книги из ГПНТБ / Криогенные поршневые детандеры

нее в изготовлении и, кроме того, снижает прочность кольца. Поэтому при парном расположении колец можно рекомендовать косой замок под 45° с встречным наклоном.

Геометрические размеры поршневого кольца можно выби­ рать по эмпирической зависимости:

дуется несколько уменьшенная радиальная толщина. Экспандерные кольца можно рассчитывать по формулам,

применяемым в компрессоростроении [72]. Материал экспандерного кольца — углеродистая сталь или бронза. При исследова­ нии несмазываемого поршневого уплотнения для детандера ДВД-13 было установлено, что оптимальное первоначальное

Испытания несмазываемого поршневого уплотнения для ге­ лиевых детандеров позволяет рекомендовать в качестве мате­ риала колец — АФГМ для детандеров с размером поршня до 35—40 мм на весь температурный диапазон и для меньших диаметров — до температур 60—80° К- Резкое увеличение жест­ кости колец при низких температурах и малых диаметрах ци­ линдра не позволяют пока рекомендовать использование такого типа уплотнения для малых низкотемпературных гелиевых детандеров.

В гелиевом детандере ГДСД-5 (см. гл. IX, п. 2) несмазывае­ мое поршневое уплотнение из материала АФГМ при диаметре цилиндра ПО мм позволило достигнуть высокую герметичность уплотнения при относительно малом тепловыделении от трения.

3. Поршневое манжетное уплотнение

дре детандера. Первый нашел применение в некоторых воздуш­

используется, как правило, кожа типа «хромовый чепрак». Несмотря на появление за последние годы большого разно­

образия самосмазывающихся материалов на базе фтороплас­ тов и других пластиков, попытка применения их для манжетного уплотнения детандеров не увенчалась успехом. Это объясняет­

143

ся тем, что для воздушных детандеров тенденция использования кожаных манжет была вызвана стремлением избавиться от смазываемого поршневого уплотнения в детандерах среднего давления. Эта задача сейчас успешно решена примене­ нием поршневых колец из вышеупомянутых материалов и необ­ ходимость в манжетных уплотнениях для воздушных (азотных) машин отпала. Для гелиевых же детандеров низкий уровень рабочих температур приводит к тому, что потеря эластичности и рост жесткости манжеты не позволяют обеспечить требуемых характеристик манжетного уплотнения (малая утечка и малая работа трения).

Обезвоженная и пропитанная парафином под вакуумом кожа остается пока единственным материалом, позволяющим обеспечить высокий к. п. д. гелиевых детандеров с манжетным поршневым уплотнением. В первом гелиевом детандере с ман­ жетным уплотнением [19] манжеты были установлены в цилин­ дре (сальниковый вариант). Такая конструкция была вызвана стремлением использовать разную величину температурной де­ формации кожаных манжет и поршня для обеспечения малой величины утечки через уплотнение. Эта конструкция позволила снизить утечку гелия из цилиндра до величины, не превышаю­ щей 0,5%, однако за счет значительного увеличения работы трения уплотнения (LTP). Рост работы трения явился функцией большого усилия предварительного прижатия манжеты к пор­ шню детандера из-за температурных деформаций узла уплот­ нения. Специальные эксперименты показали, что при таком закреплении манжет (рис. 50) уплотнение работает скорее как лабиринтное. Справа на рис. 50 показано распределение давле­ ния по манжетному уплотнению; пунктиром нанесено значение

Рис. 50. Эпюра распределения давления между манжета­ ми: штриховые линии — распределение давления в лаби ринтном уплотнении

144

Рис. 51. Зависимость коэффициента трения кожаной манжеты по стальному поршню от температуры:

давления, рассчитанное по зависимостям для лабиринтного уплотнения.

Полученные зависимости силы трения от давления хорошо описываются линейной функцией вида.

Api — перепад давления на i-й манжете; дн,- — давление на­ чального прижатия i-й манжеты; /,• — условный коэффициент трения i-й манжеты; z — полное количество манжет.

Относить условный коэффициент трения к "рабочей высоте манжеты неудобно, так как определить 6,- без проведения экс­

в разных температурных условиях. Зависимость / и /' от темпе­ ратуры для парафинированной кожаной манжеты и поршня из углеродистой стали (марки 20 каленой полированной) пред­

ставлены на рис. 51.

Давление начального прижатия для исследованной схемы закрепления и размеров манжет (Du = 42 мм; h = 10 12 мм; 6 = 3 мм) составляло около 1,5 МН/м2 («*15 кгс/см2) при 200 К и возрастало до 2,5 МН/м2 («25 кгс/см2) при 50 К.

Влияния скорости движения поршня (до 1 м/с) на коэффи­ циент и силу трения не наблюдалось.

представленную на графике рис. 52.

Манжетное уплотнение с закреплением в цилиндре показало высокую работоспособность и надежность. Поршневой гелиевый детандер ГД 80/80 постоянно эксплуатируется с длительностью непрерывной работы 800—1500 ч, и поршневое манжетное уп­ лотнение отработало в этих условиях в общей сложности более 5000 ч без заметного износа.

С целью уменьшения работы трения изучалась также рабо­ тоспособность в гелиевом детандере кожаных манжет, закреп­ ленных на поршне (см. п. 2 гл. IX). Было установлено, что при таком закреплении манжет (см. рис. 93, а) для уменьшения утечки газа через поршневое уплотнение и компенсации сил, возникающих от температурной усадки манжет, требуется уста­ новка мощного экспандерного кольца, подобного описанному

в работе [45].

