книги из ГПНТБ / Васильцов Э.А. Бесконтактные уплотнения

уплотнения остается той же, вне зависимости от того вращается ли вал или втулка.

Форма профиля нарезки. Одним из основных параметров, влияющих на характеристику винтовых уплотнений, является форма профиля нарезки. В работе [7] было показано, что макси­ мальное давление, удерживаемое винтовым уплотнением при от­

ная скорость на внешнем диаметре уплотнения.

В табл. 10 представлены данные исследования для следующих четырех типов профиля нарезки: а) ленточной, когда в нормаль-

112

ном сечении нарезка имеет прямоугольный профиль; б) трапеце­ идальной, когда в нормальном сечении нарезка имеет трапеце­ идальный профиль; в) метрической, когда в нормальном сечении нарезка имеет треугольный равнобедренный профиль; г) метри­ ческой специальной, когда в нормальном сечении нарезка имеет треугольный неравнобедренный профиль.

Приведенные в таблице данные показывают, что в результате перехода от ленточной нарезки к специальной метрической вели­ чину критерия Кр, а следовательно, и величину давления, удер­ живаемого винтовым уплотнением, удается увеличить в два раза. При этом для увеличения эффективности работы этого типа на­ резки более пологая ее сторбна должна быть расположена со сто­ роны низкого давления и, наоборот, более крутая сторона со сто­ роны более высокого давления. Вершины профиля нарезки должны быть минимально возможной толщины исходя из технологии ее изготовления, прочности профиля и обеспечения возможности длительной работы нарезки в условиях эрозионного и коррозион­ ного износа. Практика эксплуатации винтовых уплотнений со специальной метрической нарезкой показала, что приведенным требованиям отвечают следующие геометрические соотношения

величин профиля нарезки (рис. 55): - у — 1,2-=- 1,8; f = 0,2ч-

Р*

2 Э . М о щ н о с т ь , з а т р а ч и в а е м а я н а в р а щ е н и е в и н т о в о г о у п л о т н е н и я

Одним из важных параметров, определяющих эффективность чработы винтового уплотнения, является затрачиваемая мощность. Эта мощность по аналогии с мощностью цилиндрического трения определяется по формуле

окружная скорость вращения на внешнем диаметре уплотнения; /* — коэффициент мощности винтового уплотнения.

Безразмерный коэффициент мощности винтового уплотнения представляет собой силу трения, отнесенную к площади смочен­ ной поверхности уплотнения и величине скоростного напора

В соответствии с данными работы [28 ] коэффициент мощности винтового уплотнения может быть определен по выражению

(87)

el — ширина нарезки; b — ширина канавки.

ab

Анализ зависимости (87) показывает, что член ІП и = 0,1525

представляет часть энергии, рассеиваемой в канавках уплотнения,

а член (1 — а) = 0,37 характеризует энергию, которая рассеи­ вается во всей винтовой полосе. Экспериментальные данные по­ казывают, что коэффициент мощности винтового уплотнения за­ висит в основном лишь от критерия Рейнольдса, так как сумма

1 +' (1/1 - а)~ч представляет собой относительную геометри-

ческую характеристику винтового уплотнения, а член Re« за­

висит только от критерия Рейнольдса, определенного по окруж­ ной скорости вращения ротора уплотнения и радиальному зазору

При работе винтового уплотнения в зоне ламинарного режима коэффициент /* определяется'по выражению

(88)

а при работе его в зоне турбулентного режима по формуле

0,067

Пределом применимости выражения (88) является верхнее зна­ чение критерия Рейнольдса Reu 1000, определяющее предел устойчивости движения жидкости в каналах винтового уплот­ нения.

ч.

Г Л А В А V

Л А Б И Р И Н Т Н О -В И Х Р Е В Ы Е У П Л О Т Н Е Н И Я

В современном машиностроении все больше находят примене­ ние машины и аппараты с высокооборотнымн валами. Необходи­ мость уплотнения таких валов привела к созданию винтовых уплот­

зоне нарезки, что, в свою очередь, приво­ дит к увеличению коэффициента сопротивления движению жидкос­

ти. Как показано в работе [37 ], коэффициент сопротивления таких

сопоставление которой с формулой Блазиуса, справедливой для аналогичного диапазона изменений критерия Рейнольдса, пока­ зывает, что в трубопроводах такого типа коэффициент сопротивле­ ния X не только увеличивает свое значение примерно в 2,5 раза но и сама функция X = / (Re) более соответствует автомодельному режиму движения жидкости. Поэтому можно предположить, что и в бесконтактных лабиринтно-вихревых уплотнениях изменение функции X = f (Re) или, что то же самое, функции A Q = f (ReQ) качественно будет иметь аналогичный характер.

21. О с о б е н н о с т и р а б о т ы л а б и р и н т н о ­ в и х р е в ы х у п л о т н е н и й

Анализ геометрических особенностей лабиринтно-вихревых уплотнений показывает, что они в сущности представляют собой насос, подающий жидкость в уплотняемую камеру. Направление

ЛН.м

нарезки на винте выбирается так, чтобы вращающийся винт перекачи­ вал (отгонял) жидкость в уплотняе­ мую камеру. Одновременно с этим жидкость из уплотняемой камеры под действием перепада давления стремится пройти по зазору б и по неподвижным канавкам нарезок винта из уплотняемой камеры (ка­ мера А , рис. 66) в уплотнительную (камера Б). Однако благодаря про­ тивоположному направлению наре­ зок винта и втулки жидкость вынуж­ дена проходить своеобразный лаби­ ринт, что и увеличивает коэффициент сопротивления таких уплотнений.

