Файл: Васильцов Э.А. Бесконтактные уплотнения.pdf

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