствительность, мм3 МПа/с Область применения
Люминесцентный МО-3 ... МО-6 Течеискание, совмещенное с ис- пытанием изделий на прочность. Об- наружение неплотностей в трудно- доступных местах
Акустический 10 ... МО-з Предварительное течеискание пе ред применением высокочувстви- тельных способов. Испытание изде- лий, к которым не предъявляются жесткие требования по герметич- ности
Манометрический: по падению дав- ления по нарастанию давления по скорости от- качки вакуумной системы МО-1 МО-1 1.10-3 Предварительный контроль перед применением высокочувствительных способов. Испытание изделий, к ко- торым не предъявляются жесткие требования по герметичности %
.......М-
Пневмогидравли- ческий: воздух в воде воздух в мыль- ной эмульсии водород в воде водород в спирте МО-з ыо-з МО-2 ...5-10-2 МО"3 510-3 Течеискание, совмещенное с ис- пытанием изделий на прочность
Галоидный (по фреону): метод щупа метод вакуумной камеры 1-Ю"4 ... МО”6 5.10-4 МО"6 Течеискание и контроль герметич- ности изделий с рабочим давлением до 10 МПа
Масс-спектромет- рический (по ге- лию): метод щупа метод вакууми- рования МО’4 ... МО"10 МО"4 ... 1-Ю-10 М0-’ ... 1 ю-9 Течеискание и контроль герметич- ности изделий с высокими требова- ниями к герметичности без ограни- чений по давлению
Радиационный (по крнптону-85) МО-8 ... МО-11 Течеискание и контроль герметич- ности изделий с особо высокими требованиями к герметичности, до- пускающих применение радиоактив- ных газов
воры на основе керосина. Недостатками этого
метода контроля являются невысокая чувстви-
тельность и невозможность автоматизации ос-
мотра и регистрации размеров дефектов.
В основу акустического способа контроля зало-
жен принцип индикации акустических волн, воз-
буждаемых при вытекании индикаторной среды
через неплотности контролируемого изделия.
Для улавливания ультразвуковых колебаний
и преобразования их в электрический сигнал
используют акустические течеискатели ТУЗ-2,
ТУЗ-5М, АТ-1, АТ-2. Несмотря на свою прос-
тоту акустический способ контроля не получил
широкого распространения из-за недостаточ-
ной чувствительности.
При радиационном методе контроля регист-
рируют радиоактивное излучение индикатор-
ных газов или жидкостей, прошедших через не-
плотности. Контролируемые изделия заполняют
смесью воздуха с газообразными радиоактив-
ными изотопами до определенного давления.
Обнаружение мест неплотностей осуществляют
с помощью специальных счетчиков или прибо-
ров. Радиационный метод контроля обладает
высокой чувствительностью, почти полной не-
зависимостью качества контроля от состава ок-
ружающей атмосферы и обеспечивает хорошие
условия для автоматизации проведения контро-
ля. Однако радиационная опасность ограничи-
вает область его применения.
258
При контроле герметичности пневмогидрав-
лическим методом в изделии создают избыточ-
ное давление воздухом или другим газом и по-
гружают в ванну с жидкостью на глубину не бо-
лее 4...6 мм. В местах неплотностей появляются
пузырьки газа, по которым осуществляют конт-
роль герметичности. Величину утечки можно
приближенно определить как
«ltd®
Q = -а~ Р>
6т 1
где do — диаметр пузырька в момент отрыва;
п — число пузырьков; т —• время наблюдения.
Чувствительность пневмогидравлического
метода зависит от времени выдержки, свойств
газа и жидкости. Этот метод контроля получил
широкое распространение благодаря своей прос-
тоте и наглядности. Однако малая чувствитель-
ность, субъективность оценки результатов и про-
должительность контроля не позволяют во мно-
гих случаях применять пневмогидравлический
метод.
Наиболее широкое применение при контроле
герметичности малогабаритной пневмоарматуры
получил масс-спектрометрический метод тече-
искания и контроля. Метод основан на регист-
рации ионов индикаторного газа, попавшего
через сквозные дефекты и неплотности изделия
в вакуумную камеру течеискателя. В качестве
259
индикаторного газа обычно применяют гелий,
гелиево-воздушную и гелиево-азотную смеси.
Для обнаружения неплотностей в изделиях
применяют масс-спектрометрические течеискатели
разных моделей: ПТИ-6, ПТИ-7, ПТИ-9, ПТИ-
10, СТИ-8, MX 1104.
Существуют различные виды масс-спектро-
метрического контроля герметичности изделий:
щупом, вакуумированием, накоплением при ат-
мосферном давлении, накоплением в вакуум
и др.
При контроле герметичности методом щупа
изделие заполняют индикаторным газом до тре-
буемого давления и по проверяемым поверхнос-
тям и соединениям перемещают щуп-натекатель,
соединенный шлангом с течеискателем. Инди-
каторный газ при наличии негерметичности за-
сасывается щупом — натекателем в течеиска-
тель, выносной прибор которого отклонением
стрелки и изменением тональности звукового
сигнала сигнализирует об утечке индикатор-
ного газа.
Принципиальная схема контроля герметич-
ности методом щупа приведена на рис. 50. Чувст-
вительность метода зависит от концентрации и
давления индикаторного газа, скорости переме-
щения щупа по поверхности изделия, газоотде-
ления коммуникаций, соединяющих щуп с тече-
искателем, и объема всасываемого через щуп
газа. Соединительный трубопровод должен иметь
260
минимальную длину, быть герметичным и иметь
предельно малые газоотделение,сорбционную спо-
собность и проницаемость для гелия. Величина
потока индикаторного газа через обнаруженную
течь при контроле гелиево-воздушной смесью
Рис. 50. Принципиальная схема контроля герметич-
ности изделий методом щупа:
1 — емкость» с индикаторным газом; 2 — манометр; 3 —
редуктор; 4 — вентиль; 5 — клапан предохранительный;
6 — испытуемое изделие; 7—щуп течеискателя; 8 —
фильтр; 9—вакуумный насос; 10 — штуцер дренажа; /2 —
заправочный штуцер.
где ат — показания выносного прибора течеис-
кателя; — цена деления выносного прибора;
с — концентрация гелия в смеси.
Так как концентрация индикаторного газа
резко уменьшается с удалением от течи, то для
обеспечения максимальной чувствительности пе-
ремещение щупа необходимо производить при
261
максимальном приближении к контролируемой
поверхности изделия на расстоянии не более
2 мм. Это требование в некоторых случаях огра-
ничивает применение метода щупа для контроля
изделий с труднодоступными поверхностями.
