автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.06, диссертация на тему:Научные основы, создание и внедрение роторных прямозубых и винтовых компрессоров с повышенными энергетическими показателями

САНКТ-ПЕТЕРБУРГСКИИ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ _ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ_

РГ8 ОД На правах рукописи

3 X ИСАМЕЕВ

ИБРАГИМ ГАБДУЛХАКОВИЧ

Научные основы, создание и внедрение роторных прямозубых и винтовых компрессоров с повышенными энергетическими показателями

Специальность 05.04 06 —Вакуумная, компрессорная техника и пневмосистемы

Научный доклад, обобщающий совокупность опубликованных работ, представленный на соискание ученой степени доктора технических наук

Санкт-Петербург, 1994 г.

Работа выполнена в АО НИИтурбокомпрессор, г. Казань.

Официальные оппоненты

— доктор технических на профессор, чл. — кор. АН РТ Максимов В. А.

— доктор технических на профессор Пирумов И.

— доктор технических нау! профессор Пластинин П.

Ведущая организация — Московский завод „Компрессор".

Зашита состоится 14 июня 1994 г. в 16.00 ч. на заседая специализированного совета ДО 63.38.05 Санкт-Петербургскс государственного технического университета в ауд. 251 главнс здания (195251, Санкт-Петербург, Политехническая ул., 29, СПбГТ;

Отзыв на научный доклад в двух экземплярах, заверенн печатью организаций, просим направить по вышеуказанному адре на имя ученого секретаря специализированного совета.

Научный доклад разослан „_ Н « и-сйЛ^ 1994 I

Ученый секретарь специализированного совета, доктор технических наук, профессор

И- П. ФаддееЕ

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Развитие многих отраслей промышленности и яьского хозяйства требуют создания новых и модернизации существую-х схем компрессорных машин, отвечающих специфике производств, в горых они должны эксплуатироваться, и имеющих повышенные энергети-ские показатели.

Растет потребность в компрессорах "сухого" сжатия, особенно в ласти небольших производительностей ( < 0,5 мэ/с) с абсолютным влением от Рн - 0,2 до 0,8 МЛа. Такие компрессоры необходимы для звматической подачи кормов на животноводческих фермах, для аэро-льтранспорта зерна и муки на мелькомбинатах, хлебозаводах и авто-ковозах, для разгрузки барж и вагонов, для аэрации воды в загряз-чных водоёмах. Примером отраслей, не допускающих загрязнения сжато воздуха примесями масла, являются пищеперерабатывающая, фарма-втическая и полиграфическая промышленности. Для производства "су-го" воздуха наиболее приемлемы различные типы роторных прямозубых ^прессоров (РПК). Однако компрессоры, разработанные на базе су-зтвующих схем, при ^ 0,5 м3/с имеют малую надежность и низкий Д из-за несовершенства термодинамического процесса сжатия.

С развитием агропромышленного комплекса возросла потребность в яоцильных машинах. Также велика потребность в воздушных и газовых шрессорах маслозаполненного типа, например, для буровых станков, } передвижных компрессорных.станций, для сбора и транспорта попутно нефтяного газа и т.п. Использование для этих целей винтовых -трессоров (ВК), несмотря на их неоспоримые преимущества в надежей, простоте обслуживания, динамической уравновешенности сдержи-зтся низким КПД из-за утечек газа через зазоры, из-за недостаточ-* отработки проточной части компрессора и в первую очередь профи-винтов. Так, удельная потребляемая мощность ВК при =0,4 м3/с Рн = 0,8 МПа выше на 15%, чем у поршневого компрессора.

Цель работы состояла в том, чтобы на базе комплекса НИР и ОКР в тасти профилирования зубьев роторов, нагнетательных окбн, сил и лентов, действующих на роторы, решить важную научно-техническую и эодно-хозяйственную проблему - разработка и внедрение высокоэффек-зных РПК и ВК с повышенными энергетическими показателями на базе фщированных рядов. Для реализации цели в АО НИИтурбокомпрессор ) НТК) создано 12 стецдов, оснащенных современной измерительной сникой. Создан центр ЭВМ с центральным процессором ЕС-1046 и персональными компьютерами.

Научная новизна. Разработана усовершенствованная методика тер-

модинамического расчета РПК и ВК, учитывающая переменность массы газа в рабочих полостях и гидравлические потери в нагнетательных нах, позволяющая создавать компрессоры с повышенными энергетичес показателями. Обоснована и предложена оригинальная схема нового с полным внутренним сжатием. Предложена методика расчета зазоров между рабочими органами, учитывающая тепловые и силовые деформац и. конструктивные особенности компрессоров. Получены аналитически зависимости по расчету газовых сил и моментов, действующих на ро ры, которые позволяют проводить расчеты на ЭВМ, не прибегая к гр моздким графическим построениям, снижающим точность расчета.На о ве обширных теоретических исследований выявлено влияние профиля зубьев и других геометрических параметров проточной части на эне тические показатели. Рекомендованы новые профили зубьев РПК и БН получены оптимальные соотношения между геометрическими и режимны параметрами, например, мезеду геометрической степенью сжатия и ок ной скоростью. Проведенные экспериментальные исследования и созд ные промышленные образцы подтвердили результаты теоретических ис дований, позволили исследовать РПК с помощью экспериментальных с циллограмм, получить эмпирические зависимости температурного сос яния деталей от режимных параметров. Разработан метод расчета д1 ковых фрез РПК, использование которых при изготовлении позволяв-] получить профильные зазоры заданной точности.

Практическая ценность и реализация. По результатам НИР и СИ разработаны унифицированные ряды РПК и ВК, созданы и серийно ос! ны принципиально новый РПК на Ташкентском заводе "Компрессор", I вое семейство ВК на Казанском компрессорном заводе, Московском с воде "Компрессор", АО "Пензкомпрессормаш", Читинском машиностро! тельном заводе, налаживается производство ВК на новых заводах -Ижевском АО "Агрохолодмаш" и Кандалакшском машиностроительном 3£ де. Внедрение этих машин сыграло важную роль в техническом пере! оружении ряда отраслей народного хозяйства. Новый РПК в 1980г. I ВДНХ и в 1990г. на международной выставке в Познани удостоен зсы тых медалей.

Апробация работы. Результаты докладывались на 1У и У Всесо! ных и IX международной научно-технических конференциях по компр< соростроению (г.Сумы, 1974г.; г.Москва, 1978г.; г.Казань, 1993г, Всесоюзном научно-техническом семинаре по применению ЭВМ (г.Мое: 1974г.).

Публикации. Основное содержание работы изложено в 34 публи: циях и 16 рукописных отчетах.

1. КОНСТРУКТИВНАЯ СХЕМА И ПРИНЦИП РАБОТЫ РПК С ПОЛНЫМ ВНУТРЕННИМ СЖАТИЕМ

Проблемам исследования и создания многообразных роторных комп-юсоров посвящены работы наших отечественных ученых: Сакуна И.А., гбенца В.Д., Андреева П.А., Котина B.C., Каца А.М., Пластинина П.И., >ловинцева А.Г., Румянцева В.А., Яминского В.В., Кошкина H.H., Ва-шьева В.И., Тарасова А.М., Шварца А.И., Сухомлинова P.M., Сидоры Н., Верного А.Л., Диментова Ю.И., Пекарева В.И. и др. Выполненные ¡следования во многом основаны на их трудах.

В работе [i] проведен анализ преимуществ и недостатков суцеству-их типов роторных компрессоров "сухого" сжатия. При создании комп-ссоров небольшой производительности (0,05-0,5 м3/с) особый интерес едставляют РПК с обкатываемыми профилями, которые по способу сжа-:я делятся на три группы [<] : компрессоры внешнего сжатия, комп-ссоры частичного и полного внутреннего сжатия.

Из первой группы распространение получила газодувка Руте. Несо-ршенство процесса сжатия из-за переноса несжатого газа со всасывая на нагнетание оценивалось условным теоретическим адиабатным КПД, вным отношению адиабатной работы к идеальной работе при внешнем охорном сжатии; ^

7>йЯ Л- (Я {)

(КЧ)СЯ-П

ростом if величина 1}а3т резко падает (рис. 1.1) и уже при уг = 1,8 ставляет 0,78. Очевидно, что не имеет смысла применение газодувок

тс при больших "Л .

В РПК с частичным внутренним сжатием большая часть газа сжимается внутри компрессора, а

Ю 0,9 0,8 Ц7

к.

vj

\ V

\ -- — - —

ч

ч

№ 16 2,2 2,6 3,0 & 3,5 ЭГ

1С.1.1. Условный теоретический адиабатный КПД РПК:------

■внешнего сжатия,--частичного внутреннего сжатия, ----- полного внутреннего сжатия

другая, меньшая, переносится ведомым ротором (вм.р.) со всасывания на нагнетание без сжатия. Так как количество этого газа доходит до 22$> от производительности, то КПД его, особенно на высоких ^ . также низок. Несовершенство процесса сжатия вследствие переноса части несжатого газа на нагнетании определяли из выражения:

■£тР*У(* ^ -О

л-/

Чазт -

Шщр окна

а)

Контур о/сна ¿сасыбания

где V - суммарный объем полостей; V" к V' - объем полости ведомого и ведущего (вщ.) роторов. В связи с изложенным был предложен новый тип РПК [з] , являющегося развитием компрессора с частичным внутренним сжатием. Выполнение на вм,р. специального канала (рис.1.2) позволило выравнить давление в полостях роторов, достичь полного внутреннего сжатия и повысить КПД на 13-17% (рис.1.1). Его конструкция защищена 13 авторскими свидетельствами (а.с.) и патентами США [4] , Германии [Ь] , Великобритании [6] , Швеции [7] , Японии [б] .

