книги из ГПНТБ / Криогенные поршневые детандеры

Рис. 46. Схема действия усилий в механизме кла­ пана:

РПр.Толк“ усилие пружины толкателя

когда клапан под действием усилия Р\ тол­ кателя отрывается от седла с возрастающей от нуля скоростью подъема. Поскольку ско­

рость возрастает, ускорение совпадает с направлением скорости. Сила инерции клапана направлена против усилия Р\ и преодо­ левается толкающим устройством.

II период — остановка клапана; для остановки необходимо с момента а осуществлять подъем клапана с замедленной ско­ ростью с тем, чтобы к моменту б подъем клапана был закончен и скорость снизилась до нуля. Сила инерции стремится от­ крыть клапан, нагружая пружину, а последняя будет останав­ ливать клапан с усилием Рз.

III период — движение клапана на посадку под действием усилия пружины Рз. Ускорение совпадает с направлением уси­ лия Рз, так что скорость клапана повышается. Так как сила инерции направлена на открытие клапана, она должна лока­ лизоваться усилием пружины Рз.

IV период — закрытие клапана, когда он с уменьшающейся скоростью движется на посадку. Сила инерции клапана на­ правлена вверх, что вызывает удар клапана о седло в момент посадки (рис. 46, 47).

133

Рис. 47. Диаграмма усилий механизма клапана впуска

вразличные этапы открытия:

т— время открытия клапана

Конструкции клапанов, клапанного привода и основные расчетные соотношения приведены в литературе [46, 67]. Неко­ торые конструктивные особенности клапанов описаны в после­ дующих разделах книги.

2. Органы газораспределения бесклапанных детандеров

При создании бесклапанного детандера возникают сложные задачи выбора оптимальных размеров газовых каналов и фаз процессов газообмена, непосредственно влияющих на основные показатели детандера. При излишне значительном опережении впуска, а также при недостаточном опережении мощность и холодопроизводительность детандера уменьшаются, поэтому необходимо находить оптимальную величину опережения

134

впуска. Величина опережения впуска у бесклапанного детанде­ ра всегда связана с величиной отсечки.

Решение этих задач при проек­ тировании и экспериментальной доводке машины затрудняется сложностью волновых газодина­ мических и тепловых процессов, возникающих при газообмене. Существующие методы расчета процесса газообмена дают лишь приблизительное решение задачи.

Для упрощения расчета про­ цесса газообмена можно пользо­ ваться условными методами рас­ чета, предполагающими течение газов в процессе газообмена ус­ тановившимся.

Для корректировки результатов такого расчета надо вводить поправочные коэффициенты, полученные на основании опытных данных.

Рассмотрим отдельно выпуск и впуск газа у поршневого бесклапанного детандера, рабочий процесс которого изображен индикаторной диаграммой на рис. 48.

Процесс выпуска можно разделить на три фазы.

Первая фаза — надкритический свободный выпуск, когда расширенный холодный газ вытекает из цилиндра со скоростью звука. Эта фаза начинается с момента начала открытия выпускных окон (точка 3 на индикаторной диаграмме) и закан­ чивается, когда давление в цилиндре снизится до величины (точка 3') критического давления ркр по отношению к давлению Рвых в выпускном трубопроводе. Для воздуха при низких тем-

пературах (k = 1,43 [57]) критическое отношение ----- = 1,908.

Рвых

Вторая фаза — подкритический свободный выпуск, характе­ ризующийся убывающей скоростью истечения. Эта фаза начи­ нается от точки 3' и заканчивается при подходе поршня к н. м. т.

наполнение цилиндра со скоростью звука, начинается с момента начала открытия впускных окон (точка 6) и заканчивается, когда давление в цилиндре возрастет до величины (точка 6'),

135

по отношению к которой давление рвх будет меньше критиче­ ского.

Вторая фаза — подкритический впуск, характеризующийся убывающей скоростью наполнения — начинается от точки 6' и заканчивается при подходе поршня к в. м. т.

При слишком большом для данной быстроходности проходном сечении впускных окон, т. е. при чрезмерно боль­ шой величине время-сечение, кривая опережения впуска при­ ближается на индикаторной диаграмме к вертикальной пря­ мой 62. Этот случай нежелателен, так как снижаются холодопроизводительность и мощность детандера, а давление в мерт­ вом пространстве превышает рвх, в результате чего происходит некоторый выброс газа во впускной трубопровод. При малом проходном сечении впускных окон кривая опережения впуска будет приближаться к кривой 66", но при этом будут большие гидравлические потери на впуске. Кривая оптимального опере­ жения впуска будет располагаться между линиями 66" и 62, на­

пример, кривая 66'1.