При контроле изделий методом вакуумирова-
ния над контролируемой поверхностью с помощью
откачивающих средств создается разрежение.
Индикаторный газ (гелий или гелиево-воздушная
смесь) под действием разности давлений прони-
кает через неплотности контролируемого изде-
лия в отвакуумированную полость, которая сооб-
щается с гелиевым течеискателем. По показанию
выносного прибора течеискателя оценивают сте-
пень герметичности изделия.
Контроль герметичности изделий методом
вакуумирования может осуществляться следую-
щими способами: а) помещением контролиру-
емого изделия в вакуумную камеру; б) с приме-
нением разъемных вакуумных камер или ва-
куумных присосок; в) обдуванием изделия ин-
дикаторным газом; г) с применением гелиевой
камеры.
Принципиальные схемы контроля герметич-
ности методом вакуумирования приведены на
рис. 51. При контроле герметичности изделий с
применением вакуумной или гелиевой камер оп-
ределяется величина их суммарной негерметичнос-
ти, т. е. утечка через все микронеплотности кон-
тролируемого изделия. Контролю в вакуумной
262
камере (рис. 51, а) целесообразно подвергать из-
делия, которые имеют сложную и развитую по-
верхность, закрытые двойные стенки и т. д.
Изделия, которые по условиям эксплуатации
нагружаются внешним давлением, рекомендуется
проверять способом гелиевой камеры (рис. 51, г).
Рис. 51. Принципиальные схемы контроля герметич-
ности изделий методом вакуумирования:
1 — течепскатель; 2 — испытуемое изделие; 3 — вакуумная
камера; 4 — баллон с индикаторным газом; 5 — вакуумный
насос; 6 — разъемная вакуумная камера; 7 — вакуумная при-
соска; 8 — гелиевая камера; 9 — пистолет-обдуватель.
Чувствительность способа испытаний в вакуум-
ной или гелиевой камере выше, чем способа ис-
пытаний изделий обдуванием индикаторным га-
зом. Эффективность контроля обдуванием струей
гелия (рис. 51, (3) резко снижается с удалением
наконечника обдувателя от проверяемой поверх-
ности. Способ испытаний с применением разъем-
ных вакуумных камер (рис. 51, б) или вакуум-
ных присосок (рис. 51, в) целесообразно приме-
нять для контроля изделий с большими габарит-
263
ными размерами, сварных швов емкостей, флан-
цевых соединений с целью уменьшения расхода
гелия и сокращения времени испытаний.
Масс-спектрометрические методы контроля по-
лучили широкое распространение благодаря их
Рнс. 52. Схема авто-
номного контроля гер-
метичности эластич-
ных уплотнений:
/. 2—уплотняемые дета-
ли; 3—съемные тепло-
обменники; 4 — эластич-
ные уплотнения; 5 — щуп
течеискателя; 6 — сосуд
Дьюара; 7 — вентиль.
высокой чувствительности.
Однако, эти методы тре-
буют применения сложной
испытательной аппаратуры,
оборудования, квалифици-
рованного обслуживающего
персонала и имеют относи-
тельно высокую трудоем-
кость и стоимость.
К пневмоарматуре, ра-
ботающей в условиях агрес-
сивных, пожаровзрывоопас-
ных, токсичных и радио-
активных рабочих сред, пре-
дъявляются повышенные
требования к герметичности
соединений. Поэтому при-
меняемые для герметиза-
ции соединений эластичные (чащевсегорезиновые)
уплотнители обычно ду блируют. В связи с этим,
для повышения надежности возникает необхо-
димость автономного контроля каждого уплотне-
ния. Способ [6] автономного контроля герметич-
ности эластичных уплотнений (рис. 52) позво-
ляет провести такой контроль, путем охлажде-
264
ния эластичных уплотнений, препятствующих
доступу индикаторной среды к контролируемо-
му уплотнению, ниже температуры их стекло-
вания. В этом состоянии уплотнение теряет гер-
метичность и индикаторная среда проходит к
контролируемому уплотнению, обеспечивая воз-
можность контроля герметичности. После повы-
шения температуры охлажденные уплотнения
полностью восстанавливают свою герметизирую-
щую способность. Меняя расположение съемных
теплообменников, можно провести автономный
контроль герметичности каждого уплотнения.
В зависимости от метода испытаний на гер-
метичность поверхности деталей, узлов и изде-
лий должны быть соответствующим образом под-
готовлены к испытаниям. Обычно эта подготовка
включает очистку, обезжиривание и удаление
жидкости из каналов неплотностей. Для очистки
и обезжиривания поверхностей применяют ще-
лочные растворы и органические растворители.
Наиболее эффективным способом удаления жид-
кости из каналов микронеплотностей является
температурно-вакуумный. Перед испытаниями
детали, узлы или изделия помещают в термо-
барокамеру и выдерживают при определенной
температуре и остаточном давлении. Продолжи-
тельность выдержки зависит от температуры и
конструкции изделия.
При проведении испытаний источником по-
вышенной опасности для обслуживающего пер-
10 о-зо
205
сонала являются высокое давление и течеискате-
ли. Поэтому лица, занятые проведением испыта-
ний, должны пройти соответствующее обучение и
строго соблюдать действующие на предприятии
правила и инструкции по технике безопасности.
Климатические воздействия. Малогабарит-
ная пневмоарматура в процессе эксплуатации
подвергается воздействию различных климати-
ческих факторов (рис. 49), которые оказывают
существенное влияние на ее работоспособность
и надежность.
Воздействие повышенной температуры при-
водит к и.успению линейных размеров деталей,
физико-химических и механических свойств раз-
личных материалов пневмоарматуры. В электро-
магнитных клапанах повышение температуры
вызывает увеличение сопротивления обмотки
электромагнита, размягчает пропиточные и за-
ливочные материалы, что увеличивает возмож-
ность электрического пробоя. С изменением тем-
пературы меняется величина магнитного потока
магнита. В меньшей степени изменение темпе-
ратуры влияет на постоянные литые магниты,
однако и в них при повышении температуры уве-
личиваются потери магнитной энергии. Различ-
ные значения коэффициентов линейного расши-
рения металлов и пластмасс могут привести к
разгерметизации соединений, заеданию или за-
клиниванию пар трения. Заливочные материалы
имеют коэффициент линейного расширения в
266
несколько раз больше, чем сопрягаемые с ними
металлы.
