Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Башкирский Государственный Аграрный Университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

книги из ГПНТБ / Николич А.С. Поршневые буровые насосы

.pdf

Скачиваний:

Добавлен:

25.10.2023

Размер:

12.11 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 910 / 2310 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 > Следующая >>>

IV —«МЛ

Касательные напряжения в площадке элемента elk, параллель ной поверхности трения и находящейся на расстоянии с/А,, при

нимаем при этом равными	нулю, исходя из предпосылки, что соот
	ветствующая			стенка			ме-
	таллоарматуры				удалена
	на	достаточно			большое
	расстояние		и напряжения
	адгезии па эту площадку
	не передаются.
		Интегрируя			выраже
	ние	(37)	в	пределах
	сч, Go от		начального				до
а	конечного		сечения			уплот-
	иительиого		кольца,			полу
	чим
		'	da	-liK			(38)

	откуда			= цК1ш
		In cr, — In o0
	По	определению				лога-
	рифма

Рис. 33. Распределение контактного давле ния на поверхности трения эластичного поршневого кольца.

а —схема работы уплотшгтельного кольца в ци линдре; б — напряжения в элементе уплотнительного кольца па поверхности трепня; в — кривые зависимости контактного давления от ширины кольца при различных значениях коэффициента

треиня. о равно	\|ц=0,6'		\|ц=0,47
	\|ц=0,6'		\|ц=0,47
111 — eP-iK-	И, =	0,06;	Я, = 0,017;
	И, =	0,06;	Я, = 0,017;
	ц г =	1,5;	К, = 0,285
			К =

илм

(39)

Выражение (39) пред ставляет собой функцию распределения контакт ного давления на поверх ности трения поршневого кольца (кривые / — I V на рис. 33 при различных значениях ц).


ц=0,224;				Креплением		резины к
• И^2	щ = 0,04;	?., = = 0,84	металлоарматуре,				изме
			нением		формы	металло-
		= 0,16
			арматуры, приближением
			или	удалением		ее	стенок
от поверхности трения можно существенно				изменить распределе
ние напряжений в резине и управлять			величиной		контактного дав1-
леиия, изменять вид эпюры контактного давления.
Используя известный		способ разложения		показательной			функ-

цим в степенной ряд, можно формулу (39) записать в виде ра венства:

a /

i +

j ! L +

. ( ^ » - L J e * ) L

1.2

1-2.3

где в скобках

достаточно

вычислить

четыре

или

пять

слагаемых

из-за их быстрого убывания.

Если коэффициент

трения

существенно изменяется

по

длине

уплотнения

связи,

например,

температурной

деструкцией

гра

ничных слоев

смазки

(по М. М.

Хрущову и

Р. М. Матвеевскому)

и переходом в опорной части кольца к смешанному режиму гра ничного и сухого трения, то вместо выражения (39), справедли вого для одного участка трения, нетрудно получить формулу для

двух

участков

ог2 = а 0 е ^ - е ^ = =

or0 e^? 'i+^= ,

(40)

где

mi и

к\

— коэффициент

трения

относительная

длина

уча

стка

граничного

трения,

р 2

— те

же

показатели,

но для

уча

стка

сухого

трения.

Полученное

выражение

удобно

представить для

вычислений

в форме

степенного ряда:

0 - - а Л |

M i + M a

i ( M i + ^ ) 8

° \

1.2

1.2.3

" '

' / '

в котором для решения практических задач можно ограничиться

использованием четырех или пяти слагаемых в скобках.
Подставляя значение		функции а из формулы (39) в			выраже
ние (35), получим зависимость для определения				силы	трения
поршня:
	о		о
= itnDLja0	—	— 1) = лО^о0	(e**« — 1).		(41)
Величина силы трения		определяется экспериментально.
Экспоненциальный	характер функции		(39)	подтверждается

измерениями при помощи встроенных датчиков давления, мето дами фотоупругости, а также косвенным путем, например, изме рением температуры в поверхностном слое уплотнительного коль ца, показывающим ее быстрый рост по ширине кольца. При дав

лении нагнетания	ПО	кгс/см2	температура	на поверхности	тре
ния поршневого уплотнительного кольца				увеличивается на	уча
стке 0—25 мм от	ПО до	120° С	(рис. 34, а) и далее до 190° С.		Сни

жение температуры в начале участка 25—30 мм так же, как и удельного давления на поверхности трения, объясняется в данном конкретном случае существованием кольцевого выступа а метал-

лоарматуры и углубления б на боковой поверхности резинового поршневого кольца. Без выступа а металлоарматуры и углубле ния б на поршневом кольце температура на поверхности трения изменяется, как изображено пунктирной линией в. Измерения произведены «а насосе 13Гр с поршнями диаметром 100 мм при

Рис. 34. Графики, характеризующие тепловые процессы на поверхности трепня эластичного уплотнительного кольца (по данным Г. Р. Ионесяиа и др.).