В корпусе компрессора на подшипниковых опорах расположены вщ.р, (на рис.1.2 правый) и вм.р. [з] . Ьа вм.р. выполнены каналы, закрытые с торцев и с передней стороны кромками тела зуба. На вщ.р. расположены ответные выступы. На рис. 1.2а газ в полостях рсюрами отсоединен от всасывающего патрубка и роторы находятся в положении начала сжатия. Рис.1.26 изображает процесс сжатия газа, а рис.1.2в конец сжатия - начало нагнетания газа. Нагнетание заканчивается в момент отсоединения впадины вм.р. от окна нагнетания. Изменяя положение кромки окна нагнетания, можно менять геометрическую степень сжатия £г .

Рис.1.2. Последовательность рабочих процессов

2. МЕТОД РАСЧЕТА ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РПК И ВК

Рабочие процессы РПК и ВК относятся к термодинамическим процес-I с переменной массой газа /77/ в парной полости. Поэтому методы :чета компрессоров, базирующиеся на принципах термодинамики посто-юй массы с применением уравнений политропических процессов, для следования и расчетов РПК и ВК непригодны. Разработка математичес-I модели велась на основе метода расчета процессов роторных машин, сложенного в ХИИТ. Но в отличие от неё учтены гадравлические потев окнах нагнетания [9,10,11,12] , а масса перетекающего через ще-газа определялась для РПК по уравнению Захаренко С.Е., для ВК -уравнению адиабатного истечения с использованием продувок Тарасо-А.М. и Зарубина В.М. [13] с учетом в обоих случаях изменения раз->ов щелей от тепловых и силовых деформаций рабочих органов. При 1М принималось, что процессы квазистационарны, а термодинамическим ом является идеальный газ. Суть метода состоит в решении системы )ференциальных уравнений, описывающих изменение массы с/гП; , тете-■уры ¿/7} и давления с/Р; газа в рабочей полости:

с/р,

7ЩГ(ХрГ)1ч-М(Т„гТ,) ¿Рг; (Т,-ТСТ1.)с1ъ

(2П

(2.2)

сVI /77; '

¿Р; - (Щ ЫТ; ¿щ. - /?. с/У; ) , (23)

- газовая постоянная; плотность газа; Су- удельная теп-мкость; $ , Кр и- коэффициенты теплоотдачи, расхода газа че-щели и окно нагнетания; Р , Р0„ , Рт- площади соответственно ще-живого сечения окна, поверхности полости со стороны газа; УУ -рость адиабатного истечения; Тст - температура стенок.

В уравнениях параметрам рассматриваемой полости присвоен индекс впереди идущей полости - "/' +1", следующей за рассматриваемой / -I", а М-У/т^р^-р?) , . коэффи-

нт Кр= {/Мл'¿определялся по условному параметру [ротивления движению газа в щели Э- С^З/Ог\/Рёиз графиков Саку-И.А. В уравнениях: £ , Л И ■> Ссоответственно коэффициенты тного сопротивления на входе в щель и выходе из щели, трения га-

ч

зового потока в щели, формы щели и сопротивления, учитывающий шерох ватость стенок щели; 5 - глубина щели; Вг - гидравлический диаметр Коэффициент расхода рСр получен на базе экспериментальных ицдикато ных диаграмм [14,15] {см. разд.4).

Конечным результатом расчета являются определение коэффициента подачи Л . получение расчетной индикаторной диаграммы и на её базе индикаторной мощности, внутреннего и общего уададиабатног

КПД, равного Т]аЗо5ш, = адМеханический КПД 7]м определялся и ходя из мощности механических потерь в шестернях связи и подшипнико вых узлах. Я учитывает массу утекающего через щели газа, подогрев всасываемого газа за счет притечек горячего газа через щели и тепло обмена газа с горячими стенками, потерю давления газа на тракте вса сывания [I] .

О' т' п У'*

где Р0 - Т0 - давление и температура окружающей среды; Р^ и Тцс - давление и.температура газа в момент отсечения полости от всасыва ющего окна; и 1р1к- угол начала и конца всасывания; ¿О/ - чаете та вращения вщ.р.

Т]а31н = ---- ^

в г<ш,-м9

где Ц. - теоретическая объемная производительность; г- и Мд - площадь и масштаб индикаторной диаграммы.

Система дифференциальных уравнений (2.1)-(2.3) решалась итерационным методом. Так как в РПК рабочий процесс протекает одновреме! но в нескольких камерах, расчет велся методом последовательных при( лижений. При расчете приняты допущения:

- не учитывались газодинамические потери на эсасывании и на трение газа о стенки полости;

- процесс сжатия "сухого" газа рассматривался без внутреннего охлаждения; тепло, отводимое через корпус компрессора, не учитывал

Если при расчете не принимать этих двух допущений, то в перва случае КПД уменьшится, а во втором - он увеличится, что в какой-то степени взаимно компенсируется и принятые допущения мало влияют на конечные результаты расчета.

Последовательность расчетов изложена в работах [1»1б] .

После расчета последнего приближения находятся Л и 7}а31н • ^ тем по методике [17,18] определяются газовые силы Р , опорные реа ции и моменты Мр , действующие на роторы; вычисляются потери в мех нических узлах и находится Т] ад общ.

Количество перетекающего через щели газа зависит от величины >ров S мевду рабочими органами. Разработана методика расчета paix зазоров, учитывающая влияние на â тепловых и силовых деформа-, люфтов в механических узлах компрессора [l(l9] .

Основное влияние на зазоры оказывают тепловые деформации. В на-пцее время величины тепловых деформаций роторов определяются гра-шалитическими расчетами, требующими выполнения громоздких графи-сих построений. Это уменьшает точность расчетов. Ввиду большого !ма графических работ тепловые деформации определяются только в сольких фиксированных положениях роторов. Величина изменения за-)в A<f(<pY) от тепловых деформаций в общем виде равна

[Mg^+hâgJ^-A^)] cos/з,- ,

àSgm(iff), àâsM{fi) и à^AÎfi)- изменение S от тепловых деформа-вщ.р. и вм.р. и от .увеличения межосевого расстояния А в корпу-- pj - угол подъема винтовой линии (для РПК /9,- = 0).

Ддя вывода расчетных формул необходимо иметь координаты линии ¡пления, которые зависят от типа профиля. Исследованные в работах [1,16,20] профили и^еют отношение ширины Ь зуба к его высоте h ?ыльной стороне - 0,6+1 (рис.2.I), а на передней -= 0,6+1,88. Для обеспечения герметичности полостей линия зацеп-1я должна представлять замкнутую кривую и располагаться в преде-площади двуугольника 1-3-2-3-1 (рис.2.2). Участки 1-7, 6-7 и относятся только для РПК. В качестве примера определим tS.Ô(ip1) гчастке 02Ьг впадины вм.р. с(-) Ûf вщ.р. при циклоидном профиле :.2.1а). Общее уравнение линии зацепления имеет вид

5=-^- ; К ; знак "+" для профилей, имеющих

с "-" для профилей с К < 1.

При циклоидном профиле Г = О, Л" _1 и 5 = 0. Тогда

л Г<»

■ y<*-rfs/nfi , J .1

(ft изменяется от 0 до [piH , а =arCCDS -—™

Согласно основной теореме зацепления общая нормаль ûf2 ï.2.la) в точке касания зубьев проходит через полюс зацепления 2.

Мг ■ Пй у, ц

1 пдг^

1 X; о, С

5)

Рис.2.1. К определению изменения зазоров : а - от тепловых деформаций винтов; б - от тепловых деформаций корпуса ВК

Рис.2.2. Линия зацепления РПК и ВК для различных профилей

6

о*

/

\ у „ 1

\ Ьб,.

1

У

ш IV ^

-¿О -10 0 40 20 30 40 Щ'

1' 1 - ■ 1 ■ ■ I-1--—т— —'-1

О ¿0 М 60 60 9°

Рис.2.3. Относительные величины изменения профильных

зазоров М- от ^ и 8

при Тр{щ* Тв{м = 388

ка üi при нагревании переместится по радиальной прямой Ofüi в ожение С • Проекция За, удлинения ¿2f С на нормаль й12 являя искомой величиной уменьшения зазора в торцевом сечении мевду тами от деформации вщ.р. и равна

MÉl4(?1) = afCcos(e-pi).

Учитывая, что afC=cCft^&H'Tjrf, 6*ürctg ¡¡¡мщ-г' '

учим: A^f)=ap(r^-X)rr eos (are fq ),

oip - температурный коэффициент материала роторов; Тр$щ - рабо-температура вщ.р.; T¡¡ - температура ротора, при которой произ-ились замеры зазоров.

Проекция üiE "удлинения üiD является величиной уменьшения opa от тепловой деформации вм.р. Проведя аналогичные выкладки, зм иметь:

(fthdP(TpS„ -

Расчеты показали, что тепловые деформации корпуса мало влияют общее изменение профильных зазоров. Так, при диаметре роторов = d2 - 0,2 м величина изменения профильных зазоров от тепловых ормаций корпуса при температуре корпуса в районе опорных подтипов, равной 333 К, составляет всего 0,00264 мм. Поэтому для расче-пользовались упрощенными формулами. Рассмотрим суть упрощения. От рева корпуса межосевое расстояние увеличится на А А (рис.2.16), азор увеличится на величину й^ V . Так как величина А А мала, то эстаточной степенью точности можно вместо величины отрезка üi V пять близкий ему по величине отрезок üjU , равный

- температурный коэффициент материала корпуса; Тк - рабочая лература корпуса между подшипниками.