Действие низких температур также вызывает
изменение физико-механических свойств мате-
риалов. Резино-технические детали теряют упру-
гие свойства и переходят из высокоэластичного
в стеклообразное состояние. При низких темпе-
ратурах загустевает смазка, увеличиваются пус-
ковые моменты электродвигателей, изменяются
свойства диэлектриков, становятся менее ударо-
прочными пластмассы. Влага, проникая в микро-
трещины, поры и в зазоры между деталями, за-
мерзает, увеличивая их объем, или вызывает
заклинивание подвижных соединений, смещение
катушек, межвитковые замыкания.
Для подтверждения работоспособности и
проверки сохранения внешнего вида пневмоар-
матуры в условиях воздействия повышенных
и пониженных температур проводят ее испытания
на теплоустойчивость и холодоустойчивость.
При испытаниях на теплоустойчивость различа-
ют длительное и кратковременное воздействие
повышенных температур. Методика проведения
испытаний на теплоустойчивость следующая. До
установки изделий в камеру тепла проводят их
внешний осмотр с целью определения отсутст-
вия повреждений и состояния покрытий. Изде-
лия помещают в камеру тепла, после чего в ка-
мере устанавливают требуемую температуру,
предусмотренную ТУ или ПИ. Допускается
10*
267
помещать изделия в камеру, температура в кото-
рой установлена заранее. Выдерживают изделия
в камере в течение заданного времени. Время вы-
держки отсчитывается после того, когда в каме-
ре установится рабочая температура.
Если по условиям эксплуатации пневмоарма-
тура функционирует при повышенных темпера-
турах, то в процессе выдержки изделий в камере
проверяют их работоспособность и обеспечение
заданных ТЗ параметров. Для этого в изделия
подают испытательную среду, производят нара-
ботку заданного ресурса и определяют требуе-
мые характеристики и параметры. В тех случа-
ях, когда пневмоарматура не функционирует
при повышенных температурах, а требуется
сохранение ее работоспособности после воздей-
ствия повышенных температур, изделия выдер-
живают в камере тепла без подачи испытатель-
ной среды и снятия рабочих параметров. Провер-
ку работоспособности и контрольную проверку
рабочих параметров в этом случае производят
после извлечения изделий из камеры и выдерж-
ки в течение времени, необходимого для дости-
жения нормальной температуры. Изделия счи-
таются выдержавшими испытания, если, в их
процессе не обнаружено отклонений контроль-
ных параметров от требований программы испы-
таний, заеданий и заклинивания подвижных со-
единений и резьбовых пар, повреждения покры-
тий и т. д.
268
На рис. 53 приведена принципиальная схема
испытаний электромагнитного клапана на тепло-
устойчивость, обеспечивающая наработку ре-
сурса, контроль герметичности затвора, време-
Рис. 53. Принципиальная схема испытаний элек-
тромагнитного клапана на теплоустойчивость:
1 — испытуемое изделие; 2 — термокамера; 5 —
фильтр; 4 — клапан предохранительный; 5 — мано-
метр; 6 — вентиль; 7 — газовый редуктор; 8 — вольт-
метр; 9—амперметр; 1Q—осциллограф; 11 — сопро-
тивление; 12 — ключ; 13 —счетчнк числа срабатываний.
ни срабатывания и электрических параметров.
Методика и последовательность выполнения
операций при испытаниях на холодоустойчи-
вость такая же как и при испытаниях на тепло-
устойчивость. С испытанием на холодоустойчи-
~ вость иногда совмещают испытания на воздейст-
269
вие инея и росы. Для этого изделия помещают в
камеру холода и выдерживают при температуре
—20 + 5° С в течение 2 ч, если иные условия
не указаны в программе испытаний. Затем из-
делия извлекают из камеры холода, помещают
в нормальные климатические условия и осуще-
ствляют контроль требуемых параметров. Этим
испытаниям обычно подвергают пневмоарматуру
с электрическим и электромагнитным приводом,
или комплектуемую различными электротехни-
ческими изделиями.
С целью определения способности пневмоар-
матуры выдерживать изменение температур ок-
ружающей среды и сохранять свои рабочие па-
раметры после этого воздействия проводят испы-
тания на циклическое изменение температур
(термоудар). Изделие обычно подвергают воз-
действию трех непрерывно следующих друг за
другом температурных циклов, которые вклю-
чают в себя следующие операции. В камеру хо-
лода, в которой установлена требуемая темпе-
ратура, помещают изделия и выдерживают в те-
чение установленного времени. Затем изделия
быстро (время переноса не более 5 мин) перено-
сят в камеру тепла, в которой установлена за-
данная программой испытаний температура.
После выдержки изделий в камере тепла цикл
испытаний повторяют. По окончании испытаний
на циклическое изменение температур изделия
выдерживают в нормальных климатических
270
условиях и производят внешний осмотр и конт-
роль заданных параметров.
Испытания на влагоустойчивость проводят
с целью проверки способности пневмоарматуры
сохранять свои параметры в условиях повышен-
ной влажности и после ее воздействия. Изделия
помещают в камеру влажности и повышают тем-
пературу в ней до заданной. После выдержки
изделий в течение 1,5...2 ч в камере устанавли-
вают требуемую относительную влажность и
выдерживают заданный режим в течение време-
ни, оговоренного программой испытаний. В про-
цессе выдержки осуществляют контроль требуе-
мых параметров, если это предусмотрено про-
граммой. Затем изделия извлекают из камеры
и после выдержки в нормальных условиях осу-
ществляют внешний осмотр и контрольные про-
верки. Особое внимание следует обращать на
появление следов коррозии, отслаивание и нару-
шение покрытий на поверхности изделий, состоя-
ние электроизоляционных материалов.
Пневмоарматура, предназначенная для экс-
плуатации на открытом воздухе, в приморских
или тропических условиях, на кораблях, а так-
же в условиях непосредственного погружения
в воду, должна подвергаться испытаниям на воз-
действие соляного тумана, брызгозащищенность,
водозащищенность и водонепроницаемость. Ус-
ловия испытаний и контроль требуемых пара-
метров оговариваются программой испытаний.
271
В условиях высокой относительной влажнос-
ти и повышенных температур, в тропических и
субтропических поясах возможно воздействие
и поражение пневмоарматуры биологической
средой. Наиболее опасным является поражение
плесенью, которая представляет собой грибко-
вые образования, широко распространенные в
природе. Плесень ускоряет процесс коррозии
металлов, разрушает защитные лакокрасочные
покрытия, снижает сопротивление изоляции, на-
рушает контакты, приводит к замыканиям и
пробоям. С целью определения способности пне-
вмоарматуры противостоять развитию и разру-
шающему действию плесневых грибов она под-
вергается испытаниям на грибоустойчивость. Ис-
пытания проводятся в специальных камерах
грибообразования.