а — распределение температуры в контакте при различных давлениях нагнетания; 6 — зави симость средней температуры в контакте от температуры промывочного раствора и давле ния нагнетания.

числе	двойных ходов 70 в 1 мин при нагнетании глинистого раст
вора	плотностью 1,7 г/см3 с весовым			содержанием	7%	кварце
вого	песка	и 10% сырой нефти. Результаты измерения свидетель
ствуют о		значительной	напряженности	температурного		режима
на поверхности трения			в условиях эксперимента на		насосе 13Гр.

Нагрев резины на поверхности трения по-разному зависит в условиях опыта от двух основных переменных: температуры про мывочного раствора и давления нагнетания.


Из рис. 34,б видно, что при низком давлении нагнетания			(кри
вая р = 0)	преобладающее влияние на температуру	поверхности
трения оказывает температура среды. С увеличением		давления
нагнетания	влияние температуры промывочной жидкости		умень-

шается, а определяет температуру на поверхности трения давле

ние нагнетания	(кривая р = 1 5 0 кгс/см2 ). Снизить температуру на
поверхности трения охлаждением промывочной жидкости		в мас
се при высоком	давлении нагнетания не представляется	возмож

ным, более эффективно снижение средней скорости поршня, снижение коэффициента трения, повышение прочности слоев гра ничной смазки методами физико-химической механики или охлаж дение цилиндровой втулки непосредственно в зоне контакта тру щихся деталей.

На торцовой опорной поверхности поршневого уплотнителыюго кольца, прилегающей к разделительному фланцу поршня, возни кает такое же, как и на поверхности трения, давление, необходи мое для равновесия элемента, выделенного в материале резино вого кольца у уплотняемого зазора.

Экспериментом подтверждается этот вывод, так как кольцевое углубление k, образующееся в результате усталостного выры вания поршневой резины в уплотняемом зазоре, симметрично от носительно биссектрисы угла ее (см. рис. 33).

На неприработанных концевых участках зеркала или для новой цилиндровой втулки с одинаковой по всей длине поверхности по перечной шероховатостью #с к =0,4—0,8 мк, оставшейся после обработки 'станочным инструментом, величина коэффициента тре ния резины по стали показана на графике (см. рис. 30, верхняя кривая). Этой величиной коэффициента пользуются для определе ния максимального усилия трения в начале и конце хода поршня.


Тепло, образующееся		при		работе	цилиндро-поршневой		пары
в результате трения резины			о закаленную сталь, отводится от каж
дого элемента	поверхности		трения в		направлении нормали,		в ос
новном через	стальную	стенку		цилиндровой втулки,		интенсивно
охлаждаемую	омывающей		ее жидкостью. Температура			на	доста

точной глубине от трущейся поверхности цилиндровой втулки бу рового насоса экспериментально не определялась, однако следует полагать, что она существенно ниже температуры трущейся по верхности и мало превышает температуру нагнетаемой насосом жидкости, так как тепло легко отводится через массивную стенку втулки.

Отвод тепла через резину затруднен ввиду ее относительно низкой теплопроводности. Резина нагревается при трении в тон ком поверхностном слое. На глубине 5 мм повышение темпера туры вдвое меньше, чем на поверхности. Интенсивность выделения тепла каждым элементом поверхности трения совпадает с рас пределением температуры по поверхности трения.

Из графика (см. рис. 34) видно, что при давлении нагнетания /?=175 кгс/см2 температура на поверхности трения у пескобрей-

ной	кромки	поршня, равная	155° С,	превышает	температуру	сре
ды	(50° С)	па 105° С, а в опорной		части поршневого кольца		на
180—50= 130° С. Температура			увеличивается по		ширине поршне
вого кольца в 130/105=1,24 раза.