При работе лабиринтно-вихревого уплотнения возможны три режима работы.

Рис. 67. Рабочие характеристики А Н = f (Q) лабиринтно-вихревого уплотнения (d = 50мм,

в уплотняемой камере больше или равно противодавлению, созда­

116

нием; в данном случае утечки нет, однако существует перекачка жидкости из уплотнительной камеры в уплотняемую.

Режим I I I : работа в уплотнительном режиме, когда давление в уплотняемой камере меньше, чем давления в уплотнительной камере, а потери давления осуществляются в результате допол­ нительных потерь, возникающих в каналах уплотнения, про­ ходные сечения которого значительно меньше расчетных.

Не останавливаясь на анализе работы лабиринтно-вихревого уплотнения при режимах I I и I I I , данные о которых приведены в работе [61, рассмотрим основной режим их работы— режим /.

В первом приближении пренебрегаем, как это сделано в ра­ боте [11], силами трения, возникающими на поверхности винта и втулки и будем считать жидкость маловязкой и учитывать только перепады давления р, действующие на выступы нарезЬк. Исполь­ зуя данные, приведенные в работе [11], и вводя условия работы лабиринтного насоса в качестве лабиринтно-вихревого уплотне­ ния, получаем величину теоретического напора ДЯТ, который теряется при движении жидкости через лабиринтно-вихревое

~V

где Арт — суммарный перепад давления, воспринимаемый уплот­

скорость вращения поверхности уплотнения; п — частота вра­ щения вала уплотнения; К — коэффициент, зависящий от гео­ метрических параметров уплотнения; Q — протечки жидкости через уплотнение; Fnp — проходная площадь уплотнения в тор­ цовом сечении; а — угол подъема винтовой линии.

Используя зависимость (71) из выражения (90), получаем

117

Использование геометрических размеров лабиринтно-вихревых уплотнений, исследованных в настоящей работе, позволяет по­ лучить зависимость

На рис. 68 указанная зависимость показана заштрихованным полем, ограниченным сверху и снизу прямыми 4 и 5, определяе­ мыми предельными значениями выражения (92). Среднее значе-

Рис. 68. Зависимость коэффициента сопротивления Лц от критерия Рейнольдса Re«

На рисунке приведены также опытные данные, объединенные кривой У, полученныепри испытаниях лабиринтно-вихревых уплот­ нений диаметром 50 и 100 мм.

Из рисунка видно, что поле опытных точек лишь в зоне боль­ ших значений критерия Reu совпадает с полем, построенным на ‘основании теоретических зависимостей. В зоне ламинарных ре­ жимов (Re„ <5 100) величина коэффициента сопротивления А и, определенная опытным путем, оказывается меньше теоретического значения.

Для сопоставления эффективности лабиринтно-вихревых уп­ лотнений с эффективностью винтовых уплотнений на рис. 68 при­ ведена кривая 2, построенная на основании опытных данных вин­ тового уплотнения, имеющего аналогичную с лабиринтно-вихре­ вым уплотнением геометрию нарезок. Сопоставление кривых 1 и 2

118

фективности лабиринтно-вихревых уплотнений в ламинарной зоне, может быть определен по формуле 1

представленной на рис. 67 прямой 7, а в турбулентной зоне по

представленной на том же рисунке прямой 6.

Таким образом, при ReQ = 0 применение лабиринтно-вихревых уплотнений предпочтительнее винтовых.

Аналогичный анализ указанных уплотнений при ReQ > 0 и Reu = ѵаг показывает, однако, что существенное влияние неэф­ фективность винтовых и лабиринтно-вихревых уплотнений ока­ зывает критерий Рейнольдса Reu (рис. 69). При этом в зоне малых значений критерия Рейнольдса Re„ = 0,315 и 472£(/г = 0, 1000 и 1500 об/мин) зависимости, показанные на рис. 69 штриховыми линиями, лежат ниже аналогичных зависимостей для лабиринтно­ вихревых уплотнений, показанных на том же рисунке опытными точками, объединенными сплошными линиями. Таким образом, из рисунка видно, что при малых значениях критерия Рейнольдса Reu использование лабиринтно-вихревых уплотнений нерацио­

меньше аналогичного градиента для винтовых уплотнений, в ре­ зультате чего эффективность лабиринтно-вихревых уплотнений в этой зоне оказывается выше эффективности винтовых. Увеличе­ ние критерия Рейнольдса до значений Re„ «*.944 приводит к тому, что функция А Q = t (ReQ) лабиринтно-вихревых уплотнений ока­ зывается ниже аналогичной функции винтовых, что говорит о пред­ почтительном использовании лабиринтно-вихревых уплотнений для всех значений критерия Рейнольдса ReQ при условии, когда Reu > 500-f-600.

Полученные данные позволяют определить области работы лабиринтно-вихревых уплотнений (рис. 70) в зависимости от изме­ нения критериев ReQ и Reü. При этом режим / характеризуется раз­ витой турбулентностью, подавляемой осевой скоростью жидкости в каналах лабиринтно-вихревого уплотнения. В этой области коэффициент сопротивления A Q увеличивается с возрастанием Reg.

119