Влияние пыли и песка на работу пневмоар-
матуры характеризуется следующими факто-
рами. Попадая в пары трения, подвижные сое-
динения, смазочные материалы, пыль вызывает
увеличение трения, что сказывается на стабиль-
ности работы арматуры. Воздействие пыли и
песка ускоряет износ деталей и может вызвать
заедание подвижных соединений. Пыль гигро-
скопична, поэтому, оседая на поверхности раз-
личных деталей, она поглощает влагу из воз-
духа и создает условия для их лучшего увлаж-
нения и коррозии. Проникая в микротрещины
изоляционных материалов, пыль ухудшает их
272
изоляционные свойства, снижает сопротивление
изоляции и может вызвать пробой. Особенности
воздействия пыли и песка на работоспособность
пневмоарматуры следует учитывать при ее про-
ектировании. В зависимости от конструкции и
условий эксплуатации пневмоарматура может
подвергаться испытаниям на пылезащищенность
или пылеустойчивость. Испытания производятся
путем обдувания изделий пылевой смесью опре-
деленного состава в специальных камерах. Ре-
жим и методика испытаний должны быть огово-
рены в программе испытаний.
Радиационные испытания пневмо арматуры
проводятся с целью определения устойчивости
изделий к воздействию естественной и искусст-
венной радиации. Под воздействием радиации в
некоторых материалах могут возникнуть обра-
тимые и необратимые изменения. При облуче-
нии быстрыми нейтронами увеличивается со-
противление меди и некоторых других металлов.
Под воздействием радиации большинство метал-
лов становятся более прочными, однако, у не-
которых из них при этом увеличивается хруп-
кость. Радиационное облучение способствует
процессу коррозии металлов, создает наведен-
ную радиоактивность. Особенно чувствительны
к действию радиации полимерные материалы в
которых происходят необратимые изменения
физико-механических свойств.
Испытания на воздействие солнечной радиа
273
ции проводят в специальных камерах, путем об-
лучения изделий инфракрасным и ультрафиоле-
товым излучением заданной интенсивности. При
испытаниях на радиационное воздействие в ка-
честве источников радиационных излучений ис-
пользуют ядерные реакторы, радиоактивные
изотопы, линейные ускорители и рентгеновские
установки.
Малогабаритная пневмоарматура, установ-
ленная в различных системах летательных ап-
паратов, подвергается воздействию пониженно-
го атмосферного давления. Высотные условия
эксплуатации пневмоарматуры ухудшают ее теп-
лообмен из-за уменьшения плотности воздуха.
Особенно велико влияние вакуума на резиновые
уплотнительные элементы и смазочные материа-
лы. В реальных условиях эксплуатации умень-
шению атмосферного давления сопутствует из-
менение температуры, что ухудшает условия
эксплуатации пневмоарматуры. Испытание из-
делий на воздействие пониженного атмосферного
давления при нормальной температуре прово-
дят в барокамерах. Для испытания изделий на
воздействие пониженного давления и повышен-
ной или пониженной температуры применяют
термобарокамеры. В случае разгерметизации
отсека, установленные в нем изделия подверга-
ются барометрическому удару, имитацию кото-
рого в наземных условиях осуществляют в специ-
альных камерах барометрического удара.
274
Для проведения испытаний малогабаритной
пневмоарматуры на климатические воздействия
применяют специальные или комбинированные
камеры. Испытания на теплоустойчивость про-
водят в камерах тепла типа КТ-0,4-300; КТ-0,
01-350; КТ-0,05-300 М. Числа, стоящие вслед
за обозначением типа, означают полезный объем
камеры (м3) и максимально достигаемую в ней
температуру (°C). Термобарокамеры типа
КТХБ-0,025; КТХБ-0,4 представляют собой ус-
тановки тепла, холода и пониженного атмосфер-
ного давления, с помощью которых можно про-
водить испытания в диапазоне температур от
—65 до +155° С с точностью +2°С при понижен-
ном атмосферном давлении до 135 Па (1 ммх
X рт. ст). Широкое применение находят термо-
барокамеры STBV-1000, выпускаемые предприя-
тием «Нема» ГДР. Камеры тепла и влаги КТВ-0,
4-155, грибообразования КТВ/Г-1М, дождя КД-
0,4 и соляного тумана КСТ-0,4 используются
при проведении испытаний на влагоустойчивость,
грибоустойчивость, брызгозащищенность, во-
донепроницаемость и воздействие соляного ту-
мана. Камера пыли КП-ЗУ-0,4 предназначена
для проведения испытаний изделий на пылеус-
тойчивость и пылезащищенность при повышен-
ных температурах.
Применяемые для испытаний на климатиче-
ские воздействия камеры и оборудование обес-
печивают автоматическое получение, поддержа-
275
ние и регистрацию температур и относитель-
ной влажности, а также возможность подвода
к изделию рабочей среды и питающих напря-
жений. ..
Механические воздействия. [Малогабаритная
пневмоарматура в зависимости от ее назначения
и места установки может подвергаться различ-
ным механическим воздействиям. Анализ ста-
тистических данных показывает, что более по-
ловины всех отказов малогабаритной пневмо-
арматуры вызваны механическими воздействия-
ми, наиболее опасными из которых являются
вибрационные и ударные нагрузки.5
Действие вибрации на пневмоарматуру мо-
жет вызвать резонанс изделия, что приводит к
потери герметичности, изменению рабочих па-
раметров, поломке и разрушению конструкции.
Наличие в клапанах пружин, сильфонов, мемб-
ран и других упругих элементов приводит к
тому, что при вынужденных колебаниях корпу-
са возможны значительные колебания различ-
ных внутренних узлов и деталей. При опреде-
ленных частотах может произойти отрыв запор-
ного органа от седла и разгерметизация кла-
пана.
В процессе эксплуатации и транспортировки
пневмоарматура подвергается воздействию удар-
ных нагрузок, которые возникают при резком
и быстром изменении ускорения или скорости
перемещения объекта, на котором она установ-
276
лена. Кроме разрушения и поломок деталей из-
делия, действие механических ударов возбужда-
ет затухающие колебания узлов и деталей кон-
струкции.
