Торцовые уплотнения вращающихся валов - Голубев А.И.

Author: Голубев А.И.

Tags: детали машин передачи (механические) подъемно-транспортное оборудование крепежные средства смазка инженерия машиностроение инженерное дело издательство машиностроение

Year: 1974

Similar

Контактные уплотнения вращающихся валов

Инерционные автоматические трансформаторы вращающего момента

Валы и оси. Конструирование и расчет

Подшипники скольжения

Text

Г1
А. И. ГОЛУБЕВ
----------.----------
ТОРЦОВЫЕ УПЛОТНЕНИЯ
ВРАЩАЮЩИХСЯ ВАЛОВ
Издание второе, переработанное и дополненное
ци-
по-
3
Г62
УДК 621.824—762.6
Голубев А. И. Торцовые уплотнения вращающихся валов.
Изд. 2-е, перераб. и доп. М., «Машиностроение», 1974, 212 с.
Торцовые уплотнения вращающихся валов являются наиболее
распространенными. Это объясняется их преимуществами по сравне-
нию с уплотнениями других видов: герметичностью, износостой-
костью, универсальностью. Торцовые уплотнения применяют прак-
тически во всех областях техники, где требуется герметизация ва-
лов машин и механизмов для предотвращения утечки жидкостей
или газов из их рабочего объема.
В книге обобщены отечественные и зарубежные материалы по
расчету, конструированию, испытанию и применению торцовых уп-
лотнений, предназначенных для установки на валы различных ма-
шин, аппаратов и механизмов (в основном насосов химической,
нефтяной и других отраслей промышленности). Значительное вни-
мание уделено рабочему процессу торцовых уплотнений.
Книга предназначена для инженерно-технических и научных
работников, занимающихся вопросами уплотнительной техники
в народном хозяйстве.
Ил. 160. Табл. 6. Список лит. 76 назв.
Рецензент инж. Б. В. Павлов
31302—501
038 (01)—74
33—73
© «Машиностроение», 1974
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
а — амплитуда
А — интенсивность линейного износа
b — ширина уплотняющей поверхности
с — удельная теплоемкость
сд н — коэффициенты гидравлического трения диска и ци-
линдра
d — диаметр вала или втулки
dr н d2 — внутренний и наружный диаметры сильфона
и D2 — внутренний и наружный диаметры уплотняющей по-
верхности
е — эксцентриситет
Е — модуль упругости
f — коэффициент трения
F — сила пружины
Fs — гидростатическая сила
G — модуль сдвига
h. — величина зазора
I — число волн уплотняющей поверхности
J — механический эквивалент тепла
Jгс — момент инерции
k — коэффициент гидравлической разгрузки
ky — коэффициент жесткости упругого элемента
/ — высота кольца
L — расстояние между впадинами неровностей
т — масса
Мо — момент, раскрывающий стык пары трення
Л1С — распределенный линейно момент
МТ — момент трения
п — частота вращения в об/мин
nv — число циклов
N — мощность
Nu, Рг, Re, Gr — числа Нуссельта, Прандтля, Рейнольдса, Грасгофа
р — давление
р0 — перепад давления
Pi, р2 — давление за и перед уплотнением
q — объемный расход утечки
1
3
<?г — весовой расход утечки
Q — тепловой поток J
гс — радиус центра тяжести
R — универсальная постоянная газа
t — время
Т — температура }
Тг — сила трения
vr, .... vx,... —составляющие вектора скорости
V — скорость скольжения
W — сила в контакте пары трения
а, Р и 0 — углы
«-л, «а — коэффициенты линейного и объемного расширения
а0 — коэффициент теплоотдачи
у — удельный вес
6 — линейная деформация ।
Д — натяг
ег, ... — составляющие относительной деформации
X — коэффициент теплопроводности
р и v — коэффициенты динамической и кинематической вяз- 1
кости
Vn — коэффициент Пуассона
р — плотность
аг, ... — составляющие вектора напряжения
т — напряжение силы трения
со — угловая скорость
ВВЕДЕНИЕ
Развитие уплотнительной техники в СССР и за рубежом тесно
связано с общим развитием машиностроения и в значительной сте-
пени зависит от прогресса в различных областях техники. При
этом к уплотнениям предъявляются все более жесткие требования
в отношении автоматичности их действия, герметичности, долго-
вечности, способности работать при более высоких параметрах
по давлению, температуре, скорости вращения вала в агрессив-
ных, абразивных, радиоактивных и других средах.
Несмотря на то, что узел уплотнения по объему занимает
сравнительно небольшую часть машины, от него зависит качество
работы всей машины.
Уплотнения различных типов не в равной степени отвечают
отмеченным выше требованиям, поэтому сужается область приме-
нения одних видов уплотнений и одновременно расширяется
область применения других.
Уплотнения вращающихся валов можно разделить в основном
на следующие типы: сальники, манжеты, лабиринтные. уплот-
нения, торцовые уплотнения, динамические уплотнения.
Сальники выполняют с мягкой набивкой в виде шнура или
отдельных спрессованных колец, трущихся по поверхности вала
(защитной втулки). Износостойкость сальников обычно состав-
ляет несколько сотен часов. При износе сальников утечка рабочей
жидкости увеличивается. Их обслуживание заключается в под-
тяжке, добивке и замене набивки с целью компенсации износа
и снижения утечки до нормальной величины. Утечка жидкости
через сальники сравнительно велика (от десятых долей литра
до нескольких литров в час).
В последнее время разработаны новые сорта набивок (напри-
мер, из угольного волокна) со сравнительно высокой износостой-
костью и повышенной герметичностью, но стоимость таких саль-
ников приближается к стоимости торцовых уплотнений.
Преимущественными областями применения сальников яв-
ляются уплотнения машин с возвратно-поступательным движе-
нием и уплотнения арматуры (вентилей, задвижек, кранов
и т. п.).
5
Манжеты изготовляют в основном из различных резин. Они,
как и сальники, работают на трение по поверхности вала. Область
применения манжет значительно уже, чем сальников: их, как пра-
вило, применяют для жидкостей с хорошей смазывающей способ-
ностью и при малых давлениях. В отличие от сальников манжеты
не требуют обслуживания в процессе эксплуатации и имеют
значительно меньшую утечку (от долей кубического сантиметра
до кубических сантиметров в час).
Существуют также манжеты с практически нулевой утечкой,
что достигается выполнением винтовой нарезки на их рабочих
поверхностях.
Для замены манжет требуется частичная разборка машины
(в центробежном насосе — съем рабочего колеса и пр.). Манжеты
широко используют в механизмах и машинах для удержания сма-
зочного масла и предотвращения попадания наружной пыли
в смазку. В более тяжелых условиях работы износостойкость
манжет невысока.
Лабиринтные уплотнения являются жесткими уплотнениями,
работающими при сравнительно больших зазорах. Их принцип
действия основан на создании турбулентного гидравлического
сопротивления течению жидкости в зазоре, поэтому работа лаби-
ринтных уплотнений сопровождается большими утечками. Вместе
с тем они имеют высокую износостойкость, так как их детали не
испытывают непосредственного контакта и механического износа.
Наибольшее распространение лабиринтные уплотнения полу-
чили для газообразных сред (турбокомпрессоры, паровые, газо-
вые турбины).
Как видно из изложенного, сальники, манжеты и лабиринтные
уплотнения имеют недостатки, ограничивающие их применение
и в значительной степени уменьшающие перспективы дальнейшего
использования.
В наибольшей степени требованиям развивающейся техники
удовлетворяют уплотнения двух типов: торцовые и динамические.
Область применения этих уплотнений непрерывно расширяется,
а объем производства, особенно торцовых уплотнений, быстро
растет.
Область применения динамических уплотнений, к которым
относятся отбойники (импеллеры, винтовые, лабиринтно-винто-
вые) и стояночные уплотнения, уже, чем торцовых, но при работе
они практически не испытывают механического трения и износа.
Динамические уплотнения особенно пригодны для валов машин,
вращающихся с высокими скоростями.
В некоторых конструкциях насосов и других машин динами-
ческие и торцовые уплотнения применяют совместно.
Все возрастающее значение торцовых и динамических уплот-
нений в технике выражается в росте объема посвященных им
исследований, что нашло, например, свое отражение в материалах
пяти международных конференций по уплотнениям.
6
Второе издание данной книги посвящено только торцовым
уплотнениям как наиболее универсальным и распространенным.
Торцовые уплотнения получили широкое распространение
благодаря следующим положительным свойствам: 1) в период
нормальной работы не требуют обслуживания; 2) работают с малой
утечкой; 3) правильно подобранное торцовое уплотнение при
соблюдении нормальных условий эксплуатации отличается боль-
шой долговечностью; 4) торцовые уплотнения удовлетворительно
работают в предельно тяжелых условиях по давлению (от 10-5 мм
рт. ст. до 450 кгс/см2), температуре (от —200 до +450° С и выше
при охлаждении), скорости скольжения в парах трения (от 0
до 100 м/с и более), по агрессивности (концентрированные кислоты,
щелочи, радиоактивные среды) и по абразивности сред (грунто-
вые, песковые, глинистые и т. п.); их изготовляют на валы любого
размера (от нескольких миллиметров до 1500 мм и более в диа-
метре).
Следует также отметить, что торцовые уплотнения потребляют
меньшую мощность, чем сальники (0,1—0,5 от мощности саль-
ников), работают удовлетворительно при сравнительно больших
радиальных биениях вала (например, в мешалках) и сравнительно
мало чувствительны к смещению вала относительно корпуса
машины.
Распространению торцовых уплотнений препятствует слож-
ность и специфичность их изготовления, сравнительно высокая
стоимость, трудности замены при выходе их из строя, связанные
с необходимостью частичной разборки машины.
Широкое внедрение торцовых уплотнений, стало возможным
лишь после создания специальных материалов с высокими анти-
фрикционными свойствами, высокой химической стойкостью и
износостойкостью (углеграфиты, фторопласты, твердые сплавы,
керамика и др.), применяемых в весьма тяжелых условиях работы
пар трения уплотнений.
Во втором издании книги значительную часть составляют
материалы ВНИИГидромаша. В книге использованы также мате-
риалы ВНИИнефтемаша, НИИХИММАШа, КИГВФ, ИМАШа,
и зарубежные публикации.
Глава I
КОНСТРУКЦИИ ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
И ИХ КЛАССИФИКАЦИЯ
ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
Среди уплотнений вращающихся валов торцовые уплотнения
наиболее разнообразны по конструкциям, хотя все конструкции
работают по одной схеме.
На рис. 1 показана схема торцового уплотнения. Вращаю-
щийся вал 1 связан упруго при помощи элемента 4 с кольцом 2.
Л1
Рис. 1. Схема торцового уплотнения
Торцовая поверхность его прижи-
мается к неподвижному кольцу 3,
соединенному с корпусом машины 5.
Следовательно, кольца 2 и 3 обра-
зуют плоскую пару трения. Зазор
между ними определяет величину
утечки жидкости или газа, находя-
щихся 'в корпусе машины под дав-
лением'/}. Элемент 4, который в даль-
нейшем будем называть упругим
элементом торцового уплотнения,
должен обеспечивать плотное и по-
стоянное прилегание колец 2 и 3
одного к другому при вибрациях,
смещениях вала и износе пары
трения.
КЛАССИФИКАЦИЯ ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
Торцовые уплотнения можно классифицировать по конструк-
тивным особенностям их упругих элементов (рис. 2). Эти особен-
ности определяют не только внешний вид, но и динамику торцо-
вых уплотнений.
Упругими элементами (на рис. 2 они показаны прямоуголь-
никами с диагоналями) являются пружины с уплотнительными
кольцами, сильфоны и мембраны с пружинами или без них.
8
В классификации основные типы конструкций уплотнений
показаны схематично. Они разделены на торцовые уплотнения
с неподвижными и вращающимися упругими элементами. L j
Рис. 2. Классификация торцовых уплотнений
Уплотнения с вращающимися и неподвижными упругими эле-
ментами могут быть внутренними и внешними. В первом случае
большая часть поверхности уплотнения соприкасается с жид-
костью, во втором — упругий элемент устанавливают с наружной
стороны.
9
В качестве упругих элементов для торцовых уплотнений всех
типов применяют сильфоны и уплотнительные кольца или ман-
жеты с пружинами. Мембраны применяют только в качестве не-
подвижных упругих элементов из-за больших размеров в радиаль-
ном направлении.
Торцовые уплотнения могут быть одинарными и двойными.
Особенно часто используют одинарные, реже — двойные, являю-
щиеся комбинацией двух одинарных. Конструкции из трех торцо-
вых уплотнений применяют в случаях, где требуется особая
надежность уплотнения вала (например, в уплотнениях валов
циркуляционных насосов атомных электростанций).
Обычно в двойные торцовые уплотнения подается затворная
жидкость с давлением на 0,5—2 кгс/см2 превосходящим давление
рабочей жидкости непосредственно перед уплотнением.
Приведенная классификация не охватывает всех разновидно-
стей конструкций торцовых уплотнений. В ней, в частности, не
выделены уплотнения гидравлически разгруженныё, неразгру-
женные, с одной или несколькими пружинами, двухступенчатые
и т. д., так как различия в конструкциях при этом незначительны.
Выбор той или иной конструкции торцового уплотнения зави-
сит, в частности, от свойств среды, для которой предназначено
данное уплотнение. К свойствам относятся: агрегатное состояние
(газ, жидкость), давление, температура, вязкость, содержание
взвешенных твердых частиц, содержание солей, химическая агрес-
сивность по отношению к конструкционным материалам, токсич-
ность, воспламеняемость. Другими не менее важными факторами,
определяющими конструктивные характеристики уплотнения, яв-
ляются: диаметр и скорость вращения вала, его биение и возмож-
ные смещения, максимально допустимые габаритные размеры
уплотнения, условия его сборки и разборки.
Различные сочетания перечисленных выше характеристик
позволяют сгруппировать конструкции уплотнений по условиям
их применения следующим образом: 1) уплотнения для неагрес-
сивных сред (вода, масла, нефтепродукты); 2) уплотнения для
агрессивных сред (кислоты, щелочи, растворы солей, пары,
газы — продукты химической, нефтехимической и других отрас-
лей промышленности); 3) уплотнения для сред с большим содер-
жанием твердых примесей, перекачиваемых грунтовыми, песко-
выми, химическими, осушительными, скважинными, фекальными
насосами, насосами для бумажной массы и др.; 4) специальные
уплотнения.
Уплотнения первых трех групп характеризуются большим
разнообразием конструкций. Они выпускаются крупными се-
риями и широко применяются в различных машинах и установках.
Специальные уплотнения — это мелкосерийные и даже инди-
видуальные уплотнения, изготовляемые для специфических, часто
особо трудных условий работы. К таким условиям можно отнести
большое давление, высокую или низкую температуру, высокую
10
скорость вращения вала, большой диаметр вала, необходимость
разборки уплотнения без разборки машины, требование высокой
надежности уплотнения и т. д.
В настоящее время можно считать общепринятым, что в каче-
стве некоторой характеристики степени трудности условий работы
(и создания) уплотнения выбирают два параметра: давление среды
перед уплотнением (р) и скорость скольжения (У) в паре трения
(определяемая диаметром и частотой вращения вала). Произведе-
ние давления (кгс/см2) на скорость (м/с) дает значение третьего
параметра — pV.
Сочетание свойств рабочей среды с параметрами р, V и pV
позволяет выбрать ту или иную конструкцию торцового уплот-
нения.
По предложению Майера, значения параметров р, V и pV
различных торцовых уплотнений разделены на четыре группы [60 ]
(табл. 1).
Таблица 1
Группа р в кгс/см2 V в м/с pV в (кгс/см2) X X (м/с) Определение параметра
I sSl ==£10 SglO Низкий
II sglO sclO ==:50 Средний
III sg50 sg20 ^500 Высокий
IV >50 >20 >500 Наивысший
Таким образом, любое торцовое уплотнение можно характери-
зовать по области применения уплотнения, по расположению
и виду его упругого элемента и по параметру pV.
КОНСТРУКЦИИ ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
Рассмотрим конструкции различных уплотнений (в основном,
отечественных) применительно к классификации, данной в тексте;
Уплотнения для неагрессивных сред (вода, нефтепродукты).
К ним относят уплотнения массового производства, устанавливае-
мые в центробежных насосах водяного охлаждения двигателей
внутреннего сгорания (автомобильных, тракторных, авиацион-
ных, судовых), в бытовых машинах (стиральных, холодильных,
сушильных, моечных), в автоматах, в различных объемных насо-
сах (шестеренных, винтовых).
Уплотнения характеризуются низкими и средними параме-
трами р, V (группы I и II). В качестве упругих элементов исполь-
зуют в основном резиновые сильфоны, а также резиновые мем-
браны или уплотнительные кольца с пружинами. Упругие эле-
менты выполняют как вращающимися, так и неподвижными.
На рис. 3 показано одно из таких уплотнений массового про-
изводства (фирма Крейн Пекинг, Англия), Уплотнение работает
11
при давлении 0—4 кгс/см2, температуре от —10 до +100° С.
Его устанавливают на валы с диаметром до 25 мм и частотой вра-
щения до-3000 об/мин (pV < 35 кгс/см2-м/с). Уплотнение выпол-
нено с вращающимся упругим элементом в виде пружины 1 и рези-
нового сильфона 2.
Уплотнение, показанное на рис. 4, выполнено с неподвижным
упругим элементом в виде пружины 1 с мембраной 2 (фирма Шмидт,
ГДР). Оно работает при давлении жидкости до 6 кгс/см2 и темпе-
ратуре от —40 до +100° С. Его устанавливают на валы с диаме-
тром до 30 мм и частотой вращения до 3000 об/мин.
Уплотнение в основном предназначено для насосов системы
охлаждения двигателей внутреннего сгорания.
Мембраны изготовляют из резины с тканью. Применяют также
мембраны из фторопласта-4. Штампованные тонкостенные детали
изготовляют из медного листа.
К крупносерийным можно отнести также уплотнения валов
центробежных насосов для водоснабжения, теплоэнергетики,
нефтяной промышленности. Эти уплотнения работают при более
высоких параметрах и по параметру pV соответствуют группам II
и III и частично группе IV. Данные уплотнения работают при
средних и высоких давлениях жидкостей, поэтому их упругие эле-
менты в большинстве случаев выполняют в виде пружин с уплотни-
тельными резиновыми кольцами круглого сечения, которые лучше
выдерживают действие давления, чем мембраны и сильфоны.
На рис. 5 показано одно из таких уплотнений, изготовляемое
Нальчикским машиностроительным заводом (НМЗ). Уплотнение
работает при давлении 0—5 кгс/см2, температуре до 90° С; уста-
навливается на валы с диаметром до 60 мм и частотой вращения
до 3000 об/мин (pV <50 кгс/см2-м/с).
Уплотнение выполнено с вращающимся упругим элементом
в виде нескольких пружин 1 и резинового уплотнительного
кольца 2 круглого сечения.
На рис. 6 показано двойное торцовое уплотнение, изготовляе-
мое Нальчикским машиностроительным заводом для центробеж-
ных насосов, перекачивающих легкокипящие нефтепродукты при
переработке нефти (этан, пропан, бутан).
Уплотнение применяют для давлений жидкостей от вакуума
до 25 кгс/см2, температур от —80 до +200° С и устанавливают
на валы диаметром до 90 мм и частотой вращения до 3600 об/мин
(pV < 500 кгс/см2-м/с).
Уплотнение выполнено с вращающимся упругим элементом
в виде нескольких пружин 1 и конических уплотнительных колец 2
(из фторопласта-4). В корпус уплотнения подается затворная
жидкость (обычно масло), циркулирующая через систему акку-
мулятора и холодильника под действием винтовых выступов,
выполненных на наружной поверхности обоймы 3. Давление
затворной жидкости в камере уплотнения поддерживается на
0,5—1,5 кгс/см2 выше давления рабочей среды перед уплотнением.
12
Рис. 3. Уплотнение с вращающимся
резиновым сильфоном
Рис. 5. Уплотненнее резиновыми уплот-
нительными кольцами круглого сечения
рис. 4. Уплотнение с мембраной
Рис, в. Двойное торцовое уплотнение для легко-
кипящих нефтепродуктов
На рис. I показано торцовое уплотнение питательного центро-
бежного насоса, разработанное во ВНИИГидромаше. Уплотнение
работает при давлении воды до 60 кгс/см2 и температуре до 90° С.
Его устанавливают на вал с диаметром 80 мм и частотой вращения
1500 об/мин (pV 500 кгс/см2.м/с и более).
Уплотнение имеет неподвижный упругий элемент и резиновые
уплотнительные кольца круглого сечения. Пара трения уплот-
нения состоит из вращающегося 1 и неподвижного 2 колец, изго-
товленных из силицированного графита и вклеенных в металли-
ческие детали. Особенностью конструкции уплотнения является
Рис. 7. Уплотнение питательного насоса
(конструкция ВНИИ Гидромаша)
Рис. 8. Уплотнение с коническим уплот-
нительным кольцом из Ф-4
то, что его упругий элемент расположен в изолированном от среды
пространстве, которое заполнено консистентной смазкой.
Характерным для описанных уплотнений является исполь-
зование сравнительно простых, не обладающих высокой корро-
зионной стойкостью материалов для изготовления их деталей,
за исключением материалов пар трения уплотнений, у которых,
как правило, сочетаются свойства высокой износостойкости и кор-
розионной стойкости.
Уплотнения для агрессивных сред (кислоты, щелочи, растворы
солей, пары, газы — продукты химической, нефтехимической
и других отраслей промышленности) применяют в основном в ста-
ционарном оборудовании различных производств, связанных
с использованием и переработкой агрессивных сред. Это в первую
очередь центробежные химические насосы, компрессоры, реак-
торы, мешалки и центрифуги.
Уплотнения валов этих машин и аппаратов работают при низ-
ких и средних и лишь частично при высоких значениях р, V и pV
(группы I—III). Характерной особенностью уплотнений является
14

стойких материалов, обеспечивающих длительную эксплуатацию
в агрессивной среде.
К таким материалам относятся нержавеющие стали (с большим
содержанием никеля и хрома), сплавы (стеллиты, хастеллой А, Б,
С, Д, ферросилид и др.), углеграфиты, фторопласт-4 (чистый и с на-
полнителями— стекло, графит, кокс, дисульфид молибдена), кера-
мика (на основе А12О„, SiC), твердые сплавы (на основе WC, TiC).
В зависимости от степени агрессивности, среды можно разде-
лить на среднеагрессивные (например, большинство паров и газов,
Рис. 9. Уплотнение с металлическим сильфоном [31]
растворы солей, разбавленные щелочи) и высокоагрессивные
(кислоты средней и высокой концентрации, концентрированные
щелочи, сильные окислители, ядовитые, взрывоопасные среды).
Уплотнения для сред со средней агрессивностью, как правило,
выполняют одинарными, сравнительно простой конструкции;
их металлические детали находятся в непосредственном контакте
со средой. Такие уплотнения (рис. 8) работают при давлении
жидкостей до 5 кгс/см2 и температурах от —40 до +90° С и уста-
навливаются на валы диаметром до 60 мм и частотой вращения
до 3000 об/мин (pV <50 кгс/см2-м/с).
Характерная особенность уплотнений — вместо резинового
уплотнительного кольца применено кольцо 1 из фторопласта-4
конической формы. Это обеспечивает большую химическую стой-
кость уплотнения.
-На рис. 9 показано уплотнение другой конструкции для сред
средней агрессивности, применяемое в мешалках, реакторах [31].
Характерные условия работы таких уплотнений: газовая или
паровая среда, сравнительно большие биения и смещения вала
низкая скорость его вращения.
15
Уплотнение предназначено для вертикальных валов в аппара-
тах с кислой и слабощелочной средами, работающих при давле-
ниях от вакуума до 16 кгс/см2. Его устанавливают на валы с диа-
метром до 130 мм и частотой вращения до 1000 об/мин (pV <
< 60 кгс/см2 • м/с).
Уплотнение имеет неподвижный упругий элемент в виде метал-
лического сильфона 1 и нескольких пружин 2. В корпус 3 по труб-
ке 4 подводится вода, охлаждающая и смазывающая пару трения.
Уплотнения для высокоагрессивных сред отличаются от опи-
санных выше в основном тем, что их металлические детали (пру-
жины, поводки и др.) не имеют непосредственного контакта со
средой. Уплотнения могут быть либо двойными с подачей затвор-
ной жидкости (воды), либо одинарными; основные детали этих
уплотнений, находящиеся в контакте со средой, выполнены из
особо коррозионностойких неметаллических материалов.
На рис. 10 показано двойное торцовое уплотнение с кониче-
скими кольцами из фторопласта-4, выпускаемое НМЗ для хими-
ческих насосов.
Уплотнение применяют при давлениях от вакуума до 5 кгс/см2
и температурах от—40 до +90° С. В средах допускается содержа-
ние до 4% (по весу) твердых, не налипающих на поверхности
примесей с размером частиц до 1 мм. Уплотнение устанавливают на
валы с диаметром до 130 мм и частотой вращения до 3000 об/мин
(рУ <50 кгс/см2>м/с).
Уплотнение — с вращающимся упругим элементом в виде
отдельных пружин.
В камеру уплотнения подается затворная жидкость (вода,
масло и другие неагрессивные жидкости) с давлением на 0,3—
1 кгс/см2 выше давления перед уплотнением. По конструкции
и применяемым материалам данное уплотнение сходно с уплот-
нением, показанным на рис. 8.
На рис. 11 показано одинарное торцовое уплотнение с силь-
фоном из фторопласта-4 для высокоагрессивных сред (НМЗ).
Уплотнение применяют для кислот, щелочей, растворов солей
различной концентрации с давлением до 3 кгс/см2 и температурой
до 80° С. Его устанавливают на валы диаметром до 100 мм, вра-
щающиеся с частотой до 3000 об/мин (pV <30 кгс/см2-м/с).
Уплотнение — с неподвижным упругим элементом, состоящим
из центральной пружины 1 и сильфона 2 из фторопласта-4. Нарезки
сильфона выполнены с таким направлением, чтобы момент трения
уплотнения затягивал резьбовые соединения. Это обеспечивает
достаточную герметичность стыков при небольшом давлении
среды, несмотря на колебания температуры, холоднотекучесть,
низкую упругость и высокий коэффициент температурного рас-
ширения фторопласта-4.
Пружина уплотнения помещена внутрь сильфона и может защи-
щаться пластмассовой трубкой 3 от воздействия утечки агрессив-
ной среды.
16
Таким образом в уплотнении непосредственному воздействию
среды подвержены лишь детали из неметаллических мате-
риалов.
Уплотнения для сред с большим содержанием твердых при-
месей (грунтовые, песковые, песково-химические, фекальные, бу-
мажные и т. п. среды).
Упоминавшиеся ранее среды содержат небольшие количества
нерастворимых примесей (песок, окислы, кристаллы), и их содер-
жание не влияет существенно на условия работы уплотнений.
Рнс. 10. Двойное торцовое уплотнение с ко-
ническими уплотнительными кольцами из
фторопласта-4
Рис. И. Уплотнение с неподвижным
сильфоном из фторопласта-4 [32]
Среды с большим содержанием твердых взвешенных частиц вызы-
вают сильный эрозионный износ деталей уплотнения и в первую
очередь пары трения.
С другой стороны, волокнистые примеси (бумажная масса,
синтетические волокна, фекальная масса) и налипающие на твер-
дые поверхности примеси (кристаллы, катализаторы процессов,
продукты полимеризации) часто не имеют большой абразивности,
но забивают внутренние полости уплотнений, лишая подвижности
их детали (кольца, пружины), что приводит к прорыву среды
через уплотнение.
Таким образом, необходимыми условиями работоспособности
уплотнений являются: использование для пар трения особо твер-
дых износостойких материалов (силицированный графит, твердые
металлокерамические сплавы), защита пар трения от попадания
в их зазоры твердых частиц, защита механизмов уплотнений от
забивания твердыми частицами. Для решения этих задач приме-
няют одинарные и двойные торцовые уплотнения со средствами
их защиты от воздействия твердых частиц.
Уплотнения работают в основном при низких значениях р,
V и pV (группы I и II). 4,
2 А. И. Голубев ( г I
Одинарное торцовое уплотнение для абразивных сред с непо-
движным резиновым сильфоном, разработанное во ВНИИГидро-
маше, показано на рис. 12.
Уплотнение предназначено для валов насосов, перекачиваю-
щих жидкости с содержанием твердой взвеси до 60% по весу.
Допускаемое давление среды перед уплотнением до 2 кгс/см2,
температура — до 100° С.
, Уплотнения устанавливают на валы диаметром до 120 мм,
вращающиеся со скоростью до 3000 об/мин (pV <20 кгс/см2 - м/с).
Рис. 12. Торцовое уплотнение для аб-
разивных сред с неподвижным резино-
вым сильфоном
Рис. 13. Двойное торцовое
уплотнение для фекальных
жидкостей
Уплотнение с неподвижным упругим элементом в виде пружин
и резинового сильфона. Сильфон 1 герметично защищает пру-
жины 2, поводки 3 и другие детали механизма уплотнения от
воздействия среды.
Внутреннее пространство неподвижной части уплотнения за-
полнено консистентной смазкой. Для лучшего сопротивления
действию давления сильфон опирается на подкладные металли-
ческие детали.
На рис. 13 показано двойное торцовое уплотнение для фекаль-
ных жидкостей. Узел уплотнения состоит из двух уплотнений,
расположенных одно за другим (тандем). Переднее уплотнение
размещено непосредственно на втулке рабочего колеса насоса,
чтобы максимально сократить консоль вала и тем самым повысить
его жесткость и уменьшить вибрацию.
Пружина 1 отделена от среды уплотнительным резиновым
кольцом 2. Другое резиновое кольцо 3 служит для стабилизации
трения в паре. Второе уплотнение расположено вне воздействия
среды в масляной ванне.
18
СПЕЦИАЛЬНЫЕ УПЛОТНЕНИЯ
К этим уплотнениям относятся прежде всего уплотнения валов
главных циркуляционных насосов АЭС.
Условия работы уплотнений характеризуются особо высоким
давлением воды, поэтому они могут быть названы уплотнениями
высокого давлениЯв
Так, несколько лет назад давление в контуре циркуляционного
насоса, приблизительно равное давлению в уплотнении, состав-
ляло — 100 кгс/см2. В настоящее время оно достигает — 150 кгс/см2,
а в ближайшем будущем составит —200 кгс/см2. Одновременно
растут и скорости скольжения в парах трения уплотнений, что
связано с ростом мощности насосов и диаметров их валов (от 100
до 200 мм и в будущем до 300 мм). Эти скорости в настоящее время
составляют —20 м/с. Таким образом, по параметрам р, V и pV
уплотнения данного типа относятся к группе IV.
Одной из первых конструкций уплотнений для циркуляцион-
ных насосов было уплотнение с овальной поверхностью тре-
ния [73].
Уплотнение такого типа-, разработанное во ВНИИГидромаше,
показано на рис. 14. Оно отличается большой износостойкостью
и надежностью в работе.
Как показали испытания, уплотнения такой конструкции
работали с небольшой утечкой практически без износа пары тре-
ния при давлении воды 100 кгс/см2, температуре до 50° С и частоте
вращения вала 3000 об/мин. Овальная форма поверхности трения
обеспечивала смазку, охлаждение и условия трения, близкие
к жидкостному трению. Вращающееся / и неподвижное 2 кольца
пары трения изготовляли из силицированного графита.
На рис. 15 показано уплотнение крупного циркуляционного
насоса АЭС [60]. Уплотнение состоит из трех одинаковых ступеней
с парами трения гидродинамического типа.
Уплотнение предназначено для насосов, перекачивающих
воду с давлением до 150 кгс/см2 и температурой до 60° С. Его
устанавливают на валы насосов диаметром до 200 мм, вращаю-
щиеся со скоростью 1500 об/мин. В уплотнение через отверстие 1
подается затворная вода с давлением, несколько большим давле-
ния радиоактивной воды в контуре насоса. При нормальной работе
уплотнения каждая ступень воспринимает около одной трети
полного перепада давления. Давление между ступенями уплот-
нения распределяется при помощи капиллярных трубок 2
с расходом жидкости —200 л/ч, что в 100—200 раз больше
расхода утечки через уплотнение на диаметр вала 200 мм. На
охлаждение уплотнения дополнительно затрачивается от 3 до
5 м3/ч воды, так как температура воды в контуре насоса более
300° С.
Пары трения уплотнения состоят из углеграфитового вращаю-
щегося кольца 3 и неподвижного кольца 4, изготовленного из
2* 19
Рис. 14. Уплотнение с овальной поверхностью трения (конструкция
ВНИИГидромаша)
Рис. 16. Трехступеичатое уплотнение с дву-
мя гидростатическими и одной гидродина-
мической парами трения циркуляционного
насоса АЭС [во]
Рис. 15. Трехступенчатое уплотнение
с гидродинамическими парами трения
циркуляционного насоса АЭС [60]
Рис. 17. Уплотнение с металлическим
сильфоном для высокотемпературных сред
(конструкция ВНИИГидромаша)
карбида вольфрама, спеченного никелем. На неподвижных коль-
цах выполнены канавки, благодаря которым при трении в воде
возникает режим трения, близкий к жидкостному.
На рис. 16 показан другой вариант уплотнения вала цирку-
ляционного насоса АЭС, применяемого для тех же условий, что
и уплотнение на рис. 15 160]. Оно состоит из двух ступеней с гидро-
статическими парами трения и последней ступени — с гидроди-
намической парой.
Кроме того, имеется аварийное уплотнение 4. Два гидроста-
тических уплотнения воспринимают большую часть перепада
давления, оставляя перед гидро-
динамическим уплотнением 3
около 5 кгс/см2 давления воды.
Их пары трения, состоящие из
вращающихся 1 и неподвиж-
ных 2 колец, выполнены с гидро-
статическим уравновешиванием
трущихся поверхностей, что
обеспечивает достаточно боль-
шие зазоры в парах трения при
неподвижном и вращающемся
вале. Давление между этими
ступенями, в отличие от уплот-
нения на рис.15, распределяется
в результате дросселирования
течения в этих зазорах. Расход
утечки затворной воды опреде-
ляется сопротивлением гидро-
статических ступеней уплотне-
ния и составляет от 200 до
1000 л/ч.
Кольца гидростатических пар трения изготовляют из хромо-
никелевой стали с покрытием их уплотняющих поверхностей
окисью алюминия или окисью хрома толщиной в несколько деся-
тых долей миллиметра [60].
Кроме уплотнений высокого давления, к специальным относят
также уплотнения для высокой и низкой температуры. Характер-
ным для них является применение в качестве уплотнительного
и упругого элементов металлических сильфонов, которые по
сравнению с уплотнительными элементами из резины и фторо-
пласта-4, сохраняют свои свойства при низких (—200° С) и высо-
ких (+450° С) температурах.
Как правило, такие уплотнения работают при сравнительно
небольших давлениях и средних скоростях скольжения (груп-
пы I и II).
На рис. 17 показано уплотнение вала центробежного насоса,
перекачивающего среду с высокой температурой (уплотнение
разработано во ВНИИГидромаше).
21
Давление среды перед уплотнением не превышает 5 кгс/см2.
Частота вращения вала насоса 1500 об/мин. Неподвижный упру-
гий элемент уплотнения состоит из металлического штампован-
ного сильфона 1 и пружины 2. Неподвижное кольцо 3 пары тре-
ния установлено в обойме свободно, чтобы исключить большие
температурные деформации уплотнительных поверхностей.
На рис. 18 показано уплотнение фирмы Крейн Пекинг (Англия)
для насосов, перекачивающих как высокотемпературные (до
+650° С), так и низкотемпературные среды (до—210° С). К послед-
ним относятся различные сниженные газы (кислород, азот и др.).
Уплотнение имеет вращающийся упругий элемент — металли-
ческий сварной сильфон 1 с S-образными гофрами. Достаточно
высокая упругость сильфона (благодаря форме и материалу)
позволяет устанавливать его без пружины.
По сравнению с описанными выше, менее четко выраженную
по конструктивным особенностям группу составляют уплотне-
ния, которые характеризуются высокой скоростью скольжения
в парах трения (группа IV по V). К ним можно отнести уплот-
нения газовых турбин, турбокомпрессоров, высокоскоростных
генераторов. Уплотнения работают как на газообразных, так и на
жидких средах. При этом давление перед уплотнением может
быть достаточно высоким (группа III по р).
Таким образом, по параметру pV эти уплотнения относятся
к группам III и IV. Для снижения интенсивности выделения тепла
в таких уплотнениях их пары трения выполняются гидродинами-
ческого и гидростатического типов.
Уплотнения имеют компактную конструкцию с неподвижными
упругими элементами, снабженными жесткими (часто пластин-
чатыми) пружинами и легкими неподвижными кольцами пар
трения. Это исключает возможность резонанса и раскрытия стыка
пары трения при высоких скоростях вращения валов.
На рис. 19 показано уплотнение высокоскоростного генера-
тора (фирма Бургман, ФРГ). Оно работает на масле, охлаждаю-
щем генератор, с давлением 17,5 кгс/см2, температурой до 125° С
при частоте вращения вала до 11 500 об/мин.
Уплотнение имеет неподвижный упругий элемент и уплотни-
тельные резиновые кольца круглого сечения. Канавки на поверх-
ности трения пары (как и в уплотнении на рис. 15) обеспечивают
лучшую смазку и охлаждение.
Гидростатическое уплотнение для высоких скоростей скольже-
ния, показанное на рис. 20 (фирма Рато, Франция), предназна-
чено для валов турбокомпрессоров при давлении газа до
•~300 кгс/см2. Его устанавливают на валы диаметром от 50 до
200 мм, вращающиеся с частотой до 16 000 об/мин. Пара трения
уплотнения, состоящая из вращающегося кольца 1 и неподвиж-
ного 2 (см. рис. 20, а), выполнена с гидростатическим уравнове-
шиванием трущихся поверхностей. Это уравновешивание дости-
гается подачей насосом в зазор пары масла под давлением,, не-
22
Рис. 19. Уплотнение для валов
с высокими частотами враще-
ния
Рис. [18. Уплотнение с металлическим
сварным сильфоном для сред с высокой
и низкой температурами
Рис. 20. Гидростатическое уплотнение турбокомпрессора:
а — разрез; б — принципиальная схема
23
сколько превышающим давление газа. Принципиальная схема
циркуляции масла в уплотнении дана на рис. 20, б. Масло по
каналу 1 поступает через дроссельные отверстия 3 в средний ряд
Рис. 21. Разъемное торцовое уплотнение с
неподвижным сильфоном
поверхности, масло
трущиеся
заполненную газом, частично
камер 2. Охлаждая
частично протекает
наружу и отводится
Рис.^22. Уплотнение гребного вала

