автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Основы расчета и конструирования герметичных разъемных соединений с фторопластовыми элементами для оборудования химической и нефтехимической промышленности

На правах рукописи

□030БТ40Т

Божко Григорий Вячеславович

Основы расчета и конструирования герметичных разъемных соединений с фторопластовыми элементами для оборудования химической и нефтехимической промышленности.

05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (промышленность)

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2006

003067407

Работа выполнена в Московском государственном университете инженерной экологии (МГУИЭ) и в Научно-производственном предприятии ХИМТЕХМАШ (ЗАО «НПП ХИМТЕХМАШ»), Официальные оппоненты:

- доктор технических наук, профессор Ким Валентин Сен-Хакович, зав. кафедрой «Основы конструирования оборудования» МГУИЭ.

- доктор технических наук, ст. н. с. Киселев Геннадий Федорович, Директор Фирмы «Агрохимреммаш» ОАО «Агрохиминвест».

- доктор технических наук, профессор Пластинин Павел Иванович, проф. МГТУ им. Н.Э.Баумана.

Ведущая организация: - ОАО Иркутский научно-исследовательский и конструкторский институт химического и нефтяного машиностроения.

Защита состоится « 15 » февраля 2007г. в « 14 » час. « 00 » мин. в аудитории JI-207 на заседании диссертационного совета Д212.145.01 при Московском государственном университете инженерной экологии по адресу: 105066, Москва, ул. Старая Басманная, дом 21/4, МГУИЭ, телефон (495) 267-19-54, факс. (495) 261-49-61

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГУИЭ Автореферат разослан " Р/ 200^г*.

Ученый секретарь диссертационного совета

Бутков В.В.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

Актуальность проблемы.

Нормальная работа обрудования, рабочие среды у которого высокоагрессивные вещества, возможна, если его конструктивные элементы, соприкасающиеся с рабочей средой, выполнены из материалов в определенной степени устойчивых к этим веществам. Задача подбора необходимого материала осложняется тем, что в каждом конкретном случае кроме агрессивных свойств среды необходимо учитывать рабочие параметры проведения самого процесса: давление и температуру рабочей среды, продолжительность процесса и др.

Из всех применяемых в настоящее время материалов в силу своих специфических особенностей наиболее подходящими для указанных условий являются фторопласты, и особенно - фторопласт-4. Фторопласт-4 является уникальным материалом, используемым и в уплотнительной технике для изготовления уплотнительных элементов как для неподвижных фланцевых соединений, так и для подвижных соединений - сальниковых уплотнений, и как конструкционный материал для создания оборудования. Диссертационная работа -посвящена вопросам расчета и конструирования разъемных герметичных соединений с фторопластовыми элементами для оборудования химической и нефтехимической промышленности. Она основана на результатах многолетнего опыта автора в исследовании, проектировании, расчете и эксплуатации фторопластового обрудования с высокоагрессивными средами и при получении особо чистых веществ.

Цель работы - обосновать теоретически и подтвердить практически отдельные оригинальные рекомендации по проектированию и расчету узлов уплотнений оборудования с фторопластовыми элементами.

Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:

- определить модуль деформации фторопласта-4 как при сжатии опытного образца, так и при его восстановлении;

- провести уточнение расчетного аппарата разъемных герметичных соединений с учетом переменного характера модуля деформации фторопласта-4 при сжатии и восстановлении;

- исследовать влияние цикличности изменения нагрузки на остаточную деформацию элементов оборудования из фторопласта-4;

- определить коэффициент релаксации фторопласта-4 и его зависимость от времени, температуры и нагрузки;

- определить условия проницаемости агрессивных рабочих сред через фторопластовые футеровки;

- определить деформационные характеристики (коэффициенты податливости) микронеровностей фторопластовых поверхностей при совместном их контакте и при контакте со стальной поверхностью в зависимости от высоты микронеровностей и удельной нагрузки.

- установить оптимальные, исходя из минимальной материалоемкости соединения, ширину уплотнительной прокладки и зону ее размещения между уплотняемыми фланцами;

- разработать методику расчета разъемных герметичных соединений, работа которых не зависит от колебания нагрузки и температуры (фланцевые соединения с опорным элементом);

- разработать и создать экспериментальный комплекс для проведения исследований условий герметизации разъемных соединений с фторопластовыми уплотнительными элементами с последующим проведением этих исследований;

- разработки, и создать экспериментальные установки и методики исследования расчетных характеристик сальниковых набивок с фторопластовой основой (коэффициента бокового давления, модулей сжатия и восстановления, коэффициента трения, коэффициента проницаемости);

- разработать конструкцию сальникового узла способного работать при повышенных температурах;

- выполнить силовой анализ шарового крана и разработать конструкцию его запорного узла с элементами из фторопласта-4, обеспечивающую герметичность крана и исключающую заедание шаровой пробки при ее повороте;

выполнить анализ напряженно-деформационного состояния элементов фторопластовых аппаратов и получить необходимые для их проектирования расчетные уравнения.