Уменьшение действия вибрации и ударных
нагрузок на пневмоарматуру в процессе тран-
спортирования и эксплуатации может достигать-
ся путем установки ее на упругие прокладки или
амортизаторы, специальной упаковки изделий
в тару и целым рядом других мероприятий. Од-
нако все эти меры не исключают воздействий на
изделие этих факторов, поэтому объективным
критерием оценки работоспособности изделия
в условиях механических воздействий являются
испытания. К изделиям, предназначенным для
функционирования в условиях воздействия раз-
личных механических нагрузок, предъявляются
требования по прочности и устойчивости при
воздействии этих нагрузок. К изделиям, не пред-
назначенным для функционирования в условиях
механических нагрузок, предъявляют требова-
ния только по прочности при воздействии этих
нагрузок.
Прочность к воздействию механических фак-
торов — это способность изделий выполнять свои
функции и сохранять заданные параметры в пре-
делах норм, оговоренных в ПИ или ТУ, после
воздействия механических факторов. Устой-
чивость к воздействию механических факторов
характеризует способность изделий выполнять
277
свои функции и сохранять заданные параметры
во время воздействия механических факторов.
Перед проведением испытаний на механиче-
ские воздействия проводят внешний осмотр из-
делия и измерение требуемых параметров сог-
ласно ПИ или ТУ. Затем изделие крепят на сто-
ле стенда таким образом, чтобы механические
воздействия передавались с минимальными ис-
кажениями. В зависимости от условий эксплуа-
тации и в соответствии с ПИ или ТУ проводят
испытания изделия на механические воздейст-
вия. Режимы и продолжительность испытаний,
контролируемые параметры и другие требова-
ния оговариваются программой.
Испытания на вибрационные нагрузки про-
водят методом фиксированных частот или мето-
дом качающейся частоты. При испытании мето-
дом фиксированных частот работоспособность
изделий контролируют при плавном изменении
частоты в каждом из поддиапазонов, обращая
особое внимание на обнаружение у изделий ре-
зонансных частот. Испытания методом качаю-
щейся частоты проводятся при плавном измене-
нии частоты сначала в сторону ее увеличения, а
затем — уменьшения. Возможно проведение ис-
пытаний комбинированным методом. В этом
случае на низких частотах изделия испытывают
методом фиксированных частот, а далее—-ме-
тодом качающейся частоты. Испытания на виб-
роустойчивость рекомендуется проводить мето-
278
дом фиксированных частот, а испытания на виб-
ропрочность — методами фиксированных или
качающихся частот.
Для проведения испытаний на механические
воздействия применяют специальные испыта-
тельные стенды и оборудование. Наиболее ши-
рокое применение при испытаниях на вибрацион-
ные нагрузки находят вибростенды с механиче-
скими (низкочастотные) и электрическими (вы-
сокочастотные) приводами. На вибрационной
механической установке УВ-70-200 можно прово-
дить испытания изделий массой до 70 кг в диапа-
зоне частот 12...200 Гц и с перегрузками до 8g.
Широкое применение получили электроди-
намические вибростенды, позволяющие полу-
чить вибрацию с частотой до 20 кГц. Современ-
ные электродинамические вибростенды УВЭ-5/
10 000, УВЭ-10/5000 и УВЭ-20/5000 обеспечива-
ют получение синусоидальной вертикальной
прямолинейной вибрации в диапазоне частот от
5 до 10 000 Гц и ускорении до 45 g с автомати-
ческим и ручным управлением частотой и авто-
матическим поддержанием заданной величины
ускорения и перемещения. Числа, стоящие в чис-
лителе марки стенда, означают максимальную
массу испытуемого изделия, включая массу при-
способлений для крепления, а в знаменателе —
максимально создаваемую вибростендом частоту.
Для проведения испытаний на ударные на-
грузки наибольшее распространение получили
279
ударные механические установки. Основными
параметрами для выбора типа установки явля-
ются максимальные грузоподъемность и ускоре-
ние, длительность ударного импульса и допус-
тимые разбросы параметров ударных ускорений,
число ударов в минуту. Ударный стенд СУ-1
обеспечивает испытания изделий массой до
50 кг при воздействии ударных ускорений 10...
...150 g и числе ударов в минуту от 10 до 100.
Величина заданного ударного ускорения обес-
печивается в результате изменения высоты па-
дения стола путем подбора толщины упругих
элементов. Форма импульсов ускорения может
быть изменена за счет применения различных
средств торможения падающего стола, а также
выполнения упругих элементов из резин разной
твердости, фетра, свинца и других материалов.
При проведении испытаний на механические
воздействия возможны случаи, когда изделие,
установленное на стенде, успешно выдерживает
испытания, но отказывает при испытаниях в си-
стеме. Это объясняется тем, что конструкция си-
стемы или установки, где смонтировано изделие,
способ его монтажа могут искажать механиче-
ские воздействия, в значительной степени уси-
ливая их. Поэтому при проведении испытаний
важно правильно закрепить изделие на стенде,
имитируя реальные условия эксплуатации.
Следует отметить, что конструкция приспо-
соблений для крепления изделий к стенду часто
280
определяет точность воспроизведения значений
механических воздействий. Поэтому необходи-
мо особое внимание обращать на правильный
выбор конструкции приспособлений. Приспо-
собления рекомендуется изготовлять из алюми-
ниевых сплавов, учитывая при их проектирова-
нии массу, размеры и количество одновременно
испытываемых изделий. Рациональной является
конструкция приспособления в виде куба или
квадратной пластины, позволяющая крепить
испытываемые изделия сразу по трем плоскос-
тям. После изготовления приспособления под-
лежат аттестации на правильность передачи воз-
действия путем снятия их частотных характе-
ристик.
Для испытания пневмоарматуры на устой-
чивость к воздействию линейных (центробежных)
ускорений используют центрифуги. После внеш-
него осмотра и измерения требуемых параметров
изделия жестко крепят к платформе центрифуги,
обеспечивая динамическое равновесие плат-
формы центрифуги. Для измерения в процессе
испытаний каких-либо параметров изделий, в
центрифуге должны быть предусмотрены кол-
лектор для подачи питающего напряжения и
специальное устройство для подвода рабочей
среды к изделиям, установленным на вращаю-
щуюся платформу. Так как подвод рабочей сре-
ды на вращающуюся платформу центрифуги
вызывает технические трудности, емкость с ра-
281
бочим телом целесообразно размещать на самой
платформе. Режим испытаний, контролируемые
параметры и направление действия перегрузки
указывают в ПИ или ТУ.