и смазывая
в полость,
через кольцевые канавки и каналы на слив.
Утечка масла в полость, за-
полненную газом, для уплотнений
среднего размера составляет около
1 л/ч, а утечка наружу—около
10 л/ч.
Для трущихся поверхностей
данного уплотнения применяют
различные твердые покрытия.
Оба описанных уплотнения
работают на масляной смазке,
что в значительной степени сни-
1 жает износ и облегчает охлажде-
ние поверхностей пары трения.
Существуют также уплотнения,
работающие на газовой смазке при
высоких скоростях скольжения и
температурах. К ним в первую
очередь следует отнести уплотне-
нияроторов газовых турбин. В этих
уплотнениях использовано гидро-
динамическое и гидростатическое
расклинивание поверхностей пары
трения. Для изготовления пар тре-
ния применяют специальные угле-
графиты и твердые сплавы.
В заключение остановимся на особой группе уплотнений
разъемного типа устанавливаемых в оборудовании, разборка
которого с целью демонтажа уплотнения с конца вала (для ремонта
или замены) затруднительна или практически невозможна. Это
крупные уплотнения (на диаметры валов >150 мм) насосов,
24
турбин, обратимых машин, уплотнения гребных валов различных
судов (танкеров, океанских лайнеров) и уплотнения различных
специальных машин.
Крупные уплотнения работают в основном на воде при низких
давлениях (исключение составляют уплотнения обратимых ма-
шин). Скорости скольжения в парах трения лежат в диапазоне
от низких до высоких (I—III группы). По параметру рV эти уплот-
нения можно отнести к группам I и II. .
На рис. 21 показано торцовое уплотнение для гребных валов
морских судов (фирма Крейн Пекинг, Англия).
Уплотнение применяют для работы на морской воде с давле-
нием до 2 кгс/см2, температурой от —20 до 80° С и устанавливают
на валы диаметром до 1500 мм, вращающиеся с частотой до
500 об/мин (при диаметре 400 мм). Упругий элемент уплотнения —
металлический сильфон 1, прижимающий неподвижное кольцо 2
к вращающемуся 3. Все основные детали уплотнения, в том числе
и сильфон, выполнены разъемными из трех частей.
Во время эксплуатации уплотнения, установленного на греб-
ной вал диаметром '—1000 мм (рис. 22), утечки морской воды через
него составили —20 л/ч. Уплотнение устойчиво работало при
вибрациях вала.
Глава II
ТЕОРИЯ И РАСЧЕТ ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
Если сравнить торцовые уплотнения с упорными подшипниками
скольжения, то между ними можно, установить большое сходство
как в кинематике, так и динамике рабочего процесса. Между тем
теория и расчет подшипников скольжения развиты к настоящему
времени настолько, что по объему, глубине и соответствию дей-
ствительности они превосходят теории и расчеты других узлов
машин. Этого пока нельзя сказать о теории и расчете торцовых
уплотнений.
Чем можно объяснить такое состояние этого вопроса? В пер-
вую очередь, трудностями исследования рабочего процесса тор-
цовых уплотнений, что связано с малой величиной зазоров в их
парах трения. Зазоры в торцовых уплотнениях на порядок меньше,
чем зазоры в подшипниках. Отсюда значительно большее, чем
у подшипников, влияние материалов и их обработки на работо-
способность пар трения торцовых уплотнений.
Вторым фактором, затрудняющим исследование торцовых
уплотнений, является огромное разнообразие сред, в большинстве
случаев не имеющих удовлетворительных смазывающих свойств.
Отсюда еще более возрастает значение материалов в парах тре-
ния. Сочетание малых зазоров с плохими смазывающими свой-
ствами сред при значительных скоростях скольжения и нагруз-
ках, зависящих от перепадов давления, действующих на уплот-
нения, весьма существенно повышает роль тепловых явлений
в их парах трения.
По этим же причинам затруднено и экспериментальное иссле-
дование уплотнений. Экспериментальные исследования торцовых
уплотнений отличаются противоречивостью данных, узостью обла-
сти исследований и недостаточным совершенством техники изме-
рений. В результате до настоящего времени нет единой точки
зрения относительно основных факторов и механизма рабочего
процесса торцовых уплотнений.
Все сказанное относится к большинству торцовых уплотнений
обычных конструкций. Однако с расчетом некоторых разновидно-
26
стей конструкций торцовых уплотнений дело обстоит более бла-
гополучно. К ним можно отнести уплотнения, работающие при
больших зазорах и, поэтому, по своему рабочему процессу более
близкие к подшипникам.
Все торцовые уплотнения по величине рабочих зазоров и усло-
виям смазки их пар трения можно разделить следующим образом
(указаны средние зазоры с шероховатостью поверхностей, соот-
ветствующей приблизительно V10): обыкновенные (зазоры 0,5—
2 мкм); гидродинамические (более 2 мкм); гидростатические
(более 5 мкм). В соответствии с величиной зазоров обыкновенные
торцовые уплотнения (их большинство) работают в режиме полу-
жидкостного трения, гидродинамические — в режиме частично
полужидкостного, переходящего в жидкостное трение, и гидро-
статические — в режиме жидкостного трения. Подшипники же
работают в основном в режиме жидкостного трения и небольшая
их часть — в режиме полужидкостного и граничного трения.
Разница объясняется просто: в уплотнениях чем меньше толщина
слоя жидкости, тем они герметичней и тем выгодней для эксплу-
атации; для подшипников — наоборот, чем больше толщина слоя,
тем они более долговечны.
Независимо от характера режима трения в уплотнении расчет
его пары трения, как и любого узла трения, проводится по следую-
щей схеме:
1. Определение силовых и гидродинамических характеристик
пары трения при неподвижном вале.
2. Определение силовых и гидродинамических характеристик
пары трения при вращающемся вале.
3. Определение сил трения и выделяющегося тепла в паре
трения.
4. Определение температуры в паре трения.
5. Корреляция температуры с силовыми факторами и трением
и, если необходимо, повторение расчета по пп. 2—4.
6. Оценка влияния взаимодействия элементов конструкции
уплотнения, силовых, температурных деформаций и неравномер-
ности распределения температуры пары трения на закономерно-
сти движения жидкости в ее зазоре.
Кроме расчета пары трения, являющейся основной частью
любого уплотнения, рассчитывают и другие конструктивные эле-
менты уплотнения.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СИЛОВЫХ И ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ
ХАРАКТЕРИСТИК ПАРЫ ТРЕНИЯ ПРИ НЕПОДВИЖНОМ ВАЛЕ
Обеспечение герметичности торцовым уплотнением в статике (при
неподвижном вале) является одним из требований, предъявляемых
к его работе. По сравнению с динамикой (при вращении вала)
условия работы в статике значительно более легкие, так как нет
трения, износа, выделения тепла в паре трения и не действуют
27
Рис. 23. Схемы
давления в паре
к расчету удельного
трения
дополнительные силы и моменты на элементы уплотнения. При рас-
смотрении зазора пары трения в статике можно обнаружить, что
часть выступов шероховатости поверхностей колец находится
в контакте, а остальное пространство заполнено жидкостью
рис. 23).
Таким образом, сила, прижимающая одну поверхность к дру-
гой, воспринимается выступами шероховатости и давлением жид-
кости, заполняющей зазор пары трения. С увеличением силы при-
жатия площадь контактов шероховатостей увеличивается, а сред-
ний зазор в паре трения умень-
шается. При этом герметичность
пары трения возрастает.
Если принять, что сопротивле-
ние течению слоя несжимаемой
изотермической жидкости в ра-
диальном направлении постоянно
и пренебречь изменением кривизны
уплотнительных поверхностей, то
получим линейное падение давле-
ния р по радиусу г (см.
рис. 23, а). Давление в зазоре
определяет величину гидростатиче-
ской силы. Сила же, воспринимае-
мая контактами шероховатостей,
деленная на номинальную площадь контакта, равна среднему
удельному давлению в паре руд (см. рис. 23, б). Обычно площадь
твердого контакта мала по сравнению с площадью, покрытой слоем
жидкости в паре трения торцового уплотнения, поэтому можно
принять, что жидкость располагается по всей площади контакта.
Значение руд важно знать, так как оно совместно со скоростью
скольжения определяет режим трения в уплотнении, а следова-
тельно, интенсивность износа, утечку и т. д.
На рис. 24, а показано внутреннее торцовое уплотнение с вра-
щающимся упругим элементом (справа — вращающееся кольцо
пары трения с приложенными к нему силами).
На вращающееся кольцо пары трения действует давление р,
сила пружины F, сила трения резинового кольца по валу Тг и
среднее удельное давление руд. Составляя уравнение равновесия
сил, получим
Руд
F-Tr^
^-Po(^ + D2Di+Di-3^
(1)
где d., Dlt D2 — диаметры вала и площади контакта.
Как видно из формулы (1), с увеличением гидравлической раз-
грузки, т. е. с уменьшением значения многочлена в скобках, руд
уменьшается. Цель гидравлической разгрузки уплотнения (точ-
28
нее, его пары трения) состоит в снижении удельных давлений
в паре трения и, следовательно, в повышении ее работоспособ-
ности.
Конструктивно гидравлическая разгрузка производится с по-
мощью ступенчатого вала (см. рис. 24, б), при котором Ох полу-
чается меньше d.
Формула (1) несколько изменится для внешних торцовых уплот-
нений, так как в этом случае давление не действует на вращаю-
Рис. 24. Схемы определения сил, действую-
щих в парах трения уплотнений с вра-
щающимся упругим элементом:
а — неразгруженная пара трения; б —
пара трения с гидравлической разгрузкой
Рис. 25. Схемы определения сил, действую*
щих в парах трения уплотнений с непо-
движным упругим элементом:
а — уплотнение с резиновым кольцом;
б — уплотнение с сильфоном
щееся кольцо со стороны, противоположной стыку пары трения,
а давление в зазоре уменьшается от внутреннего диаметра Ох
к внешнему D2. Для внешнего торцового уплотнения имеем
Руд
F - Тг------ PQ + D2D, + D\ - 3d2)
(2)
Гидравлическая разгрузка внешнего торцового уплотнения
производится таким же способом, как и внутреннего.
Формула (1) справедлива и для внешних уплотнений с непо-
движным упругим элементом (рис. 25, а), где за размер d нужно
принять диаметр неподвижной втулки.
29
Аналогично рассчитывают руд во внешнем торцовом уплотне-
нии с сильфоном (рис. 25, б):
Г Н—Ро [^2 + ^2^1 + -О? —
(3)
где F — сила упругости сильфона или сильфона с пружиной.
В отличие от формул (1) и (2), в формуле (3) отсутствует сила
трения Тг и в числитель входит полусумма квадратов диаметров
сильфона. Для гидравлической разгрузки пары трения изменяют
соотношение диаметров d1( d.2 и Dlt D2.
Для приближенной оценки величины гидравлической разгрузки
того или иного уплотнения часто используют так называемый ко-
эффициент гидравлической разгрузки k, равный отношению пло-
щади действия прижимающего давления к площади контакта.
Для внутренних торцовых уплотнений с вращающимся упругим
элементом (см. рис. 24) и внешних с неподвижным (см. рис. 25)
этот коэффициент
Для внешних торцовых уплотнений с вращающимся упругим
элементом и внутренних с неподвижным
D22-D? ’
(5)
В гидравлически неразгруженном уплотнении (см. рис. 24, а)
коэффициент k 1, в то время как в разгруженном уплотнении
(см. рис. 24, б) k 1. В торцовых уплотнениях различных кон-
струкций значения k изменяются от 0,5 до 1,2.
Линейный закон распределения давления в зазоре уплотнения
принимали ранее независимо от характера сопротивления течению
жидкости. Чтобы определить, насколько это предположение соот-
ветствует действительности, обратимся к экспериментам [151.
Было исследовано течение масла в плоской кольцевой щели с за-
зорами от 0,5 до 15 мкм при неподвижных стенках. Течение про-
исходило от центра к периферии. Установлено, что закономер-
ности течения жидкости в щели соответствуют вязкому ламинар
ному течению несжимаемой жидкости. При этом, несмотря на тща-
тельную очистку масла, входной участок щели постепенно засо-
рялся твердыми частицами (облитерация щели). Это явление вы-
ражалось в изменении эпюры распределения давления в радиаль-
ном направлении. Падение давления на начальном участке по-
степенно возрастало.
На рис. 26 показано изменение эпюр распределения давления
смазки при протекании масла через щель. С увеличением времени
нахождения уплотнения в статическом состоянии удельные дав-
30
перехода от динамиче-
Рис. 26. Зависимость рас-
пределения давления от вре-
мени протекания масла и
ширины уплотняющей по-
верхности в
утечки объясняется
величинах зазоров
их зарастания в зна-
интенсифицируется
ления в контакте возрастают, а утечка через пару трения умень-
шается.
Результаты этих экспериментов подтверждены на практике.
После остановки вала утечка через уплотнение сначала быстро,
а затем медленно уменьшается.
Сравнительно быстрое изменение утечки можно объяснить
изменением величины зазора в результате
ского состояния уплотнения к статиче-
скому и выдавливания части жидкости
из зазора. Последующее достаточно мед-
ленное уменьшение
облитерацией щели.
При малых
(—0,1 мкм) явление
чительной степени
влиянием молекулярных сил взаимного
притяжения между стенками и прилегаю-
щими слоями жидкости.
Основываясь на результатах экспери-
ментов и принимая, что в начальный пе-
риод после остановки эпюра распределе-
ния давления в зазоре уплотнения близка
к линейной, для приближенной оценки
величины утечки жидкости через пару
трения уплотнения можно воспользоваться
формулой объемного расхода вязкой жидкости через щель с па-
раллельными стенками
= Tih3D1Po
1 6p(D2-D1)’
где h — осредненный зазор щели.
Вопрос о величине зазора h, которую нужно подставлять в фор-
мулу (6), наиболее труден. Возможны два пути его исследования.
Первый, чисто экспериментальный основан на испытаниях ще-
лей с различной величиной и формой шероховатости для опреде-
ления коэффициентов сопротивления течению жидкостей. Далее,
по аналогии с теорией фильтрации жидкостей и газов через по-
ристую среду, могут быть использованы уравнения этой теории.
Второй путь исследований — экспериментально-теоретический,
заключается в экспериментальном исследовании шероховатости
поверхностей, построении их математических моделей и, на ос-
нове статистической теории и теории контактирования поверх-
ностей, использовании этих данных для определения величины
утечек жидкостей. Теория контактирования получила значитель-
ное развитие в трудах советских ученых [19]. Используя ее, можно
подсчитать среднестатистический объем, площадь и зазор в кон-
такте пары трения. При этом следует исключить площадь, заня-
тую граничными слоями жидкости, свойства которых отличаются
от объемных свойств жидкости. Далее, по аналогии с
31
(6)
расчетом подшипников скольжения в работе [42], могут быть
использованы уравнения движения вязкой жидкости, в ко-
торые вводятся статистические характеристики величины зазора.
Если при этом пренебречь локальными изменениями давления и
считать, что в среднем по площади щели давление распределено
как в щели с равномерным зазором, то формула для расчета утеч-
ки q будет аналогична формуле (6), где h — некоторый статисти-
чески осредненный зазор. Этот путь исследований представляется
нам наиболее перспективным.
В заключение коротко остановимся на некоторых особенностях
течения газа в неподвижных уплотнительных щелях.
В отличие от несжимаемой жидкости распределение давления
газа даже в идеализированном случае — в щели с параллельными
стенками — является нелинейным. Состояние газа в щели можно
принять изотермическим, что при малых зазорах и скоростях
течения, значительно меньших скорости звука, достаточно близко
к действительности [41].
Известно также, что коэффициент динамической вязкости га-
зов сравнительно мало зависит от давления. Тогда для распреде-
ления давления вязкого газа при плоском изотермическом течении
в щели с параллельными стенками получим
где г — текущая радиальная координата; р2, р — абсолютные
давления газа соответственно на входе в щель, выходе и в произ-
вольном ее сечении.
Эпюра распределения давления имеет параболическую выпук-
лую форму и не зависит от величины зазора в пределах справед-
ливости принятых допущений.
Если воспользоваться этой формулой, то отношение разности
гидростатической силы, действующей в зазоре пары трения
при течении газа, и гидростатической еилы при течении жидкости
(принимая линейную зависимость для распределения давления
в этом случае) к гидростатической силе жидкости будет
1 — Р1/Р2 (8)
3(1+Р1/р2)'
При рг/р2 —> О, С —» -3-» т. е. максимальное превышение ги-
дростатической силы давления газа над силой давления жидкости
составляет около 33%. Выражение (8) получено для уплотнений,
в которых давление падает от О2 и Значения С Для случая
падения давления от D± к D2 мало отличаются от рассчитанных
по формуле (8).
Весовой расход газа через щель с параллельными стенками
при изотермическом течении выразится зависимостью
Чг— QPT(1(D2-D1)-
32
В отличие от расхода, определяемого по выражению (6) для
жидкости, весовой расход газа пропорционален разности квадра-
тов давлений. Все сказанное относительно величины зазора h
для течения жидкости можно отнести и к течению газа.
Следует отметить существенную разницу в течениях газа и
жидкости при очень малых зазорах и сравнительно больших
зазорах и перепадах давления. В первом случае, когда зазоры ста-
новятся соизмеримыми с величиной молекул газа, его уже нельзя
рассматривать как сплошную среду. В этих случаях понятия ла-
минарного, турбулентного течений и соответствующие уравнения
неприменимы к закономерностям течения газа, которые могут быть
определены с позиций кинетической теории газов.
При сравнительно больших зазорах и перепадах давления ско-
рости течения газа становятся значительными и может наступить
переход дозвукового течения к сверхзвуковому, ламинарного —
к турбулентному. Оба эти перехода, как показали, например, экс-
перименты с уплотнениями газовых турбин [76], вызывают осевые
вибрации контактирующих поверхностей.
Другая отличительная особенность течения жидкостей по
сравнению с течением газов состоит в проявлении действия сил
поверхностного натяжения (капиллярных сил); в случае течения
газов эти силы отсутствуют. По-видимому, влияние этих сил на
распределение давления в зазоре уплотнения мало. Таково мне-
ние большинства исследователей.
Однако на заполнение зазора пары трения, который является
плоским капилляром, силы поверхностного натяжения влияют
значительно. Здесь следует отметить существенную разницу между
жидкостями, смачивающими твердые стенки (керосин, масла) и
несмачивающими (например, ртуть).
Рассматривая процессы, происходящие в уплотнении после
остановки вала, можно отметить, что как в случае смачивающих,
так и несмачивающих жидкостей давление и гидростатическая
сила, действующая в зазоре пары трения, со временем умень-
шаются. При достаточно длительном пребывании торцового уплот-
нения в неподвижном состоянии давление жидкости в его зазоре
становится равным нулю, а удельное давление в паре трения возра-
стает до максимальной величины. Отсюда при пусках торцовых
уплотнений в работу возникают большие (сравнительно с уста-
новившимся режимом работы) моменты трения, вызванные сухим
или полусухим трением в парах трения уплотнений.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СИЛОВЫХ И ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ
ХАРАКТЕРИСТИК ПАРЫ ТРЕНИЯ ПРИ ВРАЩАЮЩЕМСЯ ВАЛЕ
Определение гидродинамических и силовых характеристик пары
трения торцового уплотнения в динамике (при вращении вала)
является значительно более сложным, чем определение ее стати-
ческих характеристик. И здесь имеет место следующий парадокс:
3 А. И. Голубев 33
наиболее простые по конструкции пары трения обыкновенных тор-
цовых уплотнений представляют наибольшие трудности как для
теоретического, так и экспериментального исследований.
Немного менее трудными объектами исследования являются
пары трения гидродинамических уплотнений.
Более простую задачу для теории и эксперимента представляет
исследование жидкостного трения гидростатических уплотнений,
в зазоры которых через специальные отверстия и каналы подается
рабочая или другая жидкость.
Причина описанного парадокса заключается, как отмечалось
ранее, в различной величине зазоров обыкновенных, гидродинами-
ческих и гидростатических пар трения.
Аналогичное явление наблюдается у подшипников скольжения:
практически нет теории подшипников, работающих в режиме полу-
жидкостного трения; достаточно хорошо развита теория подшип-
ников на гидродинамической смазке; теория подшипников на гидро-
статической смазке отличается наибольшей простотой и соответ-
ствием эксперименту.
ОБЫКНОВЕННЫЕ ПАРЫ ТРЕНИЯ
Единой точки зрения относительно закономерностей трения в за-
зорах обыкновенных торцовых уплотнений нет, а эксперименталь-
ные данные по этому вопросу немногочисленны и противоречивы.
Основным в исследовании рабочего процесса торцовых уплот-
нений (аналогично подшипникам скольжения) является определе-
ние зависимости толщины слоя жидкости (или зазора) в паре тре-
ния от действующих на нее сил. Остановимся кратко на эксперимен-
тальных и теоретических исследованиях в этой области. Доста-
точно полный обзор зарубежных работ по данному вопросу содер-
жится в работе [65].
Обобщая результаты отечественных и зарубежных исследова-
ний, можно прийти к следующему выводу: в зазоре пары трения
торцового уплотнения имеется слой жидкости, почти полностью
разделяющий трущиеся поверхности и способный выдерживать
сжимающие нагрузки. Одновременно с этим всегда имеет место
износ трущихся поверхностей; как правило, он происходит с не-
большой интенсивностью и определяется контактами шерохова-
тостей поверхностей и попаданием твердых частиц в зазор пары.
Отсюда следует, что трение в большинстве торцовых уплотнений,
работающих на жидкостях, является полужидкостным. Поэтому
в рабочем процессе пар трения играют существенную роль следую-
щие факторы:
а) гидродинамические и связанные с ними (давление, скорость
скольжения, вязкость и другие свойства жидкости, форма и обра-
ботка рабочих поверхностей);
б) материалы пары трения (твердость, антизадирные свойства,
прирабатываемость, коррозионная стойкость и др.);
34
Рис. 27. Зависимость утечки q и коэф-
фициента трения f уплотнения от пе-
репада давления (пара трения сталь —
угле графит, пропитанный металлом;
среда—масло, k = 0, 8; v = 5 м/с)
[60]
в) тепловые явления, связанные с трением пары (температура
жидкости, критическая температура, теплопроводность материалов
пары, условия отвода тепла, температурные деформации поверх-
ностей и др.).
Остановимся на результатах некоторых экспериментальных
исследований трения в зазорах обыкновенных уплотнений.
При испытаниях уплотнений в зазорах пар трения обнаружен
слой жидкости (масло, керосин), причем воспринимаемая им на-
грузка обратно пропорциональна 3—6-й степени толщины слоя
[44 ]. При данной толщине слоя нагрузка возрастала с увеличением
скорости скольжения и вязкости жидкости. Существование слоя
жидкости с гидродинамическими
свойствами установлено экспе-
риментально также в работах [27,
55] и др.
Непосредственное, визуальное
изучение слоя жидкости (масла)
в парах трения при малых пере-
падах давления через прозрачную
стенку одного из колец показало,
что в слое наблюдаются кавита-
ционные разрывы, сходные с раз-
рывами в расширяющихся частях
зазоров подшипников скольжения.
Большое число эксперимен-
тальных зависимостей коэффи-
циента трения в торцовых уплотнениях от приложенной к их парам
трения нагрузки приведено в работе [60]. Эти кривые имеют
падающую форму, что свидетельствует о полужидкостном харак-
тере трения (рис. 27).
Аналогичные зависимости для коэффициента трения получены
в работах [19, 27] и др.
Более общие данные, полученные в результате варьирования
материалов, сред, скоростей скольжения и давлений торцовых
уплотнений приведены в работах [54 и 72]. Оба автора предста-
вили зависимости коэффициентов трения от рабочего параметра
уплотнений G — \iVblW, сходного с числом Зоммерфельда для
подшипников. Это позволило определить области различных ре-
жимов работы пар трения уплотнений. Так, график на рис. 28
показывает, что при малых нагрузках, больших скоростях и вяз-
костях жидкостей торцовые уплотнения работают в режиме жид-
костного трения [54].
Следует отметить наблюдающуюся в экспериментах с узлами
уплотнений закономерность: коэффициент трения резко падает при
пусках в работу уплотнений (приблизительно в 2 раза) и, наоборот,
повышается при остановке вала.
Это явление можно объяснить возникновением и исчезновением
(выдавливанием) слоя жидкости в паре трения.
3* 35
Форма трущихся поверхностей влияет весьма существенно на
характер трения и величину утечки через уплотнение. Обычно
норма отклонений от плоскостности составляет от 0,3 до 0,9 мкм.
Однако в процессе работы или в результате плохой доводки могут
возникать большие значения отклонений. Если отклонения имеют
Рис. 28. Зависимость коэффициента трения f от рабочего
параметра G пары трения торцового уплотнения [54]:
1 — вода; 2 — веретенное масло; 3 — машинное масло
Рис. 29. Зависимость давления от
размера зерна алмазной пасты при
доводке поверхностей колец из ста-
ли 9X18 с HRC 51—53 (экспери-
ментальные точки получены для
алмазных паст АП-1, АП-3, АП-7,
АП-Ю, АП-14, АП-20, АП-40)
характер волнистости, то утечка через зазор уплотнений возра-
стает, а коэффициент трения падает (режим трения сдвигается
в область жидкостного трения) [54, 62].
Кроме макронеровностей поверхностей, на характер трения
в зазоре уплотнения влияют их микронеровности (шероховатости).
Подтверждением этого служит сле-
дующий эксперимент, проведенный
во ВНИИГидромаше.
Плоские поверхности металличе-
ских колец пар трения торцовых
уплотнений доводили алмазными па-
стами с размером частиц от 1 до
40 мкм. В соответствии с этим уве-
личивалась шероховатость поверх-
ностей колец. Затем пары трения
металл—углеграфит испытывали по-
сле приработки на воде в уплотне-
ниях (в идентичных условиях) при
постепенном повышении давления и,
следовательно, нагрузки на пары
трения (коэффициент разгрузки уп-
лотнений k = 1).
Во время испытаний измеряли момент трения уплотнений и
отмечали начало перегрева и задира поверхностей. Установлено,
что существует оптимальная шероховатость поверхностей, при
которой слой жидкости в паре трения выдерживает максимальную
сжимающую нагрузку (рис. 29).
На рис. 30 показаны участки рабочей поверхности колец вблизи
границы, разделяющей поверхности, подвергавшиеся и не под-
вергавшиеся трению после приработки в уплотнении. Из рисунка
36

видно, что при малой начальной шероховатости поверхность сгла-
живается в результате трения, зазор в паре уменьшается и ухуд-
шаются условия смазки поверхностей жидкостью. Наоборот, при
грубой обработке поверхностей наблюдается микрорезание и пере-
нос более мягкого углеграфита на металлическую поверхность;
приработки поверхностей не происходит.
В работах [39 и 55] также показано существенное влия-
ние микрорельефа трущихся поверхностей на работу пары
трения.
Влиянием изменений микрорельефа трущихся поверхностей
можно объяснить наблюдаемые нередко при длительных испыта-
ниях уплотнений нарушения их работы. В результате износа пары
трения с течением времени шероховатости сглаживаются, зазор
в паре трения уменьшается, происходит перегрев и образуются
задиры и термотрещины на трущихся поверхностях.
Рассмотрим некоторые экспериментальные данные о влиянии
материалов трущихся поверхностей на работу пары трения.
Выбор материалов (подробнее об этом см. стр. 111) имеет решаю-
щее значение.
Например, пара трения бронза—сталь, удовлетворительно ра-
ботающая на маслах, малопригодна для работы на воде. При этом
происходит перенос бронзы на сталь, наблюдается большой износ
и тепловыделение, что в конечном счете приводит к чрезмерной
утечке и выходу из строя уплотнения.
Создание различных синтетических материалов на основе угля
и графита способствовало широкому внедрению торцовых уплот-
нений. Дальнейшее повышение требований и усложнение условий
работы уплотнений привело к разработке специальных металло-
керамических и керамических материалов, пластмасс и углегра-
фитов. Так, например, использование материала на основе кар-
бида вольфрама позволило по сравнению с наплавкой стеллитом
в аналогичных условиях значительно повысить рабочие пара-
метры уплотнений. Это подтверждено опытом, проведенным во
ВНИИЙГ идромаше.
Два уплотнения с коэффициентом разгрузки k = 1 испыты-
вали одновременно при п = 3000 об/мин на воде. В одном из них
было установлено вращающееся кольцо с наплавкой стеллита,
в другом — из карбида вольфрама. Неподвижные кольца были
изготовлены из углеграфита 2П-1000, пропитанного фенолформаль-
дегидной смолой. Давление при испытании постепенно повышали.
При давлении около 20 кгс/см2 из уплотнения с вращающимся
кольцом, выполненным с наплавкой стеллита, начал выделяться
пар. Уплотнение с кольцом из карбида вольфрама продолжало
нормально работать и при более высоком давлении.
При разборке на рабочей поверхности кольца с наплавкой стел-
литом были обнаружены следы перегрева и трещины, а на поверх-
ности кольца из карбида вольфрама никаких следов трения обна-
ружено не было.
38
Во ВНИИГидромаше применена также другая пара трения:
силицированный графит (ПГ-50С) по силицированному графиту
(ПГ-50С). Это позволило по сравнению с парой трения углеграфит
2П-1000, пропитанный фенолформальдегидной смолой, по стали
9X18 (HRC 50—55) повысить удельные нагрузки при работе на
воде с 5—7 до 20 кгс/см2 и более.
Коррозия материалов пар трения, возникающая особенно часто
при работе на агрессивных жидкостях (кислоты, щелочи, растворы
Рис. 31. Рабочая поверхность кольца из бериллиевой бронзы (16-^)
солей), приводит к увеличению шероховатости трущихся поверх-
ностей, повышению интенсивности их износа и увеличению утечки
рабочих жидкостей. На рис. 31 показана часть сильно прокорро-
дировавшей рабочей поверхности вращающегося кольца из бе-
риллиевой бронзы, испытанного в паре с кольцом из углеграфита
на морской воде. Кольца с наплавкой стеллита В-2К в тех же усло-
виях никаких следов коррозии не имели и работали устойчиво.
Следует отметить, что тепловые процессы в парах трения тор-
цовых уплотнений в целом протекают значительно интенсивнее,
чем в подшипниках скольжения. Это объясняется меньшими за-
зорами уплотнений при тех же, что и у подшипников, скоростях
скольжения. Отсюда напряжения сдвига и интенсивность выде-
ления тепла в уплотнениях больше, а условия отвода тепла хуже,
чем у подшипников, так как тепло отводится в основном через
39
стенки колец пары трения благодаря их теплопроводности. На
поверхностях трения уплотнений возможны температуры, значи-
тельно более высокие, чем температура уплотняемой жидкости,
поэтому температура кипения жидкости является одним из важных
параметров, определяющих условия работы пары трения.
При вскипании жидкости в зазоре уплотнения наблюдается
вибрация трущихся поверхностей, сопровождающаяся соударе-
нием (характерный шум) и быстрым разрушением. Вибрация вы-
Рис. 32. График областей устой-
чивой работы уплотнения на
воде с парой трения стеллит —
углеграфит (сплошные линии)
и карбид вольфрама, нанесен-
ный на медь (штриховая линия)
[58]; штрих-пунктирная ли-
ния — кривая температуры ки-
пения воды
звана периодичностью процесса запол-
нения зазора и вскипания слоя.
Применяя материалы трущихся по-
верхностей большей теплопроводности,
можно снизить температуру в зазоре и со-
здать условия нормальной работы уплот-
нения. Это подтверждено, например,
в работе [58]. Заменой пары трения
стеллит — углеграфит на пару карбид
вольфрама, нанесенный на медь, — угле-
графит, имеющую большую теплопро-
водность, удалось значительно расши-
рить область устойчивой работы уплот-
нения (рис. 32).
Интересны также эксперименты,
в которых через прозрачное кольцо
пары трения наблюдали слой воды в ее
зазоре [67]. Вода из зазора испарялась
очень интенсивно, хотя видимой утечки
через уплотнение не было. При этом жид-
кость лишь частично заполняла зазор.
При кипении жидкости в зазоре уплотнения, когда темпера-
тура воды превысила 100° С, а температура спирта — 78° С, воз-
никла осевая вибрация пары трения и шум, воспринимавшийся
микрофоном. С повышением давления жидкости граница зоны па-
рообразования сместилась к выходу из зазора пары.
Обратимся теперь к существующим теориям рабочего процесса
торцового уплотнения.
Большинство теорий базируется на гидродинамических теориях
возникновения силы в контакте пары трения работающего уплот-
нения. Часть этих теорий рассматривает отдельные шероховатости
как микроподшипники жидкостного трения [39, 55]. При этом
обычно предполагают, что в расширяющихся частях зазоров жид-
кость кавитирует и давление равно давлению ее паров. Согласно
этим теориям, гидродинамическая сила, как и в подшипниках
скольжения, обратно пропорциональна квадрату зазора, что не
соответствует более сильной зависимости в упоминавшихся выше
экспериментах. Кроме того, они не объясняют возникновение силы
в зазорах уплотнений, где кавитация подавлена высоким давле-
нием жидкости перед уплотнением или повышенным давлением
40
жидкости как перед уплотнением, так и за ним (например, в тор-
цовых уплотнениях, разделяющих две жидкости).
Теория несимметричной деформации выступов шероховатостей
под действием гидродинамического давления жидкости хотя и не
использует условия кавитации жидкости в зазоре, но дает значи-
тельно меньшие значения сил по сравнению с экспериментальными.
В теориях, основывающихся на макрорельефе трущихся по-
верхностей, использованы закономерности работы подшипников
на гидродинамической смазке [24, 53]. При этом предполагают, что
одна из поверхностей пары трения волнистая и в расширяющихся
частях зазора непрерывный слой жидкости отсутствует (вследствие
кавитации). Эти теории основаны на визуальных наблюдениях
слоя жидкости через прозрачные стенки и на измерениях колеба-
ний давления в данной точке слоя [6]. Если исходить из этих тео-
рий, то также не удается объяснить рабочий процесс уплотнений
высокого давления и уплотнений, разделяющих среды. Кроме
того, волнистость поверхностей должна приводить к неравномер-
ности их износа, однако на практике этого не наблюдается. Не-
которая волнистость в парах трения торцовых уплотнений может,
по-видимому, играть роль в уплотнениях, работающих при сравни-
тельно малых перепадах давления, с парами трения из твердых,
износостойких материалов.
Таким образом, еще слишком мало экспериментальных данных,
чтобы отдать предпочтение той или иной теории рабочего процесса
торцового уплотнения. В зависимости от материалов пары трения,
конструкции уплотнения и условий его работы рабочий процесс
уплотнения может быть различным.
Рассмотрим один из возможных подходов к теоретической
оценке закономерностей в паре трения, учитывающий совместное
влияние как гидродинамических, так и температурных факторов
[71.
Основанием для такого подхода послужили опыты с гидродина-
мическими торцовыми уплотнениями [60] и исследования упорных
подшипников с плоской рабочей поверхностью и радиальными ка-
навками для подвода смазки [49].
Теория термогидродинамического расклинивания
пары трения
Считаем, что поверхности пары трения полностью разделены тон-
ким непрерывным слоем жидкости (толщиной от десятых долей
до единиц микрона). Одну из поверхностей предполагаем гладкой
(например, из мягкого прирабатывающегося материала — угле-
графита), а другую — шероховатой (из металла, твердого сплава,
керамики) с царапинами и углублениями, образованными обра-
боткой (доводкой) поверхности и обусловленными структурой
самого материала. Можно предположить также, что обе трущиеся
поверхности шероховатые (и обе являются твердыми). Для даль-
41
Рис. 33. Схемы к расчету термогидродинами-
ческого расклинивания пары треиия
нейших выводов это не имеет принципиального значения. Схемы
зазоров пары трения показаны на рис. 33.
Под действием перепада давления в радиальных направлениях
жидкость протекает по зазору пары трения, причем более интен-
сивно в тех местах, где имеются углубления на поверхности (см.
рис. 33, а). По мере протека-
ния жидкость увлекается в
тангенциальном направлении
движущейся с окружной ско-
ростью V стенкой. Жидкость
в результате трения нагре-
вается, нагревая стенку непо-
движного (верхнего на рис.
33) кольца. Температура стен-
ки повышается периодически
в направлении движения
жидкости от одного углубле-
ния к другому (см. рис. 33, б).
Благодаря неравномерности
нагрева участки стенки между
отдельными углублениями —
каналами расширяются не-
одинаково, образуя сужаю-
щиеся зазоры. При этом воз-
никает гидродинамическая
сила, действующая на стенки
(см. рис. 33, в).
Для оценки величины описанного термогидродинамического
эффекта использованы приближенные дифференциальные урав-
нения.
Рассмотрена плоская задача, поскольку величина зазора мала
по сравнению с радиальной протяженностью углублений на тру-
щейся поверхности:
fi(ft)
dp = д2их . dx О' ду2 ’ (Ю)
dvx . дуу _ дх ду ~ и’ (И)
„ дТ Л д2Т , р ( dvx у . (12)
х дх ср ду2 । cpJ \ ду J ’
р, = р, (Г); (13)
д2Т д2Т _ п. дх2 ду2 ’ (14)
= — aL J t Т (х + бх, у) — Т (х, у) ] dy, (15)
h = h (х). (16)
42
Граничные условия определяли следующим образом:
х = 0, х = L : р = рн; Т = Т„;
дТ
y = 0;vx = V; = 0;
х ’ ду
y = h:vx = 0;
h
-\Т1>
Т = Т„=°—^; (17)
у = I : Т = 0.
Уравнения (10) и (11) являются приближенными уравнениями
движения и неразрывности двухразмерного слоя вязкой несжимае-
мой жидкости. Уравнение (12) — это приближенное уравнение
притока тепла в слое. В нем сохранены наибольшие члены, отно-
сящиеся к конвективному переносу тепла, отводу тепла в резуль-
тате теплопроводности и выделению тепла вследствие гидродина-
мического трения. Уравнение (13) — уравнение зависимости вяз-
кости жидкости от температуры.
По уравнению (14) определяем распределение температуры
в стенке неподвижного кольца, а по уравнению (15) — прибли-
женное изменение зазора в результате температурных деформаций
кольца (влиянием напряжений в кольце пренебрегаем). Полу-
чающийся при этом зазор определяется по уравнению (16).
Таким образом, пространственная задача о движении вязкой
жидкости в зазоре между трущимися поверхностями двух колец,
о распределении температуры в кольцах и их термической дефор-
мации приближенно сведена к плоской задаче, решение которой
значительно упрощено. В этом случае пренебрегаем влиянием
радиальных составляющих скорости на гидродинамическое дав-
ление, действием сил инерции, влиянием кривизны колец, тепло-
передачей через боковые поверхности. Физические характери-
стики материалов колец и жидкости, за исключением ее вязкости,
принимаем постоянными. Кроме того, при назначении граничных
условий считаем, что рн, Т,л v. L для всех каналов одинаковы (в дей-
ствительности эти величины имеют статистический характер).
Не учитываем влияние шероховатостей вращающегося кольца,
отвод тепла через вращающееся кольцо и его деформации. Прин-
ципиального значения для решения данной задачи это не имеет,
но их учет намного усложнил бы решение.
Температуру поверхности неподвижного кольца принимаем
равной осредненной по толщине температуре слоя (17), поскольку
толщина слоя жидкости весьма мала. Температура наружной по-
верхности неподвижного кольца без нарушения общности резуль-
татов принята равной нулю. Решение задачи подробно изложено
в работе [7]. Интегрирование системы уравнений (10)—(16) про-
43
(18)
(19)
(20)
(21)
(22)
ведено методом последовательных решений. Первоначально при-
нимали, что трущиеся поверхности плоские, параллельные и опре-
деляли распределение температуры в слое жидкости. Затем по
этой температуре определяли температурные деформации поверх-
ностей и новую форму зазора между ними. В соответствии с этой
формой подсчитывали распределение давления и силу трения в слое.
Расчеты показали, что участки поверхности между соседними
углублениями имеют форму, близкую к плоской, и наклонены
к поверхности вращающегося кольца под малым углом. Исходя из
этого, были получены следующие приближенные зависимости для
гидродинамических характеристик пары трения:
,у/ _ 2 .
W ~~ 5 ' Jcp/i5
п 2 aLZ4cpV2 .
5тс ‘ Jcp№
М = — PcPfe(XcP^ •
2 h ’
т = ц
f^cp h ’
f т 5 я. Jcp№
Рур, 2 ад£3р.ср1/
Относительно величины утечки через пару трения справедливо
все изложенное при рассмотрении утечки через неподвижную пару.
Для ее подсчета можно воспользоваться формулой (6), если под-
ставить некоторое среднее значение коэффициента вязкости жидко-
сти и величину зазора, осредненную с учетом его неравномерности
и термогидродинамического расклинивания трущихся поверх-
ностей.
Описанную теорию следует рассматривать как одну из попыток
объяснения гидродинамической силы, возникающей при трении
в зазоре уплотнения. Для подтверждения тех или иных положений
данной теории необходимо проведение весьма тонких и многочис-
ленных экспериментов. Их данные должны обрабатываться ста-
тистическими методами, поскольку все параметры, связанные
с профилем трущихся поверхностей, подчиняются статистическим
закономерностям.
Статистические методы использованы в работе [55], где для
определения гидродинамической силы в зазоре торцового уплот-
нения была применена модель ступенчатого подпятника к микро-
шероховатостям углеграфитового кольца. При этом было пока-
зано, что закон статистического распределения размеров высту-
пов и впадин шероховатостей поверхности углеграфитового кольца
можно приближенно считать логарифмическим.
44
В результате теоретической оценки величины гидродинамиче-
ской силы, силы трения и утечки в зазоре уплотнения с исполь-
зованием средних значений размеров шероховатостей и статисти-
ческих закономерностей сделан вывод: гидродинамическая сила,
определенная по средним значениям, на порядок меньше силы,
определенной статистически.
Оба способа расчета дают близкие значения для силы трения
и величины утечки. Это становится понятным, если учесть более
сильную зависимость гидродинамической силы от величины за-
зора (18).
Аналогичные статистические зависимости могут быть исполь-
зованы и в теории термогидродинамического расклинивания пары
трения.
Рис. 34. Экспериментальные (сплошные линии) и теоретические (штриховые линии)
зависимости величины зазора от удельного давления и скорости скольжения:
а — масло Теллус 27; б — керосин
Ограниченный объем экспериментальных данных позволяет
провести пока лишь качественное сравнение формулы (19) с экс-
периментальными зависимостями величины зазора от удельного
давления, вязкости и скорости скольжения в паре трения, приве-
денными в работе [44] (рис. 34).
Теоретические кривые (штриховые линии) имеют одинаковый
наклон с показателем степени Наилучшее совпадение по пока-
зателю степени получено для кривой, снятой на масле Теллус 27
при частоте вращения вала 550 об/мин (рис. 34, а). Теоретическая
кривая была совмещена с этой кривой, а остальные теоретические
кривые на рис. 34, а были получены пересчетом по оборотам и
вязкости в степени 2/5. Теоретическая кривая для керосина (см.
рис. 34, б) при 3000 об/мин вала была получена пересчетом по
вязкости кривой для масла при 3000 об/мин. Остальные кривые
на рис. 34, б построены пересчетом по оборотам с учетом измене-
ния вязкости керосина.
Представляет также интерес количественная оценка величины
зазора по формуле (19) для условий данных экспериментов. Для
этого необходимо знать размеры шероховатостей поверхности.
Ввиду отсутствия таких данных для металлического кольца ус-
ловно принимаем L =-- 1 мм. Тогда, используя данные работы [44],
для масла Теллус 27 при 3000 об/мин вала и руд = 104 кгс/м2
45
получим: по формуле (19) h = 1,4 мкм, из эксперимента h —
= 2 мкм.
Аналогично для керосина при 3000 об/мин вала и ру„ =
= 104 кгс/м3: по формуле (19) h = 1,5 мкм, из эксперимента п =
= 1,35 мкм.
Следует отметить, что экспериментальный момент трения уплот-
нения изменяется приблизительно обратно пропорционально ве-
личине зазора, что согласуется с формулой (20).
Экспериментальный расход утечки через уплотнение прибли-
зительно обратно пропорционален кубу зазора, что подтверждает
гидродинамический характер течения и согласуется с формулой (6).
Термогидродинамическим эффектом можно объяснить и высо-
кую несущую способность поверхностей с небольшими (диаметр
0,3 мм, высота 3,3 мкм) чередующимися цилиндрическими высту-
пами [39]. Экспериментальная зависимость величины зазора от
удельной нагрузки близка к рассчитанной по формуле (19), а
рассчитанная по формуле (19) удельная нагрузка имеет тот же
порядок величины, что и полученная экспериментально.
При работе обыкновенных пар трения на газах в отличие от
их работы на жидкостях, существенного гидродинамического
эффекта не возникает. Это объясняется низким динамическим
коэффициентом вязкости газов из-за их малой плотности по сравне-
нию с жидкостями, а также практически полным отсутствием
смазывающих свойств у газов. Отсюда трение уплотнений на газах
носит характер сухого трения и соответственно интенсивность
износа пар трения и величина коэффициента трения в несколько
раз (и даже на порядок) больше, чем у пар трения, работающих на
жидкостях.
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ПАРЫ ТРЕНИЯ
Пары трения, у которых благодаря специальной форме трущихся
поверхностей создаются условия жидкостного трения, называют
гидродинамическими. Величина зазоров в таких парах ориенти-
ровочно равна 2—20 мкм (в некоторых случаях до 50 мкм). Уплот-
нения с гидродинамическими парами трения принято называть
гидродинамическими торцовыми уплотнениями. Следует отметить
большое сходство в конструкции, рабочем процессе и соответ-
ственно методике расчета между гидродинамическими торцовыми
уплотнениями и упорными подшипниками, работающими в усло-
виях жидкостного трения.
Пары трения с волнистой поверхностью
В обыкновенных парах трения условия жидкостного трения иногда
возникают в результате большой волнистости трущихся поверх-
ностей из-за недостаточной точности их доводки, а также силовых
или температурных деформаций. Следствиями этого являются
46