Научная новизна:

- впервые установлено, что переменный характер зависимости деформации от напряжения при сжатии и восстановлении фторопласта-4 существенно влияет на рабочие характеристики соединения;

-предложено оценивать условия деформации конструктивных элементов, выполненных из фторопласта-4 и сальниковых набивок из композиций на его основе, модулями сжатия и восстановления. По результатам проведенных исследований получены уравнения для определения этих модулей;

- разработана методология расчета и проектирования разъемных герметичных соединений с уплотнительными элементами, выполненными из материалов, для которых значения модулей сжатия и восстановления различны (на примере фторопласта-4);

- впервые установлены значения параметров математической модели ползучести фторопласта-4;

впервые проведена оценка коэффициента осевой податливости микровыступов фторопластовой поверхности в зависимости от их величины и нагрузок;

- впервые проведена оценка условий герметичности разъемных герметичных соединений с сопрягаемыми уплотняющими фторопластовыми поверхностями;

- установлено, что дисперсность исходного материала при получении фторопластовых заготовок существенно влияет на герметизирующую способность уплотнителя, выполненного из этой заготовки. С увеличением дисперсности герметизирующая способность уплотнителя повышается;

- на основании проведенного анализа работы разъемного герметичного соединения получена методика определения оптимальной ширины уплотнительной прокладки с целью снижения материалоемкости соединения;

- создана методология расчета и проектирования фланцевого соединения с опорным элементом, установленным параллельно уплотнительной прокладке, модуль упругости которого превышает модуль упругости самой прокладки;

- установлено, что в сальниковых уплотнениях с мягкой набивкой отношение боковых нагрузок от набивки или коэффициентов бокового давления по внутреннему и внешнему контуру обратно пропорционально квадрату диаметров этих контуров;

- разработана методика экспериментального определения коэффициента бокового давления сальниковых набивок с учетом реального распределения нагрузок;

- разработана конструкция сальникового узла, обеспечивающая компенсацию температурных напряжений. Получены расчетные выражения для определения геометрических параметров его элементов;

- разработана математическая модель силового взаимодействия элементов шарового крана и на ее основе получены расчетные уравнения;

- впервые установлена двойственность значения коэффициента осевой податливости плоской фторопластовой крышки с накидным фланцем в разъемном герметичном

соединении и получены уравнения для его оценки.

Практическое значение работы:

-получены расчетные выражения для определения модулей сжатия и восстановления фторопласта-4 с учетом температуры, величины,

продолжительности и вида нагружения;

-выявлены пути совершенствования конструкции герметичных разъемных соединений с фторопластовыми уплотнителями, направленные на повышение их герметизирующей способности, снижение материалоемкости и повышение ресурса работы и разработаны методы расчета этих конструкций с учетом физико-механических свойств фторопласта-4;

-разработаны более эффективные варианты конструктивного выполнения сальниковых уплотнений;

-разработана конструкция шарового крана и методика его расчета с учетом исключения заедания пробки крана при ее повороте;

-представлена методика расчета узлов соединения царг составного аппарата во фторопластовом исполнении;

-предложена новая конструкция разъемного штуцера для крышки фторопластового оборудования и разработана методика его расчета.

Реализация результатов работы:

Отдельные результаты проведенных исследований были использованы на промышленных предприятиях:

- методика «Расчет усилий затяжки фланцевых соединений емкостных фторопластовых сосудов, работающих под давлением» была использована в 1991 году на заводе полимеров Кирово-Чепецкого химкомбината и внедрена на предприятии Укрниихиммаш;

- в 1998 году в ЗАО «МЕТАФЛОН», занимающимся изготовлением изделий из фторопластов в г. Кирово-Чепецк, было внедрено производство центробежного консольного фторопластового насоса ФК-8/18/14П, оболочка сальниковой камеры которого выполнена двухслойной;

- конструкция герметичного фланцевого соединения с фторопластовой прокладкой и дополнительным опорным кольцом вместе с методикой его расчета и проектирования была внедрена в 2000 году в ООО «ЭНЕРГОНАЛАДКА С+», занимающимся монтажом и наладкой трубопроводной арматуры и котельного оборудования;

- методика «Расчет и проектирование шарового крана, работающего под повышенным давлением» была опробована и внедрена в 2001 году в ООО «ИК Энерпред-Ярдос», занимающимся разработкой, изготовлением и оптовой поставкой шаровых кранов в широком диапазоне по диаметру условного прохода и давления;

- конструкция разъемного штуцера для оборудования, выполненного из фторопласта-4, работающего под повышенным давлением, была внедрена при изготовлении емкостных аппаратов на «Казанском заводе малотоннажной химии» в 2004 году.

Апробация работы и публикации.

Результаты работы докладывались на Всесоюзной конференции «Повышение качества герметизирующих соединений», г. Пенза, 1989 г.; на Всесоюзном совещании «Повышение эффективности и надежности машин и аппаратов в основной химии», г. Сумы, 1989 г.; на конференции «Управление качеством уплотнений и метрологическое обеспечение процессов механообработки», г. Пенза, 1991 г.; на семинаре Международной выставки «БЕЛХИМИЯ-94» «Применение фторопластов в различных отраслях промышленности», г. Минск, 1994 г.

Основное содержание диссертации опубликовано в 16 печатных работах. Отдельные технические решения защищены 5 авторскими свидетельствами СССР и двумя патентами Российской Федерации.

Автор защищает:

-комплексное решение научной и практической задачи обеспечения герметичности неподвижных разъемных соединений с фторопластовыми уплотнителями как на стадии их проектирования, так и в процессе эксплуатации;

-методологию расчета и проектирования разъемных герметичных соединений с уплотнительными элементами, выполненными из материалов, обладающих переменными деформационными характеристиками;

-методики исследования физико-механических характеристик уплотнительных элементов, выполненных из фторопласта-4 и композиций на его основе и результаты этих исследований;

- новые технические решения при конструировании сальниковых уплотнений;

- методику расчета и конструирования основных элементов шарового крана;

-методику расчета сальникового уплотнения с двухслойной сальниковой

коробкой, работающего при повышенных температурах;

-методики расчета составных корпусов аппаратов во фторопластовом исполнении.

Объем работы.

Диссертационная работа изложена на 285 страницах основного текста, содержит 86 рисунков, 42 таблицы, список литературы из 180 наименований и приложения.

Содержание работы.