В некоторых случаях источники высокой
энергии колебаний звуковой частоты вызывают
механические колебания частиц среды, которые
приводят к механическому возбуждению дета-
лей и узлов конструкции. Отличие данного вида
воздействия от механической вибрации заключа-
ется в распределенном воздействии усилий, за-
висящих не только от уровня звукового давле-
ния, но и от площади изделия. Испытания на
акустическую вибрацию проводят в специаль-
ных установках, создающих звуковое давление.
(.НАДЕЖНОСТЬ И МЕТОДЫ ЕЕ ОЦЕНКИ^
|К надежности малогабаритной пневмоарма-
туры, как правило, предъявляются повышен-
ные требования. Пневмоарматуру можно рас-
сматривать как механическую систему, поэтому
причины отказов пневмоарматуры и работы по
их устранению являются общими и характерны
для большинства механических систем. Отказы
пневмоарматуры можно классифицировать по
следующим признакам: происхождению (кон-
структивный, производственный, эксплуата-
ционный); характеру проявления (постепенный,
внезапный, устойчивый, самоустраняющийся);
282
виду (полный, частичный) и последствиям (опас-
ный, безопасный, аварийный и катастрофи-
ческий) .Д
При расчете и проектировании пневмоарма-
туры важно знать и правильно понимать послед-
ствия, к которым приводит ее отказ в системе.
Опасный отказ вызывает ситуацию, характе-
ризующуюся тем, что для предотвращения ее
перехода в аварийную или катастрофическую
требуются своевременные и правильные действия
обслуживающего персонала, в том числе изме-
нение режима работы системы.
Для аварийного отказа характерна ситуация,
требующая экстренной остановки системы или
предотвращения перехода ее в катастрофическую
ситуацию.
С Катастрофический отказ приводит к ситуа-
ции, при которой неизбежно разрушение систе-
мы и гибель людей. Э
f Типичными коструктивными дефектами пнев-
моарматуры являются неправильный подбор ма-
териалов, наличие концентраторов напряжений,
недостаточная защищенность пар трения, ошиб-
ки в расчете размерных цепей и в учете распреде-
ления напряжений, ошибки в моделировании
или учете эксплуатационных нагрузок. Д
Наиболее типичными производственными де-
фектами являются дефекты материала, дефекты
сварки и механической обработки (задиры, под-
резы, заусеницы), термообработки (перегрев,
283
обезуглероживание, закалочные трещины), сбор-
ки (несоответствие размеров, повреждение по-
верхностей, задиры).
\ К основным эксплуатационным причинам
отказов относятся нарушение условий эксплуа-
тации, неправильное техническое обслуживание.)
Классификация отказов пневмоарматуры по
признакам позволяет решать вопросы обеспе-
чения надежности при рассмотрении конструк-
ций малогабаритной пневмоарматуры как сис-
темы, работоспособность которой определяется
совокупностью совместно действующих узлов и
элементов [60]. Часто при изучении требований
технического задания и разработке конструкции
возникают противоречия между надежностью
изделия и габаритно-массовыми, энергетически-
ми и экономическими требованиями. В том слу-
чае, когда принять компромиссное решение не-
возможно, преобладающими должны быть тре-
бования обеспечения заданной надежности из-
делия.
f В процессе эксплуатации пневмоарматуры ее
узлы и детали подвергаются коррозии и эрозии,
трению и износу, воздействию различных внеш-
них факторов, что приводит к изменению рабо-
чих параметров, определяющих работоспособ-
ность пневмоарматуры. Поэтому изучение меха-
низма разрушения узлов и деталей, а также за-
кономерностей протекания процессов позволяет
прогнозировать поведение пневмоарматуры при
284
эксплуатации. Обычно значения параметров,
которые приводят к потере работоспособности
пневмоарматуры во время эксплуатации, носят
случайный характер. Информация о работоспо-
собности пневмоарматуры и статистическая обра-
ботка данных эксплуатации показывают, что
значения контролируемого параметра подчиня-
ются определенному закону распределения.3
'Законом (функцией) распределения F(x) яв-
ляется соотношение, устанавливающее связь
между возможными значениями случайной вели-
чины и соответствующими этим значениям веро-
ятностями. На практике для обработки данных
эксплуатации удобнее пользоваться не законами
распределения, а математическим ожиданием
случайной величины
сх»
М О (х) = хо — [ xf (х) dx.
о
Дифференциальная функция распределения
f(x) является производной от F (х) и называ-
ется плотностью распределения:
Дх) = dF(x)/dx.
Для оценки надежности часто применяют по-
казатель интенсивности отказов
Х = Л^0Т/УДД
где /VOT —число отказавших изделий; W— общее
число изделий; Д/ — время наблюдения.
285
На практике наиболее часто встречаются
следующие распределения: экспоненциальное,
нормальное и гамма-распределение.
Экспоненциальное распределение применимо
для количественной оценки показателей надеж-
ности пневмоарматуры, когда потеря работоспо-
собности наступает как случайный отказ в ре-
зультате процессов, воздействующих на изделия
извне. Этет закон характеризуется постоянной
интенсивностью отказов при эксплуатации изде-
лий и записывается в виде
f (х) — — е~х,х<>.
х0
Нормальное распределение характеризует
отказы, вызванные медленно протекающими про-
цессами при эксплуатации (например, отказы
вызванные износом деталей) и определяется дву-
мя параметрами х0 и о2:
f(x) = —1=
о у 2л
(х-х0)‘
2сг
е
-1 / Хо)?
где 0=1/ ——уу------------стандартное отклоне-
ние; N — количество замеров.
Для оценки надежности в основном применя-
ют статистические и параметрические модели.
Статистические модели требуют большого объема
информации о количестве успешных испытаний
286
и количестве отказов изделий. Поэтому эти мо-
дели обычно применяют для пневмоарматуры,
выпускаемой большими сериями. При высоких
требованиях надежности и небольших количест-
вах выпускаемой пневмоарматуры более объек-
тивная оценка надежности получается при ис-
пользовании параметрических моделей. В этом
случае вероятность безотказной работы изделия
определяется как вероятность выхода за время
эксплуатации основных параметров, определяю-
щих работоспособность арматуры, за пределы,
указанные в техническом задании.
При построении параметрических моделей
важное значение имеет правильный выбор основ-
ных параметров, определяющих работоспособ-
ность арматуры. К основным следует отнести
такие параметры, выход которых за допустимые
пределы может привести к аварийной ситуа-
ции в системе или объекте. Перечень основных
параметров, определяющих надежность пневмо-
арматуры, уточняется в результате анализа раз-
личных аварийных ситуаций системы. Для элект-
ромагнитного клапана, например, основными
параметрами могут являться минимальное на-
пряжение и время срабатывания, герметичность
затвора, разъемных и сварных соединений. Осо-
бенно внимательно следует определять основные
параметры блоков арматуры. На показатели на-
дежности и выбор основных параметров отдель-
ных клапанов, входящих в состав блока,
287
существенное влияние оказывает пневмогидрав-
лическая связь между клапанами.