z
Рис. 35. Пара треиия с волнистой по-
верхностью
сравнительно большая гидродинамическая сила в зазоре пары
трения, увеличение толщины слоя жидкости и повышенная утечка
через зазор.
Для обыкновенных торцовых уплотнений это, как правило, не-
желательно. Однако при достаточно высоких параметрах работы
уплотнения, волнистость может быть использована для снижения
износа пары и уменьшения интенсивности трения и выделения
тепла. С увеличением волнистости
рабочих поверхностей пусковой
момент трения также снижается
[54]. Некоторые исследователи
поэтому предлагают создавать
искусственную волнистость тру-
щихся поверхностей уплотнений
[53].
Для оценки гидродинамиче-
ского эффекта в парах трения
с волнистыми поверхностями мож-
но воспользоваться теорией корот-
кого подшипника [8], используя
то обстоятельство, что отношение
радиальной ширины поверхности
трения уплотнения к ее среднему
радиусу всегда значительно меньше единицы (~0,1—0,2).
На рис. 35 показаны два кольца, образующие пару трения.
Одно из них имеет плоскую, а другое — волнистую поверхность.
Рассмотрение задачи в случае, когда оба кольца имеют волнистую
поверхность, представляется сложным из-за неустановившегося те-
чения жидкости в зазоре и неопределенности граничных условий.
Используем уравнения движения вязкой несжимаемой жидко-
сти Навье—Стокса. Оценивая порядок слагаемых в уравнениях
с учетом малости отношения b/г и пренебрегая слагаемыми порядка
Ыг и выше, получим
0 —----(23)
pdr'dz2 v 7
0 = ^; (24)
о = ; (25)
дг 4 ’
А &vr । 1 dVq, . Vr . dvz /Ofil
U — dr + г Эср + г + dz ’ '
Граничные условия:
z = 0 : vr = 0; vv = cor; vz = 0;
z = h : vr = 0; vv = 0; vz = 0;
r = rx : p = 0; r = r2 : p = Со-
считаем h = h (q>).
47
После несложных выкладок для давления и радиальной состав-
ляющей скорости течения жидкости в зазоре уплотнения получим
3 1
P = т —~
z in Hk
-rhn^-
1 dh.
h3 dtp
In —
+ Р0-----
1П-'2-
г.
(27)
3
—!— ( 2г 1п— +
In \ Г1
v,
2 2 \
1-Н \ 1 . dh
г k3 dtp
Ро
2н In —
(hz— z2).
(28)
Если считать, что слой жидкости в зазоре уплотнения непреры-
вен, то, интегрируя выражение (27) по радиусу и углу, найдем,
что гидродинамическая сила при любом плавном изменении тол-
щины слоя в зазоре равна нулю. Существует лишь гидростати-
ческая сила от действий перепада давления.
Таким образом, как уже отмечалось ранее, волнистостью
нельзя объяснить гидродинамическое расклинивание поверхно-
стей пары, если предполагать, что слой жидкости в ее зазоре не-
прерывен.
Интегрируя аналогичным образом уравнение (28), найдем,
что расход жидкости через пару трения не зависит от давления,
возникающего в результате вращения одного из колец. Если пере-
пад давления р0 равен нулю, то расход жидкости, втекающей
в расширяющиеся части зазора, равен расходу жидкости, выте-
кающей из сужающихся частей зазора. Таким образом, общий рас-
ход утечки через зазор уплотнения получается равным нулю.
Можно оценить гидродинамическую силу и величину утечки
жидкости для случая, когда непрерывность слоя жидкости нару-
шается вследствие кавитации в расширяющихся частях зазора.
Используя выражение (27), для волнистой поверхности с чи-
слом одинаковых волн г, получим выражения гидродинамической
силы и среднего удельного давления (h± и й2 — минимальный
и максимальный зазор):
тит 3 . / 1
3 . / 1
Руд ~ 16л д2
Ъ ] Г1
\ Г1 /
(29)
48
Как видно из формулы (29), гидродинамическая сила, в отли-
чие от формулы (18), обратно пропорциональна квадрату зазора.
Момент трения уплотнения может быть подсчитан с запасом
при условии непрерывности слоя жидкости, что определяется
меньшим трением газожидкостной эмульсии в расширяющихся
частях зазора.
В данной теории напряжение силы жидкостного трения запи-
сывается так же, как при трении между параллельными стенками:
т = р,-^. (31)
Отсюда для момента трения получим
2л
Л4 =4-1лсо(^ —п4) J (32)
о
Определение утечки жидкости через зазор уплотнения ослож-
няется тем, что неизвестно, как рассчитывать утечку через расши-
ряющиеся части зазора.
Наиболее соответствующим принятой схеме — отсутствию жид-
кости в расширяющихся частях зазора — представляется расчет,
в котором утечка жидкости через эти участки считается равной
нулю. Это звучит несколько парадоксально, но может быть обо-
сновано следующим образом. При поступлении под действием пере-
пада давления в расширяющиеся части зазора жидкость подвер-
гается воздействию растягивающих напряжений и кавитирует.
При этом из нее выделяются пары, а с наружной стороны подса-
сывается воздух. В результате в зазоре образуется газожидкост-
ная эмульсия. Такой процесс значительно повышает сопротивле-
ние протеканию жидкости, что позволяет пренебречь величиной
утечки через расширяющиеся части зазора. При этом объемный
расход утечки
Фо
q =------‘Р°----f (33)
ISpz-jln—~ О
где (р0 — угол охвата сужающихся частей зазора.
В экспериментах 16] были установлены колебания давления
и величины зазора, вызванные, по мнению авторов, волнистостью
и непараллельностью трущихся поверхностей. Это в дальнейшем
послужило основанием для создания соответствующей гидроди-
намической теории рабочего процесса торцового уплотнения [53],
сходной по использованию метода короткого подшипника и по
основным результатам с опубликованным ранее решением (81.
Неблагоприятное влияние волнистости на величину утечек
торцовых уплотнений мы наблюдали при исследовании и приме-
нении большого числа уплотнений. Если в нормально работающем
4 А. И. Голубев 49
уплотнении величина объемного расхода утечки обычно не пре-
вышала 30 смэ/ч, то через уплотнение с волнистостью — 1 мкм
и более утечка составляла сотни кубических сантиметров в час
при сравнительно небольших перепадах давления. Создаваемая
волнистостью колец гидродинамическая сила обеспечивает лучшие
условия трения, однако это значительно увеличивает утечки жид-
кости. Кроме того, изготовление уплотнений с заданной волни-
стостью связано со значительными технологическими трудностями,
а при эксплуатации волнистость может изменяться (в результате
Рис. 36. Схема к пояснению эф-
фекта перекачивания жидкости
износа, деформаций и других при-
чин).
Совместное влияние волнистости
(в частности, непараллельности) по-
верхностей пары трения и эксцен-
тричного вращения одного из ее колец
на течение жидкости в зазоре уплот-
нения теоретически рассмотрено в ра-
ботах [70, 71 1 и экспериментально
оценивалось в работе [62]. Пока-
зано, что при определенной форме
зазора и эксцентриситете кольца
жидкость перекачивается самим уп-
лотнением либо от периферии к цен-
тру, либо наоборот при условии, что
через зазор пары трения перепады давления в уплотнении до-
статочно малы. При этом считали,
что слой жидкости в зазоре пары трения непрерывен и жидкость
полностью заполняет пространство по обе стороны пары трения.
Для пояснения описанного явления рассмотрим рис. 36. Одно
из колец пары трения вращается с эксцентриситетом относительно
другого кольца, и их поверхности трения непараллельны. Допу-
стим, что плоскость относительного наклона поверхностей пер-
пендикулярна плоскости чертежа и совпадает с диаметром кольца
а—а. В этом случае кольцо, вращаясь с эксцентриситетом отно-
сительно центра, захватывает жидкость по границе с увеличенным
зазором и пропускает по границе с уменьшенным зазором. Расход
жидкости от периферии к центру больше обратного расхода и
происходит притекание жидкости к центру кольца. Противополож-
ная картина будет наблюдаться, если наклонить поверхности
колец в обратном направлении или придать обратное вращение
кольцу. Очевидно описанный эффект возникает и при волнистых
поверхностях колец. Порядок величины объемного расхода утечки
жидкости для случая, показанного на рис. 36, можно определить
по формуле
<7^-T-(^ax-^ln). (34)
Таким образом, расход утечки зависит лишь от геометрии пары
и скорости вращения^кольца.
50
При некотором перепаде давления, действующем на пару тре-
ния в направлении, противоположном действию описанного
эффекта, от величины этого перепада будут зависеть направление
и величина суммарной утечки (она может, в частности, быть рав-
ной нулю).
Оценка величины напряжений силы жидкостного трения т
в зазоре уплотнения, вызывающих описанную утечку жидкости,
показывает, что при работе на воде в нормальных условиях они
могут соответствовать перепаду давления в несколько атмосфер.
При работе уплотнений на маслах и других более вязких жидко-
стях величина напряжений силы трения будет значительно больше.
Если принять, что в торцовом уплотнении е = 0,2 мм, V =
= 10 м/с, йтах— hmjn = 1 мкм, то по формуле (34) получим
q = 0,001 см3/с, т. е. величину того же порядка, что и в некоторых
экспериментах.
Описанный эффект сопровождается появлением положительной
или отрицательной гидродинамической силы в зазоре пары вслед-
ствие переменной скорости скольжения кольца в различных точ-
ках его поверхности. Однако из-за малой величины эксцентриси-
тетов в конструкциях уплотнений величина этих сил мала и их
влияние на работу пары трения незначительно.
При работе пар трения с волнистой поверхностью на газах
кавитация невозможна. В расширяющихся частях зазора плот-
ность газа будет ниже, чем в сужающихся. По аналогии с газо-
выми подшипниками можно заключить, что гидродинамическая
сила в таких парах трения существует всегда , но она значительно
меньше, чем при работе на жидкостях, из-за низкой плотности
газов. Эту силу нужно учитывать при скоростях скольжения,
исчисляемых десятками метров в секунду (например, в турбо-
компрессорах, газовых турбинах).
Используя аналогию с газовыми вибрационными подшипни-
ками, можно отметить, что осевые вибрации колец пары трения,
работающей на газе, создают гидродинамическую силу и при от-
сутствии волнистости поверхностей.
Особенности работы пар трения на газах позволили некоторым
исследователям объяснить возникновение гидродинамической
силы в парах трения в условиях частичной кавитации слоя жид-
кости, свойством сжимаемости образующейся газожидкостной
эмульсии.
Пары трения с рабочей поверхностью
в форме гидродинамического подпятника
Эффективным средством создания условий гидродинамического
трения в торцовых уплотнениях является использование в их
парах поверхностей, аналогичных по формам несущим поверх-
ностям гидродинамических упорных подшипников. Такие гидро-
динамические торцовые уплотнения применяют, например, в круп-
4* 51
пых турбогенераторах с водородным охлаждением [2], а также
в роторах газовых турбин [76].
На рис 37 показано уплотнение вала турбогенератора ТВС 30
[2]. Уплотнение работает на масле, подаваемом в зазор пары тре-
Рис. 37. Уплотнение вала турбогенератора
ТВС 30 [2]
ния. Тем самым создаются усло-
вия уплотнения зазора для
удержания водорода и обеспе-
чивается смазка и отвод тепла
от пары трения. Рабочая по-
верхность пары трения состоит
из уплотняющей и опорной ча-
стей (рис. 38).
На последней выполнены
разделенные перемычками на-
клонные площадки, создающие
гидродинамическую силу в за-
зоре. Смазка к уплотняющей и
опорной поверхностям подво-
дится под давлением через от-
верстия и канавки. Уплотнение
имеет достаточно большую гид-
родинамическую жесткость, яв-
ляющуюся производной зави-
симости сила—зазор. Наличие
отдельных наклонных участков
на опорной поверхности обеспе-
чивает и достаточную гидродинамическую жесткость пары тре-
ния по угловому перемещению (на перекос). Такие уплотнения
работают при давлении водорода до 2 кгс/см2, скорости скольже-
Рис. 38. Рабочая поверхность пары трения уплотнения турбо
генератора ТВС 30 [2]
ния в паре трения до 90 м/с. При этом зазор в уплотнении до-
стигает нескольких сотых долей миллиметра, т. е. он того же
порядка, что и в подшипниках скольжения.
52
Таким образом, и по форме, и по рабочему процессу подобные
торцовые уплотнения весьма близки к подшипникам скольжения.
При высоких скоростях скольжения в парах трения с относи-
тельно большими зазорами, как и в подшипниках, возможен
переход от ламинарного режима течения к турбулентному. Ре-
жимы турбулентного течения уже достигнуты в гидродинамичес-
ских уплотнениях, применяемых для герметизации валов совре-
менных газовых турбин. Эти уплотнения работают на газовой
смазке при скоростях скольжения до 150 м/с.
Рис. 39. Уплотнение газовой турбины [76]:
1 — поршневое кольцо (вторичное уплотнение); 2 — корпус; 3 — уплотняющая
поверхность; 4 — ступенчатый подшипник; I — гидростатическая закрывающая
сила; II — открывающая сила
Результаты расчета и экспериментального исследования одного
из них (рис. 39) приведены в работе [76]. По конструкции пары
трения уплотнение, аналогично показанному на рис. 38. Поверх-
ность пары трения состоит из опорной (внутренней) и уплотни-
тельной (наружной). Опорная поверхность выполнена в виде сту-
пенчатого подпятника Рэлея.
При некоторых значениях перепада давления в этом уплотне-
нии наблюдали переход от дозвукового течения в зазоре к сверх-
звуковому. При дальнейшем увеличении перепада давления или
зазора происходил переход от ламинарного режима течения к тур-
булентному.
Расчеты показали, что эти переходы сопровождаются отрица-
тельной гидродинамической жесткостью слоя газа и, как следствие,
вибрацией поверхностей пары трения и неустойчивостью работы
уплотнений с обыкновенными парами трения. Исключить это
удалось применением гидродинамических пар трения описанной
выше формы, благодаря чему создается положительная гидроди-
намическая жесткость слоя газа. Утечки газа близки к расчет-
ным, поэтому и величину зазора можно считать близкой к расчет-
ной (порядка сотых долей миллиметра).
53
Условия работы описанных выше уплотнений сходны с усло-
виями работы подшипников. Для их исследования и расчета можно
поэтому использовать богатейший материал по исследованию под-
шипников скольжения (гидродинамических, газовых, на турбу-
лентной смазке).
При расчете подшипников применяют аналитические, числен-
ные методы и моделирование. Наиболее широко используют чи-
сленно-аналитические и численные методы, позволяющие рассчи-
тывать с большой точностью гидродинамические характеристики
слоя жидкости.
Большое число таблиц и графических зависимостей, рассчи-
танных для подшипников указанными методами, можно исполь-
зовать для расчета гидродинамических уплотнений.
Расчет гидродинамических уплотнений преследует цель опре-
делить такие формы и соотношения размеров опорной и уплотняю-
щей поверхностней, при которых их ширина была бы минималь-
ной, а гидродинамическая жесткость для принятой величины за-
зора — максимальной. С увеличением гидродинамической жест-
кости величина зазора может быть уменьшена, если это допустимо
по условиям охлаждения пары трения. Зависимость гидродина-
мической силы отвеличины зазора, по которой определяется гидро-
динамическая жесткость, для различных форм опорной поверх-
ности (наклонной, ступенчатой, параболической) близка к обрат-
ной квадратической зависимости. Помимо гидродинамической
жесткости существенное значение имеет и абсолютная величина
гидродинамической силы. Хотя уменьшение радиальных размеров
рабочей поверхности и выгодно в отношении уменьшения габари-
тов уплотнения, снижения интенсивности тепловыделения, а,
соответственно, и влияния температурных деформаций, но разви-
ваемая при этом гидродинамическая сила в паре быстро убывает
(влияние уменьшения площади действия давления и увеличения
утечек в радиальных направлениях.). Уменьшать величину гидро-
динамической силы ниже определенного предела нежелательно
из-за увеличения влияния других сил (сил пружин, трения, инер-
ционных, гидростатических) на работу пары трения.
Пары трения
с термогидродинамическим расклиниванием поверхностей
Эффект термогидродинамического расклинивания трущихся по-
верхностей можно в значительной степени усилить, если одну из
поверхностей снабдить канавками, сообщающимися с областью
повышенного давления рабочей жидкости, или придать ей спе-
циальную форму. Это явление было впервые обнаружено в упор-
ных подшипниках с плоскими опорными поверхностями и ради-
альными канавками. Торцовые уплотнения с парами трения, снаб-
женными канавками, которые можно назвать термогидродинами-
ческими, применяет фирма Бургман (ФРГ). Данные зарубеж-
54
ных исследований в этой области приведены в работах [60,
73] и др.
Аналогичные работы, проведенные во ВНИИГидромаше, по-
казали, что работоспособность пары трения зависит в основном от
соотношения между радиальной протяженностью канавок и всей
шириной трущейся поверхности пары. Форма канавок (рис. 40)
принципиального значения не имеет, но предпочтительна одна
из форм на рис. 40, бив, при которых попадание твердых частиц
из канавки в зазор уплотнения менее вероятно. Зависимость коэф-
фициента трения уплотнения от отношения а/b приведена на рис. 41
[60]. Из рисунка видно, что введение канавок резко снижает
коэффициент трения, т. е. создает режим трения, близкий к жид-
костному на всем диапазоне изменения давления. Расчет коэффи-
циентов трения на рис. 41 сделан в предположении, что давление
жидкости в зазоре уплотнения равно нулю [60].
Эксперименты, проведенные во ВНИИГидромаше с термоги-
дродинамическим уплотнением (рис. 42) на воде при давлении до
160 кгс/см2, 3000 об/мин вала диаметром 100 мм, также показали,
что коэффициент трения уплотнения составляет несколько сотых
долей единицы и износ пары трения практически отсутствует.
Утечка через уплотнение при неподвижном вале не наблюдалась,
а при вращении составляла до 1 л/ч.
Термические деформации трущихся поверхностей при наличии
канавок удавалось наблюдать по цветам побежалости на поверх-
ности металлического кольца при испытаниях на воде термогидро-
динамического уплотнения с парой трения сталь—углеграфит.
Расположение поверхностей перегрева на рис. 43 относительно
направления вращения кольца, показанного стрелкой, подтвер-
ждает, что наибольшее сближение трущихся поверхностей проис-
ходит на выходе из участков щели между соседними канавками
[60].
Косвенным подтверждением наличия термогидродинамичес-
кого эффекта в таких парах трения является также резкое возра-
стание утечек жидкости и уменьшение момента трения после пуска
уплотнений в работу по сравнению со статическим состоянием.
Методов расчета термогидродинамических уплотнений нет,
и их разрабатывают эмпирическим путем.
Для оценки характеристик таких уплотнений можно было бы
использовать методику расчета термогидродинамического эффекта
в обыкновенных парах трения. В данном случае, однако, нельзя
использовать приближенные зависимости (18)—(22), так как они
были получены из условия малости отношения изменения зазора
в тангенциальном направлении к среднему зазору. Ввиду больших
расстояний между канавками для термогидродинамических
уплотнений это не справедливо.
Кроме того, для термогидродинамических пар трения необхо-
димо рассматривать пространственную задачу. Решение такой
задачи методом последовательных решений даже с использованием
55
a)
В)
Рис. 40 Формы канавок термогидродинамических уплотнений: а — прямоугольная;
б — кольцевая; в — круговая
Рис. 41. Зависимость коэффициента
трения f уплотнения от отношения
a/в (масло — SAE40; пара трения элек-
трографит — закаленная сталь; d =
= 5о мм; k = 1,2; число канавок — 4;
V = 4,2 м/с) [60]
Рис. 43. Области перегрева (а) и трещи-
на (в) кольца уплотнения компрессора
[60]
Рис. 42. Термогидродинамические уплотнения (ВНИИГидромаш)
высокоскоростных вычислительных машин и методов моделирова-
ния весьма сложно.
В работе [49] рассмотрена более простая плоская задача
о термогидродинамическом эффекте в упорном подшипнике с ра-
диальными канавками. Здесь применен метод последовательных
Рис. 44. Формы поверхности трения, обеспечивающие термогидродинамическое
расклинивание:
а — эксцентричная; б, в — овальная
Рис. 45. Схема к пояснению термогидро-
динамического эффекта в паре трения с не-
параллельными поверхностями
решений и использована высокоскоростная вычислительная ма-
шина. Доказано, что температурные деформации трущейся поверх-
ности играют основную роль в создании условий гидродинами-
ческого трения в зазоре подпятника.
Кроме описанных, к термогидродинамическим относятся
уплотнения, пары трения которых имеют поверхность трения либо
смещенную эксцентричноДхгно-
сительно оси вращения, либо
овальной формы (рис. 44).
Можно также с достаточным
основанием утверждать, что в
парах трения с волнистыми или
непараллельными поверхностя-
ми (при отсутствии эксцентрич-
ности или овальности) должен
возникать термогидродинами-
ческий эффект. Для пояснения
сказанного обратимся к рис.
45, на котором показано рас-
пределение давления в зазоре
пары трения с непараллельными поверхностями. Принимаем,
что слой жидкости в зазоре пары непрерывен. Как было пока-
зано для пар трения с волнистой поверхностью, гидродинами-
ческая сила в такой паре отсутствует, так как избыточное
давление в сужающейся части зазора компенсируется разреже-
нием в расширяющейся части зазора. При этом считают, что
температура жидкости в зазоре пары постоянна.
Если теперь учесть, что в расширяющуся часть зазора втекает
более холодная жидкость и, протекая по зазору, нагревается, на-
57
Гревая стенки, то симметричность распределения давления Нару-
шится. При таком неравномерном нагревании поверхностей тре-
ния они вследствие расширения приобретают волнистую форму
и в направлении течения жидкости образуется сужающийся зазор.
В результате в зазоре пары трения возникает избыточное гидро-
динамическое давление и соответствующая гидродинамическая
сила (см. рис. 45).
Сказанное справедливо и в случае, когда слой жидкости в за-
зоре пары трения не является непрерывным.
Экспериментальным подтверждением наличия гидродинами-
ческого эффекта в парах трения с овальной поверхностью могут
Рис. 46. ^Углеграфитовое^кольцо Рис. 47. Кольцо из силицированного ।
[73] * " графита
служить длительные испытания двух уплотнений в насосах, обе- 1
спечивающих охлаждение реактора атомной электростанции [73]. .
Испытания уплотнений с парами трения карбид вольфрама — j
углеграфит в течение 35 000 ч при давлении тяжелой воды
100 кгс/см2 и 1800 об/мин вала диаметром 70 мм показали, что из-
нос углеграфитовых колец составлял 0,04—0,08 мм/год; износа
металлических колец обнаружено не было. За время работы уплот- I
нений было проведено около 450 пусков — остановок насосов :
при полном давлении. Утечка через уплотнения составляла !
0,02—2 л/ч. Сразу после пуска утечка повышалась до 2—4 л/ч •
вследствие некоторого нарушения приработки поверхностей пары |
трения. Серповидные блестящие участки на поверхностях трения j
углеграфитовых колец после этих испытаний свидетельствуют
о волнистой форме их рабочей поверхности, возникающей в про-
цессе трения (рис. 46).
Испытания уплотнения подобной конструкции (см. рис. 14) }
с овальной формой поверхностей трения проводили во ВНИИГи-
дромаше. Уплотнение было выполнено с парой трения силициро- !
ванный графит ПГ-50С по силицированному графиту ПГ-50С. i
После испытаний в течение 100 ч двух уплотнений при давлении
58
воды 100 кгс/см2 и 3000 об/мин вала диаметром 70 мм поверхности
трения были блестящими без следов износа (рис. 47). Утечки через
уплотнения составляли до 60 см3/ч.
ПАРЫ ТРЕНИЯ С ГИДРОСТАТИЧЕСКИМ УРАВНОВЕШИВАНИЕМ
ТРУЩИХСЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Принцип гидростатического уравновешивания пар трения торцо-
вых уплотнений взят из теории гидростатических подшипников,
которые получают все более широкое распространение. Теория
и расчет таких подшипников сравнительно просты и достаточно
разработаны (см., например, работу [68]).
Область применения гидростатических уплотнений прибли-
зительно совпадает с областью применения гидродинамических
Рис. 48. Схемы гидростатического торцового уплотнения с дросселем (а) и
с насосом (б)
торцовых уплотнений, однако является более узкой. Это в основ-
ном уплотнения циркуляционных и питательных насосов атомных,
тепловых электростанций и уплотнения валов крупных турбоком-
прессоров, т. е. уплотнения, работающие при высоких давлениях
и скоростях скольжения (группа IV, /?У> 500 кгс/см2. м/с).
При гидростатическом уравновешивании колец пары трения
гидростатическая сила в зазоре пары возрастает с уменьшением
зазора и наоборот. В отличие от гидродинамического уравновеши-
вания пары трения гидростатическое уравновешивание не зависит
или точнее мало зависит от скорости скольжения.
Зазор в гидростатических парах трения изменяется от 5 до
20 мкм и более.
На рис. 48 даны две принципиальные схемы гидростатических
уплотнений. При гидростатическом регулировании зазора с по-
мощью дросселя уплотняемая жидкость из полости повышенного
59
давления поступает по трубке через дроссель 2 в зазор пары тре-
ния 1 (см. рис. 48, а). С уменьшением зазора его сопротивление
вытеканию жидкости повышается, расход жидкости по трубке па-
дает, следовательно, уменьшается перепад давления на дросселе
и увеличивается давление жидкости в зазоре уплотнения. При
а) 5) В) г)
Рис. 49. Дроссели гидростатической пары трения:
а — диафрагма; б — пористый капилляр; в — сужающийся зазор;
г — ступенчатый зазор
этом появляется гидростатическая сила, препятствующая умень-
шению зазора. Таким образом, слой жидкости в зазоре уплотне-
ния имеет гидростатическую жесткость.
В качестве дросселей используют капилляры, диафрагмы;
дросселем может быть сам зазор уплотнения благодаря ступенчатой
или конфузорной форме (рис. 49).
Чтобы обеспечить гидростатическую
угловую жесткость, в парах трения
с дроссельным или капиллярным регу-
лированием зазора устанавливают не-
сколько дросселей, сообщающихся с ка-
мерами, выполненными на одной из
поверхностей трения (рис. 50).
Гидростатическое регулирование за-
зора с помощью насоса (см. рис. 48, б)
отличается тем, что насос 2 с клапа-
ном 3 или без него обеспечивает по-
Рис. 50. Поверхность трения СТОЯННЫЙ рЭСХОД ЖИДКОСТИ В НеЗЭВИСИ-
гидростатического уплотнения МОСТИ ОТ ВеЛИЧИНЫ ЗЭЗОра 1 пары
трения. При этом жидкость может
подаваться из специального резервуара или может быть исполь-
зована рабочая жидкость повышенного давления (штриховые
линии на рис. 48, б). Назначение клапана 3 — поддерживать по-
стоянный расход жидкости, поступающей в зазор уплотнения.
При использовании объемного насоса, полный расход которого
подается в уплотнение, установки клапана не требуется. Для обе-
спечения угловой гидростатической жесткости слоя жидкости
необходимо устройство камер на поверхности трения (см. рис. 50)
60
с подачей жидкости в каждую камеру отдельным насосом (или
секцией одного насоса).
Кроме описанных схем применяют также схему с подачей
жидкости от насоса и дроссельным регулированием зазора (см.
рис. 20).
Обычно расчет гидростатических уплотнений проводят для
ламинарного режима течения в зазоре. При этом есть различие
в методиках расчета уплотнений с дросселирующими зазорами
(см. рис. 49, в, г) и уплотнений с отдельными дросселями и каме-
рами на поверхности трения (см. рис. 49, а, б и 50). В первом слу-
чае благодаря простой форме зазора и осевой симметрии задачу
о течении вязкой несжимаемой жидкости по зазору удается решить
аналитическим путем и даже учесть влияние сил инерции от вра-
щения [63, 64].
Согласно этим расчетам при течении жидкости от центра к пе-
риферии для ступенчатого и сужающегося зазоров силы инер-
ции увеличивают гидростатическую жесткость слоя, а при обрат-
ном течении — уменьшают ее.
При расчете уплотнений с дросселирующими зазорами удается
аналитически оценить также влияние переменности зазора в на-
правлении окружности колец (например, при угловом смещении
одного кольца пары трения относительно другого).
Для расчета характеристик гидростатических уплотнений с от-
дельными дросселями и камерами из-за сложности их геометри-
ческой формы используют либо численные методы, либо прибли-
женные аналитические методы и методы моделирования.
При исследовании распределения давления и скоростей тече-
ния в зазоре уплотнения приближенными аналитическими мето-
дами используется суперпозиция решений для течений с более про-
стыми граничными условиями по давлению. Это возможно благо-
даря линейности дифференциальных уравнений движения жидко-
сти в ламинарном режиме.
Исследования в МЭИ и ВНИИГидромаше показали также, что
гидродинамические характеристики уплотнения с камерами с до-
статочной точностью определяются без учета концевых влияний
камер, принимая, что течение в зазоре уплотнения чисто радиаль-
ное.
Достаточно точен и прост метод электрогидродинамической
аналогии (ЭГДА), широко используемый во многих гидродинами-
ческих, тепловых и других задачах.
Распределение давления исследуют на модели поверхности
трения уплотнения, выполненной в увеличенном масштабе из
токопроводящей бумаги. Наружную и внутреннюю границы по-
верхности, а также камеры выполняют из медной фольги, так как
они имитируют области постоянного давления, а следовательно,
постоянного напряжения. К границам и камерам подводят раз-
личные напряжения и на токопроводящей бумаге получают на-
пряжения, фиксируемые с помощью щупа и гальванометра. По
61
точкам строят эпюру распределения напряжений, моделирующую
в некотором известном масштабе эпюру распределения давлений
в зазоре уплотнения.
Гидродинамический расчет уплотнения с камерами, используя
ЭДГА, проводят следующим образом (см. рис. 49, а). Все зависи-
мости удобно представить в безразмерном виде и в функции отно-
шения давления в камерах к давлению перед уплотнением рк1рп,
как это делают для гидростатических подшипников [68]. Примем,
например, что сопротивление дросселя выражается той же зави-
симостью, что и для отверстия с острыми кромками (диафрагма).
Внешние силы, действующие на кольца пары трения от пружины
и давления жидкости, должны уравновешиваться гидростатичес-
кой силой W в зазоре уплотнения.
По распределениям давления при различных значениях рк!р0
определенным на приборе ЭГДА, находят зависимости гидроста-
тической силы W и расхода из камер qK в зазор уплотнения от
pjpa- Таким образом, имеем систему трех уравнений
= (35)
= (36)
\ Ро J
W = Fw(-^-, . . .\ (37)
\ Po. /
Из уравнения (37) определяют значение pjpo, по которому
затем из уравнений (35) и (36) находят зазор h в паре трения и
расход qK.
Расход утечки через уплотнение q вычисляют для полученных
значений 1г и рк/р0 по соответствующей эпюре распределения
давления в зазоре.
Из системы уравнений (35)—(37) получают зависимость для
гидростатической осевой жесткости уплотнения dWIdh. Угловую
гидростатическую жесткость dWIda уплотнения можно найти,
если в приборе ЭГДА применить проводящую бумагу перемен-
ной толщины, имитируя таким образом переменную величину
зазора.
Как осевая, так и угловая гидростатические жесткости торцо-
вого уплотнения определяют устойчивость величины его зазора и,
следовательно, устойчивость работы уплотнения при действии
каких-либо возмущающих сил. Они являются весьма важными
характеристиками уплотнения. В работе [40] проведено сравне-
ние гидростатической жесткости уплотнений с отдельными каме-
рами, со ступенчатым и сужающимся зазорами. Расчеты произ-
ведены численно.
На рис. 51 показаны формы зазоров уплотнений и соответствую-
щие зависимости осевой и угловой гидростатической жесткости
62
От величины зазора (минимального), наибольшую гидростати-
ческую жесткость имеет уплотнение с камерами.
Дальнейший анализ показал также, что гидростатические ха-
рактеристики этого уплотнения в наименьшей степени изменяются
при нарушениях формы трущихся поверхностей вследствие их
деформации или местного износа.
Зависимости гидростатической жесткости от величины зазора
и угла поворота для торцового уплотнения с четырьмя камерами
Рис. 51. Формы зазоров и зависимости осевой и угловой жестко-
сти от величины зазора гидростатических уплотнений: а — с дрос-
сельным регулированием и четырьмя камерами; б — со ступенча-
тым зазором; в — с сужающимся зазором [4о]
приведены в работе [38]. Если сравнивать гидростатические
жесткости торцовых уплотнений с камерами, имеющими различ-
ные устройства для регулирования зазора, то наибольшую жест-
кость имеет система с постоянным расходом, а наименьшую —
с капиллярным регулированием зазора [68]. -•
Выше не была дана оценка влияния переменности вязкости
и действия сил инерции вращения на распределение давления и
скорости течения в зазорах гидростатических уплотнений. Пе-
ременность вязкости слоя жидкости вызывается неравномерностью
распределения температуры. Зависимостью вязкости жидкости
от давления можно пренебречь, так как давление в гидростати-
ческих уплотнениях сравнительно невелико.
Для оценки влияния переменности вязкости можно восполь-
зоваться данными работы [45]. В ней рассмотрено течение несжи-
63
маемой жидкости с вязкостью, зависящей от давления и темпера-
туры, в зазоре гидростатического подпятника при неподвижном
вале. В общем виде показано, что для адиабатического режима
течения (без отвода тепла через стенки) распределение давления
и гидростатическую силу при переменной вязкости можно найти
Рис. 52. Схема к задаче о течении в зазоре уплотне-
ния несжимаемой жидкости с учетом переменной вяз-
кости и сил инерции
преобразованием соответствующих известных выражений с по-
стоянной вязкостью.
Одновременная оценка влияния сил инерции и переменной
вязкости в плоском кольцевом зазоре (рис. 52) торцового уплот-
нения проведена в работе [9 ]. При решении этой задачи принимали,
что вязкость жидкости зависит от температуры по гиперболичес-
кому закону и температура слоя линейно возрастает от наружного
радиуса пары к внутреннему (в направлении течения).
Приводим исходные дифференциальные уравнения с гранич-
ными условиями и выражения для давления и расхода утечки
в паре трения:
% — р —— - — 1 г dp 1 dr 1 d2vr “dz2- ’ (38)
0 = - d2vt(i . az2 ’ (39)
dvr vr dr г , dv? — 0; (40)
। dz
Ио (41)
Ц -— гр ИЛИ • -^-±! 1 0 — T ,
Т = т2 + (Л -T2) Г2—Г r2 — • (42)
64
Граничные условия:
г = Г1 : р = 0; Т = Т\, р = (щ;
г = G : Р = Ро, Т = Г2, р = р2;
z = 0 : vz = Цр = vr = 0;
z = h : vr = vz = 0, иф = cor;
2/2 2\ Pq — 0,1 OptO ( Tn fi I / zri — 1 r \
p=0,15pco2 (r2 - r?)+ -° r J ln --rY’ (43)
I / 1 t I 2 X \ ХГ — 1 '1 /
П \ xr2 — 1 rx /
л/l3
~6pj (xrx—1)
p0 — 0,15pa>2 (4 — 4)
/хг^-l
\ xr2 — 1 rr )
(44)
Ha — P-1
где и = —————.
г 2И1 — rxp2
Из выражения (43) видно, что давление не зависит от величины
зазора, а влияние инерции и переменности вязкости определяется
членами, содержащими угловую скорость со и параметр к. Если
вязкость падает в направлении течения жидкости, то эпюра рас-
пределения давления становится более вогнутой, если возрастает —
более выпуклой, чем эпюра для постоянной вязкости жидкости.
ПАРЫ ТРЕНИЯ С ГИДРОСТАТИЧЕСКИ-ГИДРОДИНАМИЧЕСКИМ
УРАВНОВЕШИВАНИЕМ ТРУЩИХСЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Выше отмечено, что гидростатические уплотнения, у которых
дросселирующим элементом является сам зазор пары трения, не
имеют достаточно высокой гидростатической жесткости в отноше-
нии угловых перемещений. Существует опасность касания краев
Поверхность трения
Рис. 53. Гидростатическо-гидродинамическое уплотнение со спираль-
ными канавками [47]
пары трения. При низких перепадах давления жидкости, например
при работе на режимах низкого давления уплотнений валов глав-
ных циркуляционных насосов АЭС, гидростатические силы в за-
зоре пары могут стать соизмеримыми с динамическими силами,
силами трения вспомогательных уплотнений и т. п. Чтобы избе-
жать задиров в паре трения в этих случаях, можно применять
5 А. И. Голубев 65
дополнительно гидродинамическое уравновешивание пары. Такие
уплотнения называем гидростатически-гидродинамическими.
Представляет интерес одна из конструкций указанных уплот-
нений, разработка и исследование которой описано в работе [47].
Гидростатическое уравновешивание пары трения обеспечивается
сужающимся зазором (рис. 53). Кроме того, на поверхности не-
Рис. 54. График областей работы гидро-
статическо-гидродинамического уплотне-
ния (среда—азот) [47]
подвижного кольца выполнены
спиральные канавки для на-
гнетания жидкости или газа от
периферии к центру при отно-
сительном скольжении поверх-
ностей пары трения. Гидроди-
намическое расклинивание по-
верхностей осуществляется так
же, как в гидродинамических
упорных подшипниках со спи-
ральными канавками, приме-
няемых наиболее широко при
работе на газовой смазке.
Уплотнение, показанное на
рис. 53, может работать без кон-
такта трущихся поверхностей как при малых перепадах давле-
ния, так и при малых скоростях вращения вала (рис. 54). Для
обеспечения такой работы уплотнения отклонение от плоскост-
ности поверхности кольца должно составлять около 1 мкм при
глубине спиральных канавок около 3 мкм.
В работе [47 ] показано, что уплотнения такого типа работают
устойчиво как на газах, так и на жидкостях (вода) при частоте
вращения вала 5000 об/мин (на воде) и 20 000 об/мин (на азоте)
и больших перепадах давления (до 70 кгс/см2 на азоте).
ПРИНЦИП МИНИМАЛЬНОЙ МОЩНОСТИ ПРИ РАСЧЕТЕ
ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ И ГИДРОСТАТИЧЕСКИХ ПАР ТРЕНИЯ
Гидродинамическое и гидростатическое уравновешивание пар
трения преследует цель увеличить зазор между трущимися по-
верхностями, чтобы сократить потери на трение и уменьшить их
износ. Однако при этом значительно увеличиваются утечки жидко-
сти. Теряемая с утечками жидкости мощность пропорциональна
ихрасходу и перепаду давления в уплотнении.
Таким образом, суммарная мощность, теряемая в паре трения
торцового уплотнения, приблизительно выражается следующим
образом:
W = Ат-^- + Ад-^, (45)
т h 1 q |л '
где At, Ад — коэффициенты, зависящие от конструкции уплот-
нения.
66
Первое слагаемое, определяющее мощность жидкостного тре-
ния, обратно пропорционально величине зазора, а второе— мощ-
ность утечки, пропорционально кубической степени зазора. От-
сюда минимальное значение N при
h=(^-V (^V
\ зд J к Ро )
(46)
В обычных торцовых уплотнениях мощность утечки значи-
тельно меньше мощности трения, а величина зазора в паре трения
является переменной и практически нерегулируемой.
В гидродинамических и особенно в гидростатических уплотне-
ниях величину зазора можно регулировать в широких пределах
изменением некоторых элементов их конструкций.
В ряде случаев целесообразно проектировать уплотнения с оп-
тимальными зазорами аналогично гидростатическим подшипникам
[68]. Это было сделано, например, при разработке гидродинами-
ческого уплотнения рабочего колеса центробежного насоса [22].
Такой же расчет для гидростатического уплотнения приведен
и в работе [26].
Найденный по выражению (46) зазор может оказаться слишком
малым, чтобы избежать касания трущихся поверхностей колец
пары трения. В этом случае приходится увеличивать зазор, что
сопровождается повышением затрачиваемой на уплотнение
мощности.
БАЛАНС ТЕПЛА И ТЕМПЕРАТУРЫ ПАРЫ ТРЕНИЯ
Выше для торцовых уплотнений различных типов были установ-
лены гидродинамические зависимости, связывающие их силовые
и другие характеристики с физическими параметрами жидкости
в зазоре пары трения. Чтобы получить замкнутую систему урав-
нений для полного определения указанных характеристик, необ-
ходимо к имеющимся уравнениям добавить уравнение баланса
тепла в уплотнении. Оно позволяет найти температуру жидкости
в зазоре уплотнения. Далее по эмпирической зависимости вяз-
кости жидкости от температуры определяют ее вязкость в зазоре
уплотнения. Обычно изменением плотности, теплопроводности
и других параметров жидкости в зависимости от температуры
можно пренебречь. Однако для газов приходится учитывать и эти
зависимости, используя уравнение состояния газа.
Систему уравнений при совместном гидродинамическом и те-
пловом расчете торцового уплотнения необходимо решать методом
последовательных приближений, как это делают при расчете под-
шипников.
Основными источниками тепла, выделяющегося в уплотнении,
являются трение в паре и трение вращающихся частей уплотнения
в уплотняемой среде. Выделением тепла в результате вибраций
5* 67
и трения вспомогательных элементов (резиновые кольца, ман-
жеты, сильфоны, мембраны, пружины, поводки и пр.) можно
пренебречь ввиду его незначительности.
В большинстве конструкций торцовых уплотнений тепло,
выделяющееся в паре трения, значительно превосходит тепло,
выделяющееся в результате трения в среде. Однако при больших
частотах вращения вала (10 000—30 000 об/мин) и сравнительно
малых перепадах давления (до 10 кгс/см2) наблюдается обратная
картина [20].
Для составления уравнения баланса тепла рассмотрим, как
отводится тепло от пары трения уплотнения (рис. 55).
Рис. 55. Схема к определению баланса
тепла в паре трения
Рис. 56. Зависимость количества
выделяющегося тепла трения
уплотнения о жидкость (воду)
от угловой скорости (наиболь-
ший диаметр вращающихся
элементов 117 мм, наимень-
ший — 50 мм); точки — экспе-
риментальные данные [20], кри-
вая — расчетные, данные
В торцовых уплотнениях с обыкновенными парами трения
утечки жидкостей невелики (от долей до десятков кубических сан-
тиметров в час, и поэтому отводом тепла с утечками можно пре-
небречь. В уплотнениях с гидродинамическими и особенно гидро-
статическими парами трения отвод тепла с утечками до сотен лит-
ров в час существенно влияет на температуру пары трения.
Большая часть тепла, выделяющегося в паре трения, отводится
в жидкость, окружающую уплотнения, благодаря теплопровод-
ности колец пары. Значительно меньшая часть тепла отводится
в воздух за уплотнением. Для уплотнений, работающих на газах,
оба тепловых потока могут быть одного порядка по величине. Как
правило, тепловой поток в результате теплопроводности деталей
(вал, корпус, крышка и т. п.), находящихся в непосредственном
контакте с деталями уплотнения, значительно уступает по вели-
чине тепловому потоку в жидкость.
Запишем выражения для отмеченных выше тепловых потоков.
В соответствии с рис. 55 тепло Q, выделяющееся в единицу
68
времени в паре трения, составляет (в ккал/с)

(47)
Тепло, выделяющееся при трении деталей уплотнения в жидко-
сти, можно приближенно определить, если воспользоваться вы-
ражениями для коэффициентов сопротивления вращению диска
и цилиндра в камере [14]. К дискам можно отнести вращающиеся
кольца торцовых уплотнений с неподвижными упругими элемен-
тами (см. рис. 11), а к цилиндрам — детали уплотнений с вращаю-
щимися упругими элементами (см. рис. 8).
Тепло, выделяющееся в единицу времени при трении деталей
цилиндрической формы,
Qu = §54 -Оц/цСцрсо , (48)
где £)ц, /ц — осредненные диаметр и длина цилиндрической части
уплотнения.
Аналогично тепло, выделяющееся при трении деталей, близ-
ких по форме к диску,
Q* = ^№-D^cRP«>3, (49)
где Da и Db — наружный и внутренний диаметры диска.
Для определения коэффициентов сц и сд в работе [20 ] предло-
жено использовать выражения, полученные при обтекании пла-
пЬ2 (О
стины жидкостью. При ДеЦ1Д = '-——> 1,3-10® для турбу-
лентного режима
сц = ся = 0,0672Re^2. (50)
При этом расчетные значения QB = У QuZ + QR[ хорошо
i
совпадают с измеренными экспериментально (рис. 56). Выделение
тепла резко возрастает при угловой скорости вращения более
400 1/с. Экспериментальных данных относительно трения уплот-
нений в жидкости весьма мало, так как его трудно отделить от
трения в зазоре пары. На рис. 57, а и б показаны два уплотнения,
мощность трения которых в воде и масле определяли экспери-
ментально (табл. 2 [60]). Уплотнение, показанное на рис. 57, а,
потребляет мощность большую, чем уплотнение на рис. 57, б,
из-за большего вихреобразования в камере. С ростом скорости
вращения и вязкости жидкости потери на трение значительно уве-
личиваются. В частности поэтому для высоких скоростей вращения
валов и особо вязких жидкостей применяют уплотнения с непод-
вижным упругим элементом.
69
Таблица 2
Уплотнение Среда Мощность в Вт
1800 об/мян 3600 об/мии
30° С 80° С 30° с 80° С
Рис. 57, а Масло 50 20 200 50
Вода 10 — 25 —
Рис. 57, б Масло 15 10 50 20
Вода — — 10 —
Как было установлено в работе [14] по исследованию трения
жидкости в зазоре между двумя вращающимися цилиндрами,
характер движения жидкости и величина момента трения сильно
зависят от того, вращается ли внутренний цилиндр, а наружный
неподвижен, или наоборот. В первом случае (условие работы
большинства торцовых уплотнений), для которого справедлива
формула (50), силы инерции вращения жидкости вызывают не-
устойчивость и вихреобразование еще до наступления турбулент-
ного режима течения.
При вращении наружного цилиндра силы инерции оказывают
стабилизирующее действие на течение жидкости и ламинарный
режим течения может сохраняться при весьма больших числах Re.
Отсюда в конструкциях таких уплотнений (например, уплотнения
некоторых центрифуг или полых валов), когда камера уплотне-
ния вращается, моменты трения следует определять по формулам
ламинарного течения жидкости.
Условия отвода тепла в жидкость от уплотнения неразрывно
связаны с динамикой течения жидкости в камере уплотнения, от
которой зависят коэффициенты теплоотдачи пары трения. Зави-
симости этих коэффициентов от чисел Рейнольдса Re, Прандтля
Рг, Грасгофа Gr и т. д. могут быть взяты из теории теплопередачи
70
[14], как это было сделано, например, в работах [20, 21, 58].
Аналогично используют зависимости теплопередачи и при расче-
тах подшипников скольжения.
Если воспользоваться данными работы [58], то для коэффи-
циента теплоотдачи а0 неподвижного кольца пары трения в жид-
кость имеем
Nu = = 0,023Re°’8Pr°’4, (51)
где X — коэффициент теплопроводности среды; D — наружный
диаметр кольца; Re =-^------число Рейнольдса осевого потока
в камере уплотнения; Рг — -у-----число Прандтля.
Для вращающегося кольца пары трения [58]
NuB = = о, 135 [(2Re2B + Re2 + Gr) Pr]0’33, (52)
coDB
где ав — коэффициент теплоотдачи; ReB = —--------------число
Рейнольдса вращения жидкости в камере уплотнения; Gr =
gD3B
= —X (Гс—Гж)а0—число Грасгофа; Тс, Тж, av — тем-
пература стенки кольца, температура и коэффициент объемного
расширения жидкости соответственно.
Для газа вместо (Гс — Тж) аг, следует подставить (Д. — Тг)/Тг.
Выражения (51) и (52) справедливы для турбулентного движе-
ния среды, окружающей уплотнение, которое наблюдается в боль-
шинстве случаев работы торцовых уплотнений. Если же движение
ламинарное, то теплоотдача от колец пары трения в среду менее
интенсивна. Однако и трение вращающихся деталей уплотнения
в жидкости становится меньше, чем при турбулентном режиме.
Соответствующие выражения для коэффициентов теплоотдачи
и трения вращающихся плоских и цилиндрических поверхностей
можно найти в работе [14].
Для большинства торцовых уплотнений отвод тепла в окру-
жающий воздух (Q2 на рис. 55) незначительно влияет на общий
баланс тепла и им можно пренебречь. В уплотнениях, работающих
при высокой температуре на газовых средах, его следует рассчи-
тывать по соответствующим выражении теплопередачи в газовую
среду с учетом отвода тепла излучением. Для таких уплотнений
значительная часть тепла может передаваться через сопряженные
с парой трения детали (вал, корпус, крышка, вспомогательные
уплотнения и др.) благодаря теплопроводности колец пары и этих
деталей (Q3 на рис. 55).
71
01'0=1
Из теории теплопроводности тел из-
вестно, что даже для тел простой формы
распределение температуры и поток тепла
выражаются весьма сложными зависимо-
стями. Наиболее близким к кольцу по
форме является полый короткий цилиндр.
При нахождении распределения темпера-
туры в кольце задаются граничными усло-
виями на его поверхностях. В наиболее
общей форме с использованием преобразо-
ваний Ханкеля эта задача для торцовых
уплотнений решена в работе [20].
Методы численного интегрирования и
электротепловой аналогии позволяют
сравнительно просто находить распреде-
ление температуры по сечению кольца
при произвольной его форме и произволь-
ных условиях отвода тепла на границах.
Так, в работе [69 ] методом численного ин-
тегрирования получены кривые распреде-
ления температуры для трех форм сече-
ния кольца (рис. 58, а—в). При расчете
принимали, что выделяющееся в паре тре-
ния тепло отводится от кольца только
через его наружную цилиндрическую по-
верхность в среду с температурой Тж.
Остальные поверхности кольца считали
теплоизолированными.
Кривые и цифры на рис. 58 относятся
к безразмерной температуре
Т = ^Т-Т^~, (53)
где — температура среды; Q — тепло-
вой поток; D и b — средний диаметр и
ширина поверхности трения.
По сравнению с численным методом
более быстрые результаты дает метод элек-
тротепловой аналогии. Температура коль-
ца моделируется электрическим напряже-
нием электропроводной бумаги, а удель-
ный поток тепла — силой тока.
Описанными методами, однако, нельзя
учесть влияние кривизны колец, что до-
стигнуто при использовании метода, ис-
пользованного в работе [20].
Для приближенной оценки потока
тепла, отводящегося от пары трения через
72
наружную цилиндрическую поверхность вращающегося кольца
в рабочую среду, в работе [58] предложена полуэмпирическая
зависимость
Q1 = JrW(7’-T3K)^, (54)
где § = у ф (Ф — площадь поперечного сечения кольца,
если считать, что оно имеет форму полого цилиндра высотой Z);
Д, — коэффициент теплопроводности кольца; Т — температура
в зазоре уплотнения.
Формула (54) не учитывает тепловой поток через неподвижное
кольцо пары трения, который примерно в 10 раз меньше потока
тепла от вращающегося кольца [58]. Для его оценки можно ис-
пользовать также формулу (54).
Для гидродинамических и гидростатических пар трения, рас-
ходы утечек жидкостей через которые могут составлять значитель-
ную величину (от литров до сотен литров в час), следует учесть
тепло, отводимое с утечками:
& = с (Г - Тж) q, (55)
где с—коэффициент теплоемкости жидкости.
Теперь уравнение баланса тепла, из которого определяют
температуру жидкости в зазоре уплотнения, можно записать сле-
дующим образом:
Q + QB = Qi + Qi + Qa + Qt- (56)
В торцовых уплотнениях применяют кольца пар, изготовлен-
ные из материалов с весьма высокими коэффициентами теплопро-
водности [например, углеграфиты, JA. — 100 ккал/(м • ч • гад) ]
и с низкими [например, фторопласты, л — 0,2 ккал/(м • ч • град) ].
Представляет интерес поэтому рассмотрение двух предельных
случаев, когда X —» оо и X —> 0.
В первом случае для обыкновенных пар трения разность между
температурой в зазоре и температурой окружающей среды про-
порциональна
(Г-7Ж)--^. (57)
Для пар трения при X —> 0
(Г-Тж)ч-
й2Ут
(58)
Приведем экспериментальные данные о зависимости темпера-
туры вблизи зазора торцового уплотнения от материалов пары
трения и параметров работы уплотнения.
На рис. 59 представлены результаты измерения термопарами
температуры на среднем радиусе по глубине z неподвижного
73
кольца Из композиционного материала АМИП-ЗОМ (на основе
фторопласта-4) при его трении в уплотнении по кольцу с наплав-
кой стеллита В-ЗК [20]. Теплопроводность АМИП-ЗОМ весьма
низкая, приблизительно соответствует теплопроводности фто-
ропласта-4, поэтому при высоких скоростях скольжения в кольце
наблюдаются большие градиенты температуры. Сами температуры
вблизи поверхности трения достигают сотен градусов. Естественно,
что при этом в зазоре пары трения режим трения близок к сухому.
На рис. 60 приведены экспериментальные данные, получен-
ные во ВНИИГидромаше для полужидкостного режима трения
Рис. 60. График изменения тем-
пературы в кольце из углеграфита
на глубине 1 мм от поверхно-
сти трения (среда —вода, р =
= 40 кгс/см2, руд = 6,9 кгс/см2,
и = 5,68 м/сек, п = 920 об/мин)
Рис. 59. Зависимость температуры
в кольце из АМИП-30 М от рас-
стояния от поверхности трения
(среда—вода при 35° С):
1 — v — 40 м/с; руд = 3 кгс/см2;
2 — и = 100 м/с; Руд — 3 кгс/см2;
3 — и = 40 м/с, руд = 6 кгс/см2;
4 — v = 100 м/с, Руд = 6 кгс/см2
[20 J
в зазоре уплотнения. Уплотнение испытывали на воде с парой тре-
ния сталь 9X18 (HRC 51)—углеграфит 2П-1000, пропитанный
фенолформальдегидной смолой. Температуру измеряли термо-
парами в неподвижном кольце из углеграфита на среднем диа-
метре 118 мм и глубине 1 мм от поверхности трения. Из графика
видно, что разница между температурой воды, окружающей уплот-
нение, и температурой в кольце увеличивается с повышением тем-
пературы воды, так как при этом ее вязкость уменьшается и режим
трения приближается к сухому.
Температуру кольца пары трения (рис. 61) измеряли на глу-
бине 1 мм от поверхности трения при различных скоростях сколь-
жения, давлении масла и двух значениях коэффициента гидрав-
лической разгрузки уплотнений (k = 0,75, k — 1).
В отличие от обыкновенных пар трения, в парах трения гидро-
динамических и термогидродинамических уплотнений часть тру-
щейся поверхности непосредственно омывается окружающей сре-
дой и охлаждается более интенсивно. Это следует учитывать при
расчете их температуры.
74
Приведенные выше данные позволяют с достаточной точностью
оценить температуру в зазоре торцового уплотнения, если известны
силы трения в зазоре. Последние определяют при силовом рас-
чете пары трения, когда задаются температурой (вязкостью) жид-
кости и принимают некоторую величину зазора. Затем при тепло-
вом расчете найденная температура жидкости в зазоре уплотне-
ния, как правило, будет отличаться от первоначально принятой.
Тогда требуется повторный пере-
счет характеристик уплотнения.
Тепловой расчет может пока-
зать, что температура жидкости
в зазоре уплотнения чрезмерно
высока и жидкость будет веки-
Рис. 62. Зависимость температуры
кипения от давления для легких
нефтепродуктов [58];
1 — этилен; - 2 — ацетилен; 3 —
этап; 4 — пропилен; 5 — пропан;
6 — эфир; 7 — изобутан; 8 — h-бу-
тан; 9 — этилхлоран
Рис. 61. График изменения темпера-
туры в кольце из инструментальной
стали торцового уплотнения (пара тре-
ния углеграфит — инструментальная
сталь; среда-масло при 30° С):
1 — k = 0,75, v = 5 м/с; 2 — k = 0,75,
’J = 10 м/с; 3 — k = 1, v = 5 м/с;
4 - 4 = 1,о= 10 м/с [60]
пать, не обеспечивая достаточную смазку пары трения. Чтобы
установить это, необходимо знать зависимость температуры кипе-
ния жидкости от ее давления. Критические условия особенно
легко возникают при работе уплотнений на жидкостях с низкой
температурой кипения (сжиженные газы, легкие нефтепродукты).
В этом случае фирма Флексибокс (Англия), выпускающая уплотне-
ния для оборудования нефтяной и нефтехимической промышлен-
ности, в качестве основных параметров при выборе уплотнения
на те или иные условия работы принимает:
а) количество тепла, выделяющегося при трении в уплот-
нении;
б) разность между температурой кипения жидкости и ее тем-
пературой в камере уплотнения при заданном давлении.
На рис. 62 приведены зависимости температуры кипения от
давления для легкокипящих нефтепродуктов [58].
75
Если расчет показывает, что трение в зазоре уплотнения близко
к сухому трению, необходимо либо снизить интенсивность выделе-
ния тепла в паре (увеличить гидравлическую разгрузку пары,
применить для пары материалы с лучшими антифрикционными
свойствами), либо повысить интенсивность отвода тепла от уплот-
нения (увеличить расход жидкости через камеру уплотнения,
ввести дополнительное охлаждение, применить пару трения
с более высокой теплопроводностью колец и т. д.).
РЕЖИМЫ ТРЕНИЯ И ТЕМПЕРАТУРНОЕ РАСТРЕСКИВАНИЕ
КОЛЕЦ ПАРЫ ТРЕНИЯ
Большинство пар трения работает в наиболее благоприятных ре-
жимах трения от полужидкостного до жидкостного, но достаточно
много пар работают в режимах от граничного до сухого трения.
Для характеристики режима трения в уплотнении, наряду
с температурой в зазоре его пары, можно использовать более удоб-
ный параметр — коэффициент трения.
При этом, как видно из рис. 28 и данных работ [54, 72], в об-
ласти полужидкостного трения разброс экспериментальных точек
значительный.
Таким образом, для торцового уплотнения параметр работы
, u,Vb u,V ,,
в форме или не может однозначно определять коэффи-
циент трения. Это объясняется особенностями рабочего процесса
уплотнения в режиме полужидкостного трения.
Если воспользоваться выражениями (18)—(22), полученными
в теории термогидродинамического расклинивания трущихся
поверхностей, то можно выразить коэффициент трения следующим
образом:
1
, / 5 z cpDtbtp3V3 V „
В эту зависимость входят параметры, характеризующие фи-
зические свойства жидкости (р, ц, с) и трущейся поверхности (aL),
форму поверхности (D, b, L), динамику трения (У, W). Коэффи-
циент трения убывает с увеличением нагрузки на пару трения и
возрастает с увеличением скорости скольжения и вязкости. Это
качественно согласуется с данными работ [54, 72] для полужид-
костного трения.
С уменьшением нагрузки, увеличением скорости скольжения
и вязкости жидкости полужидкостный режим трения переходит
в жидкостный. При этом зазор в уплотнении увеличивается и ко-
эффициент трения возрастает. Используя выражения (29)—(32),
для коэффициента жидкостного трения, получим
(60)
’ f " \ П'2. /
76
Как и следовало ожидать, для жидкостного трения имеем
однозначную зависимость коэффициента трения от параметра ра-
боты, аналогичную зависимости для подшипников скольжения.
При этом <р является лишь функцией формы трущихся поверх-
ностей. Отсюда становится понятно, почему разброс эксперимен-
тальных значений коэффициента жидкостного трения значительно
меньше, чем коэффициента полужидкостного трения (см. рис. 28).
С увеличением нагрузки на пару трения, уменьшением ско-
рости скольжения и вязкости жидкости зазор в паре трения умень-
шается и режим трения уплотнения переходит от полужидкост-
ного к граничному. Последний характеризуется практически пол-
ным отсутствием избыточного гидростатического и гидродинами-
ческого давления жидкости в зазоре пары и слабой зависимостью
коэффициента трения от скорости и нагрузки [60].
На рис. 41 этому режиму соответствует горизонтальный уча-
сток кривой коэффициента трения. Такие закономерности изме-
нения коэффициента трения объясняются особыми свойствами
слоев жидкостей при малых зазорах в парах трения (~0,1 мкм).
Режимы граничного трения могут быть устойчивыми лишь
при работе на жидкостях со смазывающими свойствами (различ-
ные масла и т. п.). Таких свойств нет у газообразных сред. С пере-
ходом от граничного трения к полусухому и затем к сухому коэф-
фициент трения резко возрастает. При сухом трении наблю-
даются колебания коэффициента трения (см. рис. 41), что можно
объяснить падающей формой зависимости коэффициента трения от
скорости скольжения [19].
Если рассматривать поле режимов работы какого-либо торцо-
вого уплотнения на определенной жидкости при постоянной ско-
рости скольжения и в качестве рабочего параметра принять обрат-
ную величину удельной нагрузки в паре трения, то зависимость
коэффициента трения от нагрузки можно представить рис. 63.
Граничные значения коэффициента трения на рис. 63 прибли-
зительно соответствуют парам трения углеграфит—металл.
Кривая на рис. 63 состоит из двух ветвей: левой — от сухого
до граничного трения и правой — от граничного до жидкостного
трения.
При режиме работы пары трения, соответствующем какому-либо
из участков правой ветви кривой, случайное (или закономерное)
увеличение нагрузки приводит к снижению коэффициента трения
в паре. Если же режим работы соответствует участку левой ветви
кривой, то с увеличением нагрузки коэффициент трения резко
возрастает. Отсюда и более резкий рост температуры в зазоре
пары, чем в первом случае. Устойчивость режима работы пары тре-
ния на левой ветви поэтому значительно меньше, чем на правой.
Наблюдения показывают, что при переходе от граничного к полу-
сухому трению происходит дальнейший весьма быстрый (скач-
кообразный) переход к технически сухому трению, часто сопро-
вождающийся перегревом и выходом из строя уплотнения,
77
В то же время некоторые торцовые уплотнения нормально ра-
ботают в режиме сухого трения. К ним относятся уплотнения,
работающие на газах, уплотнения с весьма высокими скоростями
скольжения в парах трения, уплотнения для сжиженных газов
(кислород, азот, гелий и т. д.) и др. Но и в уплотнениях для жид-
костей при эксплуатации возможны режимы полусухого и сухого
трения, хотя такие режимы не допускаются или допускаются
лишь кратковременно.
Режимы сухого трения в уплотнениях валов насосов наблю-
даются, например, при работе насосов, не залитых жидкостями,
Рис. 63. Зависимость коэффициента
трения от нагрузки для разных ре-
жимов трения торцового уплотнения
при срывах подачи насосов и т. д.
При исследовании этого во-
проса нас пока не будет интересо-
вать износ пары трения (если сухое
трение не является нормальным
и длительным режимом работы),
а только то, не произойдет ли
Рис. 64. Профиль поверхности металл
лического кольца с термическими тре-
щинами
в результате повышенного трения и выделения тепла, с возможным
последующим быстрым охлаждением жидкостью, растрескивание
и разрушение колец пары трения?
Испытания и эксплуатация торцовых уплотнений показали,
что терморастрескивание колец пары трения наблюдается часто.
В некоторых случаях после появления трещин уплотнение про-
должает работать с повышенной утечкой жидкости и повышенным
износом до последующей приработки его пары трения, что проис-
ходит из-за увеличения неплоскостности и снижения чистоты по-
верхности трения (рис. 64). В других случаях уплотнение после
терморастрескивания выходит из строя из-за недопустимо боль-
шой утечки жидкости вследствие частичного или полного разруше-
ния колец пары трения. Как правило, терморастрескивание колец
пары трения не сопровождающееся их разрушением, наблюдается
у колец из упруго-пластических материалов, например, из различ-
ных металлов и сплавов (углеродистые, хромистые стали, стел-
литы и т. п.) с твердостью HRC 40—60. При терморастрески-
вании температура на их поверхностях достигает —400°С, о чем сви-
детельствуют цвета побежалости (рис. 65). Трещины направлены ра-
диально и не настолько глубоки, чтобы вызвать разрушение кольца.
В кольцах из более пластичных металлических материалов,
например из аустенитных нержавеющих сталей, термические тре-
щины возникают редко.
.78
Практически не наблюдаются термотрещины в кольцах из
углеграфитов большинства марок и из материалов на основе фто-
ропласта-4.
Наиболее опасно терморастрескивание колец из хрупких ма-
териалов (стекло, керамика), так как при этом образуются сквоз-
ные трещины и кольца разрушаются (рис. 66). Форма таких тре-
щин, как правило, прямолинейная, радиальная, но может быть
и иной.
Рис. 65. Поверхность металлического кольца с термическими трещинами
Возникает вопрос: когда появляются трещины — во время
охлаждения поверхности трения или в период ее быстрого нагре-
вания трением?
В работе Абара (1964 г.) на основе экспериментов сделан вывод
о том, что терморастрескивание колец пары трения происходит
при резком охлаждении поверхностей трения после интенсивного
нагревания во время сухого трения. При сухом трении вследствие
интенсивного износа и температурных деформаций колец герме-
тичность пары ухудшается и возникает большая утечка жидкости
через ее зазор. Жидкость в зазоре вскипает, в результате чего
и происходит быстрое охлаждение поверхностей трения.
Другая точка зрения изложена в работе [60]. Здесь явление
терморастрескивания объсняется неравномерным нагреванием
поверхностей при трении.
На основании проведенных во ВНИИГидромаше опытов можно
заключить, что термические трещины возможны как при охлажде-
нии, так и при нагревании колец пары.
Поскольку в большинстве случаев трещины направлены ра-
диально, то при их образовании главную роль играют танген-
79
циальные напряжения в кольце. Форма и, в частности, высота
кольца существенно влияют на его термопрочность.
Предположим, что начальная температура кольца пары трения
постоянна. С некоторого момента поверхность трения кольца на-
Рис. 66. Поверхность керамического кольца с терморастрескиванием
чинает нагреваться благодаря трению, что эквивалентно действию
распределенных по поверхности источников тепла. При этом нагре-
ваемая поверхность подвержена действию сжимающих танген-
циальных напряжений, в то время как более глубокие от поверх-
ности слои растягиваются. Максимальные напряжения распростра-
няются в глубь кольца. Как только растягивающие тангенциаль-
ные напряжения превысят предел прочности, возникнут термо-
трещины.
80
На рис. 67 показано кольцо пары трения. Начальную темпера-
туру кольца можно считать равной нулю. Принимаем, что все
тепло источников отводится благодаря теплопроводности кольца
в осевом направлении.
Поскольку трехразмерная задача о термических напряжениях
в кольце представляет значительные математические трудности,
рассмотрим плоскую за-
дачу. Это допущение не
внесет большой ошибки,
так как ширина кольца b
обычно невелика по срав-
нению с его диаметром.
Отсюда деформации формы
сечения из-за неравно-
мерного нагрева кольца
(штриховая линия на рис.
67) невелики.
Поскольку температура
при терморастрескивании
колец сравнительно невы-
сока, считаем, что физи-
ческие свойства материала
кольца не зависят от тем-
пературы. В этом случае
распределение темпера-
туры в кольце можно найти
жений, поэтому имеем две системы дифференциальных уравнений
с граничными условиями [10].
Для температуры в кольце получим уравнение теплопровод-
ности
W=0
де-
w =о
--^- = 0
X дУ
а
Рис. 67. Схема к определению температурных на-
пряжений в кольце пары трения
независимо от распределения напря-
дТ _ X . д2Г .
dt рс ду2 1
t = 0:Т = 0;
t>Q:y = O, Q = lP^L,
(61)
где Q—удельный тепловой поток источников тепла.
Интегрирование уравнения (61) проводим методом Фурье.
Используя наши обозначения, для распределения температуры
в кольце можно записать
T=Q(l-y) 8QI ул (-!)«
X зт2Х Zj I)2
/1=0
X ехр [- + 1)> 51п [ISI+Л (1 ~ ~г)] (62)
6 А. И, Голубев
При определении температурных напряжений кольцо заменяем
полосой, как показано на рис. 67, и рассматриваем ее плоское на-
пряженное состояние. Соответствующая система дифференциаль-
ных уравнений будет
G = ~ Vn°y) + а^Т’
(ау vnax) + alT',
0; л- даИ — О- с -- ди дх ~ и> ду ~ ~ дх ’ до ’ ди dv (63)
ду дх ' Граничные условия t — 0 : ох = Оу = 0; t > 0, у = 0, у = 1 : оу = 0; Z^0:-^ = 0, r=joxdz/ = 0
Граничные условия для оу выражают то, что сжимающие
кольцо силы, приложенные к поверхности трения, отсутствуют
(в действительности они малы). Условие постоянства относитель-
ной деформации по высоте кольца получено на основании предпо-
ложения, что деформациями формы и поворота поперечного сече-
ния кольца можно пренебречь. Условие W — 0 получено при
рассмотрении равновесия двух половин кольца.
После элементарного интегрирования системы уравнений для
тангенциальных напряжений получим
„ _ EaLQl /1 у \ ,
х~ X \ 2 I Г
8EaLQl у (-1)" Г Л172 , 1)2 х
+ зт2Л Zj (2n+ I)2 еХр L pci2 J Х
п=0
2n+lj
(64)
Расчеты по выражению (64) показывают, что тангенциальные
напряжений в доли секунды могут достичь величины, близкой
к предельной (при t —» оо). При этом максимальное напряжение
получается на границе кольца, противоположной поверхности
трения, т. е. при у = I.
82
Полагая в выражении (64) и и = / и приравнивая полу-
ченное таким образом максимальное напряжение пределу проч-
ности' материала пв, найдем
(РудЮтах = 7^Ь (65)
Соотношение (65) выражает связь между свойствами материала
кольца и предельными по термопрочности условиями его работы.
Правую часть соотношения (65) можно рассматривать как кри-
терий термопрочности кольца, сходный с критериями, предложен-
ными Абаром и Майером. В отличие от этих критериев, в соотноше-
ние (65) входит высота кольца, т. е. основной параметр, характе-
ризующий его форму.
Как отмечено, второй возможной причиной образования.
термотрещин является резкое охлаждение нагретых поверхностей
трения. Эта задача аналогична рассмотренной выше, если под Q
понимать удельный поток тепла, отводящийся от поверхности
трения кольца.
Изменяя знак перед Q в выражении (64) и полагая t —» оо,
найдем, что в этом случае максимальные тангенциальные напря-
жения возникают на поверхности трения (при у — 0).
Используя данные работы [60], можем подсчитать (рудК)тах
для некоторых материалов (в кгс/см2 • м/с):
Углеграфит ....................388
Твердый сплав (93% WC, 7% Со) 308
Стеллит ....................... 50
Искусственный корунд (96% А12О3) 30
Стеатит ........................ 4
Как видно, критерий (рудК)тах Для различных материалов
может отличаться в сотни раз. Наиболее высокие критерии имеют
углеграфитовые материалы, что при хороших антифрикционных
свойствах и коррозионной стойкости позволяет широко применять
их в парах трения торцовых уплотнений.
ДЕФОРМАЦИИ КОЛЕЦ ПАРЫ ТРЕНИЯ
Под действием давления, пружины, сил затяжки при закрепле-
нии колец, инерции вращения и внутренних напряжений кольца
пары трения деформируются и в результате форма зазора пары
изменяется.
Деформации, вызванные перечисленными выше факторами, на-
зовем силовыми.
Кроме них на форму зазора существенно влияют температурные
деформации колец, являющиеся следствием трения в зазоре уплот-
нения и неравномерного нагревания колец, действия высоких или
низких температур на пару и влияния изменений температуры на
силовые напряжения в кольцах.
6* 83
Оценка тех или иных деформаций в паре трения достаточно
сложна. Остановимся лишь на основных наиболее часто встре-
чающихся видах деформаций, используя для их оценки простей-
шие методы. Рассмотрим деформации, нарушающие плоскостность
рабочих поверхностей пары трения. Их можно разделить на сле-
дующие виды: 1) деформации, вызывающие волнистость трущихся
поверхностей; они не симметричны относительно оси кольца;
2) деформации скручивания кольца, вызывающие поворот его се-
чений на один и тот же угол, и 3) деформации формы сечений кольца.
Деформации второго и третьего вида имеют осевую симметрию.
а)
Рис. 68. Схемы деформации и
движиого кольца пары трения
(а) и конфузорного (б) зазоров
неравномерного износа непо-
с образованием диффузорного