Зависимости &$((/>/) на остальных профильных участках выводятся логичным образом. Окончательные зависимости приведены в статье ] . Некоторую трудность могут вызвать уравнения изменения

— >0,6 и близких к I (участки линии зацепления 1-5, 1-5', 1-2). ц , согласно работам Шварца А.И., изменяется от идо ipfa , а

= JT-f)¡2\-Q^. Связь мевду tfj и Bmi выражается зависимостью:

- Qrcsiní1 ¡KС05 f/2) . В свою очередь величина угла t зависит относительных параметров профиля А* и 5 и равна

t = are sin s(¿¡-n - ^ biwV-K2)

- I'd -

где i = -Дг- - передаточное число.

/

Истинное значение углов ^ и t находится по меньшему из двух полученных значений <pfaf . Анализ (2.4) показывает, что уравн« нием можно пользоваться до определенного предела значений /Си 5 При переходе через предел (2.4) дает мнимые корни:

Л- МНгнГЦ'Ьм

** ^ * л?»/;*

Сакуном И.А. сделан вывод, что профили зуба могут быть целико! выполнены дугой окружности, если величина их относительного положения дуги окружности г меньше предельного значения. Если их центр! расположены внутри riH , но в непосредственной близости от него, • на сопряженном профиле образуются петли. Для избежания их образования необходимо, чтобы К было меньше К„рСд » что нужно учитывать при профилировании зубьев.

На рис. 2.3 приведены результаты расчета A fifty) для РПК. При расчете принято: Р„ = 0,32 Ша; 7}с = 293 К; Ти = 453 К; TpS^xTpSn = ß68 К; Тл~ 313 К; <?г = 2,3; dp = 12.10~°; dK = 10,4-1<Гб; -f- = 0,6; -jj- - 1,0; У1 = 3ß м/с - окружная скорость вщ.р. Расчеты позволяют назначать величину зазора. Минимальная величина fimin должна удовлетворять условию ffmin Äff ff,). При определении необходимо учесть допуски на изготовление, которые для ВК приведен в ГОСТе [21] . Анализ расчетов [ly] показывает, что для оптимизаци по линии контакта зазоров и повышения экономичности машины целесоо разно получать профильные зазоры не только занижением профиля впад ны вм.р., как принято в винтовом компрессоростроении, но и завышен ем отдельных участков зуба вщ.р.

Дяя определения 7]м необходимо знать нагрузки на роторы. Осн ными силами, определяющими реакции на подшипниках и прогибы роторо являются газовые силы [17,18] . Известные расчету методы учитыва не все составляющие сил или при более сложной кинематике компрессо например, в ВК, основываются на графических построениях, что снижа точность расчетов. В ВК сегодня нет ни одной методики, которая поз ляла бы получить величины нагрузок в зависимости от угла поворота роторов. Кроме того, при определении реакций в опорных подшипниках ВК ошибочно принимается, что линия действия осевой силы совпадает осью вращения, что приводит к значительным погрешностям расчетов, пример, если правильно учесть линию действия осевой силы на вщ.р., наиболее нагруженной оказывается опора со стороны всасывания, а не опора со стороны нагнетания, как показывают результаты расчетов пс существующим методикам. Переменный характер величин Р в полостях

рхностей, подверженных этому давлению, вызывают периодическое нейное изменение величины и направления сил. В произвольном по-нии (рис.2.4а) вщ.р. участками линии контакта, гребнями зубьев рцевыми поверхностями канала и выступа разделяется на /7 полос-Выберем /' -ую полость ( /' = 1,2 ... Л - порядковый номер пои), расположенную мевду участком контакта сторон , 4 ебнем на длине выступа // . К вщ.р. приложена газовая сила Р,-й1 С , где 0.4С - длина хорды, стягивающей вершину ¿2, с ой взаимного контакта роторов С . Величина й,С переменна по ^ и зависит от мгновенного положения точек й, и С . При ;ении роторов (•) С перемещается вдоль линии зацепления о-^:, а йу - по дуге окружности радиуса . В системе положе-

С определяется координатами и Ус (у?, в) , а (•) йг -

динатами Хд, и ^ /^Л где в - параметр профиля. Тогда

Сила И- направлена перпендикулярно к стягивающей хорде и при-:на к её середине. Плечо силы /Г относительно оси вращения рото-гайдем по выражению для расчета полярного расстояния:

и _ г,тр у Г Хс(ъ,е)-Ха,(к)

>да величина крутящего момента:

^ ^ \ZifYFi

Применительно к конкретным профилям в формулы (2.5) и (2.6) 1,ует подставить выражения по определению координат точек С и й, любой / -той полости. Так, при выполнении участка ^ ¿^ (рис.2.4а) зй окружности радиуса г' с центром О' расчетные формулы имеют

в-А-б^кП+г'соз ~ V*«);

гМокЪЁ^-б^'П-г.мь-*,); Л. »-*-*-»■

1р, изменяется от ^ + % До Ум + Рй.

Аналогичным образом получены уравнения для всех / -тых полос-

Рис.2.4. К определению сил и моментов действующих на ооторы: а) -РПК; б) - ВК

К

Ю 8

V У

V

N

¿0

40 60

а)

РаС1

лгв

Ягл

"¿4

Ж1р;

М, 10~?нм

Рис.2.5. График изменения нагрузок по углу ^ ВК: а) - опорных . реакций и осевых сил; б) - моментов; (индексы А и-В -на подшипниках со стороны всасывания и нагнетания)

. Полная сила F находится векторным сложением сил давления газа аждой полости, а полный момент М - алгебраическим сложением мотов от этих сил.

Изложенная методика пригодна для всех типов РПК и может быть ользована для нахождения нагрузок в более сложных по кинематике в если учесть геометрические особенности винтов. Рассмотрим / -ый вщ.р. Ш (рис.2.46). Его положение со стороны всасывания опреде-тся углом: "= \ji-2)27r/n\tpw где i - порядковый номер рас-триваемого зуба, íl' - число зубьев. При расчете винт делится тор-ыми сечениями на т частей. Ближайшее к исходному сечение винта тоит от него на расстоянии ( L - дл^на винта) и поверну-

относительно исходного сечения на угол ц — ( Hf - осевой

вщ.р.). Положение у-го торцевого сечения на расстоянии jh-Z ха-теризуется углом <jJ¡ = "-jñif, где j = 1,2 ... т - порядковый ер торцевого сечения по длине винта. Характерный угол положения а в произвольном сечении lf)¡ = ^гол <?i оправляет положе-

винтов по торцу всасывания и изменяется от 0 до -щ- . Расчет сил и моментов в пределах ÁZ ведется как для прямозу-

0 ротора. Например, мевду стороной ß,e, зуба вщ.р. и участком >¿e¿ вм.р. образуется полость ¿2YC , в пределах которой от давле-

р- на ведущий зуб действуют газовая сила F¡ и крутящий момент с , равные

' ñ s v^ cos ip¡ * reos íl '-bcospftysinft+rsinn^sfofr+oft-,

M Г Ihsint//¡ ersinn'-i-^s/nfTT+ijj;) + t§^¡(bt cos fr +rcos/7'+r,cosp;)\

F¡ '

_ bjCosipi + rcos/71- r¥ cosí/1; . /7 = arctg -J'I'ZSJ,,, • ^ - bf sinipi +rsinn'-rfsfn(r+fi) ' У

Кроме рассмотренных нагрузок на профильную и торцевую поверх-ти винтов действуют осевые силы и изгибающие моменты от этих сил. вая сила на профильную часть винта /-ой полости: PDC¡ = 2jíMf/ / Hf,

1 приложена в той же точке, что и F¡ . направлена вдоль продольной i винта и относительно ее создает изгибающий момент Mu¡ . Проек-

: Мц] на координатные оси:

Ми, (х,) - 4е" (bf costpf +rcosn ч cos tp¡) ; Mu¡(У,) = sin <P¡ +rsinfl

Определение осевых сил на торцевые поверхности винта не вызыва-

ет трудностей, если известно давление по торцу. Следует лишь учесть что линия действия сил не совпадает с осью вращения. При расчете определяются нагрузки на каждый элемент винта в пределах Л 2 .В результате получаем систему сил и моментов, которая в дальнейших вы числениях приводится к равнодействующим. Подробно методика расчета нагрузок в ВК изложена в отчете [22] .

На рис.2.5 приведены результаты расчета нагрузок на роторы холодильного ВК А-350-2-10М, имеющего ^ - 0,2 м; относительную длину винта -д- ~ 1,35; <£> = 2,6. Режим компрессора определялся температу рами кипения Т0 = 273 К и конденсации Тк - 308 К, что соответствует Р$с = 0,5 МПа, Рн = 1,41 МПа. Следует отметить, что если не учитывать влияние Ра на величины опорных реакций Р , как это делают авторы большинства работ, то наиболее нагруженными оказываются опор ные подшипники на стороне нагнетания. Однако осевые силы, точки при ложения которых смещены от оси вращения, создают изгибающие моменты Мц , которые нагружают опоры на стороне всасывания и разгружают на стороне нагнетания. На вщ.р. Рдс достаточно большая, поэтому в результате перераспределения опорных реакций наибольшую нагрузку испы тывает опора на всасывании. На вм.р. < Рк примерно в 2 раз и Рдс не оказывает такого большого влияния, поэтому ^ Расчетные графики нагрузок на роторы РПК представлены на рис.2.6. Геометрические параметры компрессора: с!1 - 0,45 м; -д- = 0,5; 8Г = 1,4. Режим работы: Рн = 0,3 МПа; = 63 м/с. 1

Полученные годографы векторов сил (рис.2.7) наглядно показывал как меняются величины и направления сил. Такие годографы особенно полезны при проектировании подшипников скольжения, в частности, дл* правильного размещения каналов Подвода смазки к подшипникам. На метод расчета нагрузок разработан РТМ [23] .