При испытаниях пневмоарматуры важное
значение имеет нахождение критических режи-
мов. Под критическими понимаются такие режи-
мы, при которых вероятность выхода параметра
Рис. 54. График изменения стабильности вы-
ходного давления регулятора при минималь-
ном Qmin и максимальном Qmax расходах
среды.
за допустимые границы наибольшая. Пример
определения критических режимов регулятора
давления представлен на рис. 54. Из графика
видно, что по отношению к верхней границе кри-
тическим является режим рвх = 1,6 МПа (при
Qmin), а по отношению к нижней границе рвх =
= 3,2 МПа (При Qmax).
288
В настоящее время в ряде технических изда-
ний рассматриваются вопросы технологической
надежности, надежности технологических сис-
тем, надежности технологических процессов и
операций [44]. Оценка надежности технологиче-
ских систем проводится путем определения по-
казателей надежности на этапах технологической
подготовки производства, серийного изготовле-
ния и после ремонта или модернизации техно-
логических систем.
Технологическая система — это совокупность
средств технологического оснащения, объектов
производства, исполнителей, необходимая и дос-
таточная для выполнения определенных техно-
логических процессов и операций, находящаяся
в состоянии функционирования в соответствии с
требованиями технической документации. Ос-
новная цель оценок надежности технологических
систем состоит в приведении технологических
процессов, оборудования и исполнителей в такое
состояние, при котором обеспечивается изготов-
ление изделий в соответствии с установленными
в технической документации требованиями и
показателями качества при одновременном обес-
печении максимальной производительности и
минимальных потерях от брака. Учитывая по-
вышенные требования к изготовлению малогаба-
ритной пневмоарматуры, необходимость оценки
надежности технологических систем является
весьма актуальной.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. 346713 (СССР).
2. А. с. 383929 (СССР).
3. А. с. 437870 (СССР).
4. А. с. 595712 (СССР).
5. А. с. 607084 (СССР).
6. А. с. 619515 (СССР).
7. Агрегаты пневматических систем летательных аппара-
тов/И. Ф. Лясковский, А. И. Шишков, Н. Т. Рома-
ненко и др. М., Машиностроение, 1976.
8. Андреев Г. С. Запорная арматура. М.., Недра, 1974.
9. Арнольд Р. Р. Расчет и проектирование магнитных си-
стем с постоянными магнитами. М., Энергия, 1969.
10. Артемов В. П.— Динамика и точность функциониро-
вания тепломеханических систем, 1973, вып. 4.
11. Балагуров В. А., Гордон А. В., Ларионов А. Н. Про-
ектирование электрических аппаратов авиационного
электрооборудования. М., Оборонгиз, 1962.
12. Барташев Л. В. Конструктор и экономика. М., Эко-
номика, 1977.
13. Башта Т. М. Машиностроительная гидравлика. М.,
Машгиз, 1963.
14. Бесекерский В.А.> Попов Е. П. Теория автоматиче-
ского регулирования. М., Наука, 1975.
290
15. Благов Э. Е., Ивницкий Б. Я. Дроссельно-регулирую-
щая арматура в энергетике. М., Энергия, 1974.
16. Богачева А. В. Пневматические элементы систем авто-
матического управления. М., Машиностроение, 1966.
17. Бугаенко В. Ф., Гулий Н. А., Линский Н. Ф.— Пнев-
матика и гидравлика, 1975, вып. 2.
18. Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизическим
свойствам газов и жидкостей. М., Физматгиз, 1967.
19. Воробьева Г. Я. Коррозионная стойкость материалов
в агрессивных средах химических производств. М.,
Химия, 1967.
20. Вопросы оптимизации и автоматизации конструктор-
ских работ/Ю. И. Смирнов, Л. Г. Соколов, Е. М. Ха-
латов и др. Тула, ТПП, 1972.
21. Гарбер Д. X. Энергетическая арматура высоких пара-
метров. М., Машиностроение, 1968.
22. Горелик Б. М. — Каучук и резина, 1966, № 7.
23. Гринберг И. С., Кармугин Б. В.— Химическое и неф-
тяное машиностроение, 1977, № 3.
24. Гринберг И. С., Кармугин Б. В,—Экспресс информа-
ция, М., ЦИНТИхимнефтемаш, Сер. ХМ-10, 1977,
№ 10.
25. Гринберг И. С., Кричкер И. Р.— Химическое и неф-
тяное машиностроение, 1973, № 8.
'26ДГуревич Д. Ф. Расчет и конструирование трубопро-
водной арматуры. М—Л., Машиностроение, 1969.
27. Дейкун В. К- Кислородная и плазменная резка, напы-
ление металлов, газорегулирование. М., Машиностро-
ение, 1967/Труды ВНИИАвтогенмаш. Вып. 14.
28. Дейкун В. К. Горелки, редукторы, механизация резки
и металлизация. М., Машиностроение, 1969/Труды
ВНИИАвтогенмаш. Вып. 16.
29. Дейч М. Е. Техническая газодинамика. М., Энергия,
1974.
30. Дуб Б. И. Арматура трубопроводов высокого давле-
ния. М.— Л., Госэнергоиздат, 1960.
291
31- Ежов А. Т.— Химическое и нефтяное машиностроение,
1972, № 7.
32. Запунный А, И., Фельдман Л. С., Рогаль В. Ф. Кон-
троль герметичности конструкций. Киев, Техшка, 1976.
33. Имбрицкий М. И. Ремонт арматуры. М— Л., Госэнер-
гоиздат, 1963.
34. Кармугин Б. В.— Сер. Качество, надежность, долго-
вечность, 1977, № 7.
35. Кармугин Б. В., Мендельсон Д. А., Сущенко Е. А. —
Серия ХМ-10, 1978, № 5.
36. Кашанский М. С., Пинский И. Е., Соколов Н. В. Ти-
пизация и технология изготовления судовой арматуры.
Л., «Судостроение», 1964.
37. Киселев П. И. Основы уплотнений в арматуре высо-
кого давления. М., Госэнергоиздат, 1950.
38. Кисель В. Л.— Изв. вузов. Сер. Машиностроение,
1973, № 10.