Если

принять,

что местное снижение

температуры

па участке

25—30 мм

вызвано

кольцевым

выступом

металлоарматуры а и углублением б

на боковой

поверхности, снизившими удельное давление в опорной

части

поршневого коль

ца, и восстановить -форму

кривой s, показанную

пунктиром,

относящуюся

сплошному поршневому кольцу без выступа а металлоарматуры

и углубления

б,

то превышение

температуры

в щели над температурой среды в цилиндре дости

гает в опорной части кольца

220—50= 170° С,

т.е. температура возрастает

по

ширине поршневого кольца в 170/105=1,62 раза.

Аналогично

при давлении

нагнетания

р = П 0

кгс/см2

температура

на поверх

ности резины у

пескобрейиой

кромки поршневого

кольца составляет

112°С, или

превышает температуру среды

на 62° С, а в опорной части — соответственно со

ставляет

145° С, или превышает температуру

среды

на 95° С, т.е. температура по

ширине поршневого кольца возрастает в 9 5 / 0 2

= 1,54 раза.

Разница в

относительном

повышении температуры по ширине поршневого

кольца при давлении жидкости 175 и ПО кгс/см2

составляет всего

1,62 — 1,54

— .2.100 = 5% •

1,62+1,54 Принимая во внимание, что температура в контакте при прочих равных ус

ловиях пропорциональна произведению upv, где скорость v одинакова для всех

точек поступательно движущегося поршневого кольца, то должно быть

1 , 6 0 ц к р п = и,кр1;.

Поскольку средний коэффициент		трения ц. в соответствии			с верхней	кривой
на рис. 30 снижается при изменении		давления	нагнетаемой жидкости от 175 до
350 кгс/см2	в отношении
	М„= 1,25цк ,
следует считать, что контактное давление на опорной				поверхности по ширине
поршневого	кольца в условиях эксперимента		изменялось в		1,25-1,60 = 2	раза.
Корректное	исследование (по данным	А. С. Ахматова		и X. 3.	Усток) показало,

что силы граничного трения растут с повышением давления. Причину снижения

среднего	коэффициента	трения ц в цилиидро-поршневой паре с увеличением			дав
ления р	уплотняемой	жидкости следует,	по-видимому,	искать в	изме

нении условий молекулярного взаимодействия при повышении контактной тем пературы, не достигающей пределов температурой прочности граничной смазки.

Величины ц и р изменяются по ширине кольца, значение v остается постоян

ным, а произведение up характеризует интенсивность выделения тепла и следует кривой изменения температуры. По физическому смыслу произведение up есть

сила трения, приложенная к кольцевой полоске						единичной	ширины.	Следова
тельно, кривая распределения температуры характеризует							изменение	силы тре
ния на боковой поверхности		кольца.
Исходя из того, что контактная				температура		при трений пропорциональна
произведению	upt>, причем	скорость		v	одинакова	для всех	точек поступательно
движущегося	поршневого кольца,		а	коэффициент трения ц, принят постоянным,
необходимо, чтобы в соответствии с равенством (39) было
	е ^ = —		=	1,6 или цА = 0,47.
Тогда получаем, что сила трения				поршневого		кольца о цилиндр в соответст
вии с формулой (41)
		T„ =	nDlKa0		(е°-"-1)
и средний коэффициент трения
	и =	—		=	е ° - 4 7 - 1 =0,6 ,
	f	яО/к р

что не отвечает действительности. Значение среднего коэффициента трения, опре деленные из опыта, нанесены на рис. 30.

Таким образом, совместное рассмотрение результатов измерения температу ры резины-в тонком слое у поверхности трения и эпюр контактного давления иа боковой поверхности поршневого кольца, соответствующих постоянной величине ц, приводит к заключению, что величина коэффициента трения в условиях экспе римента не остается постоянной по всей ширине поршневого кольца.

Если со стороны уплотняемой насосной камеры на участке поршневого кольца, равном 0.85 общей ширины /к , происходит граничное трение при значе

нии коэффициента трения		ц,=0,04, а у опорной части кольца на участке 0,15 об
щей ширины коэффициент		трения (-1=1,2, то в соответствии		с выражением	(40)
£=_ =	еИ,Я.,+!Ч?-2 = е0.04.0,85+1,2-0,15 =		1 ,25.
Сто		' <
Сила трения в соответствии с формулой (41) для двух				участков
Г п = я О 0 , 8 5 / к о 0 ( е 0 ' 0 " 0 ' 8 5 - 1 ) + Л О 0 , 1 5 / к а 0 е 0 - 0 4			0 ' 8 5 - ( е , ' 2 - 0 ' 1 5 - 1 ) =		'
= я£>/к о0 {0,85 ( е 0 ' 0 4 0	- 8 5	- 1) + 0,15 е 0 ' 0 4 0 ' 8 5 ( е 1 ' 2 - ° ' 1 5 - 1 ) } = я О / к с т 0 0 , 0 6 .