На практике те или иные виды деформации в чистом виде не
наблюдаются, но почти всегда можно установить, какие из них
имеют определяющее значение. Деформации, вызывающие вол-
нистость трущихся поверхностей, уменьшают трение ^увеличивают
утечку жидкости через зазор пары, что объясняется увеличением
зазора в паре и гидродинамическим расклиниванием ее поверх-
ностей (см. стр. 46).
Деформации скручивания колец превращают зазор пары тре-
ния в диффузорный или конфузорный (рис. 68).
При диффузорном зазоре жидкость может, заполнять как весь
зазор, так и его часть. Это зависит от угла диффузорности и числа
Рейнольдса течения жидкости через зазор. Поскольку в торцовых
уплотнениях с обыкновенными парами трения числа Рейнольдса
течения и углы диффузорности весьма малы, то можно считать, что
жидкость полностью заполняет зазор и режим течения ламинарный.
Для практических расчетов деформаций обыкновенных пар
трения можно использовать приближенную зависимость распре-
деления давления в зазоре от угла поворота сечения, полученную
в пренебрежении кривизной колец и силами инерции вращения
жидкости. Исходное дифференциальное уравнение течения жидко-
сти
~ =0. (66)
ах \ ах / 4
84
Граничные условия:
х = 0, р = р0;
х = Ь, р = 0.
При этом h = /i0 (1 +6-y-J, где знак плюс соответствует диф-
фузорному зазору, а минус — конфузорному. Интегрируя урав-
нение (66), получим
— p°h° Г ( h° ± 9Ь V
(/1Q ± 0Ь)2 ~ Ло - \ h(j± Qx /
(67)
Отношение суммарной гидростатической силы при распределе-
нии давления по выражению (67) к силе при линейной зависимости
давления от х
We
WQ
Dq / 1
D« 11 А JL.
\ - 2A0
(68)
где De, Do — диаметры окружностей центров тяжести эпюр
давления.
В предельных случаях касания колец по наружному и внутрен-
нему диаметрам поверхности трения имеем We = 0 и ^-21У0,
‘-'о
т. е. минимальная гидростатическая сила равна нулю, а макси-
мальная — приблизительно удвоенной силе при параллельных
стенках.
Силовые деформации
Силовые деформации существенно влияют на работу уплотнений
при давлениях среды более 10—20 кгс/см2.
В первую очередь следует оценивать деформации колец из
материалов с низкими модулями упругости, например, из угле-
графитов (Е ж 105 кгс/см2) и пластмасс (Е 104 кгс/см2).
Вид и величина силовых деформаций во многом зависят от
конструкции уплотнения.
Например, в одном из вариантов уплотнений, показанном на
рис. 6 [28], при диаметре втулки более 80 мм и давлении около
20 кгс/см2 наружная утечка жидкости превосходила нормальную,
несмотря на высокую плоскостность уплотнительных поверхностей.
Утечка была вызвана волнистостью поверхности неподвижного
углеграфитового кольца. Деформация кольца произошла под дей-
ствием сил давления из-за наличия в тыльной части кольца паза
(для фиксации от проворота), значительно ослабляющего его се-
чение, и опирания кольца на резиновое уплотнительное кольцо.
85
Указанные деформации были снижены в результате увеличения
размеров поперечного сечения кольца, т. е. повышения его жест-
кости, и переноса паза на буртик по внешнему диаметру кольца
(см. рис. 6).
В качестве примера силовых деформаций скручивания при-
ведем результаты проведенных во ВНИИГидромаше испытаний
На воде с давлением 60 и 100 кгс/см2 и 3000 об/мин вала торцовых
уплотнений (рис. 69).
В этих уплотнениях использовали пару трения сталь 9X18
(HRC 50—60) — углеграфит марки ПК-0, пропитанный фенол-
формальдегидной смолой. При испытаниях изменяли форму и за-
крепление неподвижных углеграфитовых колец (рис. 70, а—г).
Справа от колец изобра-
Рис. 69. Уплотнение для давления воды до
100 кгс/см2 (конструкция ВНИИГидромаша)
жены их сечения с при-
ложенными силами дав-
ления, пружин и опор-
ными реакциями. Кольца
не имеют пазов, выточек,
нарушающих их осевую
симметрию.
Испытания торцовых
уплотнений с кольцами,
показанными на рис. 70, а,
проводили на стенде на
водопроводной воде с дав-
лением 60 кгс/см2 и темпе-
ратурой до 40° С. Коэффи-
циент гидравлической разгрузки пары трения был близок к 0,5,
удельное давление составляло 7,8 кгс/см2.
Измеренный во время испытаний коэффициент трения был бли-
зок к 0,03. Испытывали несколько уплотнений. Большинство из
них выходило из строя через несколько десятков часов работы
вследствие больших утечек через пару трения, возникавших уже
при давлении воды 25—30 кгс/см2.
Наибольшая длительность испытания 403 ч. На рис. 71 при-
ведена зависимость расхода утечки воды через уплотнение от вре-
мени. Видны резкие колебания утечки, соответствующие сниже-
нию и последующему повышению давления воды во время оста-
новок— пусков стенда.
Разборка уплотнения после 403 ч испытаний показала, что
поверхности пары трения имеют приработанный блестящий вид,
однако их износ неравномерен (рис. 72). Максимальный линейный
износ углеграфитового и металлического колец произошел вблизи
наружного диаметра поверхности трения. Он составил 0,35 мм
для углеграфитового кольца и 0,02 мм для металлического. Износ
уменьшался от наружного диаметра к внутреннему, что видно
из профилограммы поверхности металлического кольца
(см. рис. 72, г), снятой в радиальном направлении.
86
В результате неравномерного износа зазор пары трения при-
обрел конфузорную форму и в соответствии с формулой (68) гидро-
статическая сила в зазоре возросла.
Это явление можно объяснить силовыми деформациями угле-
графитового кольца.
Деформации, вызывающие волнистость рабочей поверхности
кольца вследствие его опирания на резиновое кольцо, трудно оце-
нить теоретически, и они в данном случае не имели решающего
значения. Основными были деформации скручивания (поворота
сечений) кольца.
Существуют различные методы оценки величины деформаций
[41, 60, 66]. Некоторые из них основаны на моделировании дефор-
87
мации с использованием для моделей колец материалов с низким
модулем упругости, а также на применении прозрачных моделей
и методов интерференции света.
В других методах использованы уравнения теории упругости
толстостенных оболочек.
б)
Рис. 72. Детали уплотнения после
4'03 ч испытания при 60 кгс/см2:
а — углеграфитовое кольцо и вра-
щающаяся часть уплотнения; б —
поверхность кольца.из стали 9X18
(10х); в и г — профилограммы по-
верхностей трения до и после испы-
таний
г)
Наиболее применим благодаря простоте приближенный метод
сопротивления материалов. Если отношения наружного радиуса
кольца к внутреннему меньше 1,5 и если сечения не имеют сильно
выступающих частей (оба условия обычно соблюдаются в торцовых
уплотнениях), угол 0 поворота сечений-под действием распреде-
88
ленного момента Л1с вычисляют по формуле
где Jrc— момент инерции сечения кольца относительно оси, про-
ходящей через центр тяжести сечения и параллельной
радиусу центра тяжести гс.
Для колец прямоугольного сечения, у которых отношение на-
ружного радиуса г2 к внутреннему гг значительно отличается от
единицы, угол поворота сечений выражается зависимостью
0 = -12МсГс . (70)
EZ3 !п—
ri
Произведем расчет 0 для нашего случая (см. рис. 70, а).
Определяем положение центра тяжести сечения
хс = = 8,7 мм; z' = -Д- = 25 6 мм,
где Sx, S — статические моменты площади кольца относительно
соответствующих осей.
Далее подсчитываем момент сил относительно центра тяжести
при р = 60 кгс/см2 и силы пружины F — 30 кг:
/Ис = 32,6 кгс-см/см.
Момент М,. действует в направлении против часовой стрелки.
По формуле (69) получим
0 = 9,9 • 10“ 3 рад.
Умножая угол 0 на радиальную ширину поверхности А, на-
ходим смещение наружной границы поверхности относительно
внутренней д = 0,027 мм.
Аналогичный расчет для другого варианта (см. рис. 70, б)
дает
/Ис = 7,3 кгс .см/см;
0 = 2,23 10-3 радр 6 = 0,0061 мм.
Деформация поворота сечения во втором варианте в 4,5 раза
меньше, чем в первом (см. рис. 70, а), что достигнуто лишь измене-
нием конструкции установки кольца без изменения его формы.
Установка кольца во втором варианте отличалась от первого
еще и тем, что кольцо своей тыльной поверхностью опиралось на
металлическую поверхность, причем обе эти поверхности были до-
ведены с высокой степенью точности. Тем самым по сравнению
с первым вариантом деформации волнистости были в значительной
степени снижены.
89
лмилпи ввести деформацию поворота сечений
к нулю, если момент сил, действующих в поперечном сечении
кольца, равен нулю. Это достигается изменением формы сечения
кольца, места расположения уплотнительного резинового кольца
и опорной поверхности В. Так, уменьшая высоту кольца до 15 мм,
как показано на рис. 70, в, можно значительно уменьшить его
деформацию по сравнению с вариантом на рис. 70, б. При этом
получаем
Мс = 2,6 кгс см/см; 0 = 0,93-10“3 рад;
6 = 0,0026 мм.
Практически из-за неизбежных неточностей расчета, а также
изменений формы эпюры распределения давления в зазоре уплот-
нения момент сил, скручивающих кольцо, никогда не получается
равным нулю. Для пояснения влияния формы эпюры на момент
Рис. 73. Положение силы реакции при форме зазора пары трения:
а — диффузорной; б — с параллельными стенками; в — конфузорной
обратимся к рис. 73. Здесь показаны три возможные формы зазора
пары трения, возникающие в результате неравномерного износа,
силовых или температурных деформаций пары трения. Во всех
трех случаях для одного и того же уплотнения при одинаковом
давлении суммарная сила реакции W й одна и та же. Она склады-
вается из силы гидростатического давления жидкости (или газа)
в зазоре и силы контактной реакции.
На рис. 73 ориентировочно показаны эпюры гидростатиче-
ского (р) и контактного (руд) давлений при различных формах
зазора, если их подсчитывать по формулам (19) и (67). С измене-
нием зазора от диффузорного к конфузорному суммарная реакция
Г о смещается ближе к выходу из зазора пары трения, т. е. ее
момент относительно центра тяжести сечения изменяется.
Изменение момента имеет такой знак, что результирующий
момент стремится деформировать данный зазор в зазор с парал-
лельными стенками (см. рис. 73, б), поворачивая сечение кольца
относительно центра тяжести С± или С2-
Если не учитывать гидродинамическую жесткость, то, как по-
казано в работе [63], наибольшую гидростатическую жесткость
по отношению к деформациям поворота сечений имеет зазор кон-
90
фузорной формы с отношением максимальной высоты к минималь-
ной, равным 2. Однако одновременное действие неравномерно
распределенных руд должно изменять это соотношение.
Возникновение значительных пиков нагрузок руд на границах
пары трения приводит к ее неравномерному износу. Это подтвер-
ждается экспериментальными данными (см. рис. 72). Неравномер-
ностью износа пары можно объяснить и резкие колебания расхода
утечки через уплотнение, углеграфитовое кольцо которого было
подвержено значительным деформациям скручивания. Обратимся
вновь к рис. 68. При силовых деформациях, показанных на рис. 68,
а, в первую очередь изнашивается наружная кромка пары тре-
ния (граница изношенной поверхности обозначена штрих-пунктир-
ной линией). При сбросе давления кольцо возвращается в свое
недеформированное состояние и зазор приобретает конфузор-
ную форму. Если снова поднимать давление среды, то эпюра рас-
пределения давления в зазоре пары становится выпуклой, стык
пары может раскрыться и начнется сильная утечка. При дальней-
шей работе в результате деформации углеграфитового кольца пара
трения может закрыться и величина утечки уменьшится. Это и
наблюдалось в виде колебаний расхода утечки (см. рис. 71).
Обратная картина возникнет при деформациях, образующих
первоначально конфузорный зазор (см. рис. 68, б). Здесь после
снижения давления при неравномерном износе зазор пары тре-
ния становится диффузорным, поэтому последующее повышение
давления вызовет в паре трения чрезмерно большие нагрузки и,
как следствие, перегрев, повышенный износ и терморастрескива-
ние колец.
Рассмотрим теперь деформации колец пары трения, установка
которых практически полностью исключает деформации поворота
сечений.
В качестве примера детально рассмотрим деформации угле-
графитового кольца уплотнения вала циркуляционного насоса
(рис. 74).
91
Поверхность трения кольца имеет канавки (см. рис. 40, в)
для обеспечения условий термогидродинамического расклинива-
ния пары трения.
Кольцо можно считать как неподвижным, так и вращающимся,
поскольку влияние сил инерции на его деформации при высоком
давлении среды мало. Кольцо опирается своей тыльной доведенной
поверхностью на доведенный выступ обоймы, расположенный так,
что реакция опоры Fw и действующая в зазоре суммарная сила IF0
(гидростатическая + контактная сила) взаимно уравновешены.
Момент сил давления р, действующих на часть поверхности кольца
относительно центра тяжести его сечения, равен нулю.
При этом считаем, что резиновое уплотнительное кольцо пол-
ностью передает давление жидкости р на соприкасающиеся с ним
поверхности. Равенство нулю момента сил давления достигается
применением симметричной формы сечения кольца (небольшой
выступ уплотняющего пояска незначительно влияет на равновесие
силовых факторов) и симметрией действующих сил.
Такая идеализированная картина отсутствия деформаций по-
ворота сечений кольца может быть нарушена из-за неопределен-
ности положения силы реакции опоры Fw. В предельных случаях
при значительных температурных или силовых деформациях опор-
ных поверхностей сила реакции может проходить через точки 1
или 2. Тогда возникают моменты в плоскостях сечений кольца.
С увеличением угла поворота сечений эпюры распределения сил
в зазоре уплотнения перестраиваются таким образом (см. рис. 73),
что величина моментов убывает. Они воспринимаются сопротивле-
нием кольца на скручивание.
Допустим, что сила реакции Fw = Wo сместилась в точку 1.
Тогда равновесие кольца нарушится и угол поворота его сечений
можно определить из уравнения
г0/0[1-Ф(9)] = ^-се, (71)
где ф (0) — функция, определяющая положение равнодействую-
щей сил Ц70 в зазоре уплотнения в зависимости от
угла 0.
В соответствии с рис. 73, а функция ф стремится к единице
при стремлении 0 к некоторому предельному значению 0т, при
котором Wo приложена в точке 3 (см. рис. 74).
При перемещении равнодействующей Fw в точку 2 уравнение
равновесия моментов сохранит вид уравнения (71), но вид функ-
ции ф (0) изменится. Ее предельное значение в соответствии
с рис. 73, в будет меньше единицы.
Таким образом, в обоих рассмотренных случаях ф (0) — моно-
тонно возрастающая функция. Эту функцию можно найти, исполь-
зуя выражения (19) и (67) для распределения контактных удель-
ных давлений и давления в зависимости от величины и формы
зазора.
92
Другим видом деформаций являются деформации формы сече-
ний кольца. Они происходят при любой форме колец и различной
их установке в уплотнении. Деформации формы начинают суще-
ственно влиять на работу пары трения лишь при высоких давле-
ниях и больших размерах сечений колец.
На рис. 74 показаны деформации формы сечения кольца под
влиянием сил давления. Зазор пары трения приобретает конфузор-
ную форму, а эпюра распределения давления становится выпуклой.
Чтобы определить величину деформаций формы сечений кольца,
можно использовать уравнения теории упругости или моделиро-
вание. Обычно считают материал кольца подчиняющимся закону
Гука. Тогда для относительной его деформации в направлении оси
кольца в цилиндрических координатах имеем
€г=4^-¥п(ст' + стф)Ь (72)
Напряжения аг и аф можно приближенно определить по урав-
нениям Ламе для круглой трубы, нагруженной наружным давле-
нием:
(73)
(74)
Оценим величину возможных деформаций и напряжений кольца
в уплотнении вала циркуляционного насоса при следующих усло-
виях: давление воды р = 200 кгс/см2, t\ ~ 109 мм, г2 = 150 мм,
Dr = 224 мм, П2 = 248 мм, b = 12 мм, I = 29 мм, Н — 1 мм,
радиус центра тяжести сечения гс = 130 мм, равнодействующая
гидростатической и гидродинамической сил на единицу длины
И70 = 160 кгс/см, координата точки приложения равнодействую-
щей 10 — 4 мм, материал кольца — углеграфит с Е = 10в кгс/см2,
vn = 0,2; ов (сжатия) = 1500 кгс/см2.
Предположим, что в результате изменений условий сила реак-
ции Fw переместилась в точку 1. Условно принимаем ф (0) =
= 0/0т, где 0т— предельное значение 9, при котором Wo прохо-
дит через точку 3. Пусть bQm = 0,01 мм, тогда, используя урав-
нение (71), найдем
6г — Ь0 = 0,0095 мм.
1
Если считать ф (0) = ) 2 , то получим 6г = Ь0 =
= 0,0076 мм.
Интересно отметить, что сокращение линейных размеров сече-
ния кольца в 2 раза, т. е. уменьшение его жесткости на скручи-
93
вание примерно в 16 раз, приводит к увеличению деформации по-
ворота сечений менее чем в 2 раза.
Определим теперь деформации формы сечения кольца в точ-
ках 3 и 4 его уплотняющей поверхности.
По формулам (73) и (74) имеем в точке 3 : ог = —96 кгс/см2,
ст = —752 кгс/см2; в точке 4 : стг = — 21 кгс/см2, стф =
= —827 кгс/см2.
Пренебрегая влиянием руд, считаем о2 =—р (г) в зазоре
уплотнения. Тогда для точки 3 ст2 = —200 кгс/см2, а для точки 4
стг = 0
Рис. 75. Кольца из углеграфита 2П-1000, пропитанного фенолформальдегидной
смолой, разрушенные давлением воды
По уравнению (72) найдем:
в точке 3
= —3,2 X 10"4, 62 = —41,009 мм;
в точке 4
С2 = +1,68 X 10"3, 62 = +0,051 мм.
Таким образом, в результате деформации точка 4 стала вы-
ступать над точкой 3 на 0,06 мм, т. е. зазор приобрел сходящуюся
(неравномерно) форму (см. рис. 74, б).
Как видно из приведенного расчета, напряжения и деформации
формы сечений кольца достаточно велики.
Близкие по виду и величине деформации получаются при уста-
новке углеграфитового кольца, показанной на рис. 70, г. Здесь
углеграфитовое кольцо своей тыльной поверхностью, доведенной
до высокой степени плоскостности, опирается на доведенную по-
верхность металлического опорного кольца (см. рис. 69).
Во время испытаний узлов уплотнений, показанных на
рис. 69, на воде при давлении 100 кгс/см2 наблюдали случаи раз-
рушения колец, если давление воды поднималось до—150 кгс/см2.
Разрушение было хрупким и носило характер скола, причем тре-
94
щина возникала по наружной границе уплотняющего пояска
в месте его перехода в опорную часть кольца (рис. 75).
Характер разрушения свидетельствовал о больших местных
напряжениях, связанных с резким переходом одной поверхности
кольца в другую и сравнительно большой высотой уплотнитель-
ного пояска (1,5—2 мм).
Значительные деформации трущейся поверхности колец могут
возникать при их установке в металлические крышки или обоймы
(см. рис. 7). Кольца пары трения обычно вклеиваются по всей
поверхности контакта с обоймами. По наружному диаметру их
можно устанавливать как с натягом, так и с небольшим зазором.
Клеющее вещество обеспечивает герметичность и прочность соеди-
нения. Однако при этом деформации обоймы передаются на кольцо
пары трения.
Особенно типична передача обоймой установочных деформаций
при ее затяжке на валу или в корпусе машины. Как правило, это
деформации волнистости, ухудшающие герметичность уплотне-
ния. Конструкция обойм и их установка в машине должны обес-
печивать минимальную деформацию обойм и локализовать ее та-
ким образом, чтобы она не передавалась на кольцо пары трения.
С этой точки зрения свободную установку колец в обойме или
обоймы на вал следует считать оптимальной.
Температурные деформации
Температурные деформации колец пары трения возникают в ре-
зультате неравномерного их нагрева выделяющимся в зазоре
уплотнения теплом. Неравномерность распределения температуры
по сечению колец (см., например, рис. 58) и пространственный
характер эпюры распределения температур сильно затрудняют
определение температурных деформаций колец.
Однако здесь можно использовать приближенные методы, ана-
логичные используемым при оценке силовых деформаций.
На основе предположения, что сечения кольца остаются пло-
скими и не изменяют свою форму, в работе [66] получена фор-
мула для угла поворота сечений, идентичная формуле (69):
Q = -^-\\(T-T0)ydxdy, (75)
ZJ r~ J i
с ф
Где То—минимальная температура кольца, а интеграл берется
по площади сечения кольца Ф.
Если сечение кольца имеет прямоугольную форму, его тем-
пература не зависит от радиальной координаты и уменьшается
линейно от поверхности трения в направлении оси кольца, то на
основании формулы (75) получим
0 = aLrc (Т — (76)
95
Как видно из формулы (76), угол поворота сечений кольца
в 2 раза меньше угла при его свободном расширении. Это объяс-
няется действием тангенциальных напряжений.
Если задаться разностью температуры (Г — ТQ) = 50° С, то
для кольца, показанного на рис. 74, считая коэффициент линей-
ного расширения равным 3 X 10“8 1/°С, по формуле (76) полу-
Рис. 76. Температурные де-
формации торцового уплот-
нения с обыкновенной парой
треиия со сварным метал-
лическим сильфоном при ра-
боте на расплавленном нат-
рии [30]
чим Ьв — 0)004 мм. При этом зазор в паре трения приобретает
Конфузорную форму.
Значительные температурные деформации наблюдались в паре
трения торцового уплотнения с металлическим сварным сильфо-
ном, работавшего на расплавленном натрии (рис. 76) [30]. Эти
деформации вызваны
высоким коэффициен-
том трения в паре из-за
отсутствия у жидкого
натрия смазывающих
свойств. Только после
замены обыкновенной
пары трения на гидро-
динамическую со спи-
ральными канавками
(рис. 77) величина тем-
пературных деформаций
была снижена и уплот-
нение работало устой-
чиво без заметного из-
носа.
Рис. 77. Кольцо гидродинамической пары трения:
/ — канавка глубиной 0,038 мм и шириной 1,27 мм;
2 — площадка шириной 0,53 мм
Температурные деформации, так же как и силовые, вызывают
изменения формы сечений колец (вращающееся кольцо на рис. 76).
Они особенно велики в области зазора пары трения, так как
здесь наибольшие градиенты температуры.
Полная температурная деформация пары трения, включающая
деформацию поворота сечений и деформацию формы сечений колец,
может создавать как конфузорный, так и диффузорный зазоры
в паре трения.
В последнем случае (см. рис. 76) удельные нагрузки в паре тре-
ния возрастают и режим трения смещается в сторону сухого трения.
Для большинства торцовых уплотнений утечки рабочих
жидкостей направлены к оси вращения вала, так как это обеспе-
чивает лучшее охлаждение пары трения и сепарацию абразивных
примесей.
В этих случаях осевые и радиальные градиенты температуры
в кольцах вызывают деформации одного и того же знака, которые
способствуют образованию конфузорного зазора в паре трения.
Благодаря этому обеспечивается стабильность работы пары тре-
ния уплотнения. Эффект образования конфузорного зазора уси-
ливается в термогидродинамических парах трения (по сравнению
с обыкновенными) благодаря более интенсивному охлаждению
одной части поверхности трения (см. рис. 40).
Сочетание высокого коэффициента температурного расшире-
ния с низкой теплопроводностью (например, у колец из материа-
лов на основе фторопласта-4) неблагоприятно, так как усиливает
температурные деформации. При испытаниях во ВНИИГидро-
маше уплотнений с такими кольцами (см. рис. 11) наблюдались
случаи неравномерного износа их поверхностей трения, сходного
с износом при действии моментов на кольцо (см. рис. 68).
Остаточные напряжения и деформации
При доводке пар трения и их работе в торцовых уплотнениях на-
блюдались деформации уплотнительных поверхностей, которые
проявлялись не сразу, а по истечении некоторого времени. Обычно
это были деформации волнистости и их величина выражалась
в отклонениях от плоскости в несколько микронов. Причины воз-
никновения таких деформаций различны. В качестве одной из
них можно назвать небольшие остаточные напряжения в кольцах,
возникающие при их изготовлении. Процессы, аналогичные ста-
рению чугуна, наблюдались в кольцах из силицированного гра-
фита марки ПГ-50С. Так, у колец с высокой степенью плоскост-
ности (отклонения не более 0,3 мкм) через 10—20 ч хранения пло-
скостность ухудшалась и отклонения составляли несколько ми-
кронов. При последующих доводках колец эти деформации по-
степенно прекращались.
Другой причиной возникновения деформаций является за-
прессовка и вклейка колец в обоймы. Напряжения, возникающие
при таком закреплении колец, вызывают со временем деформации
доведенных поверхностей. Для устранения деформаций рекомен-
дуется выдержка колец перед их доводкой в условиях смены тем-
ператур, например на подоконнике в течение от нескольких дней
до двух недель. Другим способом устранения остаточных напря-
жений является выдержка колец в печи при определенной тем-
пературе [23].
Остаточные деформации появлялись после пуска уплотнений
в работу в результате действия давления и температуры на кольца.
Некоторую роль в этом процессе, по-видимому, играют реологи-
7 А. И. Голубев 97
ческие свойства клея. Такие деформации наблюдались, например,
у керамических колец (керамика марки ЦМ332 с 99% А12О3),
вклеенных на лаке Ф-10 в крышки из стали Х17Н13М2Т, при
испытаниях на воде в паре с углеграфитом 2П-1000, пропитанным
фенолформальдегидной смолой. Частота вращения валов диа-
метрами 100 и 130 мм составляла до 3000 об/мин. Уплотнения по
конструкции близки к показанным на рис. 8 и 10. Герметичные
в неподвижном положении, они при вращении вала сразу начи-
нали пропускать большие утечки. При разборке обнаружены де-
формации притертых поверхностей керамических колец.
Применение металлических обойм с тонкими стенками (тол-
щиной ~1 мм), охватывавшими керамические кольца по наруж-
ному диаметру, значительно снизило указанные деформации.
Деформации волнистости возникают также при неоднородности
материала самих колец. Так, например, при испытаниях во
ВНИИГидромаше уплотнений высокого давления на воде с парой
трения силицированный графит ПГ-50С по силицированному гра-
фиту УМС, последний имел неодинаковую степень силицирования
по окружности кольца (это было обнаружено рентгеновским про-
свечиванием кольца). В результате под действием давления (100—
150 кгс/см2) кольцо деформировалось неодинаково в направлении
окружности и его трущаяся поверхность становилась волнистой.
Утечка через пару трения возрастала, момент трения падал и ре-
жим трения приближался к жидкостному.
Аналогичные деформации возникают при неоднородности мате-
риала кольца из-за переменности коэффициента температурного
расширения или износостойкости кольца.
Рассмотренные силовые, температурные и остаточные дефор-
мации обычно малы, и поэтому можно считать, что они подчи-
няются закону Гука, хотя материалы колец не всегда имеют это
свойство. Отсюда полную деформацию какого-либо кольца можно
найти, суммируя отдельные его деформации.
Деформации, за исключением некоторых случаев, нежела-
тельное явление в парах трения, так как они приводят к неравно-
мерности и большей интенсивности износа и увеличивают утечку.
ВЛИЯНИЕ НЕТОЧНОСТЕЙ УСТАНОВКИ,
ИЗГОТОВЛЕНИЯ, БИЕНИЙ ВАЛА И ДРУГИХ ФАКТОРОВ
НА РАБОТУ ПАРЫ ТРЕНИЯ
Пару трения рассматривали выше изолированно от конструкции
уплотнения в целом и его установки в машине, считая, что ника-
кие возмущающие силы не действуют на вращающееся и неподвиж-
ное кольца. Это идеальный случай. В действительности имеют
место неточности установки уплотнения; неточности изготовления
уплотнения; биения вала.
Все это влияет на силы и моменты, действующие в паре
трения.
98
Рассмотрим влияние неточностей установки. В любом торцо-
вом уплотнении плоскость стыка пары трения всегда отклонена
от положения, перпендикулярного оси вращения вала, т. е. имеется
некоторый перекос пары трения. Величина этих отклонений в уп-
лотнениях с вращающимся упругим элементом приблизительно на
порядок больше, чем в уплотнениях с неподвижным упругим
элементом (см. рис. 2).
В уплотнениях с вращающимся упругим элементом будем
различать два случая, когда кольцо пары трения приводится во
вращение посредством упругой связи (пружины, сильфона и т. п.)
и шарнирной связи (поводка, шпонки, штифта и т. п.). Упругую
связь можно рассматривать как связь с помощью гибкого вала.
Рис. 78. Схемы к расчету силовых факторов, действующих на пару трения в уплот-
нениях с вращающимся упругим элементом
На рис. 78, а в качестве упругого элемента применен сильфон.
Угловая частота вращения кольца пары трения при этом равна
угловой частоте вращения вала. Считаем упругую связь идеаль-
ной, *г. е. пренебрегаем работой деформации и инерцией упругого
элемента, тогда равновесие упругого элемента с кольцом пары
трения можно представить, как показано на рис. 78, а.
Для идеальной упругой связи момент слева по абсолютной
величине равен моменту трения Мт в стыке торцового уплотнения.
Из-за перекоса стыка в теле сильфона возникает изгибающий мо-
мент, уравновешивающийся моментом сил, действующих в стыке
пары трения: Му = kya. Под влиянием Л4у упругий элемент при-
обретает форму части тора. Равновесие сильфона возможно в слу-
чае; если к нему приложены некоторые моменты Мп = Мт tg ~.
В соответствии с рис. 78, а, векторы Мп направлены перпенди-
кулярно Му и совместно с Му стремятся раскрыть стык пары
трения.
При пуске уплотнения в работу на кольцо действует инер-
ционный момент 70 суммирующийся с моментом трения. Об-
1
99
щий момент, стремящийся раскрыть стык пары трения, для малых
значений а равен
Мо = a. ]/4 + ^(X+J0-^)2. (77)
На сильфон (см. рис. 78, а) действует также поперечная сила,
являющаяся равнодействующей сил давления, приложенных к его
поверхности (изнутри или снаружи).
Эта гидростатическая сила расположена в плоскости чертежа
на рис. 78, а, и ее величина определяется разностью площадей
верхней и нижней половин сильфона:
Fs = narlpp, (78)
где гср— средний радиус сильфона.
Сила Fs воспринимается сильфоном, если его поперечная жест-
кость достаточно велика. В противном случае она передается на
кольцо пары трения и должна восприниматься поверхностью,
центрирующей кольцо относительно вала.
При передаче момента трения уплотнения с помощью поводков,
шпонок и других элементов получают шарнирные соединения по-
лукарданного типа.
На рис. 78, б схематично показано вращающееся кольцо тор-
цового уплотнения при двух положениях поводков. Ось вращения
кольца составляет с осью вала угол а. В отличие от упругой связи,
угловая частота вращения кольца в данном случае не остается
постоянной, а зависит от положения поводков.
Однако при весьма малых значениях а, наблюдаемых на прак-
тике, этими колебаниями угловой скорости и возникающими в ре-
зультате силами инерции можно пренебречь и считать сох — со.
В контактах между поводками и вращающимся кольцом уплот-
нения действуют нормальные силы F и силы трения Тг.
Кроме того, на вращающееся кольцо передается некоторый
момент Му, определяемый упругостью и силами трения уплот-
нительного кольца относительно сопряженных поверхностей.
Рассматривая положение кольца, когда плоскость располо-
жения поводков совпадает с плоскостью угла перекоса, получим
выражение для момента, раскрывающего стык пары трения:
М0 = Му + /п(Мт + 70-^), (79)
где fn — коэффициент трения в контакте поводков с кольцом;
Jo—осевой момент инерции кольца.
Действием поперечной силы (равнодействующей сил давления)
на кольцо в данном случае можно пренебречь, так как при угло-
вом перемещении кольца площади действия давления изменяются
незначительно.
При определении сил и моментов для случаев, показанных на
рис. 78, считали, что кольцо пары трения имеет геометрически
100
правильную форму и вращается вокруг своей оси симметрии.
В действительности из-за неточностей изготовления, установки
кольца, радиального биения вала на кольцо действует попереч-
ная сила инерции
I = та2е, (80)
Рис. 79. Схема к расчету силовых
факторов, действующих иа пару
трения в уплотнениях с неподвиж-
ным упругим элементом
где е — расстояние центра тяжести кольца от оси вращения.
Эта сила вращается с угловой скоростью вращения кольца и
должна восприниматься центрирующей поверхностью вала
(втулки) или упругой связью. Если ось вращения кольца состав-
ляет некоторый угол с осью его инер-
ции, то на кольцо действует момент
Ми = J1Co2p, (81)
где —момент инерции кольца
относительно оси, перпендикулярной
оси инерции; р — угол между осью
инерции и осью вращения кольца.
Рассмотрим теперь силовые фак-
торы, действующие в уплотнении
с неподвижным упругим элементом
(рис. 79).
При вращении кольца, установ-
ленного неперпендикулярно оси вра-
щения, неподвижное кольцо, свя-
занное с упругим элементом (с силь-
фоном на рис. 79), будет колебаться. С достаточной степенью точ-
ности можно принять, что центр тяжести неподвижного кольца
при колебаниях не изменяет своего положения. Тогда на кольцо
действует только момент сил инерции. Нетрудно показать, что
момент сил инерции относительно диаметра кольца, лежащего
в плоскости угла а, равен нулю. Поэтому плоскость действия мо-
мента сил инерции Л4И совпадает с плоскостью угла а. Он направ-
лен противоположно моменту упругого элемента, возникающему
в результате перекоса вращающегося кольца на угол а. Пло-
скость угла а вращается с угловой скоростью со, поэтому направ-
ление действия Ма непрерывно изменяется. Величина Ми за-
висит только от угла а. Величина Му и положение плоскости его
Действия относительно плоскости действия Ми зависят также от
перекоса крышки А на некоторый угол ах (см. рис. 79).
Считая углы а и малыми, их плоскости совпадающими и
> а, для максимального момента Л40, стремящегося раскрыть
стык пары трения, получим
Mo = ai (82)
где J2 — момент инерции неподвижного кольца относительно его
диаметра.
101
Формулу (82) можно использовать и для подсчета Мо при
пусках уплотнений в работу, так как влияние ускорений движе-
ния кольца на величину М 0 незначительно. При этом надо учи-
тывать, что /Ит в период пуска значительно больше, чем во время
установившейся работы.
На упругий элемент уплотнения (см. рис. 79) действует гидро-
статическая поперечная сила, которую можно подсчитать по фор-
муле (78). Углом а определяется ее переменная составляющая,
а углом (сег — а) — постоянная.
Действие переменной составляющей силы наблюдалось в уп-
лотнениях с неподвижным сильфоном из фторопласта-4
(см. рис. И) и из металла (см. рис. 17). Оно выражалось в попереч-
ных круговых колебаниях неподвижных колец. Их центрирова-
ние относительно корпуса насоса приводило к местному износу
центрирующих поверхностей и в ряде случаев к потере осевой
подвижности колец.
Действие постоянной составляющей гидростатической попереч-
ной силы наблюдалось при испытании уплотнений (см. рис. 7)
с давлением воды около 60 кгс/см2. Рассчитанные по формуле (78),
в которую вместо гср нужно подставить радиус втулки под уплот-
нительным резиновым кольцом круглого сечения (47,5 мм), эти
силы составили несколько килограммов. Под действием этих сил
контактирующие поверхности втулки и крышки с течением вре-
мени подвергались местному износу.
Аналогичное вибрационное изнашивание, которое можно от-
нести к фреттингу, наблюдалось в контактах поводков, шпонок
и других деталей уплотнений, предназначенных для восприятия
момента трения уплотнения. В случае большого износа контакти-
рующих поверхностей этих деталей коэффициент трения f„ зна-
чительно возрастает, что, в соответствии с выражением (79), при-
водит к увеличению Мо и раскрытию стыка пары трения. Поэтому
выбор материалов для поводков и других элементов, а также для
контактирующих с ними поверхностей имеет большое значение
для безаварийной работы уплотнения.
Весьма существенно на работу уплотнения влияет точность
выполнения поводков, соответствующих им пазов и т. д. Напри-
мер, если имеются два поводка (см. рис. 78, б), то в случае контакти-
рования лишь одного из них (из-за неточности изготовления) на
вращающееся кольцо пары трения действует некоторая попереч-
ная сила. Она воспринимается контактом кольца с валом (втул-
кой), не приспособленным для этих условий, где будет происходить
местное изнашивание поверхностей, часто усиливающееся щеле-
вой коррозией (фреттинг-коррозией).
Обычно рабочие поверхности колец пары трения имеют раз-
личную ширину. Кольца из мягкого материала (например, из
углеграфита) выполняют с более узкими поверхностями, чем кольца
из твердого материала, чтобы не происходило врезания твердого
кольца в мягкое. Радиальное установочное смещение одного
102
кольца относительно другого вызывает в таких парах трения не-
которых уплотнений момент сил давления. К этим уплотнениям
относятся: уплотнения с вращающимся упругим элементом, у ко-
торых неподвижные кольца имеют более узкую рабочую поверх-
ность, чем вращающиеся; уплотнения с неподвижным упругим
элементом, у которых вращающиеся кольца имеют более узкую
поверхность, чем неподвижные.
На рис. 80 показана схема действия сил давления на пару
трения уплотнения с вращающимся упругим элементом, неподвиж-
ное кольцо 2 которого смещено относительно вращающегося
F
Рис. 80. Схема действия давления сил иа пару треиия уплотнения при ра-
диальном смещении неподвижного кольца
кольца 1 на величину эксцентриситета е. При смещении неподвиж-
ного кольца удельные давления в верхней части пары трения
увеличиваются, а в нижней—уменьшаются. Момент сил давле-
ния, действующий на пару трения, выразится зависимостью
Мо=-^->. (83)
Формула (83) справедлива и для уплотнений с неподвижным
упругим элементом (см. рис. 25), если в качестве d подставлять
диаметр неподвижной втулки под уплотнительным кольцом.
При смещении колец, показанном на рис. 80, ширина по-
верхности трения увеличивается на 2е, следовательно, охлажде-
ние и смазка пары трения несколько улучшаются. Это исполь-
зуют в гидродинамических парах трения с сильно смещенными
кольцами.
Рассмотрим случаи, когда силы от давления жидкости влияют
на работу пары трения через другие элементы уплотнения. На
рис. 81, а и б показаны два варианта установки уплотнительных
колец. В первом варианте (см. рис. 81, а) уплотнительное резино-
вое кольцо 1 установлено во втулке 2 неподвижного кольца пары
103
трения. Кольцо давлением р прижимается к одной из стенок
канавки и вдавливается в зазор между втулкой 2 и неподвижной
стенкой 3. При снижении давления напряжения в кольце умень-
шаются с запозданием, что объясняется релаксационными свой-
ствами резины. Резиновое кольцо под влиянием сил упругости
стремится сдвинуться в направлении стыка пары трения. Этому
движению препятствует сила трения кольца относительно стенки 3.
В результате на втулку 2 действует сила, равная силе трения, ко-
торая может раскрыть стык пары трения. Обратную картину на-
блюдаем при установке уплотнительного кольца в соответствии
со схемой на рис. 81, б.
Рис. 81. Схемы влияния переменного давления на силы трения
в уплотнительных резиновых кольцах
Релаксационные свойства резины проявлялись также при уста-
новке колец круглого сечения, показанной на рис. 74. При резком
снижении давления большие остаточные напряжения в резине
вызывали размыкание стыка между обоймой и углеграфитовым
кольцом и деформацию последнего. Поэтому в модернизирован-
ных конструкциях уплотнений для высокого давления резиновые
кольца были исключены.
При установке уплотнительных колец круглого сечения нужно
учитывать их влияние на гидравлическую разгрузку пары трения.
В работе [64] установлено, что эффективный диаметр действия
давления при установке колец круглого сечения, по которому
нужно вести расчет гидравлической разгрузки уплотнения, не-
сколько больше соответствующего диаметра втулки [диаметра d
в формуле (1) ]. Резиновое кольцо отчасти работает как диафрагма.
Зависимость отношения разности между эффективным диаметром
и диаметром втулки к диаметру сечения кольца от перепада дав-
ления приведена на рис. 82.
На кольца пар трения и другие элементы конструкций уплот-
нений действуют также силы, обусловленные динамикой обтека-
ния жидкостью уплотнения. Обычно они невелики, но быстро
возрастают с увеличением частоты вращения вала (см. рис. 56).
104
Поэтому уплотнения для валов с окружными скоростями вра-
щения более 20—30 м/с выполняют обычно с неподвижными упру-
гими элементами.
Моменты М о, стремящиеся раскрыть стык пары трения, вы-
зывают неравномерность величины зазора, неравномерное рас-
пределение удельных давлений и давления в паре трения. В ре-
зультате возникают поперечные силы, стремящиеся сместить одно
кольцо относительно другого.
Если условно принять, что
коэффициент трения в зазоре
пары не зависит от удельного
давления, то выражение для
поперечной силы будет
= (84)
^ср
гдеОср — средний диаметр пары
трения.
Сила Fx направлена парал-
лельно вектор-моменту Л40.
Другая составляющая по-
перечной силы возникает из-за
Рис. 82. График влияния установки рези-
новых колец на гидравлическую разгрузку
уплотнения [64]
перекоса стыка пары на угол а
и равна соответствующей проекции осевой силы
»f2 = W.
(85)
Силы Fг и F2, так же как и сила инерции J по формуле (80).,
должны восприниматься центрирующими поверхностями, силь-
фоном и другими элементами. Под влиянием /Ио удельное давле-
ние перераспределяется не только в направлении окружности
колец, но и в радиальном направлении (см. рис. 73).
Момент Мо создает некоторую непараллельность поверхностей,
образующих зазор пары трения. В заключение рассмотрим не-
сколько примеров расчета силовых факторов, действующих на
пару трения.
Пример 1. Уплотнение с вращающимся упругим элементом в виде пружины
и резинового уплотнительного кольца установлено с перекосом стыка пары
трения. Пусть а = 5°, со = 314 л/с, 7Д = 100 мм, О2 = 120 мм, I = 30 мм,
Ь—5 мм, руд = 2 кгс/см2, f— 0,1, Му = 5 кгс-см.
Определяем Мо для двух случаев: уплотнение с упругой связью (см.
рис. 78, а); уплотнение с полукарданной связью (см. рис. 78, б).
Для упругой связи
ky = = 57,2 кгс-см; Л4Т = 19 кгс-см.
1 а 1
Считая, что разгон вала происходит в течение 1 с, получим
rfW Ш О !< ! / 5
=314 1/с2.
105
Отсюда, определив осевой момент инерции кольца Jo = 0,0251 кгс-смХ
Хе2, по формуле (77) найдем Л40 = 5,1 кгс-см. Для полукарданной связи, при-
няв /п = 0,3, по формуле (79) получим ;И(| = 13 кгс-см.
Чтобы приближенно оценить возможность раскрытия стыка уплотнения,
нужно полученные значения /Ио сравнить с моментом сил (пружины, давления),
удерживающих поверхности колец пары трения в контакте:
^ = -^(°2-^)^2Руд. (86)
Подставляя заданные значения, получим М = 415 кгс-см.
Таким образом, момент М значительно превосходит моменты Л40, и раскры-
тия стыка уплотнения произойти не должно. Однако следствием сравнительно
больших Мо является неравномерный, а следовательно, ускоренный, износ
пары трения.
Пример 2. Уплотнение с неподвижным упругим элементом установлено
с перекосом стыка пары трения на угол а = 0,5° (см. рис. 79).
Принимая размеры, скорость и другие параметры уплотнения такими же,
как в примере 1, по формуле (82) найдем Мо = 10,1 кгс-см.
Пример 3. Уплотнение установлено со смещением колец пары трения
(см. рис. 80). Смещение е = 0,5 мм, Ds — 44 мм, D2 = 49,5 мм, d = 46,7 мм,
р = 60 кгс/см2, руд = 8 кгс/см2.
По формуле (83) найдем /Ио = 51,2 кгс-см.
Для момента М по формуле (86) имеем М = 81 кгс-см.
Здесь значения Мо и М близки и существует опасность раскрытия стыка
уплотнения. Следовательно, необходимо увеличить руд или уменьшить е.
Кроме перекосов и смещений, рассмотренных выше, на равно-
мерность распределения удельных давлений в контакте пары тре-
ния значительно влияют неточности изготовления упругих эле-
ментов уплотнений (неперпендикулярность торцов пружины ее оси,
неодинаковая высота и жесткость отдельных пружин, переменная
жесткость сильфона в различных диаметральных плоскостях
и т. д.).
КОЛЕБАНИЯ ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
Выше рассмотрены основные силовые факторы, действующие в тор-
цовых уплотнениях. Некоторые из них являются переменными во
времени и изменяются с изменением частоты вращения вала, дру-
гие слабо зависят от времени. Нами отмечены отдельные случаи
неустойчивой работы уплотнений, связанные с неустойчивым те-
чением жидкости или газа в зазорах уплотнений. Все это состав-
ляет одну из новых проблем в области разработки и исследования
уплотнений — проблему их вибраций. Эта проблема не столь
актуальна, как для подшипников скольжения, так как массы
колец пары трения малы, а жесткость характеристик пружин
и гидродинамическая или гидростатическая жесткость слоев
жидкости в зазорах уплотнений достаточно велики. Однако с ро-
стом частоты вращения валов различных машин задача предотвра-
щения вибраций в узлах уплотнений приобретает все большее
значение.
106
с постоянными коэф-
2/п
Рис. 83. Схема к расчету колебаний
торцового уплотнения
Колебания уплотнений, как колебания подшипников сколь-
жения и других узлов машин, можно разделить на вынужденные
и автоколебания.
Основными источниками вынужденных колебаний уплотнения
являются: неперпендикулярность плоскости стыка пары трения
к оси вращения вала и осевые вибрации вала. Колебания возни-
кают также из-за волнистой поверхности колец пары трения. Ме-
тодика расчета торцовых уплотнений на вынужденные колебания
не отличается от общей методики расчета колебаний деталей ма-
шин. Ввиду малой величины амплитуд колебаний и сравнительно
небольших их скоростей для описания колебательного процесса
можно использовать линейные уравнения
фициентами [36]. При этом угловые
колебания колец пары трения можно /
рассматривать независимо от осевых
колебаний.
Рассмотрим последние, используя
результаты работы [36 ]. Принимаем, "
что осевые колебания вращающегося
кольца пары трения происходят
вследствие вибрации вала с часто-
той, равной частоте его вращения.
Эти колебания передаются через слой
жидкости или газа неподвижному
кольцу и далее упругому элементу
уплотнения. Расчетная схема колебаний уплотнения дана на
рис. 83. Здесь ky и kw — жесткость упругого элемента и слоя
среды в зазоре уплотнения. В соответствии с изложенным ранее,
= Д7Г’ где СИЛУ находят по формулам (18), (29), (37) и т. д.
в зависимости от конструкции уплотнения и условий его работы.
Для упрощения задачи пренебрегаем силами демпфирования ко-
лебаний. Можно пренебречь присоединенной массой жидкости,
в которой происходят колебания, ввиду ее незначительности по
сравнению с колеблющейся массой уплотнения.
Принимая далее, что колебания вращающегося кольца уплот-
нения происходят по синусоидальному закону с амплитудой и ча-
стотой со, для вынужденных колебаний неподвижного кольца
с приведенной массой т пружин и других элементов имеем сле-
дующее уравнение:
тх + kw (х— ат sin at) + kyx = 0.
(87)
Находим частное решение этого уравнения, откуда для раз-
ности между амплитудой вращающегося и неподвижного колец,
т. е. для изменения толщины слоя жидкости в зазоре пары, получим
znw2 — ky
107
Из этого выражения следует, что резонанс колебаний системы
может наступить при kw = mco2— ky, если ky < та2. В обычных
торцовых уплотнениях kw та2— ky, поэтому резонанс не на-
ступает даже при'сравнительно мягкой характеристике упругого
элемента (малые значения ky). В то же время резонанс колебаний
самой пружины может наступить. Условия резонанса возможны
в уплотнениях газовых турбин, турбокомпрессоров и других ма-
шин, частота вращения валов которых составляет десятки тысяч
оборотов в минуту, а жесткость слоя газа в зазорах уплотнений
сравнительно невелика. В таких случаях, чтобы не попасть в усло-
вия резонанса, необходимо в соответствии с выражением (88) уве-
личить жесткость характеристики упругого элемента ky и умень-
шить колеблющуюся массу колец, пружин и т. д. Для этого вместо
конструкции уплотнения с одной цилиндрической пружиной при-
меняют конструкции с несколькими пружинами и затем вместо
цилиндрических — пластинчатые пружины. Однако чрезмерное
увеличение жесткости вредно, так как требует высокой точности
установки уплотнения, уменьшает допустимый износ его пары
трения и увеличивает изменение толщины слоя ah при вибрациях
вала.
Если воспользоваться значениями моментов инерции, моментов
упругости и угловой жесткости слоя пары трения, то можно полу-
чить выражение, аналогичное выражению (88) для изменения за-
зора при вынужденных угловых колебаниях пары трения вслед-
ствие перекоса ее стыка.
Кроме вынужденных колебаний, в торцовых уплотнениях на-
блюдаются автоколебания, связанные с неустойчивостью слоя
жидкости или газа в зазоре пары трения. Наиболее часто встре-
чаются на практике автоколебания, возникающие при вскипании
жидкостей в зазорах торцовых уплотнений. Внешним проявлением
таких колебаний является сильный шум в уплотнении.
Экспериментальное исследование шума в торцовых уплотне-
ниях при их испытаниях на воде и спирте выполнено в работе [52 ].
Измерения с помощью микрофонов показали, что в торцовых
уплотнениях появляются шумы, когда температура поверхностей
пары трения достигает температуры кипения жидкости (100° С
для воды, 78° С для спирта). Шум возникал вследствие осевых
колебаний кольца пары трения, связанного с упругим элементом,
и периодических прорывов паров жидкости через зазор уплотне-
ния. Частота автоколебаний не зависела от частоты вращения вала
и нагрузки, действующей на контакт пары трения, и составляла
3500—7000 Гц. При этом коэффициент трения возрастал до 0,45
и температура трущихся поверхностей повышалась до 250° С.
В то же время при чисто сухом трении шум и вибрации не возни-
кали. Последнее обстоятельство использовано фирмой Флексибокс
(Англия). В торцовых уплотнениях для легкокипящих нефтепро-
дуктов (сжиженный бутан, пропан и др.) неподвижное кольцо пары
трения уплотнений подогревается водяным паром до температуры
108
выше критической температуры среды. Тем самым обеспечиваются
условия трения, близкие к сухому трению. Отмечены случаи
быстрого разрушения углеграфитовых колец при автоколебаниях
в паре трения.
Во ВНИИГидромаше при испытаниях на воде торцовых уплот-
нений с парой трения углеграфит 2П-1000, пропитанный фенол-
формальдегидной смолой, по стали марки 9X18 (HRC 50—60),
а также с парой трения твердый сплав ВК-60М по ВК-60М также
наблюдали случаи появления шума в уплотнениях, Как правило,
после этого на поверхностях трения металлических колец обнару-
живали радиальные термотрещины и цвета побежалости (см.
рис. 65). Наиболее эффективным средством предотвращения опи-
санных автоколебаний является интенсификация охлаждения пары
трения.
Другими причинами осевых автоколебаний в паре трения яв-
ляются отмечавшиеся ранее переходные режимы течения в их
зазорах: от ламинарного к турбулентному, от дозвукового к сверх-
звуковому (для газов). Эти режимы возможны лишь в специаль-
ных уплотнениях, работающих при сравнительно больших зазо-
рах (гидродинамические и гидростатические пары трения), высо-
ких давлениях и скоростях скольжения.
Кроме осевых и угловых колебаний, в паре трения возможны
крутильные колебания, если момент трения в уплотнении пере-
дается элементами с торсионной упругостью. К таким конструк-
циям можно отнести в первую очередь уплотнения, в которых мо-
мент передается центральной пружиной (см. рис. 13). На работу
самой пары трения крутильные колебания не влияют так суще-
ственно, как на работу элемента, передающего момент трения.
Возникающие в нем переменные напряжения могут привести
к усталостному разрушению данного элемента.
К отмеченным выше случаям неустойчивости слоя в зазоре
пары трения следует отнести также неустойчивость, связанную
с формой зазора [36]. При диффузорной форме зазора, вызванной
деформациями, износом колец и т. д., слой жидкости неустойчив.
С уменьшением зазора гидростатическая сила, действующая на
трущиеся поверхности, убывает и, если нет достаточно большой
гидродинамической силы, может произойти твердый контакт и
трение поверхностей станет сухим. Наоборот, конфузорная форма
зазора обеспечивает устойчивость слоя жидкости, однако это спра-
ведливо лишь до определенной величины конфузорности.
Можно предполагать, что форма зазора влияет на устойчивость
слоя также и при угловых изменениях толщины слоя. Например,
при угловых смещениях одного кольца пары трения относительно
другого для пар трения с течением жидкости от периферии
к центру должен появляться некоторый гидростатический момент,
действующий в направлении смещения, вследствие образования
в одной части поверхности трения- конфузорного, а в другой —
диффузорного зазоров. Обратная картина должна наблюдаться
109
у пар трения с течением жидкости от центра к периферии. Несмотря
на отмеченное преимущество последних пар трения, они значи-
тельно менее распространены по сравнению с первыми. Причины
этого: незначительность данного эффекта из-за малой ширины
уплотняющих поверхностей по сравнению с их средним радиусом
и преимущества пар трения с течением от периферии к центру
(лучший отвод тепла, сепарация твердых частиц).
В заключение можно сказать, что вибрации поверхностей тре-
ния и неустойчивость слоя в зазоре торцового уплотнения — явле-
ния крайне нежелательные, приводящие в большинстве случаев
к выходу из строя уплотнения.
Глава III
КОНСТРУКЦИЯ, МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИЯ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ТОРЦОВЫХ
УПЛОТНЕНИЙ
КОНСТРУКЦИЯ, МАТЕРИАЛЫ И ТЕХНОЛОГИЯ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПАР ТРЕНИЯ
МАТЕРИАЛЫ КОЛЕЦ ПАРЫ ТРЕНИЯ
При выборе пар трения торцовых уплотнений следует помнить,
что не исключена возможность кратковременной работы уплотне-
ния всухую. При этом пара трения не должна терять работоспособ-
ность.
Выбор тех или иных материалов для пары трения торцового
уплотнения зависит в первую очередь от условий его работы и
требований эксплуатации в отношении надежности, долговечности,
герметичности уплотнения и т. д. По этим признакам пары тре-
ния можно делить на группы I—IV и области применения так же,
как и узлы уплотнения (см. стр. И).
Для наиболее легких условий работы — нейтральные жидкости
со смазывающей способностью (масла, нефтепродукты), малые и
средние значения давления и скорости скольжения (см. табл. 1,
группы I, II) — может быть использована пара трения бронза
ОС5-25 (5% свинца, 25% олова) по стали 9X18 (HRC 50—60),
4X13 (HRC 45—50), наплавкам стеллита В-ЗК или сормайта [28].
Пары трения с применением бронзы ОС5-25 и других оловя-
нистых бронз практически полностью вытеснены парами .трения
с кольцами из пластмасс и углеграфитовых материалов. Это объяс-
няется малой износостойкостью бронз,, их худшими антифрикцион-
ными свойствами (наблюдается перенос бронзы на контактирую-
щую поверхность), а отсюда и худшей герметичностью пар трения.
Так, например, при трении бронзового кольца по стальному на
трансформаторном масле с давлением 4 кгс/см2, температурой
75° С и скоростью скольжения около 10 м/с износ бронзового
кольца за 100 ч работы составил несколько десятых долей милли-
метра.
111
№ по пор. Марка материала Предел прочности в кгс/см2 Модуль упругости в кгс/см2 Твердость
при сжа- тии при рас- тяжении при из- гибе
1 АМС-1 1600— 2000 — 500—650 — —
2 Ф4К20 — 130 — — 4 (Я В)
3 Ф КМ-105 250 140 220 5000— 7000 5 (НВ)
4 АМАН-1 800 — — — 25 (НВ)
5 АГ-1500-С05 1300 600— 750 1,3- ю5 65—70 (Шора)
6 2П-1000-Ф 1600— 1700 — 600—750 1,4-105 70—75 (Шора)
7 ПГИ 2100— 2600 300—600 1000— 1500 1,1 -105 35 (НВ)
8 УМС 1200— 1800 340—620 — >50 (HRC)
9 ПРОГ 2400С (СГ-М) 1300— 1600 300—400 700—900 ю5 40—55 (HRC)
10 ПГ-50С (СГ-Т) * 3000— 3200 400—500 900— 1100 9,5- 105 65—78 (HRC)
11 ЦМ 332 40 000— 50 000 1300— 1500 3200— 4500 3,5- 106 85—95 (HRA)
12 ВК8Х0.5 —50 000 —8000 17 000 7-109 87 (HRA)
* Вместо СГ-Т можно использовать силицированный
графит марки СГ-П («Союз
112
Таблица 3
Плотность в г/см3 Предельная температура в °C Коэффициент температурного расширения в 1/°С Коэффициент теплопровод- ности в ккал/(м«ч °C) Примечания
1,73—1,78 180 (40—50) X ХГ8 3—5 Элементоорганическая смола с углеродным наполнителем и сухой смазкой [1]
2,1 200 — 0,2 Фторопласт-4 с 20% кок- са [17]
2,2 200 69-10’° 0,2 Фторопласт-4 с 10% кок- са и 5% дисульфида молибдена (ВНИИГиД- ромаш)
3,6 220 10"5 —0,5 Антифрикционный мате- риал на основе фторо- пласта-4 [3]
2,5—3,1 300 (6,5—8,5) X X 10'8 180 Углеграфит, графитиро- ванный, пропитанный 95% свинца, 5% олова [1] -
1,6—1,7 200 2,5- IO"8 80 Углеграфит, обожжен- ный, пропитанный фе- нолформальдегидной смолой [37]
1,9—2,16 800 7-10"8 30—50 Пиролитический углерод- ный материал, изотроп- ный (ГИПХ)
2,2—2,4 1000 3,9-10~6 — 120 Силицированный графит (ГОСНИИ ЭП)
2,2—2,4 1000 4,6- Ю’8 100 Силицированный графит [25]
2,5—2,8 1000 4,6-10~6. 85 Силицированный графит [25]
3,8—3,9 1500 7- 10"8 25 Минералокерамика с 99% окиси алюминия (В НИИГ идромаш)
14,4—14,8 600 5,6- 10“8 —60 Металлокерамика с 92% карбида вольфрама, 7,5% кобальта, 0,5% хрома (Институт твер- дых сплавов)
углерод»),
имеющий близкие механические свойства.
8 А. И. Голубев
113
Недостатками бронзовых колец являются их низкая корро-
зионная стойкость и дефицитность олова,
Бронзы не имеют удовлетворительной износостойкости при
трении на воде и водных растворах. На этих средах, адакже на
нефтепродуктах, маслах и других химически нейтральных жидко-
стях, широко применяют пары трения пластмасса — металл, кера-
мика и углеграфит — металл, керамика. Используют различные
термореактивные смолы с наполнителями (кокс, графит, твердые
смазки, стекло, асбест и т. д.), а также термопластичные мате-
риалы.
Пластмассовые кольца уплотнений изготовляют в пресс-фор-
мах. Окончательная механическая обработка колец невелика.
Основные преимущества таких композиционных материалов —
низкая стоимость, технологичность изготовления и высокая износо-
стойкость. Так, например, износ кольца из пластмассы АМС-1
при трении на керосине с давлением 4 кгс/см2, температурой 100° С
и скоростью скольжения 10 м/с за 1200 ч работы составил всего
0,01—0,02 мм [1]. Свойства материалов пар трения приведены
в табл. 3.
За рубежом наибольшее распространение для изготовления
колец торцовых уплотнений получили пластмассы на основе фенол-
формальдегидной смолы.
К недостаткам пластмасс следует отнести их низкую теплопро-
водность, сравнительно низкую термостойкость, которая опре-
деляется свойствами связующей смолы, невысокие механические
характеристики и большой коэффициент температурного расши-
рения.
Вследствие низкой теплопроводности и сравнительно невысо-
кой термостойкости пластмасс даже при кратковременном сухом
трении пары наблюдается обугливание (почернение) трущейся по-
верхности пластмассового кольца (рис. 84).
В качестве материалов колец, работающих в паре с кольцами
из пластмасс, применяют стали (углеродистые, хромистые, не-
ржавеющие) и керамику (на основе А12О3).
Из-за отмеченных недостатков пластмассовых колец уплотне-
ния с такими парами трения пригодны для работы в наиболее лег-
ких по рабочим параметрам условиях (см. табл. 1, группа I).
Наиболее широко эти уплотнения используют в насосах охла-
ждения двигателей внутреннего сгорания.
При более высоких параметрах работы (по давлению и скорости
скольжения) в большинстве случаев применяют кольца из угле-
графитовых материалов. Их делят на обожженные и графитиро-
ванные. Состав тех и других примерно одинаков, термическая
обработка различна. В качестве исходных материалов при произ-
водстве углеграфитов используют кокс, сажу, графит и пек. После
заключительного прессования заготовок колец производят обжиг
и получают обожженные углеграфитовые материалы. Если после
обжига применяют дополнительную выдержку в печи с темпера-
114
турой —2500° С, при которой часть аморфного угля переходит
в графит, то такие материалы называют графитированными. При
этом повышается теплопроводность углеграфитов (приблизительно
в 2 раза), улучшаются их антифрикционные свойства при сухом
трении, повышается стойкость к окислению, но снижается проч-
ность.
Существуют также и другие методы производства углеграфито-
вых материалов.
Углеграфитовые материалы имеют пористость от 6 до 30%
в зависимости от технологии изготовления. Пористость является
а) б)
Рис. 84. Поверхность треиия кольца из текстолита (а) н макрофотография этой поверх-
ности (б)
отрицательным фактором, поскольку она вызывает утечку по-
мимо зазора пары. Кроме того, при пористой поверхности ухуд-
шаются условия термогидродинамического или гидродинамиче-
ского трения в зазоре пары, так как поры не дают возможности
создаваться избыточному гидродинамическому давлению при
скольжении.
Износостойкость пористых поверхностей ниже, чем плотных,
из-за менее прочного соединения части материала на поверхности
и возможности более легкого внедрения шероховатостей контакти-
рующей поверхности и абразивных частиц.
Чтобы ликвидировать пористость, улучшить антифрикцион-
ные и механические свойства углеграфитов, их пропитывают смо-
лами, металлами, солями, стеклом и другими веществами. На
Нальчикском машиностроительном заводе (НМЗ) широко исполь-
зуют обоженный углеграфит 2П-1000-Ф, пропитанный фенолфор-
мальдегидной смолой и клеевым лаком Ф-10 (см. табл. 3). Про-
питке подвергают обработанные на токарном станке кольца с не-
большим припуском (0,1—0,2 мм) поверхности трения под
доводку. Ее производят в автоклаве, куда помещают кольца и
заливают смолу при температуре 35—40° С. В автоклаве создают
8* 115
попеременно, давление (4—5 атм) и вакуум (750—760 мм рт. ст.),
чтобы извлечь из пор углеграфита воздух и заполнить их смолой.
Пропитанные изделия сушат и подвергают полимеризации при
130—140° С и давлении 4—5 атм в том же автоклаве.
Из углеграфитов, пропитанных металлами, в торцовых уплот-
нениях НМЗ хорошо зарекомендовал себя графитированный угле-
графит, пропитанный сплавом (95% свинца, 5% олова) марки
АГ-1500-С05 [см. табл. 3].
Пропитку металлами производят в автоклавах при давлении
в несколько десятков атмосфер и температуре приблизительно на
150° С выше температуры плавления металлов. Применяют также
пропитку бронзой, сурьмой и другими металлами.
Глубина проникновения пропитывающего вещества зависит
как от его свойств, так и от плотности углеграфитового материала
(объем пор, процент закрытых пор и т. д.). Поэтому в каждом кон-
кретном случае нужно знать глубину пропитки, чтобы последую-
щей обработкой кольца не снять наиболее плотный наружный
слой материала. Во всех случаях, если это возможно, следует
применять пропитку обработанных колец с минимальными при-
пусками на окончательную обработку.
В парах трения с кольцами из углеграфитов 2П-1000-Ф и
АГ-1500-С05 на химически нейтральных жидкостях с параметрами,
соответствующими группам I, II и частично III (см. табл. 1),
главным образом применяют сталь 9X18, закаленную до HRC 50—
60, а также наплавки стеллита и сормайта.
Пары трения с кольцами из 2П-1000-Ф более пригодны для
работы в водных средах, и нефтепродуктах. Например, хорошие
результаты получены при эксплуатации в течение 5 лет торцовых
уплотнений с парой трения 2П-1000-Ф — стеллит В2К в грузовых
насосах танкеров, перекачивавших морскую воду и нефтепродукты
(ВНИИГидромаш).
Пары трения с кольцами из АГ-1500-С03 пригодны для нефте-
продуктов, особенно в тех случаях, когда возможна кратковремен-
ная работа уплотнения всухую. Кроме отмеченных материалов
в последнее время применяют новые углеграфитовые материалы
марок УГ-20Г, УКМ, НИГРАН, Химанит и др.
При небольших удельных нагрузках и скоростях скольжения
(группа I) пары трения АГ-1500-С05 по металлу могут длительно
работать и при недостаточной смазке и охлаждении (например,
на консистентной смазке). Однако пары трения с кольцами, про-
питанными металлами, не должны при трении нагреваться до
температуры плавления металлической пропитки. При наступле-
нии такого момента пропитка выплавляется из углеграфита, что
сопровождается большим его износом и разгерметизацией уплотне-
ния вследствие перено,са металла на контактирующую поверх-
ность.
При перегреве пар трения с кольцами, пропитанными смолой,
происходит сгорание смолы в поверхностном слое кольца. При
116
этом наблюдается повышенный износ и иногда разгерметизация
уплотнения, однако в отличие от колец на основе термореактив-
ных смол, углеграфитовые кольца не разрушаются.
Сухое трение и резкое охлаждение пары при ухудшении ее
герметичности описаны для металлических колец из стали 9X18
и стеллита, склонных к терморастрескиванию. Поскольку вероят-
ность таких режимов возрастает с увеличением давления и ско-
рости скольжения в парах трения, то описанные выше пары не-
достаточно надежно работают на параметрах групп IV и ча-
стично III (см. табл. 1). Использование углеграфитовых материа-
лов марок 2П-1000-Ф, АГ-1500-С05 для пар трения гидродинами-
ческого и гидростатического типа с целью повышения рабочих
параметров уплотнений не дало удовлетворительных результатов.
Рабочие поверхности углеграфитовых колец сравнительно быстро
повреждались из-за эрозионного воздействия воды в зазорах
уплотнений.
Для уплотнений, работающих на параметрах группы IV,
а также на наиболее высоких параметрах группы III, можно
рекомендовать пары трения: силицированный графит по силици-
рованному графиту, силицированный графит или другие специаль-
ные твердые графиты по твердым металлокерамическим сплавам
на основе карбидов металлов.
В зависимости от степени силицирования и исходных мате-
риалов силицированные графиты содержат различное количество
карбида кремния. С увеличением его содержания твердость и из-
носостойкость углеграфитов повышается, но одновременно воз-
растает хрупкость и склонность к трещинообразованию. Наиболее
широко в парах трения торцовых уплотнений применяют сили-
цированный графит ПГ-50С (другое обозначение марки этого
графита-СГ-Т). Применяют также более мягкие силицированные
графиты марок СГП (разработан в «Союзуглероде»), УМС (раз-
работан в ГОСНИИЭП) и ПРОГ-2400С (другое обозначение —
СГ-М).
Важно отметить, что силицированные графиты относятся к не-
многим материалам, которые хорошо работают на трение сами
по себе при смазке различными жидкостями. Так, например, пара
трения ПГ-50С по ПГ-50С работает практически без износа при
давлении воды 60 атм и более в гидравлически неразгружен-
ных уплотнениях (данные ВНИИГидромаша).
При испытаниях гидравлически неразгруженного уплотнения
с парой трения УМС по УМС на масле с давлением 30 атм, темпера-
турой 150° С при скорости скольжения 20 м/с утечка масла через
пару трения составила около одной капли в 5 мин, а износ колец
за 700 ч был не более 1 мкм.
Высокую износостойкость н надежность работы указанных
пар трения, а также пар трения СГ-П по СГ-П, ПГ-50С по УМС,
ПРОГ-2400С по ПРОГ-2400С и других можно объяснить особой
структурой, высокой микротвердостью отдельных компонентов
117
материалов, отсутствием у них свойства схватываемости и высо-
кой теплопроводностью силицированных графитов (см. табл. 3).
Силицированный графит состоит в основном из твердых зерен
карбида кремния, перемежающихся с более мягкими включениями
кремния и углерода (рис. 85).
Можно предполагать, что при трении силицированного гра-
фита по силицированному графиту, когда трущиеся поверхности
разделены тонким слоем жидкости, температурное расширение
отдельных микроучастков поверхности различно из-за неоднород-
ности их состава и неравномерности нагрева теплом трения. В ре-
зультате должна происходить неоднородная деформация поверх-
ности с образованием сужающихся и расширяющихся участков
и возникать гидродинамическая сила, подобная рассмотренной
в разделе «Теория термогидродинамического расклинивания пары
трения».
Подтверждением гидродинамического характера трения пар
из силицированного графита является их неудовлетворительные
антифрикционные характеристики при трении всухую. Проис-
ходит интенсивный износ трущихся поверхностей без следов при-
работки. Однако при последующей работе на жидкости пара тре-
ния опять прирабатывается до блеска.
Сказанное относится к твердым материалам типа ПГ-50С. По-
видимому, с уменьшением содержания карбида кремния в графите
его антифрикционные свойства в режиме сухого трения должны
улучшаться, но при этом износостойкость и антифрикционные
характеристики при работе на жидкостях ухудшаются.
Как показали эксперименты во ВНИИГидромаше, уплотне-
ния с парами трения ПГ-50С по ПГ-50С работают всухую лишь
кратковременно (в течение 10—20 с). С повышением давления
жидкости до 100—200 кгс/см2 и более и скорости скольжения до
20 м/с и более рекомендуется вместо обыкновенных применять
термогидродинамические пары трения (см. рис. 40, в). В качестве
материала колец термогидродинамической пары хорошо зареко-
мендовал себя графит ПГ-50С (для колец с диаметром до 150 мм).
Для изготовления колец большого диаметра (более 150—200 мм)
можно использовать графиты СГ-П и ПРОГ-2400С.
Использование силицированных графитов для пар трения с гид-
ростатическим расклиниванием поверхностей также весьма перс-
пективно, однако требуется проработка технологии их изготовле-
ния в связи со сложностью форм поверхностей, хрупкостью мате-
риалов и трудностью их механической обработки.
Кроме силицированных графитов, для работы при высоком
давлении и скорости скольжения применяют твердые металло-
керамические сплавы на основе карбидов вольфрама, хрома, ти-
тана и др. Кольца из этих сплавов изготовляют в пресс-формах и
затем спекают (при этом происходит значительная усадка колец).
В качестве связующих материалов для зерен карбидов метал-
лов используются кобальт, никель, платина и другие металлы.
118
Кольца торцовых уплотнений циркуляционных насосов АЭС
изготовляют из карбида вольфрама, спеченного никелем. Такие
кольца применяют в паре трения со специальными твердыми угле-
графитовыми материалами, пропитанными металлами [60].
Уплотнения с парами трения твердый сплав (на основе WC) —
углеграфит допускают работу всухую в течение ~1000 ч, что обес-
печивает надежную эксплуатацию таких уплотнений в нефтехи-
мическом и других производствах (фирма Танкен Сейко, Япония).
Высокая работоспособ-
Рис. 85, Поверхность трения кольца из графита ПГ-50С при увеличении 5х (а) и 100х(б)
ности к схватываемости этих материалов, высокой твердостью
карбидов и структурными свойствами металлокерамики.
Благодаря тому, что металлокерамика состоит из твердых зе-
рен, спеченных пластическим материалом, и имеет высокую тепло-
проводность, ее термопрочность достаточно велика (см. стр. 83)
и она возрастает с увеличением содержания связующего вещества.
Структура металлокерамики способствует термогидродинамиче-
скому расклиниванию поверхностей пары при трении на жидко-
стях [60].
В качестве примера отечественных металлокерамических ма-
териалов в табл. 3 представлен материал В 1(8X0,5, разработан-
ный Институтом твердых сплавов.
Рассмотрим пары трения для агрессивных сред. Эта область
работы уплотнений характеризуется в основном невысокими пара-
метрами подавлению и скорости скольжения (см. табл. 1, группы I
и II). Определяющим фактором при выборе материалов пар тре-
ния является химическая агрессивность среды. Свойства различ-
ных сред в химической, нефтехимической и других областях про-
мышленности изменяются в зависимости от многих факторов: на-
119
Пример, одна и та же среда в зависимости от исходного сырья мо-
жет содержать примеси, резко изменяющие ее химические свойства.
Поэтому для пар трения торцовых уплотнений следует выбирать
наиболее химически стойкие и универсальные материалы. К ним
в первую очередь следует отнести углеграфиты, пропитанные
различными смолами и другими химически стойкими веществами,
фторопласт-4 с различными наполнителями, силицированный гра-
фит, минералокерамику на основе окиси алюминия и другие мате-
риалы.
Для отечественных торцовых уплотнений, работающих в агрес-
сивных средах, широко применяют пару углеграфит 2П-1000-Ф
по силицированному графиту ПГ-50С. Эта пара, кроме высокой
химической стойкости, имеет также и удовлетворительные анти-
фрикционные характеристики.
В тех случаях, когда силицированный графит оказывается не-
достаточно химически стойким (среды с окислительными свой-
ствами — концентрированная азотная и серная кислоты, среды
с содержанием кремнефтористоводородной и плавиковой кислот,
щелочные среды), применяют пары углеграфит 2П-1000-Ф и фторо-
пласт-4 с наполнителями по минералокерамике марки ЦМ332
(см. табл. 3). При трении на щелочных средах для пропитки угле-
графита 2П-1000 вместо фенолформальдегидной смолы рекомен-
дуется применять эмульсионную или фурфуролацитоновую смолы.
Минералокерамика ЦМ332, содержащая 99% окиси алюминия
(корунд), изготовляется в пресс-формах из порошка со связую-
щим с последующим высокотемпературным обжигом. При этом
происходит значительная (—25%) усадка колец. Из-за хрупкости
и сравнительно невысокого коэффициента теплопроводности кера-
мика ЦМ332 склонна к терморастрескиванию, поэтому для таких
пар трения режимы сухого трения недопустимы.
Минералокерамика, являясь окислом, имеет высокую стой-
кость в средах с сильными окислительными свойствами. Угле-
графиты не обладают такой стойкостью, поэтому в пару с кера-
микой для сильных окислителей можно рекомендовать материалы
на основе фторопласта-4, весьма стойкие и во многих других агрес-
сивных средах [35]. Для улучшения механических и антифрик-
ционных свойств этих материалов во фторопласт-4 вводят различ-
ные наполнители: кокс, ситалл, дисульфид молибдена и др. К та-
ким материалам относится, например, упоминавшийся ранее
АМИП-ЗОМ (фторопласт-4 с наполнением ситаллом и дисульфи-
дом молибдена), разработанный НИИПЛАСТМАСС. В табл. 3
даны характеристики материалов Ф4к20 и ФКМ-105 с содержа-
нием кокса, хорошо зарекомендовавших себя при трении по кера-
мике в агрессивных средах.
Материалы на основе фторопласта-4 имеют весьма низкую теп-
лопроводность и значительно меньшую, чем у углеграфитов, термо-
стойкость (максимальная температура при эксплуатации не должна
превышать 260° С [35]), поэтому сухое трение для пар трения тор-
120
г
цовых уплотнений керамика — фторопласт-4 еще более опасно,
чем для пар трения керамика—углеграфит.
Описанные выше пары допускают наличие в среде взвешенных
твердых частиц, если их содержание не превосходит нескольких
процентов. Для сред с большим содержанием абразивных частиц
(более 10%) износостойкость колец из таких материалов, как
2П-1000-Ф, Ф4к20, становится недостаточной. В этих случаях
хорошие результаты получены с парами трения силицированный
графит ПГ-50С по ПГ-50С (ВНИИГидромаш). Применимы также
пары трения твердый сплав по твердому сплаву (например,
ВК8Х0.5 по ВК8Х0.5). Такие пары трения используют в уплот-
нениях осушительных, скважинных, песково-химических насосов.
Исследования во ВНИИГидромаше показали, что, несмотря
на высокую износостойкость указанных материалов, зазор пар
трения, работающих на абразивных средах, следует защищать от
попадания в него большого количества абразива.
При работе торцовых уплотнений на газообразных средах (го-
рячие газы в газовых турбинах, сжиженные газы в насосах и т. д.)
условия трения в их парах соответствуют технически сухому
трению. Для таких условий трения требуется применение спе-
циальных материалов, например, пиролитических углеродных ма-
териалов (пирографитов), получаемых пиролизом углеводородных
газов при 1800—2100° С. Выделяющийся в результате пиролиза
углерод осаждается на поверхности плотным слоем. Получаемые
материалы имеют практически нулевую пористость и поэтому не
требуют пропитки. Они не окисляются на воздухе при температуре
до 400° С, а в инертной среде могут работать при значительно
более высоких температурах. Характерной особенностью таких
материалов является анизотропия их свойств, но могут быть по-
лучены и изотропные материалы. В табл. 3 даны свойства изо-
тропного пирографита ПГИ (ГИПХ).
Пирографиты удовлетворительно работают на трение в паре
с наплавками стеллита (В-ЗК) при высоких скоростях скольжения.
Для таких уплотнений рекомендуются пары трения с гидродина-
мическим расклиниванием поверхностей [76].
' При невысоких температурах и скоростях скольжения до
'—10 м/с в торцовых уплотнениях применимы материалы типа
АМАН. Они удовлетворительно работают при сухом трении по
твердым сталям, например, по 9X18 с HRC 45—50 или 22X3
с HRC 35 (см. табл. 3) [3].
Пары трения твердый сплав по углеграфиту и твердый сплав
по твердому сплаву (например, ВК8Х0.5 по ВК8Х0.5) могут дли-
тельно работать при сухом трении благодаря высокой износостой-
кости, термопрочности и отсутствию схватываемости. Такие пары
используют, например, при низких температурах в уплотнениях
для сжиженных газов.
Кроме описанных выше материалов, в парах трения торцовых
уплотнений применяют различные покрытия, повышающие изно-
121
состойкость и антифрикционные характеристики трущихся по-
верхностей. Однако из-за тонкости слоя их можно использовать
лишь на чистых средах, не имеющих большой химической актив-
ности. Так, например, на нефтепродуктах фирмы Флексибокс
(Англия) и Танкен Сейко (Япония) применяют металлические
кольца с покрытием поверхности трения окисью алюминия, окисью
хрома, карбида вольфрама, карбида хрома в парах с углеграфи-
товыми кольцами. Толщина покрытий, наносимых плазменным
напылением, составляет несколько десятых долей миллиметра.
Получение плотного однородного слоя покрытия (особенно из
карбидов) — достаточно сложная задача. Нанесенный на поверх-
ность слой материала имеет меньшую плотность, чем тот же ма-
териал, полученный прессованием и спеканием, поэтому коэф-
фициент теплопроводности покрытия приблизительно в 10 раз
ниже коэффициента теплопроводности соответствующей минерало-
или металлокерамики [60]. Несмотря на это термопрочность по-
крытий достаточно велика из-за их малой толщины [формула (65) ].
При этом коэффициенты температурного расширения основного
материала и покрытия должны быть близкими.
Кроме напыления, для создания твердого слоя на поверх-
ности кольца уплотнения применяют оксидирование (титановых
сплавов), хромирование (гальваническое и термическое) и неко-
торые другие процессы.
Достаточно высокие антизадирные свойства покрытий, их
технологичность и практически полное отсутствие механического
трения поверхностей в гидростатических уплотнениях (руд = 0)
обусловили применение покрытий в этих уплотнениях.
В табл. 4 приведены данные о параметрах работы и износо-
стойкости различных пар трения; указанные в таблице руд близки
к их нижней границе практических значений. Особенностью
табл. 4 является то, что рекомендуемые пары трения группы уплот-
нений (II, III, IV) для данной области можно использовать в лю-
бой предыдущей группе. Однако может оказаться нерациональ-
ным использование более дорогих и трудно обрабатываемых мате-
риалов там, где с успехом работают_более дешевые и технологич-
ные материалы.
При выборе той или иной пары трения, стоимость которой со-
ставляет большую часть стоимости уплотнения, немаловажна роль
экономического расчета. В нем следует учитывать: а) стоимость
пары трения; б) работоспособность пары — ее износостойкость,
надежность в эксплуатации (вероятность отказа при сухих пусках
и т. д.) и соответствующая долговечность; в) потери на трение и
утечку; г) затраты на обслуживание при замене пары; д) потери
производства, связанные с остановкой насоса или другого агре-
гата для замены пары трения; е) условия безопасности производ-
ства при выходе из строя пары трения.
Например, в нефтехимической промышленности Японии, Ан-
глии и других стран отмечается переход от более дешевых, но
122
Таблица 4
Область применения (по средам) Г руппа уплотнения (см. табл. 1) Пара трения 1 (см, табл. 3) Руд (макси- мальное) в кгс/см8 Линейный износ 2 за 1000 ч в мм
1—13 2 о,1
I 1—11 1 0,1
5—13 2 0,01
6—13 2 0,01
6—13 5 0,1
Неагрессивные жидко- II 5—13 5 0,1
сти: вода, морская вода, слабые растворы солей, нефтепродукты (масла, 6—15 5 0,1