39. Кондратьева Т. Ф. Предохранительные клапаны. М.—
Л., Машиностроение, 1976.
40. Константинов О. Я. Магнитная технологическая ос-
настка. М., Машиностроение, 1974.
41. Кокнчев В. Н. Уплотнительные устройства в маши-
ностроении. Л., Судпромгиз, 1962.
42. Коровин Н. В. Электро-химические генераторы. М.,
Энергия, 1974.
43. Крагельский И. В. Трение и износ. М., Машиностро-
ение, 1968.
44. Кубарев А. И. Надежность в машиностроении. М.,
Изд-во стандартов, 1977.
45. ЛазебникА. Г.— В кн.: Арматуростроение. Л., ЦКБА,
1977.
46. ЛазебникА. Г.— В кн.: Арматуростроение. Л., ЦКБА,
1978.
47. Малинский В. Д. Контроль и испытания радиоаппа-
ратуры. М., Энергия, 1970.
48. Мамонтов М. А. Вопросы термодинамики тела пере-
менной массы. М., Оборонгиз, 1961.
292
49. Мееров В. М. Системы многосвязного регулирования.
М., Наука, 1965.
50. Михаэль С. Ю., Бенин Л. А. Технология арматуро-
строения. М.—Л., Машиностроение, 1966.
51. Никитенко А. С. Проектирование оптимальных элек-
тромагнитных механизмов. М., Энергия, 1974.
52. Никитин Ю. Ф., Плюгин Б. С., Рыков Н. А. Электро-
магнитные клапаны. М., МВТУ им. Н. Э. Баумана,
1976.
53. Липко А. И., Плисковский В. Я- Конструирование
н расчет вакуумных систем. М., Энергия, 1970.
54. Потураев В. Н., Дырда В. И. Резиновые детали ма-
шин. М., Машиностроение, 1977.
55. Правила и руководящие материалы по котлонадзору.
М., Недра, 1974.
56. Пржиалковский А. Л., Щучинский С. X. Электромаг-
нитные клапаны. М.—Л., Машиностроение, 1967.
57. Пятин Ю. М. Постоянные магниты. М., Энергия,
1971.
58. Слободкин М. С., Смирнов П. Ф., Казинер Ю. Я. Ис-
полнительные устройства регуляторов. М., Недра,
1972.
эЛСовременные конструкции трубопроводной арматуры
для нефти н газа/Ю. М. Котелевский, Г. В. Мамон-
тов, Л. Н. Ннсман и др. М., Недра, 1976.
60. Судовая арматура/М. С. Кашанский, В. В. Степанов,
В. Н. Гольдфайн и др. Л., Судостроение, 1975.
61. Тарасьев Ю. И., Симкин Ю. Д.— Химическое и неф-
тяное машиностроение, 1973, № 6.
62. Халатов Е. М.— Вопросы оптимизации и автоматиза-
ции конструкторских работ, 1971, вып. 9.
68. Шургальский Э. Ф.— Химическое и нефтяное машино-
строение, 1970, № 6.
64. Щеголев А. П. Испытание судовой арматуры. Л.,
Судостроение, 1971.
65. Эдельман А. И. Топливные клапаны жидкостных ра-
кетных двигателей. М-, Машиностроение, 1970.
293
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие 5
Глава 1. Основные сведения по пиевмоарматуре 9
Классификация 9
Основы проектирования 16
Основные конструкционные материалы 22
Глава 2. Уплотнительные устройства 35
Факторы, влияющие на герметичность уплотнений 35
Уплотнение неподвижных соединений 39
Уплотнение подвижных соединений 45
Основные типы и конструкции затворов 51
Глава 3. Регуляторы давления 62
Классификация 62
Статические характеристики 78
294
Динамика регуляторов 101
Расчет и оптимизация основных конструктивных пара-
метров ПО
Конструкции основных узлов регуляторов давления 128
Глава 4. Предохранительные клапаны 133
Основные параметры 133
Типы конструкций и классификация 140
Расчет предохранительных клапанов 151
Глава 5. Электромагнитные клапаны 155
Классификация электромагнитов и клапанов, принцип дей-
ствия и основные типы конструкций 155
Анализ сил, действующих в клапанах 176
Расчет электромагнитного клапана 186
Расчет электромагнитов 191
Электромагнитные клапаны с сигнализацией 223
Глава 6. Пневмоарматура разового действия. Блочная пиев-
моарматура 226
Основные типы конструкций пневмоарматуры разового
действия 226
Расчет удерживающих электромагнитов для пневмоарма-
туры разового действия 230
Назначение и преимущества блочной пневмоарматуры 232
Особенности расчета и конструирования блочной пневмо-
арматуры 235
Глава 7. Изготовление, испытания н надежность пневмо-
арматуры 241
Особенности изготовления малогабаритной пневмоар-
матуры 241
Виды и методы испытаний пневмоарматуры 248
Надежность и методы ее оценки 282
Список литературы 290
Борис Владимирович Кармугии
Виктор Леонидович Кисель
Александр Григорьевич Лазебник
СОВРЕМЕННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
МАЛОГАБАРИТНОЙ ПНЕВМОАРМАТУРЫ
Редактор А. Л. Берзина
Оформление художника В. Б. Ленкова
Художественные редакторы
И. В. Рублева, Л. А. Дикарев
Технический редактор И. А. Бондарчук
Корректор Л. В. Ляшенко
Информ, бланк № 1563
Сдано в набор 21 05.79. Подписано в печать 26.11.79.
БФ 05543. Формат 60 X ЭО’/зг* Бумага типогр. № 2. Гарн. лит.
Печ. выс. Усл. печ. л. 9.25. Уч.-изд. л. 8,82.
Тираж 4000 эхз. Зак. 0-30. Цена 70 к.
Издательство «Техника», 252601, Киев, 1, ГСП, Крещатик, 5.
Книжная фабрика «Коммунист» РПО «Полиграфкннга» Гос-
комиздата УССР, 310012, Харьков-12, Энгельса, 1|,

1 вого ДЕЙСТВИЯ. ЕЛОЧНАЯ
ПНЕВМО АРМАТУРА.
I Wi олэнлЕИИЕ.
' ИСТЦДТАНИЯ И
НАДЫЖНОСТЬ
’ ПНЕНМОАРМАЗУРЫ
УСТРОЙСТВА.
РЕГУЛЯТОРЫ ДАВЛЕНИЯ
шдахниппнльяыЕ
КЛАПАНЫ.
5МГЕКГРОМАГЯЙТНЫЕ
КЛАПАНЫ.