Исоответственно средний коэффициент трения

ii = — = 0,06, зхО/кр

что отвечает результатам измерения (см. рис. 30).

Из изложенного следует, что на поверхности поршневого кольца возможны различные режимы трения: граничного на некотором участке ширины со сторо ны уплотняемой насосной камеры и в сочетании с сухим в опорной части порш

невого кольца.
По-видимому, температура поршневой	резины	прямодействующего насоса
при прочих равных условиях в 1,57 раза ниже, чем у приводного,			т.е. находится
в том же соотношении, что и максимальная	скорость	их поршней	(см. рис. 5, б).

С целью дополнительной проверки соответствия полученных эксперименталь ных результатов теоретическим представлениям можно приближенно рассчитать температуру нагрева резины поршневых колец от трения о цилиндровую втулку,

воспользовавшись для этого методикой Д.	К. Егера 1 (в данном расчете	сохра
нены обозначения, принятые в упомянутой	работе). Все тепло подвижных	источ

ников считается отводимым в тонкий поверхностный слой металла без потерь.

Условно разбиваем

поверхность

трения,

рассматриваемую в

качестве

под

вижного источника тепла, на два участка:

передний — шириной

2/i=4,3

см с

коэффициентом

трения

(Xi=0,02

задний

(опорный) —шириной 2/2 =0,7

см

с коэффициентом u.2 =I,2

(см. рис. 33).

Для характеристики различия в геометрической форме площадей двух ис

точников тепла определяем отношение

безразмерных параметров

vtj2a

2,15

L 2

vUj2a =

0,35

где о — общая

скорость

движения

обоих

источников;

а=0,173 см2 /с — темпера

туропроводность Ст. 70; /i=2,15

см — полуширина

первого

источника; /2 =0,35—

полуширина второго источника.

Учитывая,

что безразмерный

параметр

li существенно

превышает /2 ,

вос

пользуемся на первом участке для большей точности расчета формулой прямо угольного или квадратного источника

	6 m a x = l - 1 2 2 ^ i -		,	(42)
1 J. С. J a e g e r . Moving	sources of	heat and the		temperature of sliding
contacts. J. a. Proc. Roy. Soc.	New South	Wales,	1942, №	76, Part'III.

4 А. С. Николич	97.

а на втором участке дополнительно формулой для полосы шириной 2

em ax =

- )

(43)

где

Gmai

в °C — наибольшая

дополнительная

температура

нагрева

поверхности

от

источника

д = ц/го/0,427

кал/см2

с — интенсивность

источника;

Я=0.144 кал/см • с • град — теплопроводность Ст. 70.

Тогда

при давлении

нагнетания /j=110 кгс/см2 для первого участка, получим

в точке с

(рис. 33)

максимальную

температуру нагрева

от трения

8 ш а х =

„„MiWi

„„ 0,02.110-0,915

2,15

1,122'

—

= 1,122—

• — •

= 7 9 ° С .

а х

0,427

0,144

Суммарную расчетную температуру в точке спо получим сложением темпе

ратур среды и нагрева от трения

е с у м м

= 50 + 79=129 о С .

от

трения

(точка

Для второго участка наибольшая температура нагрева

duo) составляет

Иг

— 100 Jv

, о

U o V p i e

" m a x =

X ( l r o

= 9 2 + 11,9 =

103,9 C C .

Суммарная

расчетная температура в точке rfno с учетом

температуры

среды,

равной 50° С, составляет

154° С.

При давлении нагнетания /;=175 кгс/см2

для первого участка

(точка с 1 7 5 )

максимальная

температура

нагрева

резины от трепня

составляет

,оо

l'Py / i

0,02.175-0,915.2,15

' 1 2

2 0 l m =

0,427-0,144

° С -

Суммарная расчетная температура в точке c^s с учетом температуры среды

составляет

175° С.

Для второго

участка температура нагрева от трения

(точка

rfi75)

составляет

0,02-175.0,915-2,5

1,2 (е1

- 2 0 - 1 5 — 100)-0,915

fimax—1,122

0,427 .