6—13 6 0,2
керосин, бензин, легкие III 6—10 6 0,1
фракции нефти) и т. п. 6—8 10 0,001
10—10 25 <0,001
9—9 10 <0,001
IV 10—10 15 <0,001
8—8 10 0,001
16—16 * 0 0
6—14 2 0,1
6—10 3 0,1
6—11 2 0,2
I 2—10 2 0,5
2—11 1 0,5
Агрессивные жидко- 3—10 2 0,5
сти: растворы солей, кис- 3—11 1 0,5
лоты, щелочи, сильные окислители 6—14 5 0,5
6—15 5 0,5
II 6—10 5 0,5
10—10 10 0,1
2—10 3 1,0
9—9 8 0,1
Жидкости с большим содержанием абразивных I 10—10 2 0,1
частиц: вода с содержа- нием песка, извести и т. п. 12— 12 2 0,2
более 10%, растворы, со- держащие кристаллы со- II 10—10 2 0,2
лей, окислы металлов и другие примеси 12—12 2 0,3
4—13 2 0,5
I 4—15 2 0,5
Газообразные среды: 5—13 1 0,5
газы, лары, сжиженные 4—15 2 1,0
газы II 5—13 2 1,0
12—12 2 0,1
III 7—15 1 0,2
1 Номера материалов.' 1 —12 — по табл. 3; 13 — сталь 9X18 (НДС 50—60); 14 —
стеллит В-2К: 15 — стеллит В-ЗЦ; 16 — покрытия.
Материалы 6, 9, 10 — нестойки в щелочных средах средней и высокой концентра-
ции, сильных окислителях; 9, 10 — нестойки в плавиковой и кремнефтористоводородной
кислотах; 14, 15 — нестойки в кислотах; 15 — нестоек в морской воде.
2 Линейный износ указан для кольца из более мягкого материала.
* (16 —16) — пары трения гидростатических уплотнений.
123
и менее долговечных пар трения, к более дорогим и работоспособ-
ным: от пары трения углеграфит—стеллит к паре специальный
углеграфит — металлокерамика на основе карбида вольфрама
и т. д. Последние пары трения обеспечивают работу оборудования
без остановок на их замену в течение нескольких лет (около трех
лет) до полного морального и материального износа оборудования.
По сравнению с этим эффектом начальные затраты на уплотнение
незначительны.
Экономические соображения при выборе пары трения для
уплотнений различных агрегатов в самолетах, подводных лодках
уступают место требованию высокой надежности в различных
условиях эксплуатации.
Вместе с тем для многих областей использования уплотнений
низкая стоимость и доступность материалов пар трения имеют
решающее значение (например, сельскохозяйственные машины и
агрегаты).
Стоимость кольца торцового уплотнения включает стоимость
материала и затраты на его обработку. Последние могут состав-
лять большую часть стоимости кольца.
ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ И КОНТРОЛЯ КОЛЕЦ
ПАРЫ ТРЕНИЯ
Заготовки колец в зависимости от свойств материала подвергают
различной механической обработке. Так, кольца из металлов
с низкой твердостью, пластмасс и углеграфитов обрабатывают на
токарных станках. Углеграфиты обрабатывают твердосплавными
резцами с отрицательным углом заточки, с отсосом угольной
пыли с помощью вентилятора.
Рабочие поверхности колец из закаленных сталей и с наплав-
ками (стеллит) шлифуют корундовыми кругами.
Кольца из силицированного графита СГ-Т, СГ-П, СГ-М, из мине-
ралокерамики ЦМ332 и металлокерамики шлифуют алмазными
кругами.
Канавки, отверстия в кольцах из металлокерамики обрабаты-
вают электроэрозионным методом. При этом обработка силициро-
ванного графита значительно более трудоемка. Для силициро-
ванного графита и минералокерамики применяют также ультра-
звуковую обработку. Этим способом, например, обработаны уплот-
няющие поверхности с овальным контуром (см. рис. 14).
Сверление отверстий в твердых материалах в лабораторных
условиях можно выполнять с помощью медной трубки, торец ко-
торой смазан алмазной пастой. -Заключительной операций обра-
ботки колец пары трения является доводка их поверхностей тре-
ния. В лабораторных условиях доводку можно произвести вруч-
ную на чугунных и стеклянных плитах (три плиты из каждого
материала периодически взаимно притираются). Размер плит не
должен превышать 300—350 мм, чтобы их взаимная притирка
124
вручную не была затруднительной. Для изготовления плит при-
меняют чугуны специального состава и стекло Пирекс [4].
В СССР и за рубежом наибольшее распространение получила
механизированная притирка колец [28,4]. Нальчикский машино-
строительный завод выпускает и эксплуатирует притирочные
станки различной производительности.
На рис. 86 показан один из притирочных станков небольшой
производительности фирмы Флексибокс (Англия). При доводке
установленные в держатели кольца прижимаются своим весом
или при помощи дополнительных грузов к плоской поверхности
чугунной плиты. Плита при-
водится во вращение элек-
тродвигателем, а держатели и
кольца поворачиваются отно-
сительно плиты в результате
взаимного трения и трения
о ролики.
Для доводки колец из си-
лицированного графита, ми-
нералокерамики и твердых
металлокерамических спла-
вов используют алмазные
пасты АП-7, АП-10 или ал-
мазные порошки со смазкой
керосином.
Кольца из менее твердых
металлических материалов
(HRC 50—60) доводят корун-
довыми и карборундовыми
порошками М7, М10.
Кольца из термореактивных пластмасс и углеграфитов доводят
на чугунных плитах со смазкой керосином и на стеклянных плитах
(со смазкой водой до влажного состояния) без применения абра-
зива. Для ускорения доводки пластмассовых колец уплотнений
крупносерийного производства (насосы охлаждения двигателей
внутреннего сгорания) применяют очень мелкий абразивный по-
рошок (фирма Морганайт, Англия).
Доводку колец из материалов на основе фторопласта-4 произ-
водят на стеклянных плитах со смазкой мыльной водой без приме-
нения абразива.
Контроль качества материала и обработки колец должен на-
чинаться с контроля их заготовок. Применяют известные методы
определения физико-механических свойств и структуры материала.
Просвечивание рентгеновскими лучами таких материалов, как
углеграфит 2П-1000, силицированный графит УМС и других,
позволяет определять макрооднородность их структуры (равно-
мерность распределения пор, равномерность силицирования, от-
сутствие внутренних раковин и т. д.) Степень пропитки углегра-
125
фитовых материалов смолами можно определять взвешиванием
деталей до и после пропитки.
Объем открытых пор углеграфитовых материалов определяют
взвешиванием образцов до и после их пропитки водой при давле-
нии —200 кгс/см2 с предварительным вакуумированием, а также
методом ртутной порометрии.
Для качественной оценки отсутствия пористости и глубины
пропитки углеграфитовых (пропитанных) и других материалов
Рис. 87. Электромеханический^ фрикциометр
смачивают их поверхности водой или другими жидкостями, при
высыхании которых участки поверхности с открытыми порами
обнаруживаются в виде темных пятен.
Для определения некоторой комплексной характеристики
структурно-механических свойств углеграфитовых, пластмассо-
вых и других материалов колец пары трения без их разрушения
во ВНИЙГидромаше разработан прибор, названный фрикцио-
метром (рис. 87). Действие прибора основано на непрерывном
измерении и записи силы сопротивления царапанию иглой поверх-
ности образца при плавно увеличивающейся нагрузке на иглу
в зависимости от этой нагрузки. Усилие иглы, «пропахивающей»
поверхность образца, воспринимается тензометрическим датчиком
и записывается потенциометром.
На характер получаемых кривых влияют твердость, одно-
родность, пористость и прочностные характеристики материала.
В качестве примера на рис. 88 показаны фрикциограммы, снятые
с графита 2П-1000 непропитанного (рис. 88, б) и пропитанного
126
фенолформальдегидной смолой (рис. 88, а). Непропитанный угле-
графит оказывает значительно большее сопротивление движению
иглы (из-за более глубокого ее внедрения) при больших колеба-
ниях нагрузки (влияние пористости материала), чем пропитанный.
Переходя теперь к контролю обработки колец торцовых уплот-
нений, остановимся на’контроле плоскостности доводки и чистоты
обработки их рабочих поверх-
ностей.
Общепринятым методом кон-
троля плоскостности поверхно-
стей трения колец уплотнения
является интерференционный
метод. Он заключается в ви-
зуальной оценке картины рас-
положения интерференцион-
ных полос света (колец Нью-
тона) на исследуемой поверхно-
сти при наложении на нее пло-
ской стеклянной пластины.
В качестве контрольных обычно
используют пластины нижние
ПИ, применяемые при контроле
концевых мер (плиток). Макси-
мальный диаметр этих пластин
составляет 120 мм, что затруд-
няет измерение неплоскостности
колец уплотнений с диаметром
более 150 мм. В этих случаях
рекомендуются специально из-
готовленные пластины больших
размеров. Отклонения от пло-
Рис. 88. Фрикциограммы пропитанного
(а) и непропитаниого (б) углеграфита
2П-1000
скостности пластин не должны
превышать 0,1 мкм.
При контроле плоскостности можно использовать как дневной,
так и искусственный монохроматический свет. В первом случае
получают более широкие и менее четкие полосы, окрашенные
в различные цвета спектра дневного света. Каждая полоса соот-
ветствует отклонению от плоскостности около 0,3 мкм.
Число полос, пересеченное прямой линией, помноженное на
0,3 мкм, дает неплоскостность образца в направлении данной
прямой. Так, отклонение от плоскостности кольца с наложенной
на него стеклянной пластиной в направлении прямой а—а состав-
ляет —0,6 мкм (рис. 89).
При повороте стеклянной пластины относительно образца
на небольшой угол возможны два случая расположения полос
относительно точки поворота. На рис. 89 буквами б и в обозна-
чены точки поворота, а штриховыми линиями — интерференцион-
ные полосы. Расположение полос около точки б соответствует
127
выпуклой форме контролируемой поверхности в данном месте,
а около в — вогнутой.
Если же при повороте стеклянной пластины возникают прямо-
линейные параллельные полосы, то контролируемая поверхность
имеет отклонения от плоскостности менее 0,3 мкм.
С уменьшением отклонений от плоскостности менее 0,3 мкм
при освещении дневным светом по-
световые полосы исчезают и
Рис. 89. Кольцо и стеклянная пластина
при определении плоскостности интер-
ференционным методом
Большая четкость и яркость полос получается,
верхность окрашивается сначала
в зеленый, розовый, затем в синий
и наконец в светло-желтый («соло-
менный») цвет. В последнем слу-
чае отклонения от плоскостно-
сти поверхности не превосходят
0,2 мкм. Такую картину легко на-
блюдать на металлических и тем-
ных (углеграфитовых и др.) по-
верхностях.
Световые полосы и изменения
цвета при контроле керамиче-
ских и пластмассовых колец про-
сматриваются значительно хуже.
если при кон-
троле плоскостности используют монохроматическое освещение.
Для этих целей используют гелиевые или натриевые источники
света, помещенные в специальный осветительный шкаф. Схемы
расположения интерференционных полос показаны на рис. 90, а—г.
Прямолинейные параллельные полосы на рис. 90, б означают,
Рис. 90. Расположение интерференционных полос при монохроматическом осве-
щении [60] (1 — точка контакта пластины с кольцом)
что отклонения от плоскостности кольца находятся в пределах
отклонений от плоскостности стеклянной пластины. Расположе-
ние полос на рис. 90, в показывает, что поверхность имеет вогну-
тую форму с отклонением от плоскостности в пределах одной по-
лосы (—0,3 мкм) на длине ML.
На рис. 90, г поверхность выпуклая и отклонение от плоско-
стности равняется двум полосам (—0,6 мкм) на длине ML. При
определении отклонений учитывается число полос, пересеченных
отрезком прямой линии (ML).
При контроле плоскостности интерференционным методом ше-
роховатость контролируемой поверхности должна быть не ниже
128
V10, в противном случае интерференционные полосы просматри-
ваются с большим трудом или вообще не просматриваются. Чтобы
улучшить их видимость, после доводки рабочие поверхности ко-
лец подвергают небольшой полировке вручную на жесткой бумаге.
Шероховатость поверхности при этом изменяется мало, но поверх-
ность приобретает некоторый блеск.
На основании экспериментальных исследований, опыта произ-
водства и эксплуатации торцовых уплотнений максимальные откло-
нения от плоскостности их пар трения не должны превосходить
0,9 мкм (три интерференционные полосы). При этом интерферен-
ционные полосы должны быть замкнутыми (при освещении днев-
ным светом) и по форме близкими к окружностям, т. е. волни-
стость поверхностей должна быть минимальной. В противном
случае утечка через пару трения резко увеличивается (см. «Ги-
дродинамические пары трения»),
В зависимости от группы уплотнений (см. табл. 1) допусти-
мые максимальные отклонения от плоскостности могут быть регла-
ментированы следующим образом: группа I — 0,9 мкм, группа
II — 0,6 мкм; группа III — 0,3—0,6 мкм; группа IV — 0,3 мкм.
Для пар трения из твердых материалов (например, ПГ-50С
по ПГ-50С) допускаются меньшие отклонения от плоскостности,
чем для пар трения из более мягких материалов (например,
2П-1000-Ф по 9X18), так как твердые материалы значительно труд-
нее прирабатываются и обеспечивают меньшую герметичность
уплотнений.
В случаях установки колец на доведенные опорные поверхности
(см., например, рис. 14) их неплоскостность и неплоскостность
тыльных поверхностей колец приблизительно одинакова.
Нормы на чистоту обработки уплотнительных поверхностей
пар трения определяются как требованиями по их плоскостности,
так и стремлением получить пару трения с максимальной рабо-
тоспособностью.
Ранее отмечено (см. «Обыкновенные пары трения»), что опти-
мальной шероховатостью поверхности металлических колец сле-
дует считать V10—11. Обработка металлических колец до шеро-
ховатости поверхности более V11 не только увеличивает затраты
производства, но и резко ухудшает их работоспособность в паре
с углеграфитовыми кольцами.
Кольца из сравнительно мягких материалов — пластмасс,
углеграфитов — следует обрабатывать с такой чистотой, чтобы
был возможен контроль их плоскостности. В дальнейшем шерохо-
ватость уплотнительных поверхностей этих колец в направлении
скольжения обычно уменьшается в результате приработки.
Поверхности колец из твердых износостойких материалов
(силицированный графит, минералокерамика, твердые металло-
керамические сплавы) следует обрабатывать с максимально воз-
можной чистотой, так как их работоспособность определяется
структурой самого материала, а приработка в паре трения тре-
9 А. И. Голубев 129
бует длительного времени. Описанная выше технология доводки
таких колец обеспечивает необходимую чистоту их уплотни-
тельных поверхностей.
Контроль чистоты обработки поверхности производят обыч-
ными методами, например, с помощью профилографа-профило-
метра завода «Калибр». При этом в соответствии с рекоменда-
циями работы [4] не следует учитывать отдельные глубокие поры,
Рис. 91. Профилограммы шлифованных (а, в) и доведенных (б, г) поверх'
ностей стального (а, б) и керамического (в, г) колец (вертикальное уве-
личение 4000х, горизонтальное — 116х) [4]
свойственные самой структуре исследуемого материала. На рис. 91
даны профилограммы поверхностей стального и керамического
колец после их шлифования и доводки [4]. В случае керамики
видны глубокие поры; основная высота шероховатостей поверх-
ности керамического и стального колец одинакова.
КОНСТРУИРОВАНИЕ ПАР ТРЕНИЯ
В соответствии с особенностями работы и требованиями, предъяв-
ляемыми к парам трения уплотнений, сформулируем некоторые
общие положения, которые необходимо учитывать при их конструи-
ровании.
1. Для колец пары трения выбирают коррозионностойкие
материалы, способные работать с наименьшим износом и трением
в заданных условиях. Для работы на жидкостях желательно вы-
бирать пары трения, допускающие сухое трение (по крайней мере
в течение коротких промежутков времени).
2. При выборе материалов и удельных давлений следует ру-
ководствоваться данными табл. 4 и технико-экономическим рас-
четом. Если удельное давление руд в паре трения при заданном
давлении рабочей среды больше допустимого, то следует прибе-
гать к гидравлической разгрузке уплотнения. При этом нужно
иметь в виду, что с увеличением гидравлической разгрузки
(уменьшением k) надежность уплотнения снижается, так как
130
появляется вероятность раскрытия пары трения под действием
давления в зазоре.
3. При конструировании пары трения нужно стремиться
к уменьшению диаметров поверхностей трения, чтобы снизить
скорость скольжения и температуру пары.
4. В парах трения твердый материал по мягкому, кольца из
мягкого материала должны иметь более узкую рабочую поверх-
ность во избежание врезания по краям твердого материала в мяг-
кий и связанного с ним выкрашивания материалов и усиленного
трения. Разница в ширине поверхностей колец должна составлять
1—4 мм при диаметре вала от 15 до 150 мм.
В парах трения твердый материал по твердому ширину рабочих
поверхностей колец можно принимать одинаковой или различной.
Из-за весьма малой интенсивности износа колец обычно не происхо-
дит врезания одного кольца в другое.
5. Как видно из выражений (57 и 58), с уменьшением радиаль-
ной ширины поверхности трения b интенсивность выделения тепла
в паре трения снижается и отвод тепла улучшается. Кроме того,
износ поверхности трения становится более равномерным. В то же
время согласно экспериментальным данным работ [27, 60] и дан-
ным ВНИИГидромаша утечка через уплотнение мало зависит
от радиальной ширины Ъ, так как с уменьшением b снижается
эффективная величина зазора h пары, вследствие уменьшения
изменений формы зазора. Отсюда видна целесообразность сокра-
щения размера Ь. Однако при этом возрастает опасность поврежде-
ния более узкой поверхности (попадание абразивной частицы,
появление царапин, эрозионный износ), а также снижается местная
прочность и жесткость выступающих кольцевых поясков, обра-
зующих поверхность трения.
Для радиальной ширины b поверхности трения обыкновенных
пар трения в зависимости от диаметра d вала (втулки) можно ре-
комендовать следующие значения:
d в мм ... . 10—20 20—40 40—80 80—150
b в мм ... . 2—3 3—4 3—5 4—7
Учитывая низкую теплопроводность пластмасс и более сильное
влияние b на их температуру [зависимость (58)], для пластмассо-
вых колец следует принимать меньшие из приведенных значения Ь.
Для уплотнений, работающих на газах, где повреждение
абразивными частицами рабочей поверхности колец значительно
менее вероятно, чем на жидкостях, можно принимать также мень-
шие значения Ь.
Для гидродинамических пар трения (см. рис. 40) ширина b
больше приведенных выше значений на радиальную ширину а
канавки. Отношение alb можно принимать в соответствии с дан-
ными рис. 41.
В гидродинамических уплотнениях, испытанных во ВНИИГид-
ромаше при давлении до 200 кгс/см2 с парами трения ПГ-50С по
9* 131
широко применяют вклейку колец на клеевом лаке Ф-10, содержа-
щем фуриловую и фенолформальдегидную смолы, а также на фенол-
формальдегидной смоле.
Кольцо устанавливают в обойму с зазором 0,1—0,2 мм на диа-
метр. Шероховатость поверхностей под вклейку должна быть не
выше V5. Поверхности тщательно очищают и обезжиривают
(ацетоном, спиртом). Затем их промазывают клеем и выдерживают
на воздухе не менее 30 мин до его подсыхания «до отлила». Затем
снова промазывают клеем и сушат «до отлила». Обоймы нагревают
до ~80° С, и в них вставляют кольца. Кольца прижимаются тор-
цами к обоймам с помощью струбцинок. Детали помещают в термо-
шкаф, в котором полимеризуется клей. Температура в термо-
шкафу медленно (в течение 2—
3 ч) поднимается до 150° С. При
этой температуре детали выдержи-
вают около 2 ч, после чего нагрев
прекращают и детали остывают вме-
сте со шкафом. После вклейки не-
обходимо очистить детали и прове-
рить герметичность вклейки (лучше
всего давлением воздуха 1—5 кгс/см2
под водой). При вклейке и нагреве
нужно следить, чтобы клей не обра-
зовывал пузырей.
К вакуум-насосу ।—►
Рис. 93. Приспособление для устра-
нения негерметичности вклейки
При негерметичности вклейки кольца
колец можно рекомендовать следую-
щий способ ее устранения, разработанный во ВНИИГидро-
маше. Деталь просушивают, чтобы испарилась вода, попавшая
в пустоты при испытании на герметичность. Затем кольцо с обой-
мой закрывают двумя крышками (рис. 93). В образовавшемся
объеме создается вакуум, а снаружи с помощью пипетки наносят
клей. Клей заполняет пустоты в местах нарушения герметичности.
После этого клей повторно полимеризуется в термошкафу. Доводку
колец производят после их вклейки в обоймы.
Лак Ф-10 и фенолформальдегидная смола допускают при
эксплуатации температуры до 150° С. Для более высоких темпера-
тур рекомендуется вклейка колец на клее ВС-350. Технология
вклейки приблизительно та же, однако выдержка в термошкафу
в течение 2 ч производится при 180—200° С.
Клей ВС-350 допускает температуры эксплуатации до
300° С. Кольца, вклеенные клеем ВС-350, применяют в тор-
цовых уплотнениях, работающих на воде, маслах и нефтепро-
дуктах.
Для работы на воде, растворах солей и в агрессивных жидко-
стях (за исключением щелочей и сильных окислителей) применяют
кольца, вклеенные лаком Ф-10.
Вклейка обеспечивает простоту и компактность закрепления
колец. Одновременно повышается надежность и безопасность ра-
133
ПГ-50С, снабженными канавками (см. рис. 40, в), отношение alb =
= 0,42 при коэффициенте гидравлической разгрузки k = 0,8
(если считать, что канавок нет).
Для гидростатических торцовых уплотнений ширина поверх-
ности трения значительно больше, чем для обыкновенных и гидро-
динамических уплотнений. Она определяется балансом сил в уплот-
нении и величиной расхода утечки.
6. Форма, размеры сечения колец и их установка должны обес-
печивать наименьшие деформации уплотняющих поверхностей
пары трения. Нужно стремиться к осесимметричной форме колец
с сечениями, близкими к прямоугольнику или квадрату.
Рис. 92. Схема к расчету напряжений в кольцах пары треиия:
а — кольцо переменной ширины; б — кольцо с бандажом
Для колец, изготовленных из хрупких материалов, места пе-
рехода кольцевого выступа, образующего поверхность трения,
к основному сечению кольца должны иметь плавное скругление
радиусом 1—3 мм. Это повышает прочность колец примерно в 2 раза
по сравнению с переходом в виде острого угла [60].
Для приближенной оценки величины растягивающих напряже-
ний, возникающих при переходе от одного размера сечения кольца
к другому (рис. 92, а) вследствие изменения радиальной деформа-
ции кольца, можно использовать формулу (радиус кругления
принят равным нулю)
= ------Г^Т-)’ (89)
\ Г3 — '1 '2 '1 /
где оГз — радиальное напряжение растяжения в точке 1.
7. Способы установки и закрепления колец пары в узле уплот-
нения могут быть различными и зависят от параметров работы и
конструкции уплотнения.
Одним из распространенных способов установки колец из
хрупких и твердых материалов (углеграфиты, силицированные
графиты, керамика, твердые сплавы) является их вклейка в метал-
лические обоймы, крышки и т. п. Во ВНИИГидромаше и на НМЗ
132
боты уплотнения, так как при возникновении трещин в кольцах
они удерживаются клеем в обоймах и не разрушаются.
К недостаткам вклейки следует отнести отмечавшиеся ранее
деформации вклеенных колец.
Прочное соединение колец с обоймами достигается при напря-
женной или прессовой их установке в обоймы, однако такая уста-
новка часто вызывает появление трещин в кольцах из хрупких
материалов (ПГ-50С, ЦМ-332 и др.).
Значительно меньше напряжения и деформации при свобод-
ной установке колец (см. рис. 5, 6, 14). Свободную установку ко-
лец (без каких-либо плотно охватывающих их деталей) в боль-
шинстве случаев нельзя рекомендовать для колец из хрупких
материалов, так как в этом случае их растрескивание сопровож-
дается полным разрушением колец.
Можно рекомендовать установку на кольца металлических
(а в некоторых случаях и неметаллических) бандажей (см.
рис. 92, б). Рассчитать натяг и толщину бандажа можно, исполь-
зуя выражения для напряжений в стенках составной трубы.
Величина натяга z\ должна быть такой, чтобы при температурном
расширении бандажа и кольца во время работы уплотнения натяг
не уменьшался до предела, при котором возможно проворачива-
ние кольца моментом трения. Для бандажей поэтому желательно
выбирать материалы с коэффициентами температурного расшире-
ния, близкими к коэффициентам колец.
Для приближенной оценки тангенциальных напряжений растя-
жения в бандаже и сжатия в кольце, если принять, что они равно-
мерно распределены по сечениям, можно использовать формулы
ог =
(90)
(91)
Если на наружную поверхность кольца с бандажем действует
давление р, то тангенциальные напряжения сжатия кольца
Бандажи не вызывают значительных дополнительных дефор-
маций колец при работе уплотнений, поскольку они сравнительно
тонкие и имеют равномерную толщину.
Испытания во (ВНИИГидромаше уплотнений, снабженных
кольцами из ПГ-50С с бандажами, при давлении воды до 50 кгс/см2,
температуре до 70° С и скорости скольжения в парах до 20 м/с
134
показали достаточную надежность и герметичность таких уплот-
нений.
Остановимся на особенностях конструкции разъемных колец
торцовых уплотнений.
Кольца из материалов с невысокой хрупкостью составляются
из частей с пригнанными (шлифованными и притертыми) торцами.
Крейн Пекинг (Англия) использует для закрепления и стягива-
ния колец металлические хомуты (см. рис. 21) на диаметры валов
до 1500 мм либо резиновые бандажи на диаметры валов до 170 мм.
В последних применяют углеграфитовые разломанные на две
части кольца. Эти кольца могут быть изготовлены только из
хрупких материалов — углеграфитов,
силицированных графитов, керамики.
Во ВНИИГидромаше разработано
уплотнение с разломанными кольцами
из силицированного графита. Для этого
в обработанное (за исключением до-
водки поверхности трения) кольцо 1
вставляли по плотной посадке метал-
лический стержень 2 (рис. 94). Стер-
жень нагревали газовой горелкой и он,
расширяясь, разрывал кольцо по сече-
ниям а—а. При разломе выступающие
шероховатости одной поверхности со-
ответствовали углублениям на другой
и наоборот. При соединении половин
разломанных колец их хрупких
материалов
колец их стыки были достаточно плотными. После разлома произ-
водили доводку поверхности трения кольца в собранном виде.
8. Учитывая большую опасность попадания абразивных ча-
стиц в зазор пары, следует применять конструкции уплотнений,
в которых утечка жидкости направлена против действия сил инер-
ции (от периферии к центру). В таких уплотнениях утечки жидко-
стей значительно меньше [60], а условия охлаждения лучше,
чем в уплотнениях с обратным направлением утечки. Вероятность
засорения дросселирующих отверстий и капилляров в гидроста-
тических парах трения меньше в том случае, если они располо-
жены во вращающихся кольцах. При этом возможна также уста-
новка фильтрующих элементов, которые, вращаясь ,в жидкости,
практически не засоряются.
9. При выборе варианта, какое из колец пары трения делать
вращающимся, а какое—неподвижным, следует учитывать, что
вращающееся в жидкости кольцо имеет значительно более высокий
коэффициент теплоотдачи, чем неподвижное. Вращающееся кольцо
поэтому желательно иметь из материала с более высоким коэффи-
циентом теплопроводности. Изменяя несколько форму колец пары
трения — применяя кольцевые выточки или отдельные карманы
вблизи поверхности трения, можно улучшить отдачу тепла от
пары и снизить ее температуру.
135
Кольца пары трения с высокой теплопроводностью желательно
изготовлять большей высоты, так как при этом интенсивность
отвода тепла от пары существенно улучшается [см. форму-
лу (54)]. ,
10. Неперпендикулярность стыка пары трения неблагоприятно
влияет на ее работу (см. «Влияние неточностей установки, изго-
товления, биений вала и других факторов на работу пары трения»),
поэтому необходимо конструктивными и технологическими мерами
обеспечивать минимальное отклонение стыка от положения, пер-
пендикулярного оси вращения.
Уплотнения с вращающимся упругим элементом в силу осо-
бенностей их конструкции имеют отклонение от перпендикуляр-
ности стыка приолизи-
тельно на порядок боль-
ше, чем уплотнения с не-
подвижным упругим эле-
ментом. Отчасти поэтому
уплотнения с вращающим-
ся упругим элементом не
рекомендуется применять
при больших частотах вра-
щения (ориентировочно бо-
лее 5000—10 000 об/мин).
11. На кольца пары
трения действуют радиаль-
ные силы, величина кото-
колец относительно вала
Рис. 95. Фреттииг-износ поверхности втулки в кон-
такте с обоймой вращающегося кольца (мате-
риалы — Х18Н9Т по Х18Н9Т)
рых зависит от точности центровки
(втулки), их соосности, отклонений от перпендикулярности
стыка пары и т. д. В частности, чтобы величина радиальных сил
инерции, действующих на кольца уплотнений с вращающимся
упругим элементом, не была чрезмерно велика и в то же время
подвижность колец в осевом и угловом направлениях была доста-
точной, их нужно устанавливать на вал (втулку) с зазорами 0,05—
0,2 мм на диаметр. Соотношение размеров и допусков должно
быть таким, чтобы угловая подвижность колец была в несколько
раз больше возможных угловых отклонений от перпендикуляр-
ности оси вращения стыка пары трения.
Поскольку в большинстве конструкций торцовых уплотнений
радиальные силы воспринимаются контактирующими поверх-
ностями колец и центрирующих деталей (вал, втулка, отверстие
крышки и т. п.), шероховатость этих поверхностей должна соот-
ветствовать, обычно V? и выше, чтобы возникающие здесь силы
трения, препятствующие осевому перемещению колец, не были бы
чрезмерно велики.
Следует обратить особое внимание на механические и корро-
зионные свойства, материалов указанных контактирующих по-
верхностей. При длительной эксплуатации уплотнения не должно
происходить их значительного изнашивания вследствие вибра-
136
ций и коррозии (фреттинг-коррозия). При использовании угле-
графитовых вращающихся колец (см. рис. 3 и 5) вибрационного
изнашивания втулок в контакте с ними не наблюдается, однако
щелевая коррозия возможна (например, на морской воде со втул-
ками из хромоникелевых сталей).
Значительный вибрационный износ наблюдался в контакте
обоймы вращающегося кольца со втулкой (см. рис. 42), выпол-
ненных из стали Х18Н9Т. Изношенная поверхность втулки за
700 ч работы при 3000 об/мин вала и давлении воды 160 кгс/см2
показана на рис. 95.
Чтобы защитить контактные поверхности от вибрационного
износа, помимо использования материалов мягкий по твердому
(пластмасса по металлу, углеграфит по металлу и т. п.), можно
рекомендовать различные покрытия. Хромированные поверх-
ности в контакте с хромированными (твердое хромирование, тер-
мохромирование) имеют достаточную износостойкость при вибра-
ционном трении. Это относится и к оксидированным поверхностям
титановых сплавов (ВТ-1, ВТ-3). По-видимому, для этих целей
можно использовать плазменное напыление твердых материалов,
азотирование, цианирование и другие процессы.
КОНСТРУКЦИЯ, материалы и технология изготовления
УПРУГИХ ЭЛЕМЕНТОВ УПЛОТНЕНИЙ
ПРУЖИНЫ
Большинство конструкций упругих элементов торцовых уплот-
нений включает пружины, обеспечивающие герметичность кон-
такта и компенсацию износа пары трения. Вместо пружин иногда
используют также магнитное притяжение колец пары, но это
усложняет и удорожает конструкцию уплотнения и не всегда
возможно по условиям коррозионной стойкости соответствующих
материалов.
При износе пары трения натяжение пружин уменьшается.
Конструкция пружин должна обеспечивать снижение удельного
давления с учетом полного износа пары трения не более 10—20%.
Усилие пружины должно быть значительно больше силы тре-
ния уплотнительных колец, манжет, сил жесткости сильфонов,
мембран и других уплотнительных элементов. При сборке уплот-
нения всегда следует проверять свободу движения кольца пары
трения под действием пружины и его подвижность в отношении
перекоса.
Можно рекомендовать снимать полную характеристику упру-
гого элемента в сборе при его нагружении и разгрузке. При этом
образуется петля гистерезиса нагрузки, величина которой опре-
деляется трением и свойствами уплотнительных элементов. Чем
меньше ширина петли, тем меньше влияние дополнительных сил
на работу пары трения.
137
Для определения характеристик нагрузка — перемещение
упругих элементов удобно использовать машину МИП-100-2 для
испытания пружин.
Приблизительно оценку необходимой силы пружины следует
производить, исходя из рекомендуемых удельных давлений в паре
трения. По данным ВНИИГидромаша можно рекомендовать сле-
дующие удельные нагрузки в парах трения от действия только
пружин, разделенные в зависимости от группы уплотнений (см.
табл. 1): для уплотнений группы I руд = 0,5-,5 кгс/см2; для
II — 1—3 кгс/см2; для III — 2—5 кгс/см2; для IV — 3—8 кгс/см2.
Увеличение удельной нагрузки от группы I к группе IV уплот-
нений объясняется ростом давления среды и возрастающими тре-
бованиями к надежности уплотнений. С увеличением диаметра вала
и скорости скольжения в паре трения удельное давление должно
снижаться. Для гидравлически разгруженных уплотнений удель-
ные нагрузки принимают большими, чем для неразгруженных,
так как с увеличением гидравлической разгрузки опасность рас-
крытия стыка уплотнения увеличивается.
На диаметры валов до 100 мм можно применять уплотнения
с одной центральной пружиной. Обычно применяют пружины
с малым числом рабочих витков (1—3), чтобы по возможности
сократить осевой габаритный размер уплотнения. Особое внимание
следует уделять перпендикулярности торцов пружины ее оси
и точности выполнения витков. Значительная неперпендикуляр-
ность торцов оси вызывает односторонний ускоренный износ пары
трения.
При выполнении вращающихся пружин необходимо обеспе-
чить тщательную их центровку относительно вала (втулки),
в противном случае на пружину могут действовать значительные
силы инерции, вызывая трение и износ пружины и вала. Для ва-
лов, вращающихся с высокими скоростями, как правило, приме-
няют уплотнения с неподвижными пружинами.
С увеличением диаметра вала более 100 мм, а также в тех слу-
чаях, когда желательно сократить осевой размер уплотнения,
применяют уплотнения с несколькими пружинами малого размера.
Число рабочих витков таких пружин обычно составляет 4—8.
Число пружин зависит от диаметра вала (например, при диаметрах
валов 80—150 мм число пружин составляет 6—8).
При больших диаметрах валов (500 мм и более), когда необхо-
димое число пружин становится большим, вместо пружин приме-
няют металлический сильфон (см. рис. 21).
Уплотнения с отдельными вращающимися пружинами можно
применять на значительно большие окружные скорости вращения,
чем с центральной пружиной, поскольку отдельные пружины по-
лучаются легкими и соответственно на них действуют меньшие
силы инерции. Однако и эти уплотнения выполняют с неподвиж-
ными пружинами при частоте вращения вала более 5000—
10 000 об/мин. При этих и больших скоростях вращения, чтобы
138
избежать явлений резонанса, иногда применяют конструкции
с пластинчатыми пружинами из листовых материалов. Такие
пружины имеют малый вес и жесткую характеристику, т. е. их
собственная частота колебаний является высокой. Сложность
заключается в подборе такой пружины, поскольку ее характери-
стика не поддается достаточно точному расчету.
Пластинчатые пружины более надежны, чем цилиндрические,
поскольку при появлении сквозной трещины они продолжают
работать, а цилиндрические — нет.
Пружины торцовых уплотнений работают в весьма тяжелых
условиях: при переменной нагрузке, в окружении жидкой среды
(часто химически агрессивной), которая не только снижает уста-
лостную прочность пружины вследствие физических процессов
взаимодействия с ее поверхностью (эффект Ребиндера), но и часто
вызывает коррозию, концентрацию напряжений и резкое сниже-
ние прочности. Частые поломки пружин усталостного характера
наблюдали в уплотнениях нефтяных насосов из-за содержания
агрессивных примесей в нефти (сероводород и др.).
Поскольку с уменьшением диаметра проволоки пружины
опасность коррозии возрастает (отношение площади поверхности
к объему материала увеличивается), то для агрессивных сред
предпочтительны уплотнения с центральной пружиной. Однако
во всех случаях нужно стремиться изолировать пружину от агрес-
сивной среды и применять для пружин материалы с высокой кор-
розионной стойкостью.
Одним из способов изоляции пружины является помещение
ее в пластмассовую трубку (см. рис. И). Для этого используют
трубки из полипропилена, поливинилхлорида, фторопласта-4.
Эффективным способом защиты пружин, особенно при работе на
средах, содержащих твердые примеси, растворенные соли, яв-
ляется размещение их снаружи с защитой резиновыми чехлами
(см. рис. 12). При этом внутреннее пространство, где располо-
жены пружины и другие детали уплотнений, смазывают конси-
стентной смазкой. Смазка защищает детали уплотнения от кор-
розии и уменьшает их трение и вибрационный износ.
Описанные способы применяют лишь в отдельных конструк-
циях торцовых уплотнений, в большинстве же случаев пру-
жины подвержены непосредственному воздействию рабочей среды
или воздействию ее утечки. Для пружин поэтому выбирают
материалы с наибольшей коррозионной стойкостью в данной среде.
В химически нейтральных жидкостях (бензин, керосин, сма-
зочные масла и т. п.) используют пружины из обычных углероди-
стых пружинных сталей и хромистых сталей типа 4X13, подвер-
гающихся закалке.
Для нефтей и нефтепродуктов с некоторой химической агрес-
сивностью, для пресной воды и щелочных растворов можно реко-
мендовать пружины из хромоникелевых сталей типа Х18Н9Т,
Х17Н13М2Т и др.
139
Для придания упругих свойств пружинам из этих сталей при-
меняют многократную нагартовку проволоки. Для некоторых
агрессивных жидкостей можно использовать стали с большим
содержанием хрома и никеля типа 0Х23Н28МЗДЗТ (азотная,
фосфорная, серная кислоты, растворы солей), 36НХТЮ (морская
вода, растворы солей).
Для морской воды применяют также пружины из бронзы.
Следует учитывать, что даже небольшие примеси веществ
в средах могут резко изменять их химическую агрессивность.
Например, хромоникелевые стали, достаточно стойкие в серно-
кислотных средах, теряют в значительной степени стойкость,
если эти среды содержат даже небольшое количество соляной
кислоты.
В уплотнениях, работающих на средах с большим содержанием
твердых примесей (кристаллы солей, окалина, песок, грунт, фе-
кальная, бумажная масса и т. п.), защита пружин от воздействия
среды необходима также, чтобы исключить их абразивный износ
и потерю подвижности в результате отложений твердого вещества.
Шероховатость поверхности рабочих витков пружин должна
быть не ниже \?8 при точности изготовления, соответствующей
классам I—II
Испытания во ВНИИГидромаше различных пружин из нагар-
тованной проволоки показали, что значения модуля сдвига имеют
значительный разброс и зависят от степени нагартовки, диаметра
проволоки и других факторов. В среднем при расчете усилий
пружин из высоколегированных материалов можно рекомендовать
принимать модуль сдвига равным G = 4Х105 кгс/см2, а допускае-
мое напряжение кручения не более 3000 кгс/см2.
УПЛОТНИТЕЛЬНЫЕ КОЛЬЦА, МАНЖЕТЫ, МЕМБРАНЫ,
СИЛЬФОНЫ
Эти элементы, иногда называемые вторичными уплотнениями,
служат для герметизации одного из колец пары трения относи-
тельно вала (втулки) или крышки (корпуса) машины. Иногда
сильфоны и мембраны выполняют и функции пружин, обеспечивая
прижатие колец пары трения.
В торцовых уплотнениях наибольшее распространение полу-
чили уплотнительные резиновые кольца круглого сечения. Это
объясняется простотой формы, высокой герметичностью, устой-
чивостью к действию больших перепадов давления, сравнительно
малым трением (сила трения Тг на рис. 24) относительно сопря-
женных деталей таких колец. Кроме них, применяют кольца пря-
моугольного сечения и манжеты.
Резиновые кольца изготовляют формованием в металли-
ческих (хромированных) тщательно обработанных пресс-формах
с последующей вулканизацией. Поверхность резинового кольца
должна быть гладкой без повреждений, так как это значительно
140
снижает его износостойкость. Разъем пресс-формы следует выпол-
нять относительно центральной плоскости кольца под углом 45°.
Это необходимо для того, чтобы поверхности, где снимается облой
резины при изготовлении кольца, не находились в контакте
с уплотняемыми деталями. Снимать облой нужно аккуратно, без
повреждения поверхности кольца.
При установке колец в уплотнение надо следить, чтобы они
не перекручивались и не повреждались при перемещении детали
с кольцом относительно канавок, выступов, шпоночных пазов и
пр. Для этого выступы выполняют конической формы со скруглен-
ными углами, а в канавки помещают соответствующие их форме
вкладыши (разъемные кольца и т. п.), которые после продвиже-
ния детали могут быть извлечены оттуда.
Для большей легкости сборки уплотнений с резиновыми коль-
цами рекомендуется жидкая или консистентная смазка, не воз-
действующая на резину, а также сухая смазка (дисульфид молиб-
дена).
Размеры колец принимают в соответствии с. ГОСТ 9833—61.
Сила трения колец относительно сопряженных деталей зави-
сит главным образом от чистоты поверхности детали, твердости
резины, диаметра сечения кольца и его сжатия при установке
в уплотнении.
Рекомендуемые стандартом сжатия колец не всегда приемлемы
для торцовых уплотнений, так как вызывают чрезмерно большие
силы трения. С другой стороны, сжатие не должно быть и слишком
малым, так как при старении резины ее упругость ухудшается и
возникают остаточные деформации.
Следует учитывать также воздействие среды на кольцо. Оно
может выражаться в набухании резины, увеличении сечения
кольца и силы трения или в потере веса кольца вследствие раство-
рения компонентов резины средой. Возможно также химическое
взаимодействие резины с уплотняемой поверхностью. По данным
ВНИИГидромаша оно проявляется, например, в прилипании
кольца к металлической поверхности, в увеличении шерохова-
тости поверхности под кольцом вследствие ее коррозии. На основе
практического опыта можно рекомендовать следующие значения
диаметра s сечения и сжатия б колец в зависимости от диаметра d
вала (втулки):
d в мм................. 15—30 30—100 100—200
s в мм .............. 4—5 5—6 6—8
6 в мм ..............0,5—0,7 0,7—1,3 1,3—2
Относительно уплотняемой поверхности по внутреннему
диаметру резиновые кольца могут иметь натяг 0,5—3 мм при
d = 15-4-100 мм и 3—8 мм при d = 100-4-200 мм. В некоторых
торцовых уплотнениях для облегчения установки колец в канавки
применяют кольца, имеющие в свободном состоянии наружный
диаметр на несколько миллиметров больше диаметра канавки.
141
Поскольку резина практически несжимаема, то при установке
колец должна быть обеспечена свобода их деформации в осевом
направлении. Поэтому осевые размеры и чистоту обработки ка-
навок (V6) под установку колец рекомендуется принимать в соот-
ветствии с ГОСТ 9833—61.
Величина силы трения колец в большой степени зависит от
чистоты обработки уплотняемой поверхности (вала, втулки),
так как резина, вдавливаясь в шероховатости поверхности, мо-
жет оказывать большое сопротивление ее сдвигу. Поэтому шеро-
Рис. 96. Зависимости силы трения кольца на единицу длины его окружности от сжатия
(а) и силы трения иа единицу площади осевой проекции кольца в канавке от давления (б)
134):
I — твердость по Шору 90—95; 2 — 80—90; 3 — 60 — 75
ховатость поверхности при установке колец рекомендуется не
ниже V8.
Для определения сил трения резиновых колец круглого сече-
ния относительно поверхности вала можно воспользоваться дан-
ными рис. 96 [34].
По данным Ленинградского филиала НИИРП коэффициент
трения резиновых колец зависит от твердости резины. При удель-
ном давлении резины относительно стальной поверхности 3 кгс/см2
и скорости движения 1 мм/мин коэффициент трения составлял
0,2—0,55 при изменении твердости резины от 50 до 90 в условных
единицах по ТМ-2. Скорость скольжения колец порядка несколь-
ких миллиметров в минуту соответствует обычной скорости вибра-
ций при неперпендикулярности стыка пары трения оси вращения
в несколько сотых долей миллиметра.
С увеличением отклонений от перпендикулярности стыка пары
трения амплитуда колебаний и напряжения резинового кольца
увеличиваются, что ускоряет его износ. Так, например, при испы-
таниях уплотнения (см. рис. 7) при давлении воды 60 кгс/см2,
температуре 90° С и частоте вращения.вала 1450 об/мин неподвиж-
ное уплотнительное кольцо из резины марки 3687 полностью
142
износилось за'400 ч при биении вращающегося кольца пары
—0,3 мм (по индикатору). С уменьшением этого биения до 0,01 мм
износ кольца не наблюдался и после 3000 ч работы уплотнения
(данные ВНИИГидромаша).
Исследования трения резиновых колец круглого сечения по-
казали, что с уменьшением скорости скольжения, увеличением
шероховатости поверхности и времени выдержки колец сила тре-
ния возрастает [50]. При этом статическая сила трения примерно
р о,кгс/см1
50 150 000 600 000 мкм
Диаметральный загар
Рис. 97. График влияния диа-
метрального зазора, твердости
резины и давления иа выдавли-
вание кольца круглого сечения
в зазор при твердости резины
но Шору 90 (/), 80 (2) н 70 (3)
в 2 раза больше динамической.
С увеличением времени статиче-
ская сила трения возрастала по
экспоненциальному закону. Одним
Рис.98. Износ резинового кольца
круглого сечения при работе
в торцовом уплотнении
из важных параметров, определяющих износостойкость резино-
вых колец, является радиальный зазор между валом (втулкой)
и деталью, в которой установлено кольцо. Начиная с некоторой
величины зазора в зависимости от твердости резины и действую-
щего перепада давления часть кольца выдавливается в за-
зор. Кривые на рис. 97 разделяют области, где происходит выдав-
ливание резинового кольца в зазор, от областей, где выдавлива-
ния нет. При выдавливании колец в зазор и их вибрациях
наблюдается усталостное разрушение колец в области зазора.
На рис. 98 показано резиновое кольцо после 700 ч работы при
3000 об/мин вала и перепаде давления 160 кгс/см2, изношенное
в результате выдавливания кольца в зазор и вибраций (данные
ВНИИГидромаша).
На износ резинового кольца существенно влияет состояние
поверхности, находящейся с ним в контакте, а также абразивные
частицы, попадающие между кольцом и поверхностью. Частицы
при вибрациях кольца изнашивают кольцо и в еще большей сте-
пени контактирующую с ним поверхность.
143
Кроме угловых и осевых вибраций износ резиновых колец
ускоряют радиальные вибрации и пульсации давления. При этом
происходит усталостное разрушение колец под действием пере-
менных напряжений сжатия и сдвига.
Кроме резиновых колец круглого сечения в торцовых уплот-
нениях применяют иногда кольца прямоугольного сечения и
манжеты.
Определяющее влияние на износостойкость той или иной ре-
зины в торцовом уплотнении оказывают свойства среды, в которой
работает уплотнение, ее давление и температура. Резины можно
классифицировать в зависимости от каучуков на основе которых
они изготовлены: натуральный каучук (НК), бутадиен-стироль-
ный (СКС), нитрильный (СКН), бутилкаучук (БК), этиленпропи-
леновый (СКЭП), силиконовый (СКТ), фторкаучук (СКФ), фтор-
силиконовый каучук (СКТФ) и др.
Резины на основе НК наиболее эластичны и имеют высокую
прочность на разрыв. Их применяют при температурах от —50 до
100° С. Они стойки в водяном паре, воде, спирте, слабых раство-
рах щелочей и неорганических кислот, растворах солей.
Резины на основе СКС менее эластичны, а по прочности близки
корезинам на основе НК. Их применяют при температурах от
—30 до 130° С. Резины стойки к воздействию воды, спирта, аце-
тона, но не стойки к минеральным и растительным маслам.
Резины на основе СКН широко используют в торцовых уплот-
нениях общепромышленного применения. По прочности они
близки к резинам на основе НК при меньшей эластичности; при-
менимы при температурах от —60 до 130° С. Возможность их
использования при достаточно низких температурах объясняется
тем, что они не кристаллизуются при температуре стеклования.
Эти резины стойки в воде, минеральных, растительных и живот-
ных маслах и жирах, алифатических углеводородах, спирте, рас-
творах солей. Они не пригодны для использования в средах, со-
держащих ароматические углеводороды, хлоросодержащих орга-
нических соединениях (сильно набухают в ацетоне, бензоле и
четыреххлористом углероде).
Резины на основе БК близки по эластичности к резинам на
основе НК, но менее прочны. Они достаточно стойки к агрессив-
ным средам и используются при температурах от —50 до 150° С
(170° С). Эти резины стойки в водяном паре, воде, спирте, в кисло-
тах, щелочах, растворах солей. Они отличаются высокой сопро-
тивляемостью к тепловому старению в воздушной и кислород-
ной средах, к воздействию ультрафиолетового излучения. Резины
не стойки в минеральных маслах.
Резины на основе СКЭП применяют для вторичных уплотне-
ний в торцовых уплотнениях насосов атомных электростанций
(например, кольца круглого сечения в уплотнениях валов глав-
ных циркуляционных насосов). Они имеют высокие механические
свойства и химическую стойкость. Диапазон их применения по
144
температуре от —60 до 170° С. Их можно использовать в воде,
кислотах (кроме концентрированной азотной), щелочах, фреонах,
синтетических маслах. Резины непригодны для применения в угле-
водородах, минеральных, растительных и животных маслах и
жирах.
Резины на основе СКТ имеют сравнительно низкую прочность,
эластичность и сопротивляемость к истиранию. Однако благодаря
высокой температурной стойкости, стойкости к окислению, высокой
стойкости к воздействию радиации, малой склонности к старению,
хорошим релаксационным свойствам их применяют в качестве
материала уплотнительных элементов для различных газообраз-
ных сред в условиях воздействия переменных напряжений. Они
стойки также к воздействию спирта, растительных и животных
масел и жиров. Нестойки в минеральных маслах, углеводородах
и агрессивных средах. Температурный диапазон применения
от —60 (—90) до 200° С (250° С).
Резины на основе СКФ имеют малую эластичность сравнительно
с резинами на основе НК. Однако они характеризуются высокой
температурной и химической стойкостью. Резины используют при
температурах от —30 до 200° С (250° С). Они весьма стойки к воз-
действию сильных окислителей, минеральных масел, синтети-
ческих, растительных и животных масел и жиров, углеводоро-
дов, растворителей, разбавленных растворов кислот, растворов
солей. Эти резины имеют низкую морозостойкость и малую стой-
кость к радиационному облучению.
Резины на основе СКТФ по свойствам близки к резинам на
основе СКФ. Они имеют большую морозостойкость (до —60° С).
Приведенные выше данные являются лишь ориентировочными.
Для выбора конкретной марки резины нужно пользоваться стан-
дартами, техническими условиями и другими нормативными мате-
риалами. В отдельных случаях, когда определение оптимальной
марки резины для заданных условий затруднительно, следует
обращаться в специализированные организации (НИИРП).
Основные свойства резин, используемых в торцовых уплотнени-
ях Нальчикского машиностроительного завода, приведены в табл. 5.
Необходимо учитывать, что свойства резины со временем
изменяются в результате старения. Этот процесс ускоряется с по-
вышением температуры окружающей среды, ее окислительной
способности, интенсивности радиации и механического воздей-
ствия на уплотнение. Наиболее важным фактором, определяю-
щим скорость старения резины, является температура. Исполь-
зуя повышенные температуры, создают условия ускоренного
искусственного старения резин. При старении резин их эластич-
ность падает, а твердость и величина остаточных деформаций
возрастают, поэтому уплотнительные свойства колец круглого
сечения и других элементов с течением времени ухудшаются.
Процесс старения резин хорошо описывается экспоненциальной
зависимостью [18].
Ю А. И. Голубе:
145
Таблица 5
Марка резины Тип каучука рочно- разрыве не Относительное удлинение при разрыве в %, не более Твердость (в ус- ловных едини- цах по ТМ-2) Температуры применения в °C Области применения
1 Предел п | сти при в кгс/см’ менее
3687 НК 130 500 40—55 —50 + 130 Воздух, вода
4004 СКН-40 100 200 70—85 —30 + 100 Вода, нефтепродук- ты, растворы солей
7-В-14-1 СКН-18 120 140 75—85 —50 + 100 Вода, нефтепродук- ты, растворы солей
ИРП-1375 СКЭП НО 160 68—78 —60 + 150 Вода, агрессивные среды
ИРП-1225А СКФ-32 140 130 75—90 — 15 + 200 Воздух, окислители, нефтепродукты, растворители
Зависимость остаточной деформации резины ИРП-1225А от
времени старения при разных температурах приведена на рис. 99
(данные Ленинградского филиала НИИРП).
Кроме процесса старения, в жидких средах наблюдается набу-
хание или потеря веса резины. При набухании происходит диффу-
зия молекул жидкости в резину, сопровождающаяся увеличением
объема уплотнительного элемента. В результате набухания эла-
стичность резины возрастает. Если процесс растворения каких-
либо компонентов резины средой преобладает над ее набуханием,
то происходит потеря веса резины и уплотнительная способность
элемента ухудшается. Герметичность резинового уплотнений мо-
жет нарушиться также в результате потери им эластичности при
чрезмерно низкой (стеклообразное состояние) или высокой (пла-
стическое состояние) температурах.
Более подробные сведения о свойствах резин, характеристи-
ках изготовляемых из них уплотнительных элементов с рекомен-
дациями по их расчету и конструированию приведены в ра-
боте [18 J.
В наиболее агрессивных средах и в более тяжелых температур-
ных условиях в качестве материала для уплотнительных колец
используют фторопласт-4 (чистый и с наполнителями). В отличие
от резин фторопласт-4 имеет значительно большую жесткость,
меньшую упругость и холоднотекучесть [/35]. Высокий коэффи-
циент температурного расширения фторопласта-4 и сильная за-
висимость этого коэффициента от температуры (рис. 100) очень
затрудняют использование фторопласта-4 в торцовых уплотне-
ниях. В то же время высокая химическая стойкость фторопласта-4
146
(на него действуют только расплавленные щелочные металлы,
их растворы в аммиаке, трехфтористый хлор, элементарный фтор
при высоких температурах), его несмачиваемость, отсутствие
набухания в средах, высокая стойкость к температурам при экс-
плуатации в уплотнениях (от —10 до +250° С), низкий коэффи-
Продолжительность хранения
Рис. 99. Зависимость остаточной деформации резины ИРП-1225А
от времени естественного и ускоренного старения на воздухе при
разных температурах и сжатии 30%
циент трения при малых скоростях скольжения по твердой по-
верхности (0,05—0,1) позволяют широко применять фторопласт-4
для изготовления уплотнительных колец, манжет и других эле-
ментов.
Рис. 100. Зависимость коэффициента линейного расширения
(значения увеличены в 105 раз) фторопласта-4 от темпера-
туры [35]
Наибольшее распространение в торцовых, уплотнениях бла-
годаря простоте и надежности получили уплотнительные кони-
ческие кольца, предложенные фирмой Крейн Пекинг (Англия)-
Конические кольца различной формы из фторопласта-4 были
испытаны во ВНИИГидромаше (рис. 101, а). Кольцо имеет кони-
ческую поверхность с углом менее 30°, находящуюся в контакте
с конической поверхностью кольца пары трения, у которой угол
10* 147
равен 30°. В результате постоянного поджатия кольца силой F
пружины и давлением р в зазор между кольцом и валом, обеспе-
чивается герметичность по поверхностям А и Б. Одновременно
кольцо пары трения имеет возможность углового перемещения
относительно вала в основном в результате скольжения вместе
с коническим кольцом поверхностью Б по поверхности вала