Третья фаза — наполнение, при котором давление в цилин­ дре отличается от давления рвх только на величину гидравличе­

теплового расчета и опыта эксплуатации существующих детан­ деров следует задать доли хода поршня, приходящиеся на впускные и выпускные окна, т. е. высоту окон. На выполненном чертеже гильзы цилиндра надо подобрать форму, расположе­ ние и поперечные размеры впускных и выпускных окон по выбранным ранее размерам высоты окон. Для определения зависимости сечения окон от времени движения поршня на ос­ новании динамического расчета строится график пути поршня

части.

По данным диаграммы пути поршня по времени и планимет­ рирования площадей окон составляются таблицы для построе­ ния зависимости сечения окон от времени движения поршней. Кривые f1 = фДт) и fi = i|?2(т) изображают изменение сечения впускных и выпускных окон от времени движения поршней. Планиметрированием площадей графиков fi и fz находятся вели­ чины время-сечения для всех фаз газораспределения. Затем определяется изменение давления в цилиндре во всех фазах газообмена и сравнивается с соответствующими кривыми на теоретической индикаторной диаграмме 123"456"1 (см. рис. 48). Если расчетные величины давления для данной фазы будут ле­ жать значительно выше или ниже соответствующей кривой тео-

136

и выпускных окон от времени

ретической индикаторной диаграммы, то следует уменьшить или увеличить число окон или их размеры.

Для вывода основных формул расчета процесса газообмена

ния давления и объема в цилиндре детандера; Т3— температура

чем чем лучше обработаны стенки окон, тем большие значения выбирают для расчета); V — средний объем цилиндра,

принимаемый для данной части процесса постоянным.

Внадкритической области

♦- ♦ - - ( т Т г Г / т Е "

137

Для первой фазы свободного выпуска для воздуха [57] можно принять т = k = 1,43, при этом фтах = 2,15, тогда из формулы (204) получаем

k — 1,43 [5 7 ]). Таким же образом можно получить зависимости

в подкритической области истечения можно пользоваться фор­ мулой [60]:

для данной части процесса постоянным.

Зависимость Z от Рвых- для значений т = k = 1,43 с доста-

Рх

точной степенью точности может быть принята:

Рх

138

Г л ав а V II. П О Р Ш Н Е В О Е У П Л О Т Н Е Н И Е

1. Типы поршневого уплотнения

Поршневое уплотнение детандера, существенно влияющее на его экономичность и срок службы, должно обеспечить незначи­ тельную величину утечек газа из рабочей полости при малом выделении тепла от трения в поршневой паре. Повышение качества поршневого уплотнения вызывает значительные труд­ ности, поскольку уменьшение утечек часто увеличивает b j де­ ление тепла трения. В связи с созданием поршневых детанд< ров для получения особо низких температур, появляется дополни­ тельное требование отсутствия смазки, что значител* но услож­ няет задачу.

Основные типы поршневого уплотнения детандеров сле­ дующие:

а) с поршневыми кольцами; б) с манжетами; в) щелевое или лабиринтное уплотнение (с газовой смазкой); с круглым эластичным кольцом.

Детандеры высокого давления уплотняют двойными порш­ невыми кольцами из перлитного чугуна. В большинстве случаев применяется поршневое уплотнение набЬрного типа. Преиму­ щества двойных колец — в более высокой герметичности в ре­ зультате перекрытия замков поршневых колец и в меньшей длине поршневого уплотнения; длина сокращается из-за умень­ шения числа проставочных колец и вследствие повышенной герметичности двойных колец.

Число двойных поршневых колец обычно не превышает семи. Чтобы масло из кривошипной системы не попадало в цилиндр, устанавливают маслослизывающие кольца или неподвижные маслослизывающие сальники.

Вбольшинстве выполненных конструкций криогенных детан­ деров зона трения поршневого уплотнения удалена от зоны расширения газа. Это влечет за собой применение так называе­ мых конструкций с удлиненным поршнем.

Впоследние годы конструкции поршневых уплотнений с коль­ цами развиваются по пути применения материалов, работающих

без смазки, с малым коэффициентом трения и большим сроком службы. Повышение к. п. д. в этом случае достигается сокра­ щением времени цикла, отдалением зоны трения от рабочей

140

полости цилиндра и изготовлением верхней части поршня из низкотеплопроводного материала.