По изложенному методу расчета энергетических показателей в АО НТК разработан САПР ВК и РПК. Его внедрение позволяет за 40^-60 мин, после ввода в ЭВМ ЕС-1046 исходных данных получить при любом газе все необходимые для проектирования данные [24,25] . ЭВМ вьщает на печать Л , , » Т- , Р , МР , /?,А , Р,в , йгА , , строй-

индикаторную диаграмму, позволяет путем перебора вариантов оптимиз! ровать , Ег и другие параметры. Процесс проектирования осущестВ' ляется на персональных компьютерах с использованием версии Аи^Нй

Рис.2.6. Зависимость моментов М , сил и угла £ от ' угла поворота ведущего ротора РПК: а) - веду--щий ротор; б) - ведомый ротор

3. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ КОМПРЕССОРА НА ЕГО ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ

Одним из основных параметров в проточной части является проф! зубьев. Шварцем А.И. показано, что кривая профиля не оказывает существенного влияния на энергетические показатели. Они зависят в о< новном от отношения ширины зуба Ь к его высоте Ь (рис.3.I). Поэ1 му для исследования были приняты профили, выполненные одной криво; дугой окружности, но с разными отношениями .

В ВК от типа профиля зависят длина линии контакта I , защемл! ный объем % , площади треугольной щели и впадин между зубьями форма щелей по линии контакта [16,20,26]. Сочетание разных передн и тыльных сторон профилей позволяет получить множество симметричн и асимметричных профилей, разбитых на группы. На рис.3.2 приведен график изменения относительных характеристик винтов от профи для одной из групп. Характеристики винтов соотнесены к характерис кам эталонного профиля, имеющего - = ~. Рис.3.3 иллюстрирует и менение конфигурации щелей в нормальной плоскости к линии контакт в зависимости от -Ц- . Из_анализа характеристик видно, что при уве чении : уменьшается ; увеличивается , характеризующее оС полости на единицу длины линии контакта; сопротивление перетекала газа в щелях, по продувкам ХИИТа, увеличивается. Таким образом, е каждой группе лучшие энергетические показатели однозначно обеспег вают профиль с наибольшим . Среди оставшихся для анализа проф! различных групп одни обеспечивают меньшую / и меньший ^ при бOJ шей т^ , другие наоборот. Поэтому только по геометрическим харак1 ристикам невозможно определить профиль с наиболее высокими л и ■

Профиль передней стороны зуба в РПК влияет на ^ , форму и 1 щадь проходного сечения окна нагнетания [п] . Их зависимости отнесенные к 7Г{Г1г- Г^н)/2, при = 0,6 и €г- I,? представле на рис. 3.5. Из графика видно, что с возрастанием от 0,6 до I одной стороны уменьшается и увеличивается КПД, с другой сторо уменьшается , что приводит к увеличению гидравлических потер Поэтому выбрать наилучший профиль на передней стороне зуба из ан за геометрических характеристик невозможно. Этот вывод справедли также для профилей с I. От выбора тыльной стороны профиля

висят величина площади "поперечной" негерметичности т^, . конфиг} ция и площадь окна нагнетания /V, величина объема переноса, хаг

Оп —

теризуемая в торцевом сечении площадью серповидной щели / (рис. функциональные графические зависимости показывают, что с увеличе

КъАА

Рис.3.1. Профиль зубьев

¿у ю а 1.2 4

п

Рис.3.2. Зависимость относительных геомет-

рических характе-л ристик винтов от -Ц-

Рис.3.3. Конфигурация щелей в винтах: а)- \ =<?7; 5) - £ -Цв-, §) - 0,9;

г)2;

Ж

/А

V

Рис.3.4.

/м

ом

0,0/2

ом

\ \ \ 11 ОМ 0

Конфигурация окон нагнетания РПК

Рис.3.5. Геометрические характеристики компрессора

при различных ---£

¡1 '

онг

увеличивается ^ и уменьшается £ , что благоприятно сказывается на КПД машины, но увеличивается ^ , что ухудшает КПД. Таким образом, проведенный анализ показывает, что по геометрическим характеристикам как передней, так и тыльной стороны в РПК нельзя выбрать эффективный профиль. Такую задачу можно решить как и в ВК методами термодинамического расчета.

В связи с тем, что процесс сжатия не зависит от профиля передней стороны зуба, то при исследовании этой части профиля проводился только расчет процесса нагнетания, совершенство которого оценивалось теоретическим ицдикаторным КПД 1];т . Исследование профилей РПК проводилось в диапазоне изменения параметров: Ц1 = 35*80 м/с; -д- -=•0,214-1,4; £г= 1,4+2,6; Я ~ 1,64-3,5. Влияние типа профиля'показано на рис. 3.7 для компрессора с = 0,5 и 7Г = 3. Из его рассмотрения следует, что лучшие энергетические характеристики имеет асимметричны; профиль с -Ц- = I на передней стороне и — = 0,6 на тыльной стороне.

Результаты расчетов для ВК на режиме Ж - 3, и^- 100 м/с и при (¡1 = 0,2 м, -¥- ~ 1,3 (рис.3.8) показывают, что д и растет с

уменьшением , достигая ГПйХ при -4- = 0,6. Так как с уменьшением

Л ' " £ "Т

уменьшается гй и увеличивается Л то характер зависимостей сви детельствует, что наибольшее влияние на энергетические показатели оказывает величина треугольной щели. При минимальной -Ц- , т.е. эпи-циклоидном профиле, треугольная щель возникает только из-за головки на зубе вм.р. Профиль зубьев определяет также величину и направление момента МР , Для спокойной работы ВК величина Мр с ученом потерь в механических узлах не должна менять знака по углу ^ . С учетом этого вместо профиля с = 1,3 выбран профиль с - 1,2 [16] .

В РПК значительную долю составл.яют потери в окнах нагнетания [14] . Хотя окно нагнетания и выполнено на двух торцевых поверхностях корпуса, -р мала. Одна из кромок окна определяет Ег , вторая -конец нагнетания. Последняя выполнена в разных вариантах. Один из граничных - выполнение кромки по линии зацзпления тыльных сторон впадины и зуба, второй - по впадине вм.р. в момент прохождения её основания линии, соединяющей центры вращения 01 и Расчетным путем доказана целесообразность выполнения кромки тыльной стороной впадины вм.р. £г на 1}адён оказывает существенное влияние (рис.3.9), На одно значение Ж при разных имеется оптимальное £г , которое может быть установлено расчетным путем. Например, при --¡- =0,21 и Я = 3 для = 63 м/с - £гсп^ 1.75. Значение £г для областей давле ний, которые могут быть достигнуты в РПК, не должно превышать 6Г= 2,1.

Для анализа влияния на показатели РПК проведены расчеты пр

он Щ

ДО

Щ

У XV

/ С -0,85

// 1 1

/

/

!

й)

¡0

т //

Рис.3.6. Геометрические характеристики РПК при различных

, Ы1н

Л, УадЬ О,К

—. Л

-— —.1

Пн

Ум

МП №

0,6

0,7

0,8

Ь'

Рис.3.7. Зависимости энергетических показателей РПК: а) от -£■ :

б) - от 4- ;

= 80 и/с";-4= 63 м/с;

---4= 38 м/с

Рис.3.*8. Зависимости энергетических показателей Ш

и 0,1 0,Ь

1

.— —

N ^Ин

№ 0

— - Я

—

—_

1

йб V Ж

ис.3.9. Зависимость энергетических показателей' РПК от ег :

- и^ 80 м/с;

---и,* 63 м/с

0,3 0,5 0,7 0,9 X

Рис.ЗЛО. Зависимость энер- ^ гетических показателей РЕЙ от ¿/^ :

-и1= 80 м/с;

--- щ = 63 м/с

Ц = 38+80 м/с; = 0,21+1,0; Ж = 2+4. Компрессоры с разными ~

при одинаковых имеют я? равные . С ростом увеличивается

масса протекающего через окна газа и потери в них. "Поэтому, несмотр

на более высокий Л у РПК с большими , они из-за превалирующего

отрицательного влияния потерь в окнах имеют низкий • Для пол

чения приемлемых КПД можно рекомеедовать ~ ^0,8 (рис.3.10).

"г

4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РПК И ВК

Целью исследований ВК являлось сравнение выбранного в разд.3 асимметричного профиля с = 0,6 и = 1,2 с эллиптическим профилем, применяемым в то время в отечественных ВК. Исследование проводилось на стеаде, на котором возможно испытание ВК "сухого" сжатия маслозаполненного [27,28]. Компрессор укомплектован винтами диаметров йй(2- 0,2 м и сменными окнами всасывания и нагнетания. Исследования ВК "сухого" сжатия проводились при частоте 91,7+166,7 с--'', при Я = 2,5+2,8. Величина определялась по действительному

подогреву воздуха в компрессоре: 7}а31н ~^¿-/^ • Для подтверждения правильности замеров сводился тепловой баланс установки.! результате испытаний получены зависимости 1}0д8н= Л - /У-^ д.

компрессора с различными профилями (рис.4.1). ^аЗён оказался выше на 3+5$ на всех режимах работы.

Экспериментальные исследования маслозаполненного ВК позволили выявить как эффективность профиля, так и его работоспособность. Па ле доработок стевда, связанных с отделением масла, и изготовления двух новых пар роторов проведены испытания при - 4,5+9, и, - 42 м £г= 3,6 и 4,5. Эффективность асимметричного профиля подтвердилась в маслозаполненном ВК (рис.4.2). На винты с асимметричным профилем разработаны РТМ [29] и рекомендации по их внедрению [30] .