Рис. 101. Уплотнительные кольца из фторопласта-4 с коническими (а)
и сферическими (б) поверхностями
(втулки). Однако вибрационное скольжение кольца по валу при
наличии даже небольшого количества абразивных частиц в среде
может привести к местному износу кольца и вала (рис. 102).
Абразивные частицы, попадая между уплотнительными коль-
продольные риски на контактирующих по-
верхностях. Герметичность стыка на-
цом и валом, создают
Рис. 102. Уплотнительное ко-
ническое кольцо после испы-
таний торцового уплотнения
на веретенном масле
Необходимо обращать
рушается и уплотнение начинает течь.
Одновременно все большее число абра-
зивных частиц попадает в стык поверх-
ностей Б (см. рис. 101, а) и интенсив-
ность износа возрастает.
Уплотнения с коническими коль-
цами можно использовать на чистых
средах. Для сред с содержанием при-
месей (кристаллы, абразивные частицы
до 4% по весу) можно рекомендовать
лишь двойные торцовые уплотнения
(см. рис. 10), причем затворные жид-
кости должны быть чистыми и их дав-
ление должно быть больше давления
рабочей среды (на 0,5—1 кгс/см2).
внимание на точность изготовления и
чистоту поверхностей А и Б (см. рис. 101), находящихся в кон-
такте. Их чистота должна быть не ниже V8. Кольца сле-
дует устанавливать на валы или втулки с натягом 0,5—2 мм (при
диаметре d = 154-200 мм).
Уплотнительные кольца другой формы показаны на рис. 101, б.
Их угловая подвижность обеспечивается сферической формой
148
поверхностей А, поэтому скольжение по поверхностям Б при угло-
вых вибрациях кольца пары трения здесь принципиально исклю-
чено. Большая герметичность двухпоясковой поверхности Б и
более широкая площадь контакта поверхности А обеспечивают
высокую износостойкость уплотнения.
Кольца можно изготовлять из чистого фторопласта-4, но луч-
шие результаты дает применение фторопласта-4 с наполнителями.
Износостойкость колец и устойчивость их формы значительно
повышаются, а трение по валу падает при использовании мате-
риалов типа ФКМ-105 (см. табл. 4).
Применение фирмой Крейн Пекинг (Англия) колец с кони-
ческими поверхностями из политетрафторэтилена, наполненного
асбестом и другими компонентами, позволило повысить допусти-
мую температуру эксплуатации уплотнений с 240 до 400° С.
Торцовые уплотнения с кольцами, показанными на рис. 101,
можно рекомендовать для сред с сильными окислительными свой-
ствами, для различных растворителей, сжиженных газов, а также
кислот, щелочей и других агрессивных жидкостей.
При установке колец из фторопласта-4 во время сборки торцо-
вых уплотнений детали, относительно которых перемещаются
уплотнительные кольца, должны иметь плавные конические пе-
реходы от одного диаметра к другому, скругленные радиусами.
В некоторых случаях, особенно для крупных уплотнений
перспективно применение в качестве вторичных уплотнений, раз-
личных сальниковых набивок. Это позволяет расширить область
использования торцовых уплотнений в отношении параметров
их работы и уплотняемых сред.
Кольца, манжеты и набивки имеют недостаток, заключающийся
в неопределенности и переменности величины силы их трения от-
носительно вала (втулки). При загрязнении поверхности вала
перед кольцом солями, продуктами коррозии и т. п. оно может
потерять подвижность в осевом направлении и уплотнение вый-
дет из строя. Этот недостаток отсутствует у таких уплотнительных
элементов, как мембраны и сильфоны.
Мембраны сравнительно редко используют в конструкциях
торцовых уплотнений (см. рис. 4). Это объясняется их большими
радиальными размерами, трудностью установки, недостаточной
эластичностью в осевом и угловом направлениях перемещения,
слабой сопротивляемостью действию давления. С другой стороны,
мембраны просты в изготовлении практически на любой размер
вала. Материалы для мембран — металлы (например, хромони-
келевые стали), пластмассы (фторопласт-4) и резины.
Наиболее .совершенными уплотнительными элементами,
используемыми как вторичные уплотнения, являются сильфоны.
Они обеспечивают высокую герметичность при большой эластич-
ности в осевом и угловом направлениях, износостойки и надежны
в работе в самых тяжелых условиях (в средах с большим содержа-
нием твердых примесей, в высокоагрессивных средах, при высо-
149
кой и низкой температурах, в радиоактивных средах, глубоком
вакууме).
Для воды, нефтепродуктов, растворов солей (морская вода),
растворов кислот и щелочей слабой концентрации как без значи-
тельного содержания твердых примесей, так и с большим их со-
держанием (свыше 10% по весу) применяют резиновые сильфоны
разнообразных форм и размеров (см. рис. 3 и 12). Их изготовляют
методом шприцевания резины в металлические формы. Требова-
ния к точности изготовления и обработке форм приблизительно
те же, что и для пресс-форм колец круглого сечения.
Герметичность соединения сильфонов с сопряженными дета-
лями обеспечивается натягами с учетом старения резины (обычно
Рис. ЮЗ. Сильфон из фторопласта-4 (а — общий вид; б — разрез)
натяги составляют 2—15 мм при диаметрах деталей 15—200 мм),
пружинами, прижимающими сильфон к деталям, и бандажами,
надеваемыми с натягом на сильфон (см. рис. 3). Чтобы повысить
сопротивление сильфона действию внешнего давления среды,
в конструкции уплотнения предусмотрены детали, на которые
опирается сильфон, воспринимающие силы давления (см. рис. 12).
При расчете сил, действующих на пару трения торцового уплот-
нения, необходимо учитывать взаимодействие сильфона с дета-
лями, на которые он опирается.
Для сред с высокой агрессивностью (кислоты, щелочи, среды
химических производств чистые и с содержанием примесей) можно
рекомендовать сильфоны из фторопласта-4.
Разработанные во ВНИИГидромаше сильфоны из фторопласта-4
изготовлены токарной обработкой.заготовок (рис. 103, а). Сильфон
неподвижен и соединен с кольцом пары трения и крышкой с по-
мощью нарезок, выполненных на его концах (см. рис. И). Направ-
ление нарезок должно быть таким, чтобы под действием момента
трения в паре резьбовые соединения затягивались. Кольцевые
выступы сильфона (см. рис. 103, б), входящие в пазы сопряженных
деталей, обеспечивают относительную стабильность размеров его
нарезок при колебаниях температуры и давления окружающей
150
среды. Некоторые фирмы (Мартин Меркель, ФРГ) применяют
конусные соединения сильфонов с сопряженными деталями, дру-
гие (Крейн Пекинг, Англия) — обжатие сильфонов хомутами.
Малая упругость, низкая прочность и холоди отек учесть фто-
ропласта-4 не позволяют применять уплотнения с сильфонами
из этого материала при высоких и средних давлениях сред. С уве-
личением размера сильфона и температуры среды допускаемое
давление снижается. Так, для сильфонов на втулки от 30 до 100 мм
допускается давление среды от 3 до 1 кгс/см2 при температуре
не более 70° С. По данным фирмы Крейн Пекинг (Англия), с изме-
Рис. 1о4. Деформированный
сильфом из фторопласта-4
Рис. 105. Торцовое уплотнение для агрессив-
ных сред с укороченным сильфоном из поли-
тетрафторэтилена
нением температуры от 70 до 125° С для сильфона на диаметр
втулки 30 мм давление снижается в 2,5 раза, а на диаметр втулки
75 мм — в 2,7 раза.
При увеличении давления более допустимого в сильфоне
с течением времени происходят пластические деформации —
искривления гофр сильфона (рис. 104).
С увеличением радиального размера гофр сопротивляемость
действию давления у сильфона повышается и одновременно уве-
личивается его податливость в осевом направлении (приблизи-
тельно в 3-й степени от радиального размера гофр). Это дости-
гается увеличением радиальных размеров уплотнения.
Поскольку сильфоны из фторопласта-4 не достаточно упруги,
их можно устанавливать в торцовые уплотнения только с пру-
жинами. Исследование характеристик нагрузка—деформация
сильфонов с пружинами показало, что их характеристики имеют
большую петлю гистерезиса (до -~30% от нагрузки). Следует,
однако, учитывать, что с увеличением времени выдержки разница
в нагрузках при цикле нагружения и разгрузки будет уменьшаться
под влиянием холоднотекучести фторопласта-4.
Кроме радиального размера и числа гофр, на жесткость силь-
фона весьма сильно влияет толщина его стенки (жесткость силь-
151
фона возрастает приблизительно в 3-й степени от толщины стенки).
При изготовлении сильфонов следует контролировать равно-
мерность толщины стенки, отсутствие в ней трещин, надрезов,
раковин и других дефектов.
Герметичность сильфонов рекомендуется проверять давлением
воздуха 0,5—1 кгс/см2 под водой.
Для достижения большей компактности уплотнений с силь-
фонами фирмой Крейн Пекинг (Англия) применены сильфоны
всего с тремя гофрами (рис. 105).
| Третью группу сильфонов составляют металлические силь-
фоны. Они имеют значительно большую упругость, прочность
и жесткость к действию давления среды. Обычно уплотнения с ме-
Рис. 106. Форма гофр штампованного (а) и сварного (б) металлиа
ческих сильфонов
таллическими сильфонами используют при давлении до 15 кгс/см2,
но имеются конструкции, допускающие давления до 70 кгс/см2
[29]. Характеристики сильфонов мало изменяются в широком диа-
пазоне температур (от —240 до +650° С) [23]. Вместе с тем из-за
тонкости стенок и переменности напряжений, действующих в силь-
фонах (вследствие вибраций, изменений давления), металличе-
ские сильфоны используются в основном в средах без твердых
примесей. Это химически нейтральные среды, где материалы
сильфонов имеют абсолютную коррозионную стойкость: кисло-
род, азот, водород, гелий, пропан, бутан, аммиак и другие
сжиженные газы, воздух, пар и прочие газообразные среды, вода,
ртуть. Металлические сильфоны можно применять также в жидко-
стях с сильными окислительными свойствами (перекись водорода,
концентрированная азотная кислота), в галогенах (фтор, хлор,
бром, иод).
Наиболее распространены у нас и за рубежом металлические
сильфоны двух видов (рис. 106): штампованные и сварные.
Штампованные сильфоны изготовляют в пресс-формах путем
вытяжки и формования тонкостенных труб, сварные — элек-
тронно-лучевой сваркой из листов. Сварные в отличие от штам-
пованных более компактны и упруги. Упругость сварных силь-
фонов позволяет устанавливать их в торцовых уплотнениях без
пружин (см. рис. 18). Однако сварные сильфоны значительно до-
152
роже штампованных и требуют тщательного контроля качества
сварки гофр.
' В отечественных торцовых уплотнениях (см. рис. 9 и 17) при-
меняют в основном штампованные однослойные сильфоны из стали
Х18Н10Т. Диапазон допустимых температур для сильфонов со-
ставляет от —194 до +400° С.
Штампованные сильфоны из-за их недостаточной упругости
устанавливают в торцовых уплотнениях с пружинами. Отбор-
товки сильфонов соединяют с сопряженными деталями роликовой
сваркой.
В большинстве конструкций торцовых уплотнений, особенно
при больших скоростях вращения валов, металлические силь-
фоны выполняют неподвижными. При этом на них не действуют
силы инерции и силы взаимодействия с жидкостью, возникающие
от вращения. Сильфоны испытывают действие радиальных гидро-
статических сил вследствие угловых отклонений стыков сильфона
(см. рис. 79). Наиболее опасны для них угловые и осевые вибра-
ции, вызывающие переменные напряжения в стенках. В резуль-
тате через некоторое время в сильфоне появляются сквозные уста-
лостные трещины и уплотнение выходит из строя. При этом сразу
возникает большая утечка рабочей жидкости, чего не наблюдается
при нарушении герметичности, например, резиновых уплотни-
тельных колец.
Важно поэтому заранее определить долговечность сильфона
при работе в уплотнении для своевременной его замены.
В работе [29] приведены формулы для расчета переменных
напряжений ои и числа циклов нагружений nv до поломки метал-
лических сильфонов.
Так, для штампованных сильфонов имеем (см. рис. 106, а)
_ __ l,5Esam . /041
nv
(94)
где ат — амплитуда переменной осевой деформации сильфона;
/—число гофр сильфона.
Все размеры в формулах (93) и (94) следует подставлять в см,
а значения Е и ои в кгс/см2.
В качестве примера, определим долговечность штампованного
сильфона с s = 0,02 см, /0 = 0,55 см, (£> — d) = 1 см, / = 5
из стали с Е = 2Х106 кгс/см2 при колебаниях с ат = 0,005 см
и п — 3000 об/мин, вызванных неперпендикулярностью оси вра-
щения стыка пары трения в торцовом уплотнении.
По формуле (93) имеем ои 80 кгс/см2, откуда по формуле
(94) получаем nv = 1011 циклов или 55 000 ч непрерывной работы.
153
При апг = 0,02 см время непрерывной работы до поломки силь-
фона составит немного более 400 ч. Отсюда видно, как важно
обеспечить максимальную точность установки пары трения.
Поскольку сильфоны имеют сравнительно небольшую же-
сткость и высокую упругость, в них при высоких частотах враще-
ния валов (п > 10 000 об/мин) могут возникать резонансные ко-
лебания. Они вызывают сколы и выкрашивание материала по гра-
ницам колец [23].
УСТРОЙСТВА ДЛЯ ПЕРЕДАЧИ МОМЕНТА
ОТ ПОДВИЖНОГО В ОСЕВОМ НАПРАВЛЕНИИ КОЛЬЦА
ПАРЫ ТРЕНИЯ (ПОВОДКИ, ШПОНКИ И ПР.)
Основное требование к таким устройствам следующее: при пере-
даче ими момента трения подвижность колец пары трения в осе-
вом и угловом направлениях (на перекос) должна нарушаться
в наименьшей степени.
Поводки и прочие устройства необходимы лишь в тех ко-
струкциях уплотнений, в которых упругий элемент не может
воспринимать момент трения.
Рис. 107. Поводки для передачи момента трения
Наиболее распространены поводки различной формы (рис. 107).
В уплотнении необходимо иметь два поводка, расположенных
под углом 180°. В некоторых уплотнениях применяют большее
число поводков, однако их точная пригонка практически не осу-
ществима. При двух поводках допуски на размеры уплотнения
и посадки его деталей должны обеспечивать одновременное кон-
тактирование поводков по поверхности К (см. рис. 107). Если этого
не происходит, то на кольцо пары трения будет действовать ра-
диальная сила и его подвижность значительно ухудшится. Одно-
временность контактирования поводков в узле уплотнения можно
определять по зажатию листа тонкой бумаги или щупа, помещае-
мых между поводками и стенками пазов.
154
Наибольшая подвижность соединения обеспечивается повод-
) ками цилиндрической формы (см. рис. 107, а). Их закрепляют
на стенке детали расклепкой или сваркой.
Поводки, показанные на рис. 107, бив, выполнены за одно
целое с деталью, причем последние изготовлены штамповкой.
1 Во многих конструкциях уплотнений применяют поводки'в виде
запрессованных штырей (см. рис. 107, г).
При расчете поводков на прочность следует учитывать макси-
мальную величину моментов, действующих в уплотнении (обычно
это бывают пусковые моменты).
В результате вибраций в
уплотнениях (в основном из-за
неперпендикулярности стыков .
пар трения осям вращения) по-
водки испытывают трение с ма-
лой амплитудой перемещения 9F
относительно пазов. При дли- яга/,
тельной эксплуатации уплот- И®
нения это может привести к !..
местному значительному износу jefe
(фреттингу), следствием чего
является потеря подвижности „ „ v, *
1 Рис. 108. Поводок из стали Х18Н9Т с фрет-
кольца пары трения и большая тииг-износом
утечка среды.
Явления выхода из строя уплотнений из-за вибрационного
износа поводков и других деталей (пружин, втулок) уча-
стились в последние годы в связи с ростом скоростей враще-
ния и увеличением сроков работы пар трения и уплотнений
в целом.
На рис. 108 показан поводок из стали Х18Н9Т со значитель-
ным износом вследствие вибраций в контакте со стенкой втулки.
На рис. 95 показана втулка этого уплотнения, часть поверхности
которой, находившейся в контакте с вращающимся кольцом уплот-
нения, изношена действием вибраций и сил инерции при эксцен-
тричном вращении кольца.
Под действием сил инерции и вибраций наблюдался также
односторонний износ пружин и поверхности втулок, находя-
щихся в контакте с ними.
Износ в области контакта втулки неподвижного кольца пары
трения с крышкой (см. рис. 7) происходил под действием радиально
направленной гидростатической силы.
Сказанное свидетельствует о важности не только снижения
контактных удельных нагрузок между различными элементами
уплотнения, но и обеспечения смазкой (если это возможно) мест
контакта, а, самое главное, о необходимости подбора материалов
с наибольшей стойкостью к фреттинг-износу. Не следует забывать
также о щелевой коррозии и износе абразивными частицами кон-
тактирующих поверхностей (фреттинг-коррозия).
155
Эксперименты во ВНИИГидромаше показали, что нержавею-
щие и хромистые стали (закаленные) не имеют достаточной изно-
состойкости в контактах при испытаниях в воде и других средах
с плохими смазывающими свойствами. В этих случаях желательно
применять конструкции,
в которых контактируют
графит и нержавеющая
сталь, пластмасса и сталь
и т. п. (см. рис. 8).
Для повышения стой-
кости металлических по-
верхностей к фреттинг-кор-
розии их покрывают слоем
хрома (гальваническим
способом или термохроми-
рованием). Для этих же
целей используют твер-
дые покрытия (карбидами
вольфрама, титана,стелли-
том), оксидирование (ти-
тан), азотирование кон-
тактирующих поверхно-
Рис. 109. Уплотнение с передачей момента трения '
пружиной Вместо поводков и дру-
гих устройств для передачи
момента трения иногда используют пружину уплотнения. Сущест-
вуют дваспособа передачи момента пружиной. При первом (рис. 109)
пружину выполняют с плотно уложенными по концам витками,
которыми она с натягом надевается на сопряженные детали. При
Рис. по. Уплотнение для газообразного гелия [43]
втором способе концы пружины изгибают и вставляют в отверстия
сопряженных деталей. В обоих случаях направление момента тре-
ния должно быть таким, чтобы пружина закручивалась. Передача
момента пружинами требует установки прочных пружин и не
исключает контактов кольца с валом, втулки с крышкой и др.
156
Полное исключение фреттинг-износа достигается при исполь-
зовании в уплотнениях мембран и сильфонов с достаточной ра-
диальной и угловой жесткостью для восприятия момента трения
и радиальных сил (см. рис. 4, 11, 17, 18).
Несмотря на указанные недостатки уплотнений с поводками
по сравнению с уплотнениями с сильфонами, в некоторых случаях
поводки повышают устойчивость работы уплотнения, так как они
являются гасителями колебаний.
Так, в уплотнении с неподвижным металлическим сильфоном
(рис. ПО), работающем на газообразном гелии при частоте вра-
щения вала 11 000 об/мин, углеграфитовое кольцо вначале жестко
скреплялось с сильфоном [43]. При этом возникали резонансные
колебания сильфона и уплотнение выходило из строя. В даль-
нейшем углеграфитовое кольцо было свободно установлено
в обойму, связанную с сильфоном, а момент трения восприни-
мался поводками. В этой конструкции уплотнения колебания не
наблюдались.
Глава' IV
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
В зависимости от поставленных задач экспериментальные иссле-
дования можно разделить на четыре группы:
а) исследование гидродинамических, тепловых и других про-
цессов в зазоре пары трения с целью изучения рабочего процесса
уплотнения и накопления материала для создания его теории;
б) исследование трения и подбор материалов пар трения, имею-
щих наибольшую износостойкость в различных условиях работы;
в) исследование износостойкости, подбор материалов и отработка
конструкции упругих элементов уплотнений (пружин, уплотни-
тельных колец, сильфонов и т. п.); г) исследование износостой-
кости и надежности работы уплотнения в целом.
Исследования каждой группы проводят с применением спе-
циального стендового и измерительного оборудования.
ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ, ТЕПЛОВЫХ
И ДРУГИХ ПРОЦЕССОВ В ПАРАХ ТРЕНИЯ
Наибольшие трудности встречаются в исследованиях этой группы.
Такие исследования описаны в работах [6, 15, 27, 44].
При проведении экспериментов здесь обычно использовано
одно уплотнение (точнее его модель), установленное консольно
на валу, чтобы обеспечить наилучший доступ и обозрение пары
трения. Предпочтительно при этом вертикальное расположение
вала с размещением уплотнения на его верхнем конце.
Стенд должен быть приспособлен для проведения эксперимен-
тов с различными жидкостями (вода, масла и др.). В нем следует
обеспечить плавное изменение в широком диапазоне: частоты вра-
щения—использованием постоянного тока, вариаторов; давле-
ния— при помощи насосов, компрессоров, снабженных регули-
рующими кранамй, клапанами; температуры — электрическими
нагревателями и холодильниками. В стенде необходимо преду-
смотреть фильтр, исключающий загрязнение среды продуктами
158
коррозии, износа и предохраняющий исследуемый узел от слу-
чайных загрязнений.
В экспериментах измеряют и фиксируют все илн некоторые
из следующих параметров: частоту вращения вала; давление и
температуру среды, окружающей уплотнение; момент трения;
распределение давления в зазоре уплотнения; распределение
температуры на поверхностях трения; зазор в паре трения; утечку
среды.
Сложной проблемой, не получившей до настоящего времени
полного разрешения, является
щихся к зазору пары трения.
Использование для измерения
давления отверстий на поверх-
ности трения, сообщающих за-
зор с какими-либо датчиками
давления (тензометрическими
[22], пьезоэлектрическими и
др.), вносит значительную
ошибку в измерения, так как
сами отверстия при относитель-
ном движении слоя существенно
изменяют давление в данном
месте [27]. Наиболее прием-
лемы для измерения давления
измерение параметров, относя-
Рис. 111. Схемы поверхностных термопар,
1 — проводник; 2 — стейка; 3 — покры-
тие; 4 — изоляция; 5 — трубка
пьезоэлектрические датчики,
встроенные непосредственно в
трущуюся поверхность и защи-
щенные от воздействия среды
и трения тонкими металлическими пластинками, расположен-
ными заподлицо с поверхностью [6].
Для измерения температуры в паре трения применяют поверх-
ностные термопары.
На рис. 111, а и б показаны две схемы такой термопары. Термо-
электродвижущая сила возникает между проводником 1 и метал-
лической стенкой 2 (см. рис. 111, б) или металлической трубкой 5
(см. рис. 111, а). Горячим спаем термопары служит тонкий слой 3
металлического покрытия (хромом, медью и др.), нанесенный
непосредственно на поверхность, температуру которой измеряют.
Остальную часть поверхности проводника изолируют от стенки
и скрепляют с ней механически тонким слоем изолятора 4. Тем
самым достигается большая чувствительность, незначительная
инерция и малый «глубинный эффект» термопары. Термопара
по схеме на рис. 111, а пригодна для измерения температуры на
стенках, не проводящих электрический ток.
Термопары, аналогичные по конструкции термопаре на
рис. 111, б, с диаметром 1 мм использованы в работе [11] для
измерения температуры на границах слоя в зазоре между валом
и втулкой.
159
В работе [57 ] термопары, изготовленные по схеме на рис. 111, а
из константанового проводника 1 и трубки 5 из нержавеющей стали,
применяли для измерения температуры поверхности вала под
резиновой манжетой (диаметр термопар 0,6 мм).
Для измерения зазора в парах трения используют в основ-
ном два электрических метода: емкостный и индукционный. Для
измерений емкостным методом служат емкостные датчики, кото-
рые обычно закрепляют в неподвижном кольце пары трения за-
подлицо с его рабочей поверхностью. Второй обкладкой конден-
сатора служит вращающееся (заземленное) кольцо пары трения
[6]. Измерения емкостными датчиками возможны лишь на жидко-
стях с электроизлирующими свойствами. Ошибки при измере-
ниях этим методом возникают вследствие неопределенности вели-
чины диэлектрической постоянной слоя жидкости.
Для измерений зазоров на воде и других средах, не имеющих
хороших изоляционных свойств, используют индукционный метод.
Он менее чувствителен, чем емкостный. Точность измерения
индукционным методом в еще большей степени зависит от посто-
ронних электрических влияний. В качестве датчиков здесь исполь-
зуют подковообразные катушки, закрепленные заподлицо с рабо-
чей поверхностью. Индукционный способ пригоден для измере-
ний сравнительно больших зазоров в гидродинамических и гидро-
статических уплотнениях.
В последние годы применяют метод просвечивания зазора
икс- или гамма-лучами от радиоактивного источника (изотопа),
укрепленного на неподвижной или вращающейся детали. С изме-
нением величины зазора изменяется интенсивность лучей, про-
шедших через него. Эта интенсивность определяется приемни-
ками, установленными у выхода из зазора. Этот метод отличается
высокой чувствительностью (сотые доли микрона), не требует
токосъемников, может быть применен для большинства сред
(единственное требование — достаточная для излучения проз-
рачность среды).
Следует отметить также метод интерференции света, весьма
эффективный для исследования формы зазора при контактно-
гидродинамической смазке [74] и деформаций колец торцовых
уплотнений [41]. Использование микроскопа для рассмотрения
интерференционных световых колец обеспечивает высокую чув-
ствительность метода [74].
Утечки различных жидких сред через зазоры пар трения опре-
деляют главным образом объемным способом. Его применяют
при утечке в виде отдельных капель, струек, когда можно собрать
в некотором объеме или отсчитать число капель за определенное
время (в среднем можно принять в расчете объем одной капли
0,1 см3; он зависит от поверхностного натяжения жидкости).
Во многих случаях, особенно при работе уплотнений на легко
испаряющихся жидкостях (воде, углеводородах, сжиженных
газах), видимой утечки через уплотнение не происходит и жидкость
160
Испаряется из зазора уплотнения без образования капель. Утечку
в этих случаях определяют, собирая пары жидкости в герметич^-
ном объеме за уплотнением и конденсируя их на охлаждаемых
стенках.
Если жидкость является раствором трудноиспаряющихся со-
лей (например, морская вода), то утечку определяют, взвешивая
соли, выделяющиеся на выходе из зазора пары трения. При этом
следует учитывать, что соли распространя-
ются по поверхностям примыкающих стенок
во всех направлениях (в том числе и вверх
по стенке).
Если объем жидкости в стенде невелик и
герметично 'отделен от окружающего про-
странства, то определяют суммарную утечку
жидкости, наблюдая снижение уровня в ка-
кой-либо из емкостей (при помощи водомер-
ного стекла или уровнемера). Значительные
трудности возникают при определении уте-
чек жидкостей, содержащих фракции с раз-
личной температурой кипения, склонных
к образованию воздушной эмульсии и хо-
рошо смачивающих твердые поверхности
(нефть, минеральные масла и др.). В этих
Рис. 112. Устройство для
измерения утечки газов
случаях часть жидкости при утечке испаряется, оставшаяся
часть образует эмульсию и растекается по стенкам.
При определении утечек газообразных сред используют ме-
тод вытеснения ими жидкостей, не поглощающих эти среды. Во
ВНИИГидромаше разработано соответствующее устройство
(рис. 112). Оно состоит из двух прозрачных цилиндров (из орга-
нического стекла), вставленных один в другой. Внутреннее про-
странство устройства частично заполняется жидкостью. Во вну-
тренний цилиндр подводится утечка газа из герметичного простран-
ства за уплотнением. По скорости вытеснения жидкости из вну-
треннего цилиндра в кольцевое пространство между цилиндрами
определяют утечку. Краны в приборе служат для проведения
повторных измерений.
При исследовании гидростатических и крупных гидродинами-
ческих торцовых уплотнений утечки настолько велики (десятки
и сотни литров в час), что их определяют с помощью расходо-
меров.
ИССЛЕДОВАНИЕ ТРЕНИЯ И ПОДВОР МАТЕРИАЛОВ ПАР
ТРЕНИЯ
Исследование трения проводят на стендах, обычно называемых
машинами трения. Основными данными, которые получают на
машинах трения, являются коэффициент трения, износ и состоя-
ние поверхностей пары трения.
11 А. И. Голубев 161
мм
2?
Рис. 113. Стенд для испытания пар трения торцовых уплотнений:
а — схема; б — общий вид
б)
Один из стендов для испытаний пар трения торцовых упло-
нений разработан Свердловским турбомоторным заводом им. Воро-
шилова и модернизирован во ВНИИГидромаше (рис. 113). Иссле-
дуемая пара трения состоит из неподвижного 1 и вращающегося 2
колец, прижатых одно к другому своими торцовыми поверхно-
стями с помощью рычага и грузов 3. Жидкость подается через
корпус 5 во внутреннее пространство пары трения насосом 6.
Рис. 114. Карданное соединение кольца
пары треиия
Рис. 115. Зависимость коэффициента
трения f и интенсивности износа А от
режима треиия [60]
Момент трения пары определяют с помощью тензометриче-
ских датчиков 4, наклеенных на две упругие балочки. Для
обеспечения большей угловой подвижности кольца 1 во
ВНИИГидромаше использовано его карданное соединение с кор-
пусом 5 (рис. 114).
Описанный стенд позволяет в широком диапазоне изменять
удельную нагрузку и скорость скольжения в парах трения.
Рассмотрим методику проведения испытаний на стенде.
Как было показано ранее, коэффициент трения уплотнения
непосредственно зависит от режима трения. Существует зависи-
мость и интенсивности износа пары от режима трения. Обобщая
данные многих экспериментов, эти зависимости можно предста-
вить так, как показано на рис. 115 [60]. Интенсивность износа
материала быстро возрастает при изменении режима трения от
жидкостного к сухому.
11* 163
Ранее было показано, что величина зазора в паре трения и
режим ее трения зависят в первую очередь от удельной нагрузки
в паре. Скорость скольжения влияет на режим трения двояко:
гидродинамический эффект возрастает с ростом скорости, но па-
дает в результате снижения вязкости среды в зазоре из-за увели-
чения интенсивности выделения тепла.
Если бы зазор оставался постоянным, то с ростом скорости
скольжения число соударений шероховатостей поверхностей в еди-
ницу времени возрастало бы и интенсивность износа увеличивалась.
Полученные на практике значения интенсивности износа сов-
ременных материалов имеют весьма низкие значения (см. табл. 4),
Рис. 116. Зависимость износа угле-
графитового кольца от времени
работы в торцовом уплотнении
поэтому их выявление в условиях
работы, близких к действительным,
требует длительного времени. По
данным работы [60] на рис. 116 пред-
ставлена зависимость износа угле-
графитового кольца от времени ра-
боты в торцовом уплотнении. Среда—
вода с температурой от 55 до 90° С,
давлением 3,5—5 кгс/см2; частота
вращения вала 3000 об/мин.
Начальный участок кривой износа
какой-либо пары трения характери-
зуется участком приработки, на ко-
тором коэффициент трения и интен-
сивность износа снижаются. Обычно приработка пар трения
с углеграфитовыми кольцами происходит в течение нескольких
часов. Пары трения, составленные из твердых материалов, при-
рабатываются в течение десятков и даже сотен часов. В дальней-
шем интенсивность износа и коэффициент трения остаются почти
постоянными или медленно изменяются
В период приработки сглаживаются некоторые шероховатости
и поверхности приобретают характерный блеск. На рис. 117 по-
казаны поверхности пары трения углеграфит—сталь (9X18) до и
после приработки на воде и их профилограммы. Следует также
отметить статистически-вероятностный характер трения в торцовых
уплотнениях, что требует соответствующего проведения и обра-
ботки результатов экспериментов.
В связи с изложенным задачами испытаний на стенде пар
трения являются: предварительный отбор наиболее работоспособ-
ных пар трения путем сравнения показателей их трения и износа,
определение границ работоспособности пар трения в зависимости
от режима трения, обусловленного в первую очередь удельной на-
грузкой в парах.
Время проведения таких экспериментов должно быть порядка
нескольких часов для одной пары трения.
Описанный выше стенд пригоден для исследований трения ц
износа на чистых средах.'
J&4
Для испытаний на средах, содержащих значительное количе-
ство твердых абразивных примесей, можно рекомендовать спе-
циальный стенд, разработанный во ВНИИГидромаше (рис. 118).
Стенд позволяет одновременно испытывать восемь пар трения
Рис. 117. Поверхности пары трения углеграфит—сталь
9X18 (70х): до приработки (а) и после (б) и профило-
граммы поверхности стали 9X18 до приработки (в) и
после (г) (вертикальное увеличение 4000х и горизон-
тальное — 116,7 х)
торцовых уплотнений на гидросмесях с различной крупностью,
твердостью и концентрацией абразивных частиц.
Для перемешивания гидросмеси внутри герметичной камеры 1
помещен торообразный полый обтекатель 2. Рабочее колесо осе-
вого насоса 3 в средней части обтекателя создает циркуляцию
гидросмеси. Испытываемые пары трения с вращающимися коль-
цами 4 и неподвижными 5 установлены в узлах торцовых уплот-
нений (см. рис. 12) на верхней крышке стенда.
629 165
Давление в камере (до 5 кгс/см2) создается компрессором, под-
ключенным через емкость 6.
Проведенные во ВНИИГидромаше и СКТБ электробурения [13 1
эксперименты показали, что характер износа пар трения на гидро-
абразивных смесях резко отличается от характера износа на чи-
стых средах. Если на чистых средах интенсивность износа мала и
Рис. 118. Схема стенда для испытаний пар трения на жидкостях с большим содержанием
абразивных примесей
в значительной степени зависит от коэффициента трения, то на
гидроабразивных средах интенсивность износа на несколько по-
рядков выше и зависит от твердости, размеров и концентрации
абразивного вещества.
Особенности гидроабразивного износа можно проследить по
результатам испытаний во ВНИИГидромаше на воде, содержа-
щей 4% карбида кремния с размерами зерен основной фракции
0,063 мм, пар трения силицированный графит по силицированному
графиту, твердый сплав (на основе карбида вольфрама) по твер-
дому сплаву и др.
Испытания каждойщары трения проводили в течение 13 ч.
На рис. 119, а и б показаны типичные профили поверхности
трения, снятые в радиальном направлении в трех различных се-
166
пениях: верхняя поверхность относится к вращающемуся кольцу,
нижняя — к неподвижному.
По характеру износа поверхность трения можно разделить на
три участка (7, II, III). Участок I имеет наибольший износ. По-
верхность силицированного графита на этом участке шероховатая
с многочисленными выемками. При размере абразивных частиц
63 мкм износ составляет до 270 мкм, причем износ неподвижного
кольца в 3 раза больше, чем вращающегося. Изношенная поверх-
ность начина_ется за пределами поверхности трения. Все это ука-
зывает на то, что на участке I имеет место гидроабразивный износ
материала.
Участок II имеет характерную клиновидную форму; поверх-
ности трения — шероховатые из-за скольжения по ним абразивных
частиц. Имеются кольцевые риски, ширина которых уменьшается
по мере удаления от входной кромки. Клиновидная форма зазора
объясняется дроблением абразива, попадающего между трущимися
поверхностями.
Поверхность участка III практически ничем не отличается от
поверхностей трения аналогичных материалов при работе на чи-
стых жидкостях.
При дальнейших испытаниях увеличивается радиальная ши-
рина участка II до тех пор, пока участок III не исчезнет совсем.
167
При этом торцовое уплотнение теряет герметичность: происходит
выплеск среды, сопровождающийся быстрым износом поверхно-
стей пары (—0,1 мм за 1 мин работы), и все описанные очертания
поверхностей трения теряются.
Аналогичный характер износа наблюдали и при использовании
в качестве абразива кварцевого песка, но интенсивность износа
была значительно ниже.
Испытания на гидроабразивных средах показали, что даже при-
менением очень твердых и износостойких материалов в парах тре-
Рис. 120. Схема стенда для испытаний пар трения на агрессивных средах
ния не удается обеспечить длительную их работоспособность, если
абразив в большом количестве попадает в зазор. Следовательно,
необходима защита уплотнения от абразива.
Для исследований работы пар трения и отработки конструкции
уплотнений для агрессивных сред во ВНИИГидромаше исполь-
зовали стенд, показанный на рис. 120.
Испытания проводили на кислотах (фосфорной, серной) и ще-
лочах NaOH различной концентрации с температурой до 100° С
и давлением до 4 кгс/см2. Торцовое уплотнение 1 с исследуемой
парой трения помещали в корпус 2 стенда, частично заполненный
средой (около 10 л). Давление среды создавалось сжатым воз-
духом.
В случае выхода из строя пары трения и прорыва среды наружу
поворотом на 180° сектора 3 при помощи рукоятки уровень среды
в корпусе 2 понижался настолько, что она уже не могла протекать
через уплотнение. Это позволяло также производить осмотр и
разборку уплотнения без слива среды из корпуса.
168
Рис. 121. Макрофотографии (10х) поверхностей трения металлических колец:
а — из стали Х18Н27МЗД4; б — из хастеллоя^Д; в — из стали Х18Н9Т
Рис. 122. Поверхность трения кольца из керамики марки ТК-21:
а — макрофотография (10х); б и в — профилограммы до и после испытаний
Для химически агрессивных сред характерным и определяющим
является коррозионный износ пар трения.
Испытания во ВНИИГидромаше пар трения углеграфит—
металл на серной и фосфорной кислотах показали, что металличе-
ские материалы не имеют необходимой химической стойкости при
трении в агрессивных
средах. Их поверхности
трения в результате
коррозии становились
шероховатыми, что при-
водило к быстрому из-
носу углеграфитовых
колец (рис. 121).
В дальнейшем испы-
тания на агрессивных
средах проводили толь-
ко с неметаллическими
а — макрофотография (10х); би в — профилограм-
мы до и после испытаний
материалами.
Первоначально в па-
рах с кольцами из угле-
графитовых материалов
и фторопласта-4 исполь-
зовали кольца из ситал-
лов, стеатитовой кера-
мики марок СК-1 и
ТК-21 и твердого фар-
фора. Эти материалы
оказались недостаточно
стойкими при Прении в
агрессивных средах. На
рис. 122, 123, 124 пока-
заны поверхности кера-
мических колец со сле-
дами коррозии и выкра-
шивания.
Во ВНИИГ идромаше
испытаны кольца из
более стойких материалов, изготовленных на основе чистых окис-
лов и карбидов: керамики ЦМ-332, силицированного графита
ПГ-50С и керамики С8, разработанной во ВНИИАШ и
представляющей собой твердый раствор карбида кремния и кар-
бида бора. Керамика С8 имеет высокую твердость и химическую
стойкость в таких агрессивных средах, как плавиковая и азотная
кислота, расплавленная сера. Однако по сравнению с керамикой
ЦМ-332 и графитом ПГ-50С керамика С8 менее технологична при
изготовлении из нее колец уплотнений.
Приведем результаты длительных испытаний указанных выше
материалов. Испытания проводили на стенде (см. рис. 120) в 10°/о-
170
а) б)
Рис. 124. Кольцо из керамики марки ТК-21 (а) и микрофотография (70х) поверх-
ности трения (б)
а) б)
Рис. 125. Кольцо из фторопласта-4 с коксом марки Ф4К-2О {а) и макрофотография
(5х) поверхности трения (б)
ной серной кислоте с давлением 3 кгс/см2 и температурой 70° С.
Удельное давление в парах трения составляло '—2 кгс/см2 при
скорости скольжения —10 м/с.
Пара трения керамика ЦМ-332 по фторопласту-4 с коксом
марки Ф4К-20 работала 1700 ч в указанных условиях. Утечка
кислоты составляла не более 1 капли в 3 мин. Износа или про-
травливания поверхности керамики обнаружено не было. Износ
кольца из материала Ф4К-20 также не установлен (рис. 125).
Кольцо из керамики марки С8 в паре с кольцом из чистого
фторопласта-4 проработало на серной кислоте в тех же условиях
более 600 ч. Утечка кислоты со-
ставляла не более 1 капли за
3,5 мин. Поверхность трения
керамики была блестящая без
следов травления и износа
(рис. 126).
Пара трения керамика
ЦМ-332—углеграфит 2П-1000,
пропитанный фенолформальде-
гидной смолой, работала около
360 ч при несколько большей
концентрации кислоты (15%).
Видимой утечки через уплот-
нение не наблюдалось. Поверх-
ности трения были блестящими,
практически без износа. На
рис. 127 показана поверхность керамического кольца с порами,
заполненными продуктами износа углеграфитового кольца.
Хорошие результаты на 15%-ной серной кислоте получены
с парами трения силицированный графит ПГ-50С по углеграфиту
2П-Ю00, пропитанному фенолформальдегидной смолой.
При испытаниях пар трения на щелочной среде, содержащей
30% NaOH, в тех же условиях, что и на кислоте, хорошие резуль-
таты получены с парой трения керамика ЦМ-332 — фторопласт-4
с коксом Ф4К-20. Видимой утечки среды не было. После более200 ч
работы поверхности трения были блестящими без следов травле-
ния и износа (рис. 128).
При испытаниях на щелочи колец из углеграфита 2П-1000,
пропитанного фенолформальдегидной смолой, и из силицирован-
ного графита ПГ-50С наблюдалось травление поверхностей трения,
которые становились пористыми (рис. 129). Таким образом, эти
материалы недостаточно стойки на сильных щелочах.
Кроме описанных длительных испытаний пар трения, на стенде
проводили также испытания термопрочности колец. Пара трения
вначале работала всухую в течение 15 мин, а затем поворотом
рычага (см. рис. 120) заливалась водой с температурой около 15° С.
Это повторяли несколько раз. Вращающиеся кольца пары трения
были изготовлены из хрупких материалов: кварцевого стекла,
172
Рис. 127. Поверхность трения кольца из керамики марки ЦМ-332 после испытания иа
кислоте при увеличении 5 х (а) и 100х (б)
Рис. 128. Поверхность трения кольца из керамики марки Ц1У1-332 после испытаний на
щелочи при увеличении 5х (а) и 100х (б)
Рис. 129. Поверхность трения кольца из силицированного графита марки ПГ-50С
после испытаний на щелочи при увеличении 5^ (а) и 100 * (б)
силицированного графита ПГ-50С, керамики ЦМ-332, ТК-21,
СК-1.
Наибольшую термопрочность имели кольца из кварцевого
стекла: после 10 циклов испытаний никаких термотрещин в коль-
Рис. 130. Кольцо из силицированного
графита марки ПГ-50С с термотрещи*
нами
174
цах обнаружено не было. Следую-
щим по термопрочности был си-
лицированный графит, выдержи-
вающий около четырех циклов
испытаний. При дальнейших испы-
таниях в кольцах появилось не-
сколько трещин (рис. 130).
В кольцах из керамики ЦМ-332
и С8 трещины появлялись после
первых циклов испытаний. Умень-
шение толщины колец из керамики
ЦМ-332 с 12 до 6 мм повысило их
термопрочность примерно до четы-
рех циклов. Наименьшую термо-
прочность имели кольца из керами-
ки ТК-21 и СК-1. Все это качест-
венно согласуется с формулой (65).
Описанные эксперименты можно считать ускоренными, по-
скольку в них сокращен период между отдельными циклами испы-
таний (увеличена их частота). Такое ускорение испытаний воз-
можно только для периодических процессов до тех пор, пока уве-
личение частоты не сказывается существенно на закономерностях
самого процесса.
ИССЛЕДОВАНИЯ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ УПРУГИХ ЭЛЕМЕНТОВ
При исследовании кинематики и динамики уплотнений установ-
лено, что на их упругие элементы действуют вибрационные на-
грузки вследствие неточностей установки уплотнений и вибраций
Рис. 131. Вибрационный стенд для испытаний упругих эле-
ментов уплотнений
вала. Тем самым пружины, сильфоны, мембраны, уплотнительные
кольца, манжеты, поводки и другие детали упругих элементов
работают на усталость и вибрационное трение. Известно, что уста-
лостная прочность деталей определяется в основном величиной
переменных напряжений и до больших значений частоты нагру-
жений не зависит от нее.
175
Во ВНИИГидромаше разработан вибрационный стенд для уско-
ренных испытаний упругих элементов уплотнений (рис. 131).
Для создания вибраций элементов использован электромагнитный
вибратор 1 с частотой колебаний от 5 до 5000 Гц и амплитудой
от нескольких микрометров до 12,5 мм при максимальной динами-
ческой осевой нагрузке 200 кгс. Испытываемые элементы 2 (на
рис. 131 показаны резиновые уплотнительные кольца) установлены
в корпусе 3, который жестко связан с вибрирующим сердечником.
Корпус 3 заполнен жидкостью, давление которой создается на-
сосом 4 или компрессором 5. Ускорение испытаний на’ усталость
достигается повышением частоты вибраций и их амплитуды (если
известна зависимость предела усталости от переменного напря-
жения).
На стенде возможно проведение ускоренных испытаний на
усталость пружин, мембран, сильфонов; на усталостное разруше-
ние и истирание уплотнительных колец; на вибрационное трение
и износ поводков, а также испытаний по подбору наиболее износо-
стойких материалов для них. На стенде можно определять резо-
нансные частоты колебаний упругих элементов.
РЕСУРСНЫЕ ИСПЫТАНИЯ
Испытания четвертой группы — испытания износостойкости
и надежности работы уплотнений в целом — можно назвать ре-
сурсными испытаниями. Стендовое оборудование здесь отличается
простотой, надежностью, автоматичностью работы и должно быть
приспособлено для одновременных испытаний группы идентичных
уплотнений. Количество уплотнений, составляющих группу, опре-
деляется величиной разброса получаемых данных и желаемой до-
стоверностью результата. В каждом конкретном случае можно
использовать методы теории надежности.
Из практического опыта ВНИИГидромаша группа торцовых
уплотнений составляет приблизительно 4—10 шт.
Для ресурсных испытаний на нейтральных или малоагрессив-
ных средах во ВНИИГидромаше применяют типовые стенды
(рис. 132). Стенды такого типа применяют для частоты вращения
валов 1000, 1500, 3000 и 6000 об/мин с диаметрами до 120 мм при
давлениях сред 0—200 кгс/см2 и температуре до 120° С.
На каждом стенде можно испытывать одновременно два уплот-
нения 1, установленных на консольных частях горизонтального
вала.
Автоматичность работы стенда при длительных круглосуточ-
ных ресурсных испытаниях обеспечивается установкой: электро-
контактных манометров, отключающих стенд при падении или
повышении давления больше допустимого; электроконтактных
термометров, регулирующих включение и выключение электро-
нагревателей 2 и выключающих стенд при аварийных изменениях
температуры; реле максимального тока, отключающих электро-
176
б)
Рис. 132. Стенд для ресурсных испытаний уплотнений на нейтральных средах:
а — схема; б — общий вид
12 А. И. Голубев
питание стенда при превышении нормы мощности, потребляемой
электродвигателем стенда 3 или насосом 4. Эти приборы снабжены
системой сигнализации, указывающей, из-за какого нарушения
режима работы произошла остановка стенда. Приборы системы
автоматики стенда и счетчики часов его работы (кроме электро-
контактных манометров и термометров, установленных вблизи
стенда) смонтированы на отдельной панели. Описанные однотип-
момента трения от давления для
двух уплотнений с обыкновенными
парами треиия (см. рис. 42): свет-
лые кружки — неподвижный вал;
черные — частота вращения вала
3000 об/мии
ные стенды обычно устанавливают
группами с общей приборной па-
нелью.
В процессе ресурсных испытаний
периодически измеряют утечку жид-
костей (обычно объемным способом),
момент трения (при установке мотор-
весов), определяют износ и состоя-
ние элементов уплотнений (при пе-
риодических его разборках), выяв-
ляют отказы и слабые места кон-
струкции.
В качестве примера характери-
стик, которые могут быть получены
на описанном стенде, приведем зави-
симости суммарного момента трения
уплотнений от давления воды при
вращающемся и неподвижном вале.
На рис. 133 показаны зависимости
суммарного момента трения от дав-
ления для двух торцовых уплотнений с обыкновенной парой
трения силицированный графит ПГ-50С по силицированному гра-
фиту ПГ-50С. Конструкция этих уплотнений отличалась от приве-
денной на рис. 42 только тем, что пара трения не имела канавок
и основные диаметры уплотнения составляли: d = 118 мм, D1 =
= 118 мм, D2 = 126 мм. Коэффициент разгрузки k = 1
На рис. 134 приведены аналогичные кривые для такого же
уплотнения с гидродинамической парой трения и основными раз-
мерами: d = 118 мм, D1 — 115 мм, D2 = 127 мм, b = 6 мм,
а = 2,5 мм, г = 5 мм, число канавок 12.
В качестве примера зависимостей утечек от времени при дли-
тельных испытаниях на рис. 135 приведены кривые для уплотне-
ний типа, показанного на рис. 7, снятые на воде при давлении 40—
45 кгс/см2, температуре до 40° С и 6000 об/мин вала. Пары трения
уплотнений, изготовленные из силицированного графита ПГ-50С
двух типрв: обыкновенные (d = 55 мм, Dx = 54 мм, Ь2 = 60 мм)
и гидродинамические (d = 55 мм, D} = 53 мм, П2 ~ 63 мм, b =
= 5 мм, а — 2 мм, г = 5 мм, число канавок 8).
Для проведения ресурсных испытаний на агрессивных средах
во ВНИИГидромаше используется стенд, предназначенный для
одновременного испытания до четырех уплотнений, установленных
178
И, кгс-м
Рис. 134. Зависимость суммарного момента трения от давле-
ния для двух уплотнений с гидродинамическими парами тре-
ния (см. рис. 42): светлые кружки — неподвижный вал; чер-
ные — частота вращения вала 3000 об/мии
Рис. 135. Зависимость утечки от времени для уплотнений:
/ — с обыкновенной парой трения; 2 — с гидродинамиче-
ской парой трения
12
в двух идентичных приборах (рис. 136). Приборы системой тру-
бопроводов связаны с бачками, заполненными агрессивной средой
с давлением до 5 кгс/см2 и температурой до 100° С. Давление среды
создается сжатым воздухом. Стенд автоматизирован так же, как и
показанный на рис. 132. Кроме того, в бачках установлены элек-
тронные сигнализаторы уровня, которые отключают стенд при
снижении уровня жидкости ниже допустимого.
Получаемые при ресурсных.испытаниях результаты носят ста-
тистический характер и поэтому требуют соответствующей обра-
ботки. Разработка вопросов экстраполяции результатов испытаний,
форсирования испытаний с целью более быстрого получения ре-
зультатов и рационального планирования эксперимента имеет
Рис. 136. Схема стенда для ресурсных испытаний уплотнений на агрессивных
средах
очень большое значение при ресурсных испытаниях, таккак сокра-
щает сроки окончания работ и ускоряет внедрение их результатов.
Разработка этих вопросов тесно связана с изучением рабочего про-
цесса того или иного уплотнения и его моделированием.
Форсирование испытаний уплотнений может проводиться по
давлению, температуре и скорости вращения. Методика пересчета
результатов испытаний с одного параметра на другой для каждого
элемента уплотнения различна и требует всестороннего исследо-
вания этого вопроса в каждом конкретном случае. В этом иссле-
довании должен быть рассмотрен также вопрос о взаимосвязи
между надежностью элементов уплотнения и узла уплотнения
в целом.
В заключение остановимся на некоторых особенностях обо-
рудования и методов испытаний специальных уплотнений.
При испытаниях уплотнений с частотой вращения вала более
6000—8000 об/мин клиноременные передачи становятся ненадеж-
ными и должны заменяться редукторами. С ростом частоты вра-
щения все большее значение приобретают вопросы динамики и
неустановившихся процессов, что требует повышения чувстви-
тельности и уменьшения инерционности контрольно-измеритель-
ного оборудования.
180
00
Рис. 137. Стеид для испытаний крупных уплотнений валов циркуляционных насосов АЭС: а — схема; б —
.внешний вид
Для испытаний крупных уплотнений валов (диаметром до
260 мм) циркуляционных насосов АЭС, работающих при высоком
давлении воды (до 200 кгс/см2), применяют специальные стенды
(рис. 137) [56]. Вертикальный вал стенда приводится во вращение
электродвигателем, установленным в верхней части стенда. В кор-
пусе стенда одновременно испытывается шесть ступеней торцовых
уплотнений. Три из них, вместе с аварийным уплотнением (1, 2, 3,
4), составляют полный узел уплотнения вала. В стенде предусмо-
трены расходомеры для измерения утечек.
Кроме ресурсных испытаний данный стенд позволяет произ-
водить испытания уплотнений, имитирующие различные условия
их работы в насосе: падение давления со скоростью —5 кгс/см2
за 1 с; внезапное изменение распределения давления между сту-
пенями уплотнения, в частности, для уплотнения 3 увеличение
давления от 20 до 100 кгс/см2 за 1 с; изменение температуры со
скоростью 1° С за 1 мин; проверка работоспособности аварийного
уплотнения 4 при повышении давления перед ним со скоростью
40 кгс/см2 за 1 с, испытания уплотнений при пусках — остановках
стенда.
Заключительными являются промышленные испытания уплот-
нений в насосах, компрессорах, турбинах и другом оборудовании,
для которого они предназначены.
На химически агрессивных жидкостях эти испытания прово-
дят непосредственно в производственном цикле того или иного
предприятия.
Промышленные испытания уплотнений для неагрессивных сред
чаще всего проводят на стендах.
Время промышленных испытаний обычно составляет от не-
скольких сот до нескольких тысяч часов. Проведение промышлен-
ных испытаний необходимо в связи с трудностью имитации на-
турных условий работы уплотнений на стенде (по составу среды,
ее давлению и температуре, вибрациям вала и т. д.).
Приведем несколько примеров, показывающих, насколько
разнообразны действительные условия работы уплотнений.
Пример 1. Уплотнение вала моноблочного двухступенчатого центробежного
насоса для перекачивания бидистиллята (рис. 138).
Насос самовсасывающий, так как при его пусках требуется откачать воз-
дух из магистрали и создать разрежение около 6 м вод. ст. Частота вращения
вала насоса диаметром 50 мм составляет 3000 об/мин. Давление воды перед уп-
лотнением прн работе насоса 18 кгс/см2, температура 60° С. В периоды само-
всасывання (около 1 мин) давление --0,1 кгс/см2. Небольшое избыточное дав-
ление получается в результате подвода воды в камеру уплотнения из полости
нагнетания насоса. Испытания во ВНИИГидромаше нескольких образцов на-
сосов с торцовыми уплотнениями в течение'более 2000 ч показали, что конструк-
ция уплотнения является работоспособной.
Пример 2. Уплотнение вала грузового центробежного насоса для танкеров
(рис. 139). Насос перекачивает бензин, нефть, мазут (в периоды разгрузки тан-
кера) и морскую воду (при промывке и заполнении емкостей). Частота вращения
вала насоса диаметром 100 мм — 1500 об/мин.
Давление жидкостей перед уплотнениями 3 кгс/см2, температура до 60° С.
Чтобы полностью исключить попадание паров нефтепродуктов в машинное от-
183
деление, принята конструкция двойного торцового уплотнения (см. рис. 6)
с подачей затворной пресной воды. В качестве материалов для пары трения
использован углеграфит 2П-1000, пропитанный фенолформальдегидной смолой,
и наплавка стеллита В-2К-
Эксплуатация насосов с такими уплотнениями на танкерах в течение 5 лет
показала их надежность и износостойкость.
Пример 3. Уплотнение вала экстрактора по отделению легких фракций
из гудрона. Условия работы уплотнения: среда — гудрон с давлением 45 кгс/см2
Рис. 138. Насос для перекачивания бидистиллята
и температурой 40° С, диаметр вала под уплотнением 100 мм и частота его вра-
щения 8—50 об/мин; возможно периодическое кратковременное смещение вала
на 10 мм. Уплотнение — двойное торцовое с гидравлически разгруженными
парами трения из стали 9X18 (HRC 50—55) н углеграфита 2П-1000, пропитан-
ного фенолформальдегидной смолой. В уплотнение подается веретенное масло
с давлением 50 кгс/см2.
Промышленные испытания уплотнения показали его работоспособность.
Пример 4. Уплотнение вала горизонтального четырехступенчатого центро-
бежного насоса Для перекачивания раствора моноэтаноламина в абсорбере.
Условия работы уплотнения: среда— 10—14%-ный раствор моноэтаноламина
с давлением около 2 кгс/см2 и температурой от 60 до 90° С, содержащий неболь-
шое количество взвеси.
Уплотнение вала — двойное торцовое (см. рис. 10) с парами трения кера-
мика ЦМ-332 — углеграфит на вал диаметром 130 мм, вращающийся с частотой
1450 об/мин. В уплотнение подается очищенная от взвеси и охлажденная до 35—
183