При подборе кольца соответствующей жесткости удалось обеспечить утечку не более 1,5% Для детандера с диаметром поршня 42 мм и менее 0,5% для детандера с диаметром поршня 80 мм. Определение необходимой жесткости экспандерного кольца расчетным путем не представляется возможным, так как она зависит не только от типа и материала манжеты, но и от материалов и конструкции всего узла уплотнения.

4. Лабиринтно-щелевой подвес поршня (ЛЩП)

Теоретически и экспериментально ниже показывается, что несу­ щая способность цилиндрического щелевого уплотнения с газо­ вой смазкой, обычно используемого в поршневых детандерах, в ламинарном потоке равна нулю. Работоспособность такой порш­ невой пары обеспечивается антифрикционными свойствами рабо­

146

чих поверхностей. Устройство самоцентрирующегося на «утеч­ ках» поршня возможно лишь при соответствующем профилиро­ вании его участков (элементов) [82].

Результаты экспериментов. С целью выявления оптимальной геометрии элементов было испытано пять вариантов ЛЩП (рис. 53): из восьми цилиндрических элементов (№ 1); из шести кони­ ческих диффузорных (№ 2) и конфузорных (№ 3); из шести сту­ пенчатых, также диффузорных (№ 4) и конфузорных (№ 5). Те­

сущую способность (прижатие). Работоспособными и перспек-

Рис. 54. Несущая способность ЛЩП:

————— — опытная; о из элементов № 1, □ № 5, А № 3, X № 7;

— ------ расчетная, из элементов № 5

Sxi/ч

Рис. 55. Расход через ЛЩП:

148

тивными для поршневых детандеров оказались ЛЩП с конфузорными элементами (№ 3 и № 5). В предельных режимах

(7-+ 1; Ри « 2,2 МН/м2 (22 кгс/см2) они выдерживали нагрузку до 350 Н (35 кгс), приложенную с эксцентриситетом 2 см.

Расходы через ЛЩП, измеренные при в 1, показаны на рис. 55. Типичное распределение давлений вдоль ЛЩП 1 (в ще­ ли и по осреднительным канавкам), приведенное на ^ рис. 56, иллюстрирует физические основы образования несущей способ­

149

эпюр давления под и над элементом и есть его несущая способ­ ность. Характерной особенностью потока через ЛЩП является возникновение при росте давления наддува критического режи­ ма в выходном сечении «2» щели последнего элемента. В кри­ тическом режиме Ez > Ек и уменьшается до Ек скачком вне ще­ ли (пунктирные линии). На остальные, работающие в докритическом режиме, элементы подвеса критический режим влияет

через среднее давление Ez0— при е = 0.

Расход через элемент. Исходя из значений h/lm< 1/500, чисел Re < 1500, /щ/D < 0,6, характерных для ЛЩП детандеров, поток на элементе надо считать ламинарным, безинерционным, изо­ термическим, вязким, сжимаемым и в первом приближении осе­

где еэ = Pi/pi-i — степень расширения на элементе; Ко — коэф­ фициент, учитывающий специфичность геометрии элемента, рав­

ный (см. рис. 53): для элемента № 1 Ко = 1; № 3 Ко — 1+1ц1Н0;

Очевидно, что уменьшению расхода через элементы № 3, 5 и 6 соответствует приближение их геометрии к цилиндру (Ко-*-\).

Распределение давления по канавкам. Уравнение неразрыв­ ности для подвеса выражает постоянство расхода через все эле­ менты. При этом, если конструктивные параметры всех элемен­ тов одинаковы, то оказывается одинаковой и разность

вить для текущего давления в канавках следующую закономер­ ность, не зависящую от типа элементов

где Е{ - pi/рн-

В докритических режимах Ez0 = Ек.

Распределение, как и расход, считается независящим от эк­ сцентриситета.

150

Критический режим в сечении z последнего элемента насту­ пает, когда число Маха получает значение критического: Mz = = М *. По максимальной в сечении z скорости М * = 1. Соотно­ шение между максимальной и средней скоростью для ламинар­ ного режима равно 1,5. Поэтому условие наступления критичес­ кого режима по средней скорости соответствует М2 = М * = = 0,667.

Для выявления режимаработы подвеса и определения кри­ тического давления можно использовать следующие две формы уравнения расхода:

по параметрам сечения z

ческого элемента; FoKo — та же функция элемента любого типа.

ние (216).

151

В докритических режимах (Мк < М *) расход в соответствии

Сростом начального давления наступает критический режим

срасходом

Gmta —TlDh: Y- pHEKM*. (221)

RT

Приведенный расход в докритических режимах

Gmin М*

При дальнейшем росте начального давления все режимы ос­ таются критическими, но на более высоком уровне давлений (рн, Его) и расхода. При этом по уравнениям (218) и (219) росту ра соответствует увеличение F0, уменьшение рго и рост критического отношения давлений Ezо.

В этих режимах с закритическим перепадом давлений расход по уравнению (216):

)

Приведенный расход в критических режимах:

Таким образом, уравнения (221), (222) и (224) решают за­ дачу определения расхода через Л1ДП.

Несущая способность элемента. Точное решение для несущей способности элемента получается двойным интегрированием рас­ пределения давления в его щели по длине и углу. Уравнения кри­ вых давления по длине можно получить, приравнивая расходы через текущее сечение щели и весь элемент *. Сложность такого решения исключает возможность ручного счета. Из инженерных методов легко обосновывается метод полосок, при котором бо­ ковая поверхность элемента разбивается на полоски с постоян­ ным зазором. Этот зазор принимается равным зазору в середине полоски или среднеинтегральному на ее ширине. Сила давления на полоску находится интегрированием распределения давления по длине. Несущая способность элемента отыскивается суммиро-

* Уравнения не приводятся, их сходимость с опытом показана на рис. 56.

152