Экспериментальные исследования РПК позволили получить зависимости Л и ^аНн от Я > ^/-[2,32] , провести термометрирование индицирование компрессора, диапазон режимов составлял по от 26 80 м/с, по Я до 3,5 для РПК с рубашками охлаждения и^ до 2,6 для РПК без рубашек. Значение т/цз при Ц1 = 63 м/с я Я - 3,5 состава ет 0,61, % = 0,78. Сравнение экспериментальных параметров с расчет ными показывает достаточную адекватность разработанной расчетной ь дели. Различие, например, по Д при малых не превышает 5%, пр4 больших - 3,5$. При испытаниях также наилучший КПД получен пр] выполнений кромки окна нагнетания тыльной стороной впадины вм.р. Такая конструкция окна признана изобретением [33] .

Для замера температур вращающихся роторов и для индицирована

Л, Vад /#

0,9 0,8

07

0$

55м/с

Л

А

ч

0

40

зг

Рис.4.1. Зависимость д

01 Я для ЙК "сухого" сжатия:

— профиль эллиптическ.; --- профиль асимметричн.

0,6 0,55 0,5

у пяя г

к д.

ОД

лГ' О--О

'У —<?

г

4 5

в Я

Рис.4.2. Зависимость я ,т/из от я для маслоза-полненных ВК:

--профиль эллиптич.;

---- профиль асимметр.

К

№ 580 К360 -М ■320 -^-¿/^Звм/с = Мм/с -*-и,=80м/с

-о—и, = 56 м/с -*--{/,= 70м/с

4 а о

у '¿У 1

ч г

350 390 МО Тн.к

Рис.4.3. Зависимость температу-. ры роторов от температуры нагнетания

ол

о_ -в*

х2.

//

Рис.4.4. Зависимость коэффициента расхода ^ср от числа Рейнольдса: о - по осциллограмме

вм.р.; х - по осциллограмме вщ.р.

рабочих полостей использовали ртутные токосъемники конструкции АО НТК [15,34] - На каждом роторе устанавливали по пять термопар. Полученные зависимости температуры роторов от Тн (рис.4.3) хорошо аппроксимируются уравнениями: Трвщ ~ &(ТН - 273)+£71 ; Тр£„--27^+27? , где а = 0,645+0,71; Ь =0,7764-0,819. Меньшие значения ¿? и Ь соответствуют большим £г . Получено температурное состояние корпусов РПК.

Индицирование РПК проводили несколькими пьезокерамическими датчиками давления, установленными непосредственно в рабочей полости [14,15]. Для расчета рабочего процесса по методу, изложенному в разд необходимы величины коэффициента расхода ¿и Ср через нагнетательные ок на. В общем виде¿/ср = , где и /лг - действительный и теоретичес кий массовые расходы газа через окно. Получены выражения для вычисле ния рср на базе расшифрованных экспериментальных осциллограмм:

К АА (дли)"

-:-

КН 1й

для докритического истечения, ,

для критического истечения. В уравнениях - время от начала до конца нагнетания. Установлена графическая зависимость от

числа Рейнольдса (рис.4.4), которое вычисляли из выражения: Re~VтЛPSí.Tli4F¡шt1|PнTScn\>ff'fю(t)dt , где и П - полная площадь и периметр окна нагнетания; V - коэффициент кинематической вязкости.

Коэффициент расхода ^ср учитывает сужение струи, шероховатост! стенок нагнетательного окна, остроту входных и выходных кромок, поворот газа за окном, пульсацию потока газа и т.д. Зависимость от Йе показывает, что коэффициент расхода имеет весьма низкое значение, что объясняется плохой организованностью потока в процессе нагнетания РПК.

Предложения по улучшению процесса нагнетания изложены в изобре тениях [35,3б] .

5. РАЗРАБОТКА УНИФИЦИРОВАННЫХ РЯДОВ РПК И ВК

Результаты проведенных комплексных исследований позволили разработать типоразмерные унифицированные ряды. Задача унификации состояла в том, чтобы при

меньшем количестве типоразмеров иметь возможность создать любой (прессор с достаточно высоким уровнем КПД. Основой унификации ВК [яется три типоразмерных ряда - ВК "сухого" сжатия, маслозаполнен-I и холодильные. Главным параметром унифицированного компрессора ■ласно [29,37] являются наружные диаметры винтов . Ряд ВК

осого" сжатия состоит из десяти подобных базовых компрессоров про-¡одительностей от 0,11 до 6,67 м3/с (6,3-400 м3/мин) [38] . Диа-?ры винтов (табл.5.I) выбраны по ряду предпочтительных чисел со иленателем Р 10. Абсолютное давление Рн при одноступенчатом испол-ши составляет Рн = 0,2x0,4 МПа, при двухступенчатом -^ = 0,4+1,15 МПа.

Таблица 5.1

Номер базы I Г" -1 2 3 4 5 6 7 8 " ! 9 ! 10 |

|| 80 100 125 160 200 250 315 4 00 500 630

/ , мм ПО 135 170 220 270 340 425 540 67Ь 850

•с , м3/мин 6,3 Ю 16 25 40 63 100 160 250 400

Основной ряд имеет: длину винтов / = 1,35^; осевой шаг вщ.р. , = 1,6^; угол закрутки вщ.р. 304°; угол наклона винтовой

нии 51°29'17"; межосевое расстояние 4 = 0,8^; число зубьев , = 4, = 6; профиль асимметричный с -4- = 0,6; - 1,2. Предус-трены модифицированные ряды с / = 0,9^, I = 1,0¿7^ и / = 1,5^. тальные параметры принимаются по РТМ ¡29] и ГОСТу [з?] . Кроме го, ГОСЧк (37,38] предусматривают в перспективе использование нтов с с!< = С/г = 50, 63 и 630 мм.

Промежуточные производительности компрессоров ряда могут быть лучены за счет изменения щ . Корпуса по торцу всасывания имеют ртикальный разъем. Компрессоры, начиная с седьмой базы и выше, ;я удобства эксплуатации дополнительно имеют горизонтальный разъем.

Унифицированный ряд ВК маслозаполненного типа предусматривает длины на четырех базах (табл.5,2). ВК производительностей 4, 10,25 1ляются модификацией базовых компрессоров и отличаются от основных щелей только длиной винтов, имеющей = 0,9. Согласно ГХ'Га (38] шление Ри= 0,4+0,9 МПа для одноступенчатых и Рн = 0,9+1,6 МПа ш двухступенчатых маслозаполненных ВК. Тот же ГОСТ на перспективу эедусматривает производительности У$с = 2,5; 63 и 100 м3/мин.

Винтовая часть холодильных компрессоров такая же, как и у мас-ззалолненных воздушных и газовых компрессоров. Унификация холодиль-« ВК проведена совместными работами АО НТК и ВНИИхолодмаша (Шварц

Таблица 5.2

Номер базы 3 | 5 j 6 | 7

= с/г .мм 125 200 250 315

L , мм 115 170 180 270 340 280 425

Vfc > м3/мин 4 6,3 10 16 25 25 40

А.И., Верный А.Л., Цырлин Б.Л., Каньшев Г.А.). Агрегаты типоразмер ного ряда выполняются на холодопроизводительности от 400 до 1600 к на стандартном режиме при температуре кипения t0 = -1Ь°С, температ ре конденсации f = 30°С. В случае применения в одноступенчатой ма

К

шине двухступенчатого дросселирования, дозарядка рабочей полости хладоагентом из промсосуда осуществляется через специальное отверс тие в проставке, выполненное в веде радиальной щели [39] . В после нее время создается поколение ВК холодопроизводительностью 130 к и ниже [40,41] . Учитывая это, а также эффективность применения в холодильных ВК соотношения зубьев ~ = требуется провести модернизацию ряда. г

В АО НТК разработан унифицированный ряд РПК из семи типоразме ров компрессоров [42] , выполненных на двух базовых диаметрах ^ротс ров: 0,16 и 0,25 м (табл.5.3). Профиль зуба асимметричный с = С и -jj- - I. Разные производительности компрессоров одной базы получи ются за счет изменения длины нарезной части роторов (и, соответственно, корпуса) без изменения базовой конструкции компрессора. Г1р&

Таблица 5.3

Номер базы I 2

^ = dz , мм 160 250

/ , мм 35 50 80 100 80 120 150

V* > Mltc °с (м /мин) 0,04 (2,4) 0,063 .(3,8) 0,125 ($.5) 0,16 (9,6) 0,2 (12) 0,25 (15)

работе на воздухе максимальное я в одной ступени 2,7, в режиме в« куум-компрессора максимальный вакуум 70%. Все компрессоры на перВ' базе выполняются со встроенным мультипликатором, на второй базе -непосредственным приводом ротора от электродвигателя или другого приводного механизма. Привод осуществляется через ведомый ротор, обеспечивая повышение оборотов в 1,5 раза.

6. ОСОБЕННОСТИ ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА РОТОРОВ РПК И ВК

Большую сложность при изготовлении РПК и ВК представляет наре-!ание профильных поверхностей роторов. Производство остальных дета-1ей не вызывает больших трудностей. В целях улучшения технологичности роторов РПК разработан ряд конструктивных решений, защищенных i.e. и патентами. Во-первых, роторы выполнены составными и имеют эазъемы, перпендикулярные осям вращения [43] , что позволяет проводить их обработку любым режущим инструментом. Во-вторых, выполнено специальное профилирование передних сторон канала и выступа [44] и гьшьной стороны выступа [4-8,45] . И, наконец, основные части поверхностей канала и выступа выполнены дугами окружностей радиусов Ггн и /~tt [46] , что позволяет обработать эти поверхности на долбежном :танке с круговой подачей стола.