40° С перекачиваемая насосом жидкость. Промышленные испытания насоса в те-
чение 3000 ч показали, что конструкция уплотнения работоспособна.
Пример 5. Уплотнение вала насоса для перекачивания никелевого аналита
при электролизе никеля (рис. 140).
Условия работы уплотнения: среда, содержащая 180—190 г/л NiSO4; 60—
100 г/л Na2SO4; 60—70 г/л NaCl; 0,2 г/л ионов меди; 4 г/л Н3ВО3; до 1% твердой
Рис. 140. Насос для перекачивания никелевого аналита
взвеси с крупностью частиц до 0,1 мм. Давление среды перед уплотнением
5 кгс/см2, температура 80° С.
В насосе установлено двойное торцовое уплотнение (см. рис. 10) с парами
трения керамика ЦМ-332 — углеграфит 2П-1000-Ф на диаметр вала 120 мм,
вращающегося с частотой 1500 об/мин.
В уплотнение подается техническая вода с давлением на 0,5 кгс/см2 выше
давления среды в камере уплотнения. Промышленные испытания насоса пока-
зали работоспособность уплотнения.
Пример 6. Уплотнение вала центробежного насоса для перекачивания со-
ляной кислоты (рис. 141). Условия работы уплотнения: среда — 20%-ная соля-
ная кислота с давлением перед уплотнением -—1 кгс/см2 и температурой 50° С.
В насосе установлено уплотнение (см. рис. 11) с парой трения керамика
ЦМ-332 — углеграфит на диаметр вала 50 мм, вращающегося с частотой
3000 об/мин. Промышленные испытания в течение более 1000 ч показали ра-
ботоспособность уплотнения.
629 185
Аналогичные насосы успешно использованы для перекачивания кремне-
фтористоводородной н серной кислот различной концентрации.
Пример 7. Уплотнение вала лабиринтного насоса для прокачивания элек-
тролитов через фильтр с целью их очистки от загрязнений.
Условия работы уплотнения: перекачиваемые попеременно среды — серно-
кислотный никелевый электролит, сернокислотный медный электролит, медно-
цианистый электролит; давление сред перед уплотнением ~0,2 кгс/см2, темпе-
Рис. 141. Насос для перекачивания соляной кислоты
ратура 40—60° С. В насосе использовано уплотнение (см. рис. 11) с парой тре-
ния керамика ЦМ-332 — фторопласт-4 с коксом на диаметр вала 40 мм, вращаю-
щегося с частотой 3000 об/мин. Испытания насоса в течение около 1000 ч пока-
зали, что уплотнение работоспособно.
Пример 8. Уплотнение вала двухступенчатого центробежного насоса для
перекачивания агрессивной среды в производстве ацетальдегида (рис. 142).
Условия работы уплотнения очень тяжелые: соляная и уксусная кислоты с со-
держанием хлористых солей и 40 г/л твердого осадка, способного налипать на
поверхности деталей. Давление среды перед уплотнением 6 кгс/см2, темпера-
тура 110° С. Утечка среды наружу не допускается.
В насосе использовано двойное торцовое уплотнение, состоящее из уплот-
нения типа, показанного на рис. 11 (с конструкцией пары трения, допускав-
шей большее давление внутри сильфона), и типа на рис. 8 (с несколькими пру-
жинами и гидравлически разгруженной парой трения), на вал диаметром 50 мм,
186
вращающийся с частотой 3000 об/мин. В уплотнение подается техническая вода
с давлением на 0,5—1,5 кгс/см2 большим давления среды.
Промышленные испытания насоса в течение 5000 ч дали положительные
результаты.
Рис. 142. Насос для перекачивания агрессивной среды в производстве ацетальдегида
Эти и другие примеры показывают, что промышленные испы-
тания уплотнений во многих случаях необходимы, так как ими-
тация их условий работы на стендах практически неосуществима.
Глава V
ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ СИСТЕМЫ И ОСОБЕННОСТИ
ЭКСПЛУАТАЦИИ ТОРЦОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
В главе рассмотрены устройства и системы, предназначенные
для улучшения условий работы уплотнения, повышения его на-
дежности, износостойкости и герметичности.
СНИЖЕНИЕ ДАВЛЕНИЯ ПЕРЕД УПЛОТНЕНИЕМ
Уменьшение давления перед уплотнением особенно необходимо
в тех случаях, когда уплотнение работает на агрессивных средах.
Это уменьшает интенсивность износа уплотнения и в случае вы-
хода его из строя уменьшает опасность при выплеске утечки.
В насосах снижение давления перед уплотнениями достигается
либо с помощью разгрузочных отверстий в рабочем колесе
(рис. 143, а), либо при помощи отбойников (импеллеров), показан-
ных на рис. 143, б, в и а. В первом случае камера уплотнения
сообщается с полостью всасывания насоса. Изменяя площадь от-
верстий, можно получать различную величину давления перед
уплотнением. Всегда желательно иметь некоторое положительное
давление жидкости, так как при вакууме перед уплотнением воз-
можен подсос воздуха и сухое трение в уплотнении.
При использовании отбойников давление перед уплотнением
снижается на величину создаваемого ими напора, который выра-
жается зависимостью
p0 = CHJgl(r^r?), (95)
где гг, г2 — внутренний и наружный радиусы лопаток отбойни-
ка; сн — коэффициент напора.
Коэффициент сн обычно составляет 0,8—0,9. У открытого от-
бойника (с открытыми лопатками) он зависит от величины тор-
цового зазора.
В отличие от закрытого и комбинированного отбойников, в от-
крытом отбойнике нет достаточно сильной циркуляции жидкости
188
и возможно образование газовых пузырей
в области уплотнения. Размеры отбойника
нужно поэтому выбирать так, чтобы при
всех режимах работы насоса перед уплот-
нением оставалось избыточное давление,
или создавать дополнительную циркуля-
цию жидкости через камеру уплотнения.
Для снижения давления перед уплот-
нением используют отбойники и других
типов, например, лабиринтные [48], вин-
товые.
ОХЛАЖДЕНИЕ УПЛОТНЕНИЙ
Снижение температуры повышает износо-
стойкость уплотнений. В некоторых слу-
чаях циркуляция жидкости, создаваемая
устройствами, показанными на рис. 143,
и отвод тепла через стенки обеспечивают
достаточное охлаждение уплотнений.
В случаях, когда рабочая среда имеет
высокую температуру, требуется устрой-
ство специальных систем охлаждения
уплотнений (рис. 144—147).
Системы охлаждения с внутренней
циркуляцией применяют для уплотнений
насосов (рис. 144). Здесь циркуляция ра-
бочей жидкости происходит в результате
перепада давления в насосе.
Расход жидкости определяется в основ-
ном сопротивлением щели 1 или дрос-
селя 2. При повышенной температуре
жидкости на линии трубопровода уста-
навливают холодильник 3.
Для жидкостей с невысокой темпера-
турой не требуется установка холодиль-
ника (см. рис. 144, б).
В системах охлаждения с внешней цир-
куляцией предусмотрены специальные
устройства для обеспечения циркуляции
жидкости (рис. 145).
В системе, показанной на рис. 145, а
[5], циркуляция создается лопатками 1,
выполненными на вращающейся части
уплотнения, а в системе на рис. 145, в —
отдельно установленной крыльчаткой 1
[51 ]. В системе, показанной на рис.
145, б [61 ], для создания циркуляции
»х S
о я
4g
еС К 5
* = 5
** S3 д
ш Й
. S о
w S ч
= ж с
189
Рис. 144. Системы охлаждения с внутренней циркуляцией;
а — с холодильником; б — без холодильника
использован лабиринтный насос 1. Здесь охлажденная холо-
дильником 2 и очищенная фильтрами 3 жидкость непосред-
ственно подается насосом через профилированную щель к паре
трения, что обеспечивает высокую интенсивность охлаждения.
Рис. 146. Холодильник для систем охлаждения уплотнений [60]
На рис. 146 показана одна из конструкций холодильников для
охлаждения уплотнений [60].
Системы со встроенными холодильниками применяют в основ-
ном в тех случаях, когда установка внешнего холодильника неже-
лательна (из-за увеличения габаритов машины, агрессивности
Рис. 147. Системы охлаждения со встроенными холодильниками
среды и других причин) или требуется создать тепловой барьер
между камерой уплотнения и рабочим пространством машины
(рис. 147, а).
Уплотнения могут охлаждаться двумя встроенными холодиль-
никами (рис. 147, б). Один из них выполнен непосредственно в не-
подвижном кольце пары трения [33].
191
При выборе той или иной системы охлаждения нужно руко-
водствоваться двумя факторами: эффективностью системы и ее
экономичностью. Так, в работе [33] проведено сравнение различ-
ных систем и способов подвода охлаждающей жидкости к уплот-
нению, используя как критерий температуру пары трения. Одна
из наиболее эффективных систем охлаждения показана на
рис. 147, б.
В работе [51] даны расчеты стоимости расхода охлаждающей
воды в год в зависимости от использования той или иной системы
охлаждения. Отмечено, что системы с внешней циркуляцией более
экономичны, чем со встроенным холодильником.
Очевидно, что экономичность и эффективность системы охла-
ждения зависят от конкретных условий эксплуатации установки.
ЗАЩИТА УПЛОТНЕНИЙ ОТ АБРАЗИВНЫХ ВЗВЕСЕЙ
Ранее отмечалось, что при большом содержании абразивных
частиц в жидкости пары трения уплотнений, изготовленные даже
из самых твердых материалов, не имеют достаточной износостой-
кости. Уплотнения, предназначенные для использования на чистых
средах, часто выходят из строя даже при незначительном содер-
жании абразивных примесей (например, ржавчины, окалины, пе-
ска, окислов и т. п.) в жидкости.
Существуют три способа защиты: установка фильтров на ли-
ниях, подводящих жидкости в камеры уплотнений; использование
сепарационных устройств для динамической сепарации частиц;
подача чистых затворных жидкостей.
Применение фильтров возможно в тех случаях, когда содержа-
ние абразивных частиц невелико. Обычно устанавливают два филь-
тра (см. рис. 145, б) — рабочий и резервный. В этом случае воз-
можна очистка фильтра без остановки машины.
Для задержания частиц с магнитными свойствами применяют
магнитные фильтры (рис. 148, а), снабженные постоянными ма-
гнитами 1 и сеткой 2 [60].
Представляет интерес самоочищающийся фильтр 1 (рис. 148, б)
из пористой керамики, устанавливаемый на напорном патрубке
насоса (фирма Флексибокс, Англия). Его внутренняя поверхность
промывается потоком среды с большой скоростью и поэтому не
забивается частицами. Очищенная жидкость в сравнительно
небольшом количестве отводится в камеру уплотнения. Такие
фильтры обычно устанавливают на время пускового периода про-
изводства, когда внутренние поверхности трубопроводов и обору-
дования загрязнены.
Как правило, удельный вес твердых частиц, содержащихся
в жидкостях, больше удельного веса жидкости, поэтому при вра-
щении деталей уплотнения наблюдается определенный эффект
сепарации”частиц. Так, при исследованиях во ВНИИГидромаше
уплотнений на гидроабразивных жидкостях была замерена кон-
192
Рис. 148. Фильтры:
а — магнитный [60 J; б — из пористой керамики
Рис. 149. Сеперационные устройства для защиты уплотнений от абразивных
частиц:
а •>— с камерой; б — с отбойником; в — с щелевым отбойником; г — с вращаю-
щимся фильтром; д — с циклонным сепаратором
13 А. И» Голубев
центрация частиц в камере уплотнения на одном из стендов. При
средней концентрации песка (размер частиц до 0,5 мм) в воде около
10% у стыка пары трения концентрация частиц составляла всего
0,5%.
Сепарационный эффект использован в конструкциях, показан-
ных на рис. 149.
В конструкции, приведенной на рис. 149, а, уплотнение центро-
бежного насоса помещено в сепарационную камеру 1 большого
объема. В камере среда совершает преимущественно вращатель-
ное движение и более тяжелые твердые включения отбрасываются
к периферии, а очищенная жидкость собирается в области уплот-
нения. При остановках твердые частицы оседают в нижней части
камеры, не попадая на уплотнение.
Сепарация частиц в устройстве, показанном на рис. 149, б,
происходит в результате интенсивного вращения среды при по-
мощи отбойника с открытыми лопатками 1. Дополнительно среда
очищается в результате вращения в камере уплотнения, снабжен-
ной отверстиями а для выхода частиц и имеющей коническую форму
граничной поверхности.
Устройства, показанные на рис. 149, виг, обеспечивают непо-
средственную защиту пары трения от абразивных частиц.
Первое устройство (см. рис. 149, в) представляет собой вра-
щающееся кольцо 1 с отверстиями а, охватывающее по наружному
диаметру с зазором в несколько миллиметров пару трения. Абра-
зивные частицы, попадающие в зазор, отбрасываются к периферии
и выносятся через отверстия наружу.
Испытания этого устройства во ВНИИГидромаше с уплотне-
ниями (см. рис. 12) на водной суспензии с 30% абразивных частиц
размером 0,2 мм показали достаточно высокую его эффективность.
С применением устройства абразивный износ пар трения силици-
рованный графит по силицированному графиту не наблюдался
после 700 ч испытаний.
Второе устройство (см. рис. 149, г) представляет собой вра-
щающееся пбристое кольцо 1 (из металле- или минералокерамики),
установленное заподлицо с поверхностью трения [75]. Абразив-
ные частицы не пропускаются в зазор пары трения в результате
их сепарации и задержания фильтром. В то же время очищенная
жидкость попадает в зазор, охлаждая и смазывая пару трения.
Испытания этого устройства в уплотнении центробежного на-
соса, перекачивавшего гидроабразивную смесь 45 %-ной концен-
трации, показали, что после 300 ч эксплуатации уплотнение было
пригодно к дальнейшей работе, а рабочее колесо ” 'пираль насоса
вышли из строя из-за сильного абразивного износа [75].
Одним из наиболее распространенных способов защиты уплот-
нений от абразивных частиц является установка вихревых сепа-
раторов 1 (см. рис. 149, 3). Обычно такие сепараторы устанавли-
вают для защиты уплотнений валов насосов различных произ-
водств в пусковой период.
194
Сепараторы устанавливаются вертикально. В боковое отвер-
стие с некоторым смещением относительно оси сепаратора под-
водится среда с абразивными частицами. При интенсивном враще-
нии в сепараторе твердые частицы прижимаются к стенке и на-
правляются через нижнее отверстие б на всасывание насоса. Через
верхнее отверстие а очищенная жидкость отводится в камеру уплот-
нения. Сепараторы пригодны для очистки сред с содержанием
до 10% твердых частиц, с вязкостью не более 25 сст и размерами
частиц не менее нескольких микрон. Перепад давления между от-
верстиями, подводящими и отводящими среды от сепаратора,
должен составлять 2—10 кгс/см2. При этом расход среды, про-
ходящей через сепаратор с размерами, показанными на рис. 149, д
Рис. 150. Вспомогательные уплотнения камер:
а — манжетное; б — щелевое; в — торцовое
составляет от 9 до 20 л/мин, причем около 80% среды вытекает
через верхнее отверстие (фирма Крейн Пекинг, Англия). Сепара-
торы изготовляют из износостойких материалов (например, из
стеллита).
Для отделения камер, где размещены уплотнения, от осталь-
ного рабочего пространства машины с целью предотвращения по-
падания абразива в камеры при остановках машин, используют
вспомогательные щелевые, манжетные и торцовые уплотнения
(рис. 150).
Детали щелевых уплотнений изготовляют из твердых сплавов,
керамических и других износостойких материалов. Для манжет-
ных и торцовых уплотнений рекомендуется применять фторо-
пласт-4 (с наполнением стеклом, углем, керамикой) и резины.
Как отмечалось выше, сепарационные устройства не могут пол-
ностью исключить попадание абразивных частиц в зазор уплот-
нения. Наиболее радикальным способом защиты уплотнений от
абразивного износа является использование чистых затворных'
жидкостей. Применением этих жидкостей решается также задача
смазки и охлаждения уплотнений (например, при работе на газах,
агрессивных, ядовитых и горячих жидкостях), повышения их
герметичности (до практически полного исключения утечки паров
рабочей среды), надежности и износостойкости.
В настоящее время существует сильная тенденция к исключению
применения затворных жидкостей, что объясняется экономически-
ми соображениями и борьбой с загрязненностью внешней среды.
13* 195
СИСТЕМЫ ПОДАЧИ В УПЛОТНЕНИЯ ЗАТВОРНЫХ ЖИДКОСТЕЙ
В качестве затворной жидкости наибольшее применение в различ-
ных химических и других производствах получила вода (техни-
ческая), на втором месте — нефтяные масла и нефтепродукты
(керосин). Кроме них для сред, содержащих твердые взвеси, при-
меняют очищенные и охлажденные жидкие компоненты рабочей
среды, а для агрессивных сред — некоторые совместимые с ними
жидкости (например, спирты, глицерин, четыреххлористый угле-
род и др.).
Рис. 151. Одинарные торцовые уплотнения с подачей консистентной смазки:
а — фирмы Флексибокс (Англия); б — конструкции ВНИИГндромаша
Затворные жидкости используют главным образом при уста-
новке двойных торцовых уплотнений. В отдельных случаях воз-
можно применение затворных жидкостей и с одинарными тор-
цовыми уплотнениями: например, в уплотнении, показанном на
рис. 9 (для валов химических аппаратов, перемешивающих уст-
ройств и т. п.), в качестве затворной жидкости используется вода
или другая нейтральная жидкость при атмосферном давлении.
Смазка пары трения происходит в результате затягивания жидко-
сти в зазор капиллярными силами. Такая система является рабо-
тоспособной лишь при низких скоростях скольжения в паре трения.
На рис. 151, а и б показаны два одинарных торцовых уплот-
нения с использованием в качестве затворной среды консистент-
ной смазки. В одном из них консистентная смазка подается в ка-
меру уплотнения, чтобы предохранить пару трения и другие де-
тали уплотнения от воздействия абразивных частиц, содержа-
щихся в рабочей среде (см. рис. 151, а). Результаты работы [59]
подтверждают возможность такой защиты уплотнения.
Уплотнение конструкции ВНИИГндромаша (см. рис. 151, б)
предназначено для работы на парах аммиака при частоте вращения
196
вала компрессора до 5000 об/мин. Здесь консистентная смазка
обеспечивает меньшее трение и износ пары.
В некоторых производствах используют промывку камеры оди-
нарных торцовых уплотнений технической водой. При этом, од-
Рис. 152. Осушительный насос с двойным торцовым уплотнением
нако, расходуется большое количество воды, что экономически
невыгодно.
Чтобы уменьшить расход затворных жидкостей и обеспечить
лучшую смазку пары трения, затворные жидкости могут пода-
197
ваться непосредственно в зазор пары трения (см. рис. 20, 37).
Подача затворной жидкости в зазор пары усложняет конструкцию,
технологию изготовления уплотнения и не всегда обеспечивает
достаточное его охлаждение. Наиболее распространены двойные
торцовые уплотнения с подачей затворной жидкости. Примером
достаточно простой конструкции двойного торцового уплотнения
является уплотнение вала осушительного насоса (фирма Флюгт,
Швеция), предназначенного для откачки загрязненных вод со
Рис. 153. Термосифониая система подачи затворной жидкости
строительных площадок, из шахт, канализации, с предприятий
лесного и сельского хозяйства, электростанций и корабельных
верфей (рис. 152). В качестве затворной жидкости используется
масло".’ В масло помещена торообразная резиновая наполненная
воздухом камера, обеспечивающая упругость объема масла и ком-
пенсацию его утечки. При работе насоса масло и воздух в камере
разогреваются и давление масла превышает давление гидроабра-
зивной среды перед уплотнением.
В данном случае перепад давления между затворной жидкостью
и рабочей средой не управляется и не контролируется, поэтому
возможность попадания рабочей среды в затворную жидкость
полностью не исключена. Чтобы этого не происходило, широко
применяют различные системы подачи затворных жидкостей.
Большое распространение они получили для уплотнений валов на-
сосов нефтеперерабатывающей промышленности [32] и аппаратов
химической промышленности [31 ].
Одной из наиболее простых систем подачи затворной жидкости
(фирма Бургман, ФРГ) является термосифонная система (рис. 153).
198
В бачок 1 с затворной жидкостью помещен холодильник. К бачку
подводится азот с давлением, равным давлению перед уплотнением.
Если уплотнение работает на газообразной среде, то вместо азота
может быть подведен рабочий газ. Бачок 1 соединен двумя тру-
бопроводами с камерой 2 двойного торцового уплотнения. Затвор-
ная жидкость циркулирует вследствие разности удельных весов
нагретой и охлажденной жидкости в трубах.
Рис. 154, Бачок для термосифонной системы подачи за-
творной жидкости
Полный объем бачка составляет от 5 до 15 л [60]. Он поме-
щается над уплотнением на высоте не менее 2 м. Внутренний диа-
метр труб для обеспечения достаточной интенсивности циркуляции
должен быть не менее 15 мм. На рис. 154 показан бачок с ручным
насосом 1 (для пополнения его затворной жидкостью) и холодиль-
ником 2.
Сравнительно простой системой подачи затворной жидкости
насосом является система с постоянным установленным давлением,
не зависящим от изменений давления рабочей среды перед уплот-
нением (рис. 155). Затворная жидкость засасывается насосом 1
из бачка 2 с холодильником 3. Она проходит через фильтры 4 и 5
и попадает в клапан 6, регулирующий давление. Часть жидкости
этим клапаном сбрасывается обратно в бачок, остальная через
199
обратный клапан попадает в камеру уплотнения и также возвра-
щается в бачок 2. Дроссель 7 служит для регулирования расхода
затворной жидкости; он может быть полностью закрыт, тогда полу-
чается так называемая тупиковая схема подачи жидкости. Если
Рис. 155. Система подачи затворной жидкости насосом при постоян-
ном давлении (конструкция ВНИИГндромаша)
Рис. 156 Система подачи затвор-,
ной жидкости иасосом при по-
стоянном перепаде давления
Рис. 157. Дифференциальный
регулятор давления
для охлаждения уплотнения необходимо пропускать весь расход
насоса 1 через камеру уплотнения, то необходимо регулирующий
давление клапан поместить на выходе жидкости из камеры уплот-
нения в положение А. Клапаны могут быть пружинного или грузо-
вого типа.
Одна'из систем подачи затворной жидкости с постоянным пе-
репадом давления между затворной и рабочей жидкостью пока-
200
Зана на рис. 156 (фирма Густав Хун, Швеция). В отличие от си-
стемы/показанной на рис. 155, она включает дифференциальный
регулятор давления /, мембрана которого воспринимает давление
рабочей среды. Здесь имеется также обратный клапан 2 и электро-
магнитный клапан 3, закрывающий слив затворной жидкости при
остановках или выходе из строя насоса 4. Кроме того, в систему
включен фильтр 5, компенсационный колпак 6 и холодильник 7.
Дифференциальный регулятор давления 1 показан на рис. 157,
а насосная установка — на
рис. 158,
Исследования, проведенные
во ВНИИнефтемаше и ВНИИ-
Гидромаше, показали, что су-
ществующие дифференциальные
регуляторы давления (ДРД) не-
достаточно надежны при исполь-
зовании в системах подачи за-
творной жидкости в уплотнения.
Наблюдались случаи поломки
металлических мембран. Во
ВНИИнефтемаше разработана
система подачи затворной жид-
кости с пружинно-гидравличе-
ским аккумулятором (рис. 159)
[5]. В аккумуляторе 1 давле-
ние рабочей жидкости действует
на поршень и через него на за-
творную жидкость. Некоторый
перепад давления между ними
создается с помощью пружины