0,427-0,144

!7-0,144

'2.0,173.0,35\0.5

184°С.

91,5

Суммарная расчетная температура в точке dm

с учетом

температуры

среды

составляет

234,2° С.

Наибольшее

несовпадение

результатов

данного

весьма приблизительного

расчета и измерения не превышает

238— 190

22% ,

—

. 100 =

238 +

i90

что следует считать удовлетворительным подтверждением достоверности резуль тата. Все измеренные температуры ниже расчетных, так как рассеивание тепла с распределением тепловых потоков между трущимися телами расчетом не учитываются.

Как	следует	из рис. 34, а,	температурный предел прочности
граничного слоя		смазки, при котором -происходит истощение		сма
зочной	пленки,	ее деструкция,	граничное трение переходит	в су-

хое, а кривая tnp	претерпевает перелом и уходит резко вверх, не
остается постоянным при изменении давления, а составляет				120° С
при давлении жидкости 110 кгс/см2		и	160° С при давлении	жидко
сти 175 кгс/см2 ,	изменяясь между	ними в соответствующих			пре
делах.
Несмотря на то что температура			резины и слоя жидкости в
щели превышает	100° С, парообразования при этом не будет,				так

как давление в щели существенно больше упругости паров для

соответствующих температур, в подтверждение						этого	приведем
следующую физическую зависимость				(для воды):
t	°с	0	25	50		100	150
р,	кгс/см2 . . . .	0,006	0,032	0,126	1,03		4,85
t	°С	200	250	300		350	374
р,	кгс/см2 . . . .	15,9	40,6	87,6		168	225
Видно, что для		пределов	температур		120—200° С		упругость
паров,	не превышающая 16		кгс/см2 ,	заведомо		ниже	давления
в щели.

На прилегающем к разделительному фланцу интервале, умень шающемся от длины / (см. рис. 34, а) до нуля при давлении жид кости до 100 кгс/см2 , контакт резины с цилиндровой втулкой не

наблюдается, и поэтому кривая изменения	температуры при р ) К =
= 50 кгс/см2 не может быть восходящей	за пределами участка U
контакта, как показано пунктиром на рис. 34, а, а должна быть

ограничена максимальным значением, возникающим в пределах участка контакта, вне которого нет причин для повышения темпе ратуры резины.

При приемке опытных образцов насосов и поршней вновь раз работанных конструкций наряду с определением среднего коэффи

циента трения	необходимо	определять	вид эпюр	распределения
температуры,	коэффициента	трения и	контактного	давления по

ширине поршневых колец. Цель применения такого метода про верки заключается в устранении возможных режимов сухого тре


ния на опорном	участке поршневого кольца	при эксплуатации
путем правильного выбора материалов деталей, установления			необ
ходимой чистоты поверхности, поддержания соответствующих			экс
плуатационных	режимов насоса и применения	антифрикционных,

а также антиизносных добавок к промывочной жидкости, стабили зирующих режим граничного трения поршневых колец.

Режимы трения и смазки

вщели между эластичным поршневым кольцом

ицилиндром

Среди возможных режимов трения на поверхности цилиндро вая втулка — поршень представляют интерес наиболее практиче ски важные — сухое, гидродинамическое и граничное.

4* 99

Режим сухого трения поршневых колец возникает, например, если насосные камеры не были залиты жидкостью перед запуском насоса. Нескольких движений поршня в пределах между его крайними положениями достаточно, чтобы привести поршень в полную негодность.

При не 100-процентном заполнении насосной камеры промывоч ной жидкостью верхняя часть поршня горизонтального насоса контактирует с сухой поверхностью цилиндровой втулки во время большей части хода всасывания и некоторой части хода нагнета ния. Например, при наполнении насосных камер жидкостью на 0,9 их объема происходит трение несмазанной поверхности верхней части поршня и сопряженной поверхности зеркала цилиндровой втулки, продолжающееся с начала всасывающего хода до его окончания и затем на одной десятой длины нагнетательного хода. Движение поршня по сухой сопряженной поверхности при всасы вающем ходе поршня происходит в условиях, когда давление на гнетания не действует на уплотнительные кольца. Однако в верхней части цилиндра, не заполненной жидкостью, наблюдаются повреждения поршня, вызванные его работой по сухой сопряжен ной поверхности.