Для обработки поверхности был принят метод фрезерования зубьев цисковыми фрезами, как наиболее дешевый и обеспечивающий достаточную точность. Обработка велась на горизонтальном фрезерном станке модели 6Р83Г с применением делительного приспособления. Цилиндрические части профиля выполнялись на долбежном станке 7А420. Заточка ножей производилась на заточном станке фирмы " Holroyd " Великобритания. Исходными для вывода уравнений профилей фрез являются кривые теоретического профиля [47] . Рассмотрим вывод уравнений профиля на участках ¡f/, и fzLz (рис. 6.1, 6.2). Совместим точки f, и f2 с осями ох и OjXj , повернутыми относительно осей DiXt на угол l/J7 и 0£Х2 на угол f . Запишем уравнение дуги окружности £ радиуса F' относительно подвижной, жестко связанной с вм.р. системой координат Х202 У2

x'rr'cosy~r26- г'} 1 .

u^-r'sintp, J (6JJ

где угол tfJ изменяется от 0 до f , Согласно теореме косинусов:

Запишем (6.1) в подвижной, жестко связанной с вщ.р. системой координат Xt Of У/ . Воспользуемся формулами связи координат:

х',= A COS fr + XjCOSKip, - yjSin К tp, ; 1 f6J)

где K*(H)ii. y<'=Asin^ + X2 SjЛЩ * yJcOS^ , J

Подставив (6.1) в (6.2) и преобразовав после этого, получим:

X^Acos^y fr'costy-Kyj-fhj +r')cosKtp,-, yf'=Asmipf -r'sinfip-щ)~{r2i +r')sinK<pf. j

Ш)

Уравнения содержат два параметра: - параметр профиля и ¡pf -параметр положения. !)) наедем из функционального определителя (яко биана)., который записывается в развернутом вцде

dtp Щ dtpf и-Продифференцировав (6.3) по параметрам (р и ^ , определяются составляющие якобиана. Подставив наеденные составляющие в уравнени (6.4), а затем заменив А на КГгм , а /г на , определим параметр f :

(¡j-arctg(-rfH sin -#///'r2i +rr2„eos(6.5) Заменив в (6.3) и. (6.1) параметр ift на (6.5), получим

/ , -г2и sin S X, = Acostpi +r'cos(arctg-L—тг-щНг^гус^щ,

ггь+г'-ггнс0$ -f--Г £/[} -Hi

y/^As/щ -г 'sin(arefo---- ж Kfy)~0¿¿*f~ ')SÍ/lK$Pf/

* r^r'-r^cos-f

. -r.H Sin -ñ

l-r'casarctyjr^^-b-r't

//' /• / -Он Sin

y2=~r 'sin arcrg---—,

* wr'-r^cos-f-

где q>f изменяется от lfg до 0.

При фрезеровании прямозубых поверхностей необходимо, чтобы ос; вращения фрез располагались перпендикулярно осям резания. Относительно этих осей ведется расчет профилей. Осями резания вщ.р. явля ются оси OfX/' и QfX", а вм.р. - 0¿X¡ и 02Х2 (рис. 6.4). В стать [4'?] приведены зависимости для расчета профиля на всех участках от носительно осей резания, для получения координат фрез необходимо о осевого расстояния между фрезой и ротором вычесть координаты дейст вительного профиля. Зазоры между поверхностями роторов получаются занижением профиля на А 5 . Величина AS (рис.6.3) при расчете дей ствительного профиля откладывалась по нормали Ьс к кривой в рассматриваемой точке С теоретического профиля. В общем случае координаты действительного профиля равны

*?/ ~^C0SJ > \ at

Уд ASs/fij ,

Рис.6.I. Теоретический профиль ведомого (а) и ведущего (б)

роторов

где , а а =

Используя (6.6), получены зависимости для расчета координат действительного профиля на всех участках роторов [48] . Например, на участке координаты действительного профиля при занижении Лйг и Аег в точках Ог и ег (рис. 6.4) находятся из выражения:

- х; * к - -и '

где П - 0,1,2, ... /77 - число рассчитываемых точек на кривой.

Методы расчета режущего и мерительного инструмента для производства винтов ВК разработаны П.А.Андреевым, Л.А.Оганесяном, А.П.Разумовским. Они широко используются в АО НТК. С переходом на малые диаметры винтов для улучшения технологичности и получения стабильных зазоров проведено усовершенствование асимметричного профиля [40,41] . Суть состоит в том, что ножки зуба вщ.р. выполняются по дуге окружности с центром, лежащим внутри начальной окружности. Это позволяет затачивать участки фрезы, формирующих головку зуба вм.р., шлифовальным кругом. Улучшение технологичности достигнуто также тем, что кривые зубьев вм.р. плавно сопряжены между собой и не имеют точек излома, а, следовательно, и точек разрыва на копире и фрезе. Кроме того, в усовершенствованном профиле на вершине зуба вщ.р. выполнен цилиндрический участок и получена щель между корпусом и вершиной зуба с большой глубиной дросселирования. При этом изготовление копиров велось на современном электроэрозионном станке швейцарской фирмы "Дд-жегат". Погрешность изготовления не превышала 5-7 мкм.

Дальнейшим совершенствованием технологии изготовления винтов должно стать исключение погрешностей, возникающих при заточке фрезы по копиру, а также при изготовлении собственно копира. Для этого фирмой " Но1гоус!" создана новая модель заточного станка. Она позволяет вести заточку по введенным в его компьютер координатам или по уравнениям кривых без изготовления копира.

Для изготовления качественных ВК необходимо соблюдать ГОСТ [21 и РТМ [29], которые регламентируют допуски на винты и сопрягаемые с ними детали. Они устанавливают допуски на радиальное биение впадины /у , погрешности профиля зуба , непараллельности и перекос осей ^ и , погрешности угла наклона винтовой линии , профильные зазоры , а также предельные отклонения шага винтов и 7ср?2 , межосевого расстояния , смещения торцевых плоскостей винтов ^ .

7. СОЗДАНИЕ И ВНЕДРЕНИЕ РПК ТИПА 2ВД И 1ВДТ, ХОЛОДИЛЬНЫХ ВК ТИПА MKT И БХУ, ВОЗДУШНЫХ И ГАЗОВЫХ ВК

На базе №1? и ОКР создан РПК 2ВД-12/2,5С, предназначенный для з,ачи воздуха в системы азрозольтранспорта муки и других сыпучих /зов. Он состоит из компрессора, разработанного на второй базе ти-размерного ряда, с электродвигателем, расположенных на раме-масло-ке, блока трудопроводной арматуры, щита системы КМПиА (рис.7.1). пробно конструкция компрессора описана в публикации [2], а размеры зтупов и каналов равны величинам по а.с. [49] .

С целью получения сопоставительных характеристик различных ти-в компрессоров для азрозольтранспорта сыпучих материалов в 1962г. миссия из представителей ТЗК, ККЗ, СПбГТУ и АО НТК провела сравни-льные испытания: ВК Silu -100/5 немецкой фирмы GHH, пластинчато-РКВН-6 и РПК 2ВД-12/2.5С производства ТЗК [50] , результаты кото-х сведены в табл.7.1. Удельная потребляемая мощность ft/yd компрес-Таблица 7.1 сора 2ВД-12/2.5С при Рн -

= 0,27 Ж1а оказалась на 3,?$ ниже N¡¡3 компрессора Situ-100/5 и на 9,3/6 ниже, чем у РКВН-б. Следует отметить, что если параметры РКВН-б соответствовали данным ТУ, то параметры Situ -00/5 оказались значительно хуже паспортных (по Vfc на 14$ ниже, а Nijd на 1&/о выше данных по паспорту). Данные проверялись на двух : Silu -100/5. Параметры РПК 2ВД-12/2,5С близки к параметрам водо-льцевого компрессора BK-I2M1, изготавливаемого Бессоновским комп-ссорным заводом, но МуЗ у 2ВД ниже на 3&/о, чем у водокольцевого ■и Рн = 0,24 МПа, а удельная масса ниже в 1,67 раза.

Компрессор в 1980г. на ВДНХ и в 1990г. на международной выстав-в Познани удостоен золотых медалей. К настоящему моменту постав-но роторных компрессоров свыше 1500 штук.

Разработан транспортный РПК 1ВДТ-7,5/2,5С на первой базе )ис.7.2), предназначенный для пневморазгрузки и вакуумной самозаг-'зки автоцементовозов [51]. Привод компрессора осуществляется от >робки отбора мощности транспортного средства. В компрессоре имеет-[ встроенный мультипликатор, на выходном валу которого расположены сив клиноременной передачи и вентилятор для обдува картера мульти-[Икатора. Картеры шестерен связи и мультипликатора, в которых нахо-1тся масло, не связаны между собой, что позволяет избежать большого

Марка { У Sc мпрессора}м /мин N кВт Nya кВт/м /миь

¡111 -100/5 7,4 24,8 3,35

БН-б 5,53 19,55 3,53

Д-12/2,5 12,2 39,4 3,23

Рис.7Л. Компрессор 2ВД-12/2,5С

Рис.7.2. Компрессор

1ВДТ-7,5/2,5С

Рис.7.3. Холодильный компрессор ВХ130-7-3

олебания уровня масла при крене. Компрессор 1ВДГ-7,5/2,5С предназ-ачен для замены РКВН-6 и имеет перед ним следующие преимущества: беспечивает подачу незагрязненного маслом воздуха; превосходит по дежности (наработка на отказ 5000 ч вместо 750 ч у пластинчатого); ыше КПД на ниже удельная металлоемкость на удельная пло-адь на 35%. Два изготовленных образца полностью подтвердили преиму-ества, но производство сдерживается, так как нет технологии роторов ля крупносерийного производства. Поэтому под серию в АО НТК разра-атывается технология изготовления роторов из углепластиков.