Рис. 158. Насосная установка
и поддерживается приблизительно постоянным. При вытекании
затворной жидкости из аккумулятора его поршень поднимается
и открывает золотник, через который затворная жидкость от
насосной установки закачивается в аккумулятор. Затем поршень
опускается и закрывает золотник.
Циркуляция затворной жидкости в системе создается крыль-
чаткой 2, установленной на вращающейся части уплотнения. Кон-
струкция аккумулятора показана на рис. 160 [5 ].
Кроме функций охлаждения, смазки и повышения герметич-
ности уплотнений, системы подачи затворной жидкости в значи-
тельной степени уменьшают вероятность сухого трения уплот-
нения, т. е. повышают надежность его работы. Однако при Ртом
усложняется конструкция, увеличиваются габаритные размеры и
повышается стоимость уплотнений.
Для исключения возможности продолжительной работы всухую
одинарных торцовых уплотнений при их установке в насосах при-
меняют систему электрической защиты, разработанную во ВНИИ-
Гидромаше. В обычную электрическую схему питания трехфаз-
201
Рис. 159. Система подачи затворной жидкости с пружиино-гидрав-
лическим аккумулятором [5]
Рис. 160. Пружинио-гидравлический аккумулятор [5]
Таблица 6
Неисправность
Причина неисправности
Способ устранения
неисправности
1. Постепенное
увеличение утечки
среды до значений
выше нормальных
{для уплотнений
группы I, II и ча-
стично III (см.
табл. 1) нормаль-
ная утечка жид-
костей составляет
до 30 см3/ч]
Частичная потеря под-
вижности упругого элемен-
та в осевом или угловом
направлениях вследствие:
отложений солей, продук-
тов коррозии, износа и пр.;
износа н заедания контак-
тирующих поверхностей по-
водков, колец пары трения
и втулок; набухания и при-
липания уплотнительных
(резиновых) колец, манжет
и т. п.
Износ и потеря герметич-
ности уплотнительных ко-
лец вследствие: вибрации
упругих элементов; попада-
ния абразивных частиц на
поверхности их контактов;
увеличения из-за износа
уплотняемых зазоров; дей-
ствия повышенных темпера-
турки давлений
2. Резкое значи-
тельное увеличе-
ние утечки среды
Неравномерный износ па-
ры трения с образованием
сужающегося или волнисто-
го зазора вследствие: нали-
чия абразивных частиц и
солей в среде; силовых и
температурных деформаций
пары трения; недостаточной
подвижности пары трения
на перекос; эрозионного
воздействия среды на по-
верхность трения пары
Повреждение уплотни-
тельных поверхностей пары
трения (вплоть до разру-
шения колец) вследствие:
сухого трения; резкого из-
менения температуры, дав-
ления; интенсивного абра-
зивного износа
Очистка деталей уплотне-
ния, замена изношенных. Ес-
ли неисправность не была
случайной, то замена матери-
алов или изменение конструк-
ции уплотнения
Уменьшение перекосов
деталей уплотнения путем их
более точной установки. Сни-
жение вибраций вала путем
замены дефектных шарико-
вых подшипников, уменьше-
ния дисбаланса ротора ма-
шины и т. д. Увеличение ин-
тенсивности охлаждения уп-
лотнения. Замена изношен-
ных и потерявших эластич-
ность деталей уплотнений.
Снижение дисбалансных сил,
действующих на вращающие-
ся детали уплотнений путем
изменения их конструкции
Защита пары трения от
попадания абразивных ча-
стиц.
Замена материалов пары
более износостойкими.
Применение затворной
жидкости. Изменение кон-
струкции уплотнения. Уве-
личение интенсивности его
охлаждения
Защита уплотнения от су-
хого трения и абразивных
частиц. Увеличение интенсив-
ности охлаждения. Замена
вышедшей из строя пары. За-
мена материалов и изменение
конструкции уплотнения
204
Продолжение табл. 6
Неисправность Причина неисправности Способ устранения неисправности
3. Недопустимый нагрев, повышен- ная потребляемая мощность уплот- нения Полный преждевременный износ пары трения вслед- ствие недостаточной износо- стойкости и коррозионной стойкости пары трения Выход из строя упругого элемента уплотнения вслед- ствие: усталостного вибра- ционного разрушения (силь- фона, мембраны, пружины); коррозии;. воздействия по- вышенной температуры; воз- действия повышенного дав- ления Повышенное трение в уп- лотнении вследствие: его неправильной установки; высокого коэффициента тре- ния пары; высокого удель- ного давления в паре тре- ния. Недостаточный отвод тепла от уплотнения вслед- ствие неэффективности си- стемы его охлаждения Замена материалов пары и изменение конструкции уп- лотнения. Использование за- творной жидковти Снижение амплитуды виб- раций упругого элемента до минимально возможной. За- щита упругого элемента от коррозионного и температур- ного воздействия среды путем применения затворной жид- кости, замена материалов и изменение конструкции уп- лотнения. Увеличение интен- сивности охлаждения уплот- нения. Снижение давления перед уплотнением путем из- менения конструкции его ус- тановки Регулировка правильного натяжения упругого элемен- та. Замена материалов пары трения. Увеличение гидрав- лической разгрузки уплот- нения, понижение давления среды перед ним Увеличение расхода цир- куляции охлаждающей жид- кости через камеру уплотне- ния и холодильники. Изме- нение конструкции системы охлаждения
ного электродвигателя включается реле тока, установленное по
минимальному току.
Если насос не заполнен жидкостью, то потребляемая электро-
двигателем мощность и, следовательно, сила тока будут меньше,
чем допускает установленное реле тока.
Поэтому при пуске после освобождения пусковой кнопки реле
тока остановит электронасос. Остановка не произойдет при пуске
заполненного насоса, так как потребляемый электродвигателем
ток в этом случае будет больше минимального. При срыве подачи
насоса реле тока выключить его электродвигатель. Описанная
схема защиты была использована в насосах, откачивавших кис-
лоту из цистерн. Торцовые уплотнения этих насосов выходили
из строя в результате сухого трения, так как после откачки кис-
лоты из цистерны насос продолжал длительное время работать
205
вхолостую. После установки защиты с прекращением перекачи-
вания кислоты насосы автоматически останавливались и уплот-
нения не повреждались.
Значительно более сложные системы защиты применяют для
уплотнений валов главных циркуляционных насосов атомных
электростанций (см. рис. 15 и 16). Они включают системы контроля
и защиты по давлению, температуре и расходу утечки жидкости,
системы аварийной сигнализации. В этих системах используют
электромагнитные клапаны, выключающие тот или иной элемент
системы уплотнения при его выходе из строя, включающие резерв-
ное питание уплотнения затворной жидкостью и т. д. Применяется
также система вентиляции и аварийной подачи сжатого воздуха
в уплотнение при его выходе из строя.
В заключение в табл. 6 указаны характерные неисправности
в работе уплотнений и способы их устранения.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Авдеенко М. А., Белогорский В. Д. и др. Конструкционные материалы
и изделия на основе углерода. Справочник. М., «Металлургия», 1970, с. 23, 10.
2. Аврух В. Ю. Реконструкция масляно-водородных уплотнений турбо-
генераторов. М., «Энергия». Библиотека электромонтера, вып. 293, 1970,
с. 9, 25.
3. Антифрикционные самосмазывающиеся материалы типа АМАН. Произ-
водственный опыт. Новые материалы, ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, № 10,
621.893, 1968.
4. Белецкий Д. Г. Прогрессивная технология насосостроения. М., «Машино-
строение», 1970, с. 223, 229, 209.
5. Буяиовский А. М. Торцовые уплотнения центробежных нефтяных на-
сосов. Труды семинара «Конструирование и эксплуатация торцовых уплотне-
ний центробежных нефтяных насосов», ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, ХМ-4,
«Насосостроение и промышленная арматура», Москва, 1968, с. 15.
6. Бэтч Б. А., Ини Е. X. Давление в жидкостной пленке торцовых уплот-
нений. В сб. «Проблемы современной уплотнительной техники». М., «Мир»,
1967, с. 441.
7. Голубев А. И. Трение в торцовых уплотнениях. II. Полужидкостное тре-
ние. АН СССР, Сер. «Машиноведение», № 5, 1966, с. 81.
8. Голубев А. И. Трение в торцовых уплотнениях. I. Жидкостное тренне.
АН СССР, Сер. «Машиноведение», № 4, 1966, с. 114.
9. Голубев А. И. Торцовые уплотнения. «Исследование гидромашин», Труды
ВИГМ, вып. XXIV, 1959, с. 121.
10. Голубев А. И. Трение в торцовых уплотнениях. III. Сухое трение АН
СССР. Сер. «Машиноведение», № 6, 1966, с. 97.
11. Голубев А. И. О влиянии тепла на жидкостное трение в ненагруженном
кольцевом слое смазки. Сб. «Трение и износ в машинах», № XII, Изд-во АН
СССР, 1958, с. 181.
12. Голубев Г. А., Кукин Г. М. Уплотнения вращающихся валов. М.,
«Наука», 1966, с. 33.
13. Грискин Е. Н. Исследование работы торцовых уплотнений электро-
буров. Автореферат кандидатской диссертации. Ордена Ленина Харьковский
политехнический ин-т им. Ленина. Харьков, 1968.
207
14. Дорфмаи Л. А. Гидродинамическое сопротивление и теплоотдача вра-
щающихся тел. Гос. издат. физ.-мат. лит-ры, 1960, с. 86, 201, 188.
15. Зикеев В. А. Исследование вопросов гидродинамики в плоских кольце-
вых щелях торцовых уплотнений. Автореферат кандидатской диссертации,
ГИАП, 1970.
16. Иверет, Жиллет. Уплотнительные сдавливаемые фасонные кольца.
В сб. «Уплотнения». М., «Машиностроение», 1964, с. 183.
17. Информационный листок. НИИТЭХИМ, № 15, серия 03—10, 1971.
18. Кондаков Л. А. Уплотнения гидравлических систем. М., «Машинострое-
ние», 1972, с. 82, 59.
19. Крагельский И. В. Трение и износ. М., Машгиз, 1962, с. 34.
20. Кукин Г. М. Расчет теплового режима узла торцового уплотнения.
В сб. «Тепловая динамика трения». М., «Наука», 1970, с. 39.
21. Макаров Г. В. Уплотнительные устройства. М., «Машиностроение»,
1965, с. НО.
22. Музыкии Ю. Д. Исследование работы торцовых уплотнений с саморе-
гулируемым зазором при условии минимальной потери мощности. Автореферат
кандидатской диссертации. Харьковский ордена Ленина Политехнический
ин-т им. В. И. Ленина, Харьков, 1970.
23. Мэтт. Высокотемпературные металлические сильфонные уплотнения
для аппаратуры самолетов и ракет. «Конструирование и технология машино-
строения». Труды американского общества инженеров-механиков, том 85, се-
рия В, № 3, 1963, с. 69.
24. Нау Б. С. Гидродинамика торцовых уплотнений. В сб. «Проблемы совре-
менной уплотнительной техники». М., «Мир», 1967, с. 455.
25. Новые конструкционные материалы и изделия на основе углерода. М.,
«Металлургия», 1970.
26. Остин Р. М., Фишер М. Дж. Гидростатические уплотнения питательных
насосов для паровых котлов. В сб. «Проблемы современной уплотнительной тех-
ники». М., «Мир», 1967, с. 377.
27. Погодаев Ф. Г. Исследование торцовых (механических) уплотнений само-
летных гидравлических агрегатов. Автореферат кандидатской диссертации.
КИГВФ, 1962.
28. Селихов В. Л., Буяиовский А. М. Торцовые уплотнения нефтяных на-
сосов. М., «Недра», 1965, с. 60, 72, 87.
29. Стивенс. Торцовые сильфонные уплотнения. В сб. «Уплотнения». М.,
«Машиностроение», 1964, с. 105, 109.
30. Стром, Людвиг, Аллен, Джоисои. Торцовые уплотнения со спираль-
ными канавками; сравнение с обычными торцовыми контактными уплотнениями,
работающими при температурах 200—540° С. «Проблемы трения и износа».
Труды американского общества инженеров-механиков, т. 90, серия F, № 2,
1968, с. 167.
31. Торцовые уплотнения вращающихся валов. Дзержинский завод хими-
ческого машиностроения. Каталог-справочник, 1968, с.- 10.
208
32. Торцовые уплотнения для насосов. ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ. Ката-
лог-справочник, 1972, с. 17.
33. Уилкинсон С. Ц. В. Применение механических торцовых уплотнений
для. перегретой воды. В сб. «Проблемы современной уплотнительной техники».
М., «Мир», 1967, с. 305.
34. Цивинская Л. Г., Колосова Л. В. Уплотнения резиновые. Каталог-
справочник. НИИ информации по машиностроению, 1968, с. 87.
35. Чегодаев Д. Д., Наумова 3. К., Дунаевская Ц. С. Фторопласты. М.,
Госхимиздат, 1960, с. 33, 35.
36. Ченг, Чоу, Уилкок. Поведение гидростатических, и гидродинамических
бесконтактных торцовых уплотнений. «Проблемы трения и смазки». Труды
американского общества инженеров-механиков, т. 90, серия F, № 2, 1968,
с. 246.
37. Юдицкий Ф. Л. Неметаллические уплотнения в судовых энергетических
установках. М., «Судостроение», 1971, с. 26
38. Adams М. L., Colsher R. J. Ап analysis of self-energized hydrostatic
shaft seals. Fourth International Conference on Fluid Sealing, U. S. A., 1969,
p. 125.
39. Anno J. N., Walowit J. A., Allen С. M. Microasperity lubrication.
Third International Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England,
1967, p. 9.
40. Bell R. P. Comparison of «off design» performance of various hydrostatic
seals. Fifth International Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England, 1971,
p. 65.
41. Bupara S. S., Walowit J. A., Allen С. M. Gas lubrication and distortion
of high-pressure mainshaft seals for compressors. Third International Conference
on Fluid Sealing, В. H. R. A., England, 1967, p. 32.
42. Christensen H. Some aspects of the functional influence of surface rough-
ness in lubrication. Wear, 17, № 2, 1971, p. 149.
43. Cieslik W. J. Helium face seals in a cryogenic enviroment. Fourth Inter-
national Conference on Fluid Sealing, U. S. A., 1969, p. 5.
44. Denny D. F. Some measurements of fluid pressures between plane parallel
surfaces with special, reference to radial-face seals. Wear, 4, № 1, 1961, p. 10.
45. Donaldson R. R. Variable viscosity effects in hydrostatic films; the adia-
batic transformation. «Pap. Amer. Soc. Meeh. Eng.», NLuBS-21, 1970, p. 1—4.
46. Findlay J. A. Measurements of leakage in mechanical face seals. Fourth
International Conference on Fluid Sealing, U. S. A., 1969, p. 85.
47. Gardner J. F. Combined hydrostatic and hydrodynamic principles app-
lied to non-contacting face seals. Fourth International Conference on Fluid Sealing.
U. S. A., 1969, p. 17.
48. Golubiev A, I. The development of a three stage screw type labyrinth seal.
Fourth International Conference on Fluid Sealing, U. S. A., 1969, p. 3.
49. Hahn E. J., Kettleborough C. F. Thermal effects in slider bearings. Proc,
Instn. Meeh. Engrs., 183, № 31, 1968—1969, p. 631.
14 А. И. Голубев 209
50. Halliday C. W., Southam К- The static friction of «0» ring seals and the
dynamic friction at low sliding speeds. Fifth International Conference on Fluid
Sealing, В. H. R. A., England, 1971, p. 49.
51. Hershey L. E. Comparison of water cooling methods for mechanical seals.
Third International Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England,
1967, p. 2.
52. Hirabayshi, Oka, Ishiwata. The relationship between ringing, heat transfer
and sealing condition. Fourth International Conference on Fluid Sealing, U. S. A.,
1969, p. 70.
53. Jny E. N. A theory of sealing with radial face seals. Wear, 18, № 1, 1971,
p. 25.
54. Ishiwata H., Hirabayashi H. Friction and sealing characteristics of mecha-
nical seals. International Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England,
1961, p. 12.
55. Kojabashian C., Richardson H. H. A micropad model for the hydrodyna-
mic performance of carbon face seals. Third International Conference on Fluid
Sealing. В. H. R. A., England, 1967, p. 41.
56. Laumer H., Florjancic D. Mechanical seals for high circumferential speeds.
Fifth International Conference on Fluid Sealing, Discussion and contribution on
Mechanical Seals-1, England, 1971, p. 68.
57. Lines D. J., O’Donoghue J. P. Under lip temperatures in rotary shaft
seals. Fifth International Conference on Fluid Sealing, 1971, p. 1.
58. Lymer A. An engineering approach to the selection and application of
mechanical seals. Fourth International Conference on Fluid Sealing, U. S. A., 1969,
p. 30, 32.
59. Lymer A., Robinson R. P. The development of an outbord seal for submer-
sible drive, deep well drilling units. Third International Conference on Fluid Sea-
ling. В. H. R. A., England, 1967, p. 53.
60. Mayer E. Axiale Gleitringdichtungen. VDI-Verlag, 1970, S. 2, 216, 218,
217, 88, 135, 154, 140, 122, 94, 79, 102, 70, 30, 72, 108, 127, 209, 210, 174.
61. Mayer E. Hochleistungs—Gleitringdichtungen fur Druck und Siedewas-
serreaktoren. Feodor Burgmann, Firmensonderdruck, № 10. XI/71, S. 5.
62. Moores J., Marsh M. C. The effects of eccentricity and flatness of the
sealing face of a carbon mechanicalcontact face seal, International Conference on
Fluid Sealing, В. H. R. A., England, 1961, p. 3.
63. Miiller H. K- Self aligning radial clearance seals. Third International
Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England, 1967, p. 125.
64. Miiller H. K- Externally pressurised barrier shaft seals. Fourth Interna-
tional Conference on Fluid Sealing. U. S. A., 1969, p. 72.
65. Nau B. S. Hydrodynamic lubrication in face seals. Third International
Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England. 1967, p. 73.
66. Nau B. S. Calculation of distortions in mechanical seals. В. H. R. A.,
TN954, 1968, p. 3.
210
67. Orcutt F. К. An investigation of the operation and failure of mechanical
face seals. Fourth International Conference on Fluid Sealing, U. S. A., 1969, p. 52
68. Rippel H. C. Cast bronze hydrostatic bearing design manuel. The Franklin
Institute Research Laboratories, Cast Bronze Bearing Institute, Inc., U. S. A.,
1969, p. 1—75.
69. Robinson R. P., Burton R. Temperature gradients in seal rings. Fourth
International Conference on Fluid Sealing, U. S. A. 1969, p. 50.
70. Sneck H. J. The misaligned, eccentric face seal. Trans. ASME, F91, № 4,
1969, p. 695.
71. Sneck H. J. The eccentric face seal with a tangentially varying film thi-
ckness. Trans. ASME, F91, № 4, 1969, p. 748.
72. Summers-Smith D. Laboratory investignation of the performance of a ra-
dial face seal. International Conference on Fluid Sealing. В. H. R. A., England,
1961, p. 10.
73. Vilim P. Development of an improved face—type mechanical shaft seal
for high temperature pressurised water centrifugal circulating pumps. Third Inter-
national Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England, 1967, p. 77.
74. Wedeven L. D., Evans D., Cameron A. Optical Analysis of ball bearing
starvation. «Pap. Amer. Soc. Meeh. Eng.» № Lub-19, 1970, p. 1—13.
75. Witcombe E. J. C., Hillman B. J. Abrasive resistant seals. Pumping,
v. 5, № 58, 1963, p. 21.
76. Zuk J., Ludvig L. P., Johnson R. L. Compressibility fiow across shaft
seal faces. Fifth International Conference on Fluid Sealing, В. H. R. A., England,
1971, p. 81, 99.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Основные обозначения .............................................. 3
Введение ........................................................... 5
Глава I. Конструкции торцовых уплотнений и их классификация . . 8
Принцип действия торцовых уплотнений........................... 8
Классификация торцовых уплотнений ............................. 8
Конструкции торцовых уплотнений .............................. 11
Уплотнения для неагрессивных сред .......................... 11
Уплотнения для агрессивных сред ............................ 14
Уплотнения для сред с большим содержанием твердых приме-
сей ........................................................ 17
Специальные уплотнения................................... . 19
Глава II. Теория и расчет торцовых уплотнений...................... 26
Определение силовых и гидродинамических характеристик пары
трения при неподвижном вале .................................. 27
Определение силовых и гидродинамических характеристик пары
трения при вращающемся вале ................................. 33
Обыкновенные пары трения...................................... 34
Теория термогидродинамического расклинивания пары тре-
ния ........................................................ 41
Гидродинамические пары трения ................................ 46
Пары трения с волнистой поверхностью........................ 46
Пары трения с рабочей поверхностью в форме гидродинамиче-
ского подпятника ........................................... 51
Пары трения с термогидродинамическим расклиниванием по-
верхностей ................................................. 54
Пары трения с гидростатическим уравновешиванием трущихся
поверхностей.................................................. 59
Пары трения с гидростатически-гидродииамическим уравновеши-
ванием трущихся поверхностей ................................. 65
Принцип минимальной мощности прн расчете гидродинамиче-
ских и гидростатических пар трения............................ 66
Баланс тепла и температуры пары трения........................ 67
Режимы трения и температурное растрескивание колец пары
трения........................................................ 76
Деформации колец пары трения ................................. 83
Силовые деформации ......................................... 85
Температурные деформации................................... 95
Остаточные напряжения и деформации ......................... 97
Влияние неточностей установки, изготовления, биений вала и
других факторов на работу пары трения ........................ 98
Колебания торцовых уплотнений ................................. 106
212
Глава III. Конструкция, материалы и технология изготовления эле-
ментов торцовых уплотнений .......................... 111
Конструкция, материалы и технология изготовления пар трения . . 111
Материалы колец пары трения ............................... 111
Особенности обработки и контроля колец пары трения......... 124
Конструирование пар трения ................................ 130
Конструкция, материалы и технология изготовления упругих
элементов уплотнений ................................ 137
Пружины .............•..................................... 137
Уплотнительные кольца, манжеты, мембраны, сильфоны .... 140
Устройства для передачи момента от подвижного в осевом на-
правлении кольца пары трения (поводки, шпонки и пр.) .... 154
Глава IV. Экспериментальные исследования торцовых уплотнений . . 158
Исследование гидродинамических, тепловых и других процессов
в парах трения ......................................... .- 158
Исследование трения и подбор материалов пар трения .......... 161
Исследования износостойкости упругих элементов .............. 175
Ресурсные испытания.......................................... 176
Глава V. Вспомогательные системы и особенности эксплуатации тор-
цовых уплотнений.................................................. 188
Снижение давления перед уплотнением.......................... 188
Охлаждение уплотнений ....................................... 189
Защита уплотнений от абразивных взвесей...................... 192
Системы подачи в уплотнения затворных жидкостей.............. 196
Список литературы ................................................. 207
Алексей Иванович Голубев
Торцовые уплотнения
вращающихся валов
Редактор издательства Н. П. Омерова
Технический редактор А. Г. Иванова
Корректор Л. Я. Шабасиова
Художник А. Я- Штаркман
Сдано в набор 16/Х 1973 г.
Подписано к печати 29/1 1974 г. Т-02829
Формат 60x 901/ie Бумага № 2
Печ. л, 13,5 Уч.-изд, л. 13,95
Тираж 8000 экз. Зак. № 629 Цена 84 коп.
Издательство «Машиностроение»
Ю7885, Москва, Б-78, 1-й Басманный пер,, 3
Ленинградская типография № 6
Союзполиграфпрома при Государственном
комитете Совета'Министров СССР
по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
193144, Ленинград, ул. Монсееико, 10,
НОВЫЕ книги
издательства «Машиностроение»
по химическому, нефтяному
и холодильному машиностроению
Выйдут в 1974 году
АРХАРОВ А. М., БУТКЕВИЧ К- С., БУТКЕВИЧ И. К- Крио-
генные поршневые детандеры. 17 л. 1 р. 10 к.
ГОЛОВАЧЕВСКИЙ Ю. А. Оросители и форсунки скрубберов хими-
ческой промышленности. Изд. 2-е, перераб. и доп. 12 л. 80 коп.
ГОЛОВКО Г. А. Установки для производства инертных газов. 20 л.
1 р. 20 к.
ЕПИФАНОВА В. И. Низкотемпературные радиальные турбодетан-
деры. Учебник для вузов. Изд. 2-е, перераб. и доп. 27 л. 1 р. 20 к.
КУЛАКОВ М. В. Технологические измерения и приборы для хими-
ческих производств. Учебник для вузов по специальности «Технологиче-
ские измерения и приборы». Изд. 2-е, перераб. и доп. 32 л. 1 р. 40 к.
ЛУКЬЯНОВ П. И. Аппараты с движущимся зернистым слоем.
Теория и расчет. 13 л. 1 р. 45 к.
Машины и аппараты химических производств. Под ред. И. И. Чер-
нобыльского. Изд. 3-е, переработ. и доп. 32 л. 2 р. 20 к. Авт.: И. И. Черно-
быльский, А. Г. Бондарь, Б. А. Гаевский и др.
Прогрессивная технология сборки нефтепромысловых машин и обо-
рудования. 10 л. 55 коп. Авт.: С. Г. Султанов, М. Е. Листенгартен,
А. Я. Райхель, В. В. Страхов.
ПРОШКОВ А. Ф. Машины для производства химических волокон.
Конструкция, расчет и проектирование. Учебное пособие для вузов по
специальности «Машины и аппараты производств химических волокон».
30 л. 1 р. 30 к.
УЙК Г. К- Тензометрия аппаратов высокого давления. 12 л. 70 коп.
ШУМСКИЙ К- П. Вакуумные аппараты и приборы химического
машиностроения. Изд. 2-е, перераб. и доп. 45 л. 2 р. 75 к.
Вышли и поступили в продажу
в 1973 году
БАРАНОВСКИЙ Н. В., КОВАЛЕНКО Л. М., ЯСТРЕБЕНЕЦ-
КИЙ А. Р. Пластинчатые и спиральные теплообменники. 160 с.
1 р. 17 коп.
ВОЛЧКЕВИЧ А. И. Высоковакуумиые адсорбционные насосы.
160 с. 42 коп.
ГИБЕРОВ 3. Г., ВЕРНЕР Е. В. Механическое оборудование пред-
приятий для производства полимерных и теплоизоляционных изделий.
Учебник для вузов по специальности «Механическое оборудование пред-
приятий строительных материалов, изделий и конструкций». 416 с.
1 р. 16 коп.
ГИБЕРОВ 3. Г., ЖУРАВЛЕВ М. И. Оборудование заводов пласти-
ческих масс. Атлас конструкций. Под ред. М. Я- Сапожникова. 112 с.
2 р. 84 коп.
КАРДАШЕВ Г. А., МИХАЙЛОВ И. Е. Тепломассообмениые аку-
стические процессы и аппараты. 224 с. 63 коп.
МАКАРОВ Ю. И. Аппараты для перемешивания сыпучих мате-
риалов. 216 с. 83 коп.
ОПАРИН В. И., ТКАЧЕНКО Г. П., ЛУКЬЯНОВ В. П. Меха-
низация и автоматизация производства химической н нефтяной аппара-
туры. 224 с. 85 коп.
СЕРГЕЕВ С. И. Динамика криогенных турбомашин с подшипниками
скольжения. 304 с. 2 р. 33 коп.
Теплообменные аппараты холодильных установок. 328 с. 1 р. 33 к.
Авт.: Г. Н. Данилова, С. Н. Богданов, О. П. Иванов и др.
УДЫМА П. Г. Аппараты с погружными горелками. Изд. 2-е, доп.
272 с. 98 коп.
УСПЕНСКИЙ В. А., КУЗНЕЦОВ Ю. М. Струйные вакуумные
насосы. 145 с. 48 коп.
УТЕУШ 3. В., УТЕУШ Э. В. Управление измельчительными агре-
гатами. 280 с. 1 руб.
Приобретайте книги
издательства „Машиностроение"
в местных книжных магазинах!