Особенности режима трения цилиндро-поршневой пары насоса хорошо иллюстрируются примером насосного стенда, построенного на базе обычного поршневого бурового насоса с длиной хода s = ==450 мм и числом двойных ходов поршня 55 в 1 мин типа У8-3, в цилиндре которого на общем штоке помещены два поршня, а ка мера между ними заполнена водой. После запуска стендового на соса в работу без давления в затворной камере постепенное по вышение давления в ней до 400 кгс/см2 не вызывает значитель ного нагрева поршневой группы при нормальном всасывании и на

гнетании промывочной	жидкости.	Насосная	установка	работает
с давлением нагнетания	в пределах паспортной характеристики.
Изменение последовательности операций во время запуска —
создание давления в затворной камере перед			включением насос
ной установки — приводит к тому,		что после	запуска	установки

поршневые кольца сразу сильно нагреваются и их нормальная работа становится невозможной. Во время запуска установки без давления в затворной камере нагнетаемая промывочная жид

кость проникает	в щель	между поршнем и цилиндровой втулкой,
распределяясь по всей		поверхности	поршня. Не возникает	тре
ния несмазанных	поверхностей, как		при предварительном созда
нии в затворной	камере	давления,	прижимающего резиновые	уп

лотнительные кольца неподвижного поршня к сухой сопряженной поверхности цилиндровой втулки и уплотнения штока к сухому штоку по всей площади контакта.

Следовательно, и в эксплуатации при запуске насоса необходи мо прежде дать ему достаточное время поработать вхолостую, без давления, чтобы нагнетаемая жидкость проникла на всю по верхность трения, в щель между поршнем и цилиндровой втулJ00

кой и чтобы не возник режим сухого трения ни в какой части по верхности трения. После холостой обкатки насос плавно пере водят с холостого хода на рабочий.

Иногда считают, что для нормальной работы цилиндро-порш невой пары необходимо в щели, образованной стенками цилиндро вой втулки и эластичного уплотнения поршня, наличие гидродина мического трения. Подтверждают эту точку зрения отсутствием не посредственного контакта между стенками, что обнаруживается, например, в эксперименте с поршнем, покрытым тонким слоем краски, которая не стирается в работе. Однако условием возник новения гидродинамического трения является, как известно, расход жидкости через щель.

Перепад давления запираемой жидкости на поршне (разность между давлением нагнетания, действующим по одну сторону щели


и давлением всасывания — по другую)					в	буровых			насосах	дости
гает величины 400 кгс/см2 .
Протекание	через щель		абразивоеодержащего						промывочного
раствора, оказывающего		на	ее	стенки	сильное			гидроабразивное
эрозионное воздействие,		при	этом привело			бы	за	короткое		время
к полному нарушению уплотнения.
Против вывода о существовании режима							гидродинамического
трения в щели	свидетельствует			характер		кривых			а = е^х	(см.

рис. 33), показывающий, что давление в щели монотонно возра

стает	по	направлению предполагаемого движения жидкости.
Этот	рост	давления необходим для уплотнения подвижного сое

динения, и он не может быть объяснен только методами классиче


ской	гидромеханики	вязкой жидкости,	тем	более,		что	скорость
поршня буровых насосов не превышает			1,5	м/с.	Изучение		процес
сов	протекающих в	прилегающем к твердому телу тонком слое
жидкости, показало,		что ее поляризованные			молекулы		связыва
ются молекулярным полем твердого тела, определенным							образом
ориентируются, образуют устойчивую структурную						систему, обла

дающую особыми свойствами, способную воспринять без разруше ния определенные нормальные и касательные напряжения.

Нормальные напряжения в граничном смазочном слое удержи вают стенки щели на некотором расстоянии друг от друга, пре дотвращая их контактирование. Касательные напряжения создают сопротивление относительному смещению стенок и перемещению жидкости в щели под действием разности давления на различных участках взаимодействующих поверхностей. Слой жидкости, свя занной молекулярными силами одного из трущихся тел, неподви жен относительно этого тела. Жидкость не протекает в щели.

Эластичность уплотнительного кольца позволяет ему деформи роваться при относительном движении и огибать неровности твер

дого контртела,		следуя за ними и сохраняя между стенками само-
1	А х м а т о в	А. С. Молекулярная физика граничного трения. М., Физмат-
гиз,	1963.

101

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 910 / 2310 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 > Следующая >>>

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