За рубежом поршневые уплотнения без смазки применяются в детандерах фирмы «Купер-Бессемер» (США) [86] при началь­ ном давлении газа 10,3 ч -20,6 МН/м2 (105 -ч- 210 кгс/см2) и скорости поршня 2,5—3,5 м/с. Такие детандеры позволяют сни­ зить эксплуатационные расходы, повысить к. п. д. установки и эксплуатационную безопасность, что способствует увеличению производства жидкого водорода и гелия. Уплотнительные и на­ правляющие поршневые кольца выполнены из композиций поли­ тетрафторэтилена и скользят по гильзе цилиндра, покрытой сло­

ВСССР испытывался поршневой детандер среднего давле­ ния ЗАД-6/50 с несмазываемым поршневым уплотнением из материала на основе фторопласта [27]. При начальном давлении газа 4,0 ч- 5,0 МН/м2 («40 ч- 50 кгс/см2) и 210 оборотах в мину­ ту получен к. п. д. около 0,8.

Вгелиевых детандерах среднего давления в качестве порш­

невого уплотнения могут применяться кожаные манжеты. Такое уплотнение применяется при скоростях поршня до 1,2— 1,4 м/с. Гелиевый поршневой детандер с несмазываемым ман­ жетным поршневым уплотнением испытан в институте теорети­ ческой и экспериментальной физики [19].

Большое распространение в криогенной технике для детан­ деров среднего и низкого давления получают щелевые или лабиринтные уплотнения. Впервые поршневой детандер со ще­ левым уплотнением был построен академиком П. К. Капицей в 1934 г. [41]. С тех пор подобные детандеры получили широкое распространение. Если к. п. д. первого детандера был около 60%, то в дальнейшем эффективность подобного детандера уда­ лось повысить до 80% и более. Максимально полученные значения к. п. д. поршневых детандеров с лабиринтным уплот­

нением составляют 90—95%• Сочетанием газовой смазки с бесклапанным газораспределе­

нием Доллу и Эдеру [20] удалось повысить число оборотов де­ тандера с шатунно-кривошипным механизмом до 1250, а Кларк и Гарднер [78] построили безвальный детандер-компрессор, раз­ вивающий до 3000 циклов в минуту.

При создании поршневых детандеров со щелевым уплотне­ нием поршня приходится преодолевать технологические труд­ ности, связанные с осуществлением весьма малых зазоров.

141

Для нормальной работы щелевого уплотнения необходимо обе­ спечить возможность самоустановки поршня в цилиндре, что обычно достигается шарнирным соединением поршня со штоком [43] или выполнением машины с гибким штоком [80]. Наиболее просто решается вопрос самоустановки поршня в свободно­ поршневом детандер-компрессоре [78], выполненном с одним поршнем.

2.Поршневое уплотнение

скольцами

Расчет металлических поршневых колец детандеров принци­ пиально не отличается от расчета поршневых колец компрес­ соров [72]. Поэтому в данном параграфе целесообразно оста­ новиться на особенностях конструкции несмазываемого поршне­ вого уплотнения. Экспериментальные исследования различных материалов на основе фторопласта-4 (АФГМ, АФГ-80ВС, Ф4К-20 и др.), проведенные для детандеров высокого давления, показали, что наилучшими характеристиками обладает мате­ риал Ф4К-20. Детандер типа ДВД-13, испытанный с четырьмя парами колец из материала Ф4К-20, показал Т1ад = 65-ь67% при утечке не более 0,5% от производительности. Средний ожи­ даемый ресурс работы поршневого уплотнения 2000—2500 ч.

Воздушные детандеры среднего давления типа ЗАД-6/50, ЗАД-11/50 и ЗАД-18/40 успешно прошли предварительные испы­ тания на воздухе с поршневыми кольцами из антифрикционных

наиболее нагруженного кольца. Максимальной долговечностью обладает уплотнение с равномерным распределением давлений по кольцам. Однако при проектировании поршневого уплот­ нения такого распределения практически добиться не удается и наиболее нагруженным кольцом может оказаться как первое,

димостью сохранения минимальной величины удельного давле­ ния, уменьшающегося по мере раскрытия экспандерного кольца при износе поршневого кольца, и, с другой стороны, стремле­ нием сохранить утечку через поршневое уплотнение в допусти­ мых пределах. В целях сокращения утечки были исследованы различные типы замков: прямой, косой, внахлестку. Как пока­ зали результаты испытаний, замок внахлестку незначительно уменьшает утечку рабочего газа, однако он значительно труд­

142