В АО НТК создана большая гамма ВК на разные параметры и промыш-енное использование. Среди них выпускаемые на ККЗ воздушные компрес-оры типа 7ВКМ-50/8 для буровых станков, 6ВВ-25/9 - для угольной и эрнорудной промышленности, газовые компрессоры 78КГ-50/7, 7ВКГ-30/7 6ГВ-18/6-17 для сбора и транспорта попутного нефтяного газа, кэмп-эссоры Каскад-80/25, Каскад-40/16 - для сжатия гелия в криогенных :тановках, 7В-120/2С - для сжатия водорода, 7В-150/3,5С - для произ-эдства стирола, холодильные ВК в судовом исполнении 5ВХ-350/53С и ЗХ-350/2АС, холодильные компрессоры общепромышленного применения для тадокомбинатов типа ВХ-260, ВХ-350 и т.д. На Пензенском компрессорам заводе освоено около 15 марок компрессоров, в том числе холсдиль->:е ВК ВХ-1400-7-3, воздушные на 7-ой и 6-ой базах. На Московском за-эде "Компрессор" изготавливаются разные модификации холодильных ВК зщепромышленного применения, включая 1ВХ350-7-1(0), 1ВХ350-7-6(7), 3X350-2-01, ВХ240-7-2-3, ВХ240-7-01, ВХИ0-7-К0), ВХЦ0-7-3(2) н др. общей сложности завод выпускает ежегодно до 2000 штук компрессоров. I ЧМЗ выпускаются передвижные и переносные станции ПВ-Ю-'В и Ю-Ю/С с асимметричным профилем винтов разработки АО НТК.

Во всех разработках применен асимметричный, профиль винтов, соз-шие компрессоров велось на основе унифицированных типоразмерных [дов, а автор доклада, длительное время руководивший расчетной бри-сдой, принимал непосредственное участие в расчетах машин и в приня-1И технических решений.

Из последних разработок следует отметить новое поколение ВК ма->й холодо'производительности ( = 130 кВт и ниже). Параметры базо-гх моделей одно- и двухступенчатых компрессорных агрегатов и на их :Нове холодильных машин даны в табл.7.2 [40,41].

Для освоения на ККЗ разработаны одноступенчатая машина [Т130-7-3,. компрессорно-конденсаторный агрегат, а также его высоко-мпературная модификация 31А130-7-1. Диапазон температур кипения • = -35 4- +5°С, температур конденсации до 40°С.

Машина состоит из компрессорного агрегата, блока испарительно-

конденсаторного, системы КИПиА. В аг. регат компрессорный входят: ВК с электр> двигателем, маслоохладитель, маслоотделитель, фильтры мае-ла, маслонасос , запорная и регулирующая арматура. Компрессор маслозалолне] ного типа (рис.7.3) снабжен золотником, обеспечивающим бесступенчатое регулирование Qa от 30 до 100%. Привод золотника гидравлический управление через гидрораспределитель. Роторы размещены в опорных сегментных подшипниках скольжения. Часть осевой силы воспринимается думмисом, остальная сдвоенным радиально-упорным шарикоподшипником. Выходной конец вала уплотняется торцевым уплотнением. В 1933г. ККЗ изготовил 20 штук машин, в 1Э95г. запланировано освоить 1000 штук. Для этого в 1993г. закуплено станочное оборудование у фирмы " HoLroyd " на сумму 3,5 млн.долларов.

К освоению ВК привлекаются Кандалакшский машиностроительный за вод и Ижевский ПО "Агрохолодмаш". Дня изготовления на последнем соз дана двухступенчатая машина БХУ130-7-5 для скороморозильных аппаратов и агрегат АД130-7-5. Принятие схемы двухступенчатого сжатия обу ловлено широким интервалом fg от -25 до -50°С при fK = 40°С. При не мы имеем холодильный коэффициент в 1,4-1,9 раза выше, чем при одноступенчатом сжатии [40] , По конструктивному исполнению БХУ во мног аналогична с машиной MKT. Отличается собственно компрессор, в котором для привода обеих ступеней применена оригинальная схема с трехосным мультипликатором. Такое исполнение позволило использовать оди мультипликаторный блок, расположить корпуса ступеней параллельно друг другу, избежать развитой газовой коммуникации и значительно уменьшить массу и габариты в сравнении с зарубежными аналогами. Пер вый изготовленный образец и межведомственные испытания подтвердили высокий уровень машины. ПО "Агрохолодмаш" при содействии АО НТК ведет изготовление головной партии агрегатов в количестве 10 штук, переоснащение производства под ВК.

Таблица 7.2

Параметры Одноступенч. j Двухступенч.

высоко-температ. средне-температ. 1 низко-темлератур.

Обозначен. to , °С tK . Ов' кВт N > кВт MKTI30-7-1 5 35 300 53,6 MKTI30-7-3 -15 35 130 45,5 БХУ130-7-5 -40 35 130 83,2

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Разработан метод термодинамического расчета энергетических сазателей РПК и ВК, основанный на решении численным методом систе-дифференциальных уравнений, учитывающих переменность массы газа в 5очих полостях и гидродинамические потери в нагнетательных окнах.

2. Обоснована конструктивная схема нового типа РПК, в котором хгодаря особенностям роторов достигнуто полное внутреннее сжатие увеличен КПД на 13-17%.

3. Для определения перетечек газа через зазоры разработана медика расчета зазоров, учитывающая их изменение от тепловых и силос деформаций рабочих органов.

4. Учитывая кинематику взаимодействия роторов ВК и РПК, получе-ан&литические зависимости по расчету газовых сил и моментов, дей-зующих на роторы. На ЭВМ проведены силовые расчеты для различных кимов работы компрессора, построены годографы векторов сил по углу зорота роторов.

5. На базе расчетной модели проведены обширные теоретические следования по выявлению влияния геометрических параметров проточ-\ части на энергетические показатели ВК и РПК. Установлено, что «лучшие показатели обеспечивает асимметричный профиль, имеющий от-цение ширины зуба к его высоте на тыльной стороне 0,6 и на перед-

Я - 1,0 для РПК, 1,2 - для ВК. Для РПК даны рекомендации по выбору яосительной длины роторов, размеров и форм нагнетательных окон.

6. Созданы комплексы экспериментальных стендов, на которых прочено исследование профилей зубьев ВК. Разработана применительно к зому РПК методика индицирования, исследованы осциллограммы и, ис-а,я из них, получена зависимость коэффициента расхода газа через гнетательное окно от числа Рейнольдса. Проведено термометрирование 5очих органов компрессора с получением эмпирических зависимостей

я оценки теплового состояния роторов.

7. Разработаны РТМ и ГОСТы на унифицированные типоразмерные ряс асимметричным профилем винтов, на основе которых сегодня созда-

ся ВК "сухого" сжатия, маслозаполненного типа и холодильные. Про-ценные НИР и ОКР позволили создать унифицированный типоразмерный ц РПК.

8. Рассмотрены особенности технологии производства роторов РПК ВК, разработана методика расчета дисковых фрез для обработки про-льных поверхностей.

9. На основе научного задела решена проблема создания серийного производства ВК и РПК различного промышленного

именения , освоенных на пяти заводах отрасли. К осво-

ению ВК привлечены еще два завода России. Созданные машины явились ключевыми в производственной сфере многих отраслей народного хозяйства.

Основное содержание доклада опубликовано в работах:

1. Разработка и исследование нового типа роторного компрессоре с полным внутренним сжатием. - Дис. ... к.т.н., Д., 1980, 238 с.

2. Новый тип роторного компрессора {экспресс-информ., сер. Xivl-i № 3). ЦИНТИхимнефтемаш, М., 1979, 14 с. Соавт.Шаарц А.И.

3. A.c. 513160. Роторная объемная машина, А.И.Абайдуллин, А.Л. Верный, А.И.Шварц, И.Г.Хисамеев, В. Б. Шнепп. Опубл. В.И., 1976, ДО 11

4. Патент 3ci94d¿¿ (сшл). Jnterengaging Rotor Displagement Mach ins А. И. Абайдуллин, И, Г. Хисамеев, A. Ji. Верный, А.И. Шварц, В. и. Шнепп, И.Г.Галиахметов, 197о.

5. Патент 2418032 (фрг) . BrehKoLbenverdrangungsrnaschine

А.И.Абайдуллин, И. Г.Хисамеев, А.Л.Верный, А, И. Шаарц, В.с.Шнепп, И.Г.Галиахметов, 1980.

6. Патент 1448157 (оеликобритания). Jmpro VÉ те/7fs in ОГ fíe im to Rotory Positive Displagemenf Machines а.и.Абайдуллин, ил: Хисамеев, A.Jl.Верный, А.И.Шварц, Ь.В.Шнепп, И.Г.Галиахметов, 1976.

7. Патент 4Ю984 (uiaeция). Яо1ог/77П$К/Л OV WLl/JHetriSK eilt hydrOStatiSK typ. а.И.Абайдуллин, И.Г.Хисамеев, A.Ji.Верный, а.И.' Шварц, tí.В.шнепп, И.Г.Галиахметов, 1931.

8. Патент II55409 (Япония). Rotary displacement Machine А.И.Абайдуллин, И.Г.Хисамеев, А.Л.верный, А.И.Шварц, Б.Б.'Шнепп,

И.Г.Галиахметов, 1983.

9. Теоретическое исследование влияния профиля на энергетическ показатели нового типа роторного компрессора. Тез.докладов У Всес. конф.по компр., МВТУ, М., 1978, с.95-96. Соавт.Шварц А.И.

Ю. Разработка и исследование нового типа' роторного компрессо ра с полным внутренним сжатием. Авт. дис. ... к.т.н.., J1., 1981, 18 с.

11. Результаты исследований профилей зубьев нового типа ротор ного компрессора. Сб.научн.трудов CKBK. Казань, 1982, с.32-40.

12. Методика и расчет потерь в окнах нагнетания ВК, Отчет СКЕ №> 8tí9-7ü, Казань, 1975 , 64 с. Соавт. Верный A.J1.,-Анишина Р.Т., Грачева И. И.

13. Теоретическое и экспериментальное исследование энергетиче ких показателей ВК с различными профилями винтов. Отчет СКВК

№ 577-71, Казань, 1971, 60 с. Соавт. Шварц А.И., аерный А.Л., Тру-фанова Н.А., Ланцберг И.л., Лаврухин в.П.

14. Разделение внутренних потерь РПК. Отчет СКБК № 1160-77, азань, 1977, 115 с. Соавт. Ставнистый В.Ф., Новожилов Ю.А.

15. Индицирование и термометрирование роторного компрессора ового типа. "Химическое и нефтяное машиностроение" № 2, М., 1980, .8-10. Соавт. Ставнистый В. Ф., Новожилов Ю.А.

16. Теоретическое исследование влияния профилей зубьев роторов а энергетические показатели ВК. Труды ЦКТИ, вып. 127, 1975, с. 6-15. оавт. Андреев П.А., Шварц А.И.

17. Методика расчета сил и моментов, действующих на роторы вин-овых и прямозубых роторных компрессоров. Сб.научн.трудов СКШ. азань, 1982, с.58-65. Соавт. Верный А.Л., Налимов В.Н.

18. Методика расчета сил и моментов, действующих на роторы иК. 5.трудов ВНИИхолодмаша, М., 1981, с.125-131. Соавт. Верный А.Л., алимов В.Н.

19. Методика расчета изменений профильных зазоров от тепловых зформаций рабочих органов роторных машин. Сб.научных трудов ВНШ-омпрессормаша, Сумы, 1977, с.44-55. Соавт. Шварц А.И., Верный А.Л.

20. Теоретическое исследование энергетических показателей ВК с азличными профилями винтов. Отчет СКШ № 503-70, Казань, 1971,

19 с. Соавт. Шварц А.Л, Верный А.Л.

21. Винты ВК. Допуски. ГОСТ 23006-78. Соавт. Якушев д.И., Вино-радов А.Н., Бугрова И.А., Нефедов В.А., Шварц А.И., Верный А.Л., ьянков В. Н., Диментов Ю.И., Молотков В.В.

22. Разработка уточненной методики расчета сил и моментов, гчет СКБК № 1329-79, Казань, 1979, 129 с. Соавт. Налимов В.Н.

23. Компрессоры роторные. Методика расчета сил и крутящих мо-знтов, действующих на роторы. РД РТМ 0556-73-80, СКБК, Казань, 980, 38 с. Соавт. Анишина Р.Т., Вахаева Ф.З.

24. Составление программы расчета ВК сухого сжатия для различите газов. Отчет СКБК # 814-74, Казань, 1974, 49 с. Соавт. Верный

.Л., Вершинина Л. А.

25. Компрессоры винтовые маслозаполненные. Методы геометричес-эго и термодинамического расчетов. РД РТМ 0556-79, СКБК, Казань, 379, 45 с. Соавт. Верный А.Л., Вершинина Л.А.

26. Применение ЭВМ для оптимизации профиля зубьев роторов ВК. зз.докладов Всес.научн.-техн. семинара по применению ЭВМ. ЦИНТИхим-гфтемаш, М., 1974, с.26-27. Соавт. Шварц а.И., Верный а.Л.

27. Экспериментальное исследование ВК с различными профилями рбьев роторов. Труды ЦКТИ, вып.127, 1975, с.16-21. Соавт. Шарц а.И., зрный а.Л., Меркулова р.г.

28. Экспериментальное исследование эффективности нового асим-

метричнсго профиля зубьев ВК. Труды 1У Всес.конф. по компр. Сумы, 1976, с.152-157. Соавт. Шварц А.И., Верный А.Л.

29. Компрессоры винтовые. Винты. РД РТМ 26-12-19-77, Минхимнеф темаш, 1977, 55 с. Соавт. Верный А.Л.

30. Разработка рекомендаций перехода ЧМЗ на изготовление роторов с асимметричным профилем. Отчет СКБК ^ 1356-80, Казань, 1980, 35 с. Соавт. Шварц А.И., Верный А.Л., Бакаева Ф.З.

31. Разработка и экспериментальное исследование .нового типа ро торного компрессора. Сб.научн.трудов ВНИИкомпрессормаша, Сумы, 1978 с.59-67. Соавт. Шнепп В.В., Шварц А.И., Верный А.Л., Абайдуллин А.И

32. Экспериментальное исследование влияния нагнетательного окн на характеристики роторного компрессора 'в диапазоне давлений 0,15-0,25 МЛа. Отчет СКБК & 1453-81, Казань, 1981, 99 с. Соавт. Верный А. Л., Куприянов АЛ., Новожилов Ю. А., Хохлова Н.Л.

33. A.c. I104972. Роторная объемная машина. А.И.Абайдуллин, В.Д.Васильев, Н.С.Новаченко, И.Г.Хисамеев, В.Б,Шнепп. Публикации не подлежит.

34. Исследование процесса всасывания. Определение теплового состояния деталей компрессора. Отчет СКБК .V 1340-79, Казань, 1979, 59 с. Соавт. Новожилов ¡O.A.

35. A.c. 601120. Роторная объемная машина. И.Г.Хисамеев, А.Л. Верный, А.И.Абайдуллин, А.И.Шварц. Опубл. Б.И., 1979, № 17.

36. A.c. 1038582. Роторная объемная машина. А.И.Абайдуллин, И.Г.Хисамеев, А.И.Шварц. Опубл. Б.И., 1983, ^ 32.

37. Винты ВК. Основные размеры. ГОСТ 23005-78. Соавт. Якушев А.И., Виноградов А.Н., Бугрова И.А,, Нефедов В.А., Шварц А.И., Верный А.Л., Пьянков В.Н., Диментов Ю.И., Молотков В.В.

38. Компрессоры винтовые. Типы и основные параметры.

ГОСТ 23003-78. Соавт. Якушев А.И., Виноградов А.Н., Бугрова А.И., Нефедов В.А., Шварц А.И., Верный А.Л., Пьянков В.Н., Диментов Ю.И., Молотков В.В.

39. A.c. 577883. Винтовой компрессор, А.Л.Верный, Г.Ф.Зискин, И.Г.Хисамеев, А.И.Шварц. Опубл. Б.И., 1977, № 39.

40. Разработка нового поколения винтовых холодильных компрессо ров. Компрессорная техника и пневматика, 1994, № 3. Соавт. Галеев A.M., Верный А.Л.

41. Создание отечественных винтовых холодильных компрессоров малой производительности. Тез.докладов IX мездународной научн.-техн конф. по компр., Казань, 1993, с.103-104. Соавт. Галеев A.M., Медведев В. А.

42. Роторные компрессоры сухого сжатия малой производительност "Химическое и нефтяное машиностроение" № 8, М., 1982, с. 5-6. Соавт,

юпп В. Б., Шварц А. И., Верный А. Л.

43. A.c. 898104. Роторная объемная машина. А.И.Абайдуллин, Г.Хисамеев, А.И.Шварц, А.И.Лебедев, С.И.Галиуллин. Опубл. В.И.,

№, № г.

44. A.c. 490940. Роторная объемная машина. А.И.Абайдуллин, Л.Верный, И.Г.Хисамеев, А.И.Шварц. Опубл. Б.И., 1975, № 41.

45. A.c. 548722. Роторная объемная машина. А.И.Абайдуллин,

Л.Верный, И. Г. Галиахметов, И.Г.Хисамеев, А.И.Шварц. Опубл. Б.И., )77, № 8.

46. A.c. 1020641. Роторная объемная машина. А.И.Абайдуллин, Г.Хисамеев, А.И.шварц. Опубл. Б.И., 1983, № 20.

47. Метод расчета координат дисковых фрез роторов роторных 1Мпрессоров.Компрессорная техника и пневматика, I9J4, 3.

4ö. К вопросу расчета координат фрез для нарезания профильных шерхностей роторов. Отчет АО НШ ¡р 3308-93, Казань, 1993, C.2G.

49. A.c. Э92747. Роторная объемная машина. А.И.лбайдуллин, Р.Т. мшина, А.Л.Верный, И.Г.Хисамеев, А,И.Шварц. Опубл. Б.И., i903, № 4.

оО. ¿Экспериментальные сравнительные исследования компрессоров [рмы 6-Ш SiLu -100/5 и отечественных РКВН-6 и 2ВД-12/2,5С. Отчет ¡БК № 1563-82, Казань, 1982, 46 с. Соавт. Верный а. Л., Куприянов Н., Новожилов Sü. а. , Тагиров л. Ю.

Ы. Расчетно-теоретический анализ и разработка принципиальных нов конструкции транспортного роторного компрессора для аэрозоль-анспорта сыпучих материалов. Отчет СКБК Ф 1458-81, Казань, 1981, , с. Соавт.Ьахаева Ф.З., йерный A.JZ., Налимов В.Н., Хохлова Н.Л.

соискатель