Во введении обоснована актуальность работы, дано краткое ее содержание и перечислены полученные автором новые научные и практические результаты.

В первой главе на основании анализа литературных источников приводятся основные данные по физико-химическим и физико-механическим свойствам фторполимеров и композиций на их основе, отмечаются их достоинства и недостатки при использовании в качестве конструкционных материалов, указываются области их применения и даются краткие сведения о технологии получения из фторполимеров и их композаций определенных изделий.

Во второй главе проводится анализ влияния условий эксплуатации (нагрузка, температура, время и др.) на элементы, выполненные из фторопласта-4. Приводятся результаты анализа изменения отдельных физико-механических показателей фторопласта-4, представленных в главе 1, в зависимости от условий эксплуатации изделия.

В качестве деформационных характеристик изделий из фторопласта-4 были приняты модуль сжатия Есж и модуль восстановления (упругости) Евс, то есть

интенсивность деформации изделия при его сжатии и восстановлении в зависимости от удельной нагрузки соответственно:

Есж = с^ / с1 есж и Евс = dq / с1евс.

Ч>

Для определения Есж и Евс использовали данные экспериментов. В качестве примера на рис.1 представлена экспериментальная зависимость

удельной нагрузки q от относительной деформации е при нагружении (кривые 1) и разгрузке (кривые 2), полученные при температуре 20°С для фторопласта-4. Были использованы подобные зависимости, полученные при температурах 100 и 200°С. После их дифференцирования найдены выражения для определения ЕСж и Еос в зависимости от нагрузки q и от температуры ^

В общем виде эти выражения для фторопласта-4 в интервале температур 20 - 200 °С имеют вид: та-4, от относительной его деформации.

Есж= 11,03 • 105 Г1-87 я,8(,/430) и Евс = (155-0,63 0 +о.ооп.)

При полном снятии нагрузки имеет место остаточная относительная деформация еост, величина которой зависит от конечной нагрузки qк перед полным ее снятием. Так, связь между конечной удельной нагрузкой qк и остаточной деформацией е«^ (при температуре 20°С) может быть представлена выражением е„сТ = 0,0000135 qк2•83.

Подобным образом были обработаны результаты экспериментов на образцах из фторопласта-4 на растяжение, полученные при температуре 20 и 100°С, напряжении а до 12 МПа. и относительной деформации до е = 0,2. Полученный в результате такой обработки модуль растяжения

Ерст =(15,0 - 0,0411X0,03 + 0,0041)[Ч(15,0 - 0,04и)-|](0'004'-°-97,(0'03 + 0'0041)

Учет переменного характера зависимости деформация - нагрузка и использование в расчетной практике полученных модулей сжатия и восстановления повышает точность расчетов. Эффективность применения этих

1 —

у 2

N

0 5 10 15 20 25 30е%

Рис.1. Зависимость напряжения в образце, выполненном из фтороплас-

параметров для различных этапов расчета отражена в соответствующих разделах диссертации.

Длительное действие нагрузки на элементы разъемного соединения является причиной релаксации напряжения в элементах этого соединения.

Согласно теории течения скорость пластической деформации в ^том элементе соединения

аЛЕ, / йх = В] (х)

где и п^ - соответственно коэффициент и показатель ползучести, параметры, характерные для данного материала при данной температуре (определяются экспериментально); ^ - текущее значение напряжения в j -той детали соединения; Д^ - относительная деформация _]'-той детали соединения; х - время нагружения.

Для стальных деталей явление ползучести практически заметно при температурах более 300°С, при которых фторопластовые элементы не работают. Поэтому учитываем только релаксацию фторопластовых деталей.

По экспериментальным данным, используя теорию течения, нами были получены выражения для определения коэффициента и показателя ползучести В^ п^ для фторопласта-4 в интервале температур 20 - 100°С:

-при сжатии: В(х) = 33,6 10"'V'28, ш = 7,16 I

- при растяжении: В(х) = 0,28 10"1012'9, т= 11,55 Г0'31

В этих уравнениях время х в часах, температура г в °С, удельная нагрузка q и напряжение растяжения о в МПа.

Различие в характере зависимостей модулей деформации элементов, выполненных из фторопласта-4, при их сжатии и восстановлении (рис.1) являются основной причиной увеличения их остаточной деформации при N циклах нагрузки - разгрузки. В этом случае меняется высота прокладки, что отражается на ее значении коэффициента осевой податливости

= Ь [1-Й Еост]

Высота прокладки в случае ее полной разгрузки и нагрузки в каждом цикле Ьы = Ь [1 - 0,0000135 я2'83Ы] (1)

Уравнение (1) приемлемо при температуре рабочей среды 20°С. Аналогичные выражения по этой методике могут быть получены и для других температур.

Высота прокладки в случае ее частичной разгрузки и нагрузки в каждом цикле

= Ь [1 - 0,0000135 Дя2'83И]

Фторполимеры, обладая повышенной химической стойкостью, применяются, в основном, как материал футеровки для защиты несущих элементов конструкции. Нами были проведены исследования условий проницаемости электролитов через фторполимерные пленки на установке, основной элемент которой - ячейка, выполненная из фторопласта-4 и состоящая из диффузионной и измерительной камер, разделенных исследуемой фторполимерной пленкой.

Результаты проведенных исследований позволяют выбрать оптимальную толщину 5 фторполимерной футеровки по допускаемой концентрации [С] вещества в защищаемой зоне.

Р,тР

5 = - ,

[С] V П

где П - критерий диффузионного подобия (1 - 0,1), Р, - коэффициент диффузионной проницаемости в системе фторполимер-электролит, т - время контакта компонентов системы, V, 5, Б - объем аппарата, толщина и площадь футеровки соответственно.

Третья глава посвящена оценке деформационных характеристик сопрягаемых фторопластовых элементов.

Одним из элементов, определяющих коэффициент жесткости соединения, является податливость микровыступов сопрягаемых уплотняющих поверхностей.

В технической литературе данные по исследованию сближения фторопластовых поверхностей отсутствуют. Поэтому нами были проведены специальные исследования по оценке сближения поверхностей контактирующих элементов, выполненных из фторопласта-4 и стали и двух фторопластовых.. В основу действия прибора замера сближения заложен принцип гидравлической мультипликации. Коэффициент усилиения прибора равен 18100. Площадь контакта сопрягаемых поверхностей 38 см2.

Исследовали образцы, выполненные из фторопласта-4 и стали Х18Н10Т. Чистота обработки поверхности фторопластового образца И7ф = 10 мкм, стального образца менялась от Яг = 1,8 мкм до Яг = 11,7 мкм. Исследовали также образцы, сопрягаемые фторопластовыми поверхностями. Шероховатость фторопластовых поверхностей Ягф = 19,7 - 44,2 мкм.

Так как эксперимент идет во времени, то получаемые результаты включают деформацию и от ползучести микровыступов. Для определения этой величины, нами была определена действительная удельная нагрузка на микровыступы поверхностей, выражение (2).

5;=е0

1,44ЕСЖ / [0,025, + 0,09125;3 - 0,25465^ - 25;1п(0,92 + (2)

8^0

При найденной нагрузке Яд и заданном отрезке времени проведения эксперимента было получено значение деформации от ползучести микровыступов ДЕ = 0,00158 Яд1'5.

В результате обработки экспериментальных данных получены уравнения, по которым с достаточной для практических целей точностью можно оценить действительную величину сближения контактирующих стальной и фторопластовой поверхностей ад = а + Де Лг, где

а = 0,08 Яг1'6 я°'32, (3)

и двух фторопластовых поверхностей ад = а+2 Де Иг , где

а = 0,19 Яг1'11 я0'5. (4)

Используя выражение (3) и (4) можно определить интенсивность сближения в зависимости от нагрузки, т. е. податливость микровыступов сопрягаемых поверхностей.

ХМф = <1а / Б (1я или >.'„ф = ёад / Б ёя, м/Н,

где Б - площадь контакта сопрягаемых поверхностей, м2.

Четвертая глава посвящена исследованиям условий герметизации разъемных неподвижных соединений с фторопластовыми уплотнительными элементами.

При расчете и конструировании разъёмного соединения для обеспечения его герметичности за критерий герметичности принимают минимальную удельную нагрузку на уплотняющий элемент (обтюратор), при которой соединение считается герметичным.

Существует две принципиально различные концепции условий герметизации разъёмных соединений. Методика экспериментальной оценки критерия герметичности в обоих случаях практически одинакова. Исследуемую модель разъёмного соединения устанавливают в нагружающее устройство, создают определенную нагрузку на уплотняющие поверхности, во внутреннюю полость модели подводят уплотняемую среду под определенным давлением.

По первой концепции давление уплотняемой среды и нагрузку на уплотняющие поверхности изменяют до тех пор, пока прибор, оценивающий протечку, не зафиксирует её прекращение (или начало). Соответствующая этому условию удельная нагрузка и принимается за критерий герметичности [я] при данном давлении уплотняемой среды. Изменяют давление и определяют

следующее значение и т.д. По полученным значениям строят график зависимости

М = А + Вр (5)

Установленное по выражению (5) значение критерия герметичности зависит от ниж-него предела чувствительности прибора. Чем выше чувствительность прибора, фиксирующего протечки уплотняемой среды, тем больше будут значения коэффициентов А и В.Таким образом, нижний предел получаемых результатов в этом случае зависит от чувствительности прибора.

По второй концепции при определенных значениях нагрузки в зоне контакта уплотняющих поверхностей и давлении уплотняемой среды фиксируют величину её протечки. По допускаемой протечке [\У] (условная герметичность) и при заданном давлении р и по соответствующим кривым = Дф определяют Получаемые результаты не зависят от нижнего предела показаний используемого прибора замера утечки. Таким образом, оценка условий герметичности соединения по второму методу представляется более приемлемой, т.к. полученные значения утечки XV = Дя,р) являются истинной величиной и позволяют выбрать критерий герметичности в зависимости от рабочего давления и величины допускаемой протечки уплотняемой среды. В наших исследованиях использовался второй метод оценки герметичности.

Исследования проводили на специально созданном экспериментальном комплексе, включающем компрессор высокого давления; буферные емкости повышенного объема; силовой узел, состоящий из силовой рамы с регулировочным винтом и мембранного пресса. Исследование условий герметичности сопряжения двух фторопластовых поверхностей проводили на специально разработанной модели, которая содержит нижний и верхний фторопластовые элементы, устанавливаемые в силовую раму мембранного пресса. Сопрягаемые поверхности имели чистоту обработки Яг = 15 мкм. Выбор этого значения шероховатости обусловлен практическим опытом обработки уплотняющих фторопластовых поверхностей. Испытанию подвергались так же узел сопряжения фторопластовой прокладки с плоскими стальными поверхностями модели фланцевого соединения.

Исследование условий герметизации заключалось в определении величины протечки воздуха в зависимости от его давления р и удельной нагрузки q на уплотняющих поверхностях прокладки. Воздух протечки накапливался в полости, образованной бандажом, охватывающим опытную модель, и подавался на расходомер, нижний предел показаний которого - 5,7 10"4 мл/с, что по чувствительности превышает широко применяемый пузырьковый метод оценки герметичности - 2 10"2 мл /с.

Эксперименты проводили при давлении уплотняемого воздуха р = 0,25 - 2,5 МПа, удельной нагрузке на уплотняющие фторопластовые поверхности до q = 8,0 МПа при ширине контакта Ь = 5,0 - 25 мм. За условие герметичности принималась величина протечки на единицу длины периметра по внешнему

диаметру уплотнения ^//П =1,6 10"3 см3 / мин. см. Абсциссы точек пересечения прямой А и кривых зависимости \\7П = Г (ц) (см. рис. 2) и принимались как минимальная удельная нагрузка герметизации [(}].

В результате такой обработки полу- \У/П чены зависимости [я] = Г (р) для каждой ширины контакта опытных образцов. Эти зависимости с достаточной для практического применения точностью могут быть описаны уравнением

М = (1,15+1,9В)р02 (6)

При уплотнении другого газа выбор величины удельной нагрузки герметизации (6) зависит от режима его течения в зоне контакта уплотняющих поверхностей. Так, при ламинарном течении определяющим величины протечки (при прочих равных условиях) является вязкость уплотняемого газа. При молекулярном течении - эффективный диаметр его молекулы. При использовании уплотняющих поверхностей с другим значением шероховатости величина протечки будет пропорциональна кубу высоты шероховатости Яг.

Для оценки влияния лабиринтов на герметичность соединения нами было исследовано распределение давления уплотняемого воздуха по ширине контакта в зависимости от нагрузки.

Исследования проводили на опытной модели, состоящей из двух фторопластовых элементов, в зоне контакта которых на одном из элементов выполнены кольцевые канавки, полости которых связаны с манометрами. Удельная нагрузка на уплотняющих поверхностях менялась от q = 0,1 МПа до я = 9,0 МПа, а давление уплотняемого газа р до 2,0 МПа.

Опытную модель устанавливали в нагружающее устройство, сопрягаемые поверхности нагружали удельной нагрузкой q = 0,1 - 9,0 МПа, во внутреннюю полость модели подавали газ под заданным давлением р до 2,0 МПа и с течением времени т отмечали рост давления в кольцевых канавках и величину протечки уплотняемой среды до стабилизации давления в манометрах, подсоединенных к кольцевым канавкам. Затем опыт повторялся при других q и Р-

Для оценки влияния кольцевых канавок (лабиринтов) в зоне контакта двух уп- лотняющих поверхностей на герметичность соединения было проведено сравнение (рис. 3) результатов, полученных при наличии кольцевых канавок

см мин см 0,010

3,2 4,0 4,8 5,6 я, МПа

Рис. 2. Зависимость величины протечки уплотняемого воздуха от его давления и удельной нагрузки на уплотняющие поверхности.

и без таковых. Сравнение показало, что наличие лабиринтов на пути движения уплотняемого газа при прочих равных условиях приводит к снижению требуемой величины удельной нагрузки в 1,5 раза.

Для оценки влияния структуры материала прокладки на герметичность соединения были проведены специальные исследования на прокладках, выполненных из трех модификаций фто-ропласта-4 - стандартного по ГОСТ 10007 (Ф-4) и фторопласта-4, полученного из мелкодисперсного порошка специального помола (ФМ). Для оценки влияния качества помола исследовали также прокладки из молотого порошка, но не однородной структуры (ФМН).

Проведенные исследования показали, что структура материала прокладки существенно влияет на стабильность получаемых результатов. Так, разброс данных для прокладок из ФМН составил более 40%, для прокладок из Ф-4 --20%, а для прокладок из ФМ менее 5%. Герметизирующая способность прокладок, выполненных из ФМ на 30% выше, чем прокладок из Ф-4, а прокладок из ФМН почти такая же, как и из Ф-4, но при меньшей степени надежности.

В пятой главе изложены особенности расчета и конструирования разъемных соединений с уплотнительными элементами из фторопласта-4 и влияния условий эксплуатации на их работу.

Разъёмное герметичное соединение - это конструктивный узел, который должен обеспечить герметичность разъёма за счёт силового контакта его уплотняющих поверхностей. Выбор величины усилия [Q], которым уплотняющие поверхности должны быть прижаты друг к другу в рабочих условиях, зависит от конструкции соединения, материала прокладки, условий его сборки, внешней нагрузки на соединение в процессе его эксплуатации и времени эксплуатации соединения. Выполнение этого условия в общем виде может быть представлено выражением

[Q] > Q3 - a Qr + AQt - I v(i) dx ,

(7)

где Q3 - усилие предварительного нагружения крепёжных элементов соединения при его сборке; а - коэффициент жесткости соединения; Qr - осевая сила

WxlO см3/с см

1 л 2

3,6 5,2 6,8 Ч,МПа

Рис. 3. Оценка влияния лабиринтов на герметичность соединения:

1 - для образца с лаиринтами,

2 - без лабиринтов.

давления рабочей среды; ДО! - изменение нагрузки на элементы соединения, вызванное изменением температуры уплотняемой среды; V - скорость падения нагрузки на детали соединения вследствие релаксации напряжения в его отдельных элементах; т - время.

Сила нагружения [0] уплотняющих поверхностей соединения (см. выражение 7), при котором соединение считается герметичным, выражается как [0] = Щ Б, где Щ - критерий герметичности - минимальная удельная нагрузка на уплотняющих поверхностях обтюратора, обеспечивающая заданную степень герметичности; Р - площадь контакта уплотняющих поверхностей. Используют также прокладочный коэффициент к = / р. В этом случае [О] = Б к р.

Критерий герметичности зависит от многих факторов: материала обтюратора, его формы и геометрических параметров, точности изготовления обтюратора и чистоты обработки его уплотняющих поверхностей, давления и свойств уплотняемой рабочей среды, её температуры, метода оценки самого критерия герметичности, условий сборки соединения и др.

Одним из важных конструктивных параметров соединения является ширина уплотнительной прокладки. В нормативных материалах и технической литературе приводятся различные рекомендации по выбору ширины прокладки Ь. Анализ работы соединения показал, что прокладка испытывает два предельных значения нагрузки: максимальное от усилия С?3 при сборке соединения и минимальное [0] в рабочих условиях. Нагрузка на прокладку при сборке соединения

СЬ = л Бср Ьо= [СН + 0,25л а Бср2 р, (8)

где а - напряжение сжатия прокладки.

Нагрузка на прокладку в рабочих условиях

[д] = яБСрЬ[я]. (9)

Если ширина прокладки будет больше оптимальной, то согласно выражению (8) для обеспечения требуемой нагрузки Щ в рабочих условиях необходимо увеличить усилие предварительной затяжки крепежных элементов (З3, что может отразиться на прочности крепежных болтов и фланцев. Кроме того, нерациональный расход материала прокладки (фторопласта-4) повысит стоимость оборудования. Если же ширина прокладки будет меньше оптимальной, то возможна перегрузка прокладки при сборке соединения, в результате которой она потеряет необходимую упругость, что отразится на герметичности соединения..

Используя выражения (8) и (9), получили

Ь = а Бср р / 4 (а - п[я]>.

(10)

Здесь n - коэффициент запаса по герметичности, который зависит от принятого метода контроля силы затяжки крепежных элементов соединения. Принимают п = 1,2-1,5.

Выражение (10) получено при постоянном значении коэффициента жесткости соединения а. Однако для прокладок из фторопласта-4 этот коэффициент зависит от нагрузки, что нужно учитывать при определении ширины прокладки.

Болтовая нагрузка, а также изгибающий момент, действующий на фланцы, зависят от места размещения прокладки между фланцами (ее среднего диаметра). Оценку влияния значения среднего диаметра прокладки на металлоемкость фланцевого соединения при использовании прокладки оптимальной ширины, выполненной из фторопласта-4, проводили на стандартных фланцах Dy = 100 -600 мм (ГОСТ 12820). В качестве определяющего параметра был выбран максимально допускаемый угол поворота фланцев 0 = 0,009 радиан.

Согласно полученным результатам место размещения прокладки между фланцами существенно влияет на металлоемкость отдельных элементов фланцевого соединения: с увеличением среднего диаметра металлоемкость фланцев падает, а болтов растет, причем с увеличением внутреннего диаметра фланца отношение массы болтов к массе фланца увеличивается. Полученные данные позволяют оценить возможность снижения металлоемкости фланцевого соединения без ущерба для прочности его составляющих элементов..

Для фланцевого соединения с фторопластовым уплотнителем был разработан и исследован уплотнительный узел с опорным кольцевым элементом, размещенным параллельно уплотнительной прокладке. В исходном состоянии толщина прокладки превышает толщину опорного кольца на величину ДЬ. В процессе предварительной затяжки крепежных элементов прокладка деформируется на величину ДЬ и только после этого опорный элемент начинает воспринимать болтовую нагрузку до завершения затяжки болтов. С увеличением давления уплотняемой среды начнется разгрузка уплотнительного узла согласно выражению

Qn = Q3 - a Qr, где а =Х6/ (Х6 + Х'п)

При параллельном размещении прокладки и опорного кольца податливость уплотнительного узла X п = Х2 I Рч где Xi И Х2 - коэффициенты осевой податливости соответственно фторопластовой прокладки и опорного кольца. Принятые нижние индексы 1 и 2 относятся соответственно к прокладке и опорному кольцу.

Т.к. интенсивность восстановления прокладки и опорного элемента при увеличении давления уплотняемой среды одинаково, то AQi = AQ2 Х2 / Осевая податливость фторопластовой прокладки Х\ значительно превышает Xi -осевую податливость стального опорного кольца ввиду того, что модуль упругости стали Е2 на несколько порядков превышает модуль восстановления фторопласта Евс (см. главу 2). Поэтому нагрузка на прокладку в процессе повышения давления рабочей

среды практически остается постоянной и равной удельной нагрузке И, созданной при сборке соединения.

В результате проведенного анализа работы уплотнительного узла с параллельно размещенными элементами было получено выражение для определения необходимых геометрических параметров, в частности разности исходной толщины прокладки и опорного элемента АЬ = к р Б]

Экспериментальные исследования, проведенные на модели и стандартных фланцевых соединениях, показали хорошое совпадение результатов расчета и эксперимента. Кроме того, исследования показали, что в прокладочном соединении с опорным кольцом падение болтовой нагрузки со временем не наблюдается. Это объясняется тем, что основную нагрузку несет опорное кольцо, материал которого (сталь) не подвержен ползучести при нормальной температуре.

Особенностью фланцевого соединения с параллельно установленным прокладке опорным элементом является дрейф опорной линии уплотнительного узла в процессе затяжки крепежных элементов и давления уплотняемой среды. Это обстоятельство необходимо учитывать при определении угловой деформации фланцев в процессе их расчета на прочность.

Для обеспечения требуемой величины затяжки крепежнных элементов при сокращении ее трудоемкости применяют определенную силовую и порядковую последовательность нагружения (определенный режим затяжки), при расчете которого использут деформационные характеристики (податливости) элементов соединения. В принятой расчетной практике используют постоянные значения податливости прокладки, что неприемлемо для соединений с фторопластовыми прокладками. В результате проведенного силового анализа были получены расчетные выражения для определения силы нагружения очередной группы крепежных элементов для наиболее широко применяемого на практике однообходного режима. Согласно этому режиму требуемая суммарная сила затяжки при равномерном ее распределении по всем крепежным деталям соединения обеспечивается за один обход при однократном приложении нагрузки на каждый болт. Сила затяжки очередной (г-ой) группы крепежных элементов С)2 = qz Рп. Здесь qz и Рп - удельная нагрузка на прокладку и ее площадь.

1 = п

{п Ь П (1 /Е сж \) ' ^б 1 ^сж п }Е СЖ 2 I = 1

ъ = Яп- ,

\ - 2.

{г Ь П (1 - ^ / Есж 0 ^-б ^П Есж г сжп

1 = 1

где - удельная нагрузка на прокладку (конечная) при затяжке последней п-ой группы крепежных деталей.

Проведенный анализ показал, что без учета переменного значения модуля сжатия прокладки не обеспечивается заданная конечная сила сжатия прокладки и равномерное ее распределение между крепежными болтами соединения. Экспериментальная оценка этого режима подтвердила приемлемость полученных аналитических зависимостей.

Одна из причин снижения нагрузки на уплотняющих поверхностях разъемного соединения с течением времени - релаксация напряжений в нагруженных его деталях. В главе 2 представлены зависимости интенсивности релаксации напряжения фторопласта-4. Эти данные использовались нами для получения расчетного аппарата оценки влияния релаксации прокладки, выполненной из фторопласта-4, на работу разъемного герметичного соединения.

С изменением нагрузки я для прокладок из фторопласта-4 меняются значения Ьп и кп, и падение нагрузки за время х определяется по выражению:

где я - удельная нагрузка на прокладку после затяжки крепежных болтов фланцевого соединения, Б - площадь прокладки, Евс - модуль восстановления прокладки, индексы ф и б относятся к фланцам и болтам соответственно.

В результате ползучести материала прокаладки с течением времени изменяется ее толщина Ь и, следовательно, измениется коэффициент жесткости соединения а, в который входит податливость прокладки

Полученное значения коэффициента жесткости а более точно отражает изменение нагрузки на элементы фланцевого соединения в зависимости от ее величины и времени эксплуатации, что было подтверждено при анализе работы опытной модели фланцевого соединения.

Изменение температуры рабочей среды приводит к изменению нагрузки на элементы разъемного соединения. Учитывая переменную податливость прокладки,

ДЧ = В, т Чт / Р [(2ХФ /2 Иф ) + / 1б ) + (1 / Евс Р)],

Ь(ЕСЖ-я,) [Евс + (я, - я)] [1 + 8 10 '51 я

(1,53-0,0041) 0,08-Тк

71 Г) Ь Я 2 Б

К 1УСр и

1 = п-1

Е <Х( ь дъ + ап И (1 - я, / Есж )[ 1 + (Яз - Я) / Евс] Д1П - Е щ 1; Д^

АО, =

1 = п-1 ] = к

Ь (Есж - я,) [Евс + (я, - я)] [1 + 8 10 -5 г я (,'53-адо4 <> тК °'08]

Е Х{ + Е ^ + 1=1 j=l

Анализ, выполненный для экспериментальной модели соединения, показал, что температурная нагрузка на элементы фланцевого соединения с течением времени снижается.

В разъемном соединении изменение нагрузки на элементы соединения могут быть следствием или колебания давления уплотняемой среды, или ее температуры.. Как показано в главе 2, повторные изменения сжимающей нагрузки сопровождаются появлением остаточной деформации. Причем, чем больше циклов повторных нагружений, тем большее значение этих деформаций. При колебании давления рабочей среды происходит изменение (уменьшение) значения коэффициента осевой податливости прокладки, что отражается и на работе разъемного герметичного соединения. Коэффициент жесткости соединения а ц при циклическом нагружении:

ац = - .

Ь (1 - 0,0000135 Чк2'83 Щ( Есж - Ч,)[ Евс + (Чз - ч)] -

я Бср Ь Евс2 Есж

В качестве примера был выполнен расчет разъемного соединения экспериментальной модели, давление уплотняемой среды в котором периодически изменяется в течение 10 циклов с

амплитудой Др = ± 0,2 МПа при исходном давлении р = 10 МПа. По данным расчета увеличение коэффициента жесткости а за счет циклического изменения нагрузки составило 15%. С увеличением числа циклов падение нагрузки на прокладку будет увеличиваться, что и явится причиной нарушения герметичности соединения.

Анализ влияния цикличности изменения температуры рабочей среды на герметичность соединения показал, что периодичность изменения температуры уплотняемой среды практически не приводит к заметному изменению нагрузки на прокладку. Это можно объяснить тем, что уменьшение толщины прокладки приводит не только к увеличению ее осевой жесткости, но и к уменьшению температурной деформации, т.к. толщина прокладки входит и в числитель, и в знаменатель расчетного выражения.

Шестая глава посвящена узлам герметизации подвижных соединений фторопластовыми уплотнительными элементами.

Фторопласты и композиции на их основе применяют как для изготовления уплотнительного элемента в целом, так и для его отдельных элементов. Например, основу уплотнительного элемента выполняют из упругого материала (резины, металла), а поверхность основы покрывают оболочкой из фторопласта. При таком исполнении обеспечивается низкое значение коэффициента трения при

относительном смещении уплотнителя и уплотняемой детали и общая упругость уплотнительного элемента.

Уплотнители из фторопласта или его композиций в узлах герметизации подвижных соединений применяют в виде манжетных колец или колец треугольного сечения, где внутренние кольца - фторопластовые элементы, внешние - упругие резиновые кольца.

Манжетное уплотнение по своей сути ни чем не отличается от варианта с набором плоских уплотнительных колец, т. к. все манжеты в совокупности представляют собой монолитную конструкцию, Проведенный анализ показал, что в силу равенства внутреннего и внешнего угла каждой манжеты (90°) под действием осевой силы радиальной деформации манжеты не происходит за исключением поперечной деформации, обусловленной коэффициентом Пуассона. Более целесообразным было бы выполнение опорноых колец с углом меньшим, чем угол конуса манжеты. При таком исполнении первоначальные зазор между сопрягаемыми манжетами и опорным кольцом обеспечил бы требуемый радиальный натяг 5. Требуемое значение угла опорного элемента

Р = {180 - 2 arc cos [0,707 b / (b -1,414 5)]}.

В варианте уплотнительного узла, состоящего из сопрягаемых друг с другом треугольных резиновых и фторопластовых колец, вследствие значительного различия между коэффициентами трения по стали резины и фторопласта-4 не обеспечивается равномерное их нагружение. Предлагается усовершествование этого уплотнения, повышающее его эффективность.

Основное внимание в этой главе уделено уплотнениям с мягкой сальниковой набивкой. Достоинство сальникового уплотнения с мягкой набивкой -относительная простота конструкции и возможность быстрой и легкой замены исчерпавшей свой ресурс набивки.

При сборке сальникового уплотнения в процессе затяжки крепежных элементов происходит сжатие набивки и ее смещение относительно замыкающих поверхностей камеры сальника и уплотняемой детали (штока или вала). Сжатию набивки препятствует внутреннее трение ее материала, и трение набивки о замыкающие ее поверхности.. На компенсацию влияния этого суммарной силы трения затрачивается часть приложенной осевой силы. Вследствие этого осевая удельная нагрузка распределяется по длине набивки z согласно уравнению

qz = q0exp(-2fkz/b), (11)

где f - коэффициент трения набивки о замыкающие ее поверхности; к -коэффициент бокового давления, равный отношению радиальной нагрузки на набивку к осевой; b — ширина набивки; q0 - удельная нагрузка на верхний слой набивки, соприкасающийся с нажимной втулкой.

При выводе этого уравнения не учитывалась разность удельных радиальных нагрузок на набивку на внешнем и внутреннем ее контуре. Это допущение не совсем корректно. Проведенные нами исследования показали, что отношение радиальных нагрузок на внутреннем и внешнем диаметре сальниковой набивки пропорционально квадрату отношения наружного и внутреннего диаметров. Поэтому уравнение (11) следует представить как

qz = я0 ехр [- М кср Б с! ъ / Ъ(Б2 + (I2 )]

Здесь кср - среднее значение коэффициента бокового давления сальниковой набивки.

Для увеличения радиальной составляющей осевой нагрузки на набивку сальника дно сальниковой коробки и торцевую поверхность нажимной втулки часто выполняют коническими с углом конуса а = 30 - 60° и его вершиной, расположенной вне размещения набивки. Однако согласно проведенному нами анализу такое конструктивное решение не способствует улучшению работы сальника. Более целесообразным представляется выполнение обратного угла конуса, величина которого а

а = 0,5 агсЗт [ (ц + 2 кк) (Я2 / г2 -1)]

Правильный выбор угла скоса замыкающих торцевых поверхностей сальниковой набивки не только повышает герметичность самого соединения, но и снижает износ сальниковой набивки за счет снижения удельной нагрузки на уплотняемый подвижный элемент.

В рабочих условиях торцевая поверхность набивки контактирует с опорным кольцом и нагружена рабочим давлением р уплотняемой среды. Набивка является промежуточным звеном, передающим силу давления уплотняемой среды на нажимную втулку. В этом случае осевая нагрузка (}в на нажимную втулку увеличивается, а на набивку <3„ в среднем падает. Конечные значения нагрузок

<3. = (г, + (1 -а) = - а 0Г.

Здесь <3Г - осевая сила давления рабочей среды с учетом силы трения в сопряжении набивки со штоком и стенкой камеры сальника СЬ = я Бср Ь р - к^, { qCp Ь л (Б + й), а - коэффициент жесткости соединения а = / (>,б + Х„), и кп -коэффициенты осевой податливости соответственно крепежного узла (крепежных элементов, нажимного фланца и нажимной втулки) и сальниковой набивки высотой Ь; цср- среднее значение осевой удельной нагрузки в набивке.

Материал сальниковой набивки - в основном пористый. Каждый элементарный слой набивки практически находится в условиях силового равновесия от давления рабочей среды, проникшей в набивку. Поэтому давление уплотняемой среды, находящейся в набивке, практически дополнительно не уплотняет набивку, т.е. отсутсвует самоуплотнение. Это подтверждает и анализ проведенных исслдований, и характер износа вала, уплотняемого сальниковой набивкой, и самой набивки.

Для оценки деформационных свойств материала сальниковых набивок используют его коэффициент бокового давления к = qг /ц7_. Этот коэффициент является важным расчетным параметром, входящим в основное расчетное выражение (11) для сальников с мягкой набивкой. Экспериментальной оценке этого параметра посвяшено много работ. Она заключается в определении деформации стенки камеры (внешней или внтуренней), в которой размещена сжимаемая осевой силой набивка. Точность оценки к в этом случае зависит от радиальной жесткости стенки камеры (ее толщины): чем больше жесткость, тем более достоверные результаты. Однако, при применении тензорезисторов достижение требуемой точности их показаний возможно только при относительно малой жесткости деформируемой стенки. В этом и заключается один из недостатков применяемого метода оценки коэффициента бокового давления.

Общая ошибка практически всех методов определения коэффициента бокового давления заключается в том, что его значение принимали одинаковыми как для внешнего контура набивки, так и для внутреннего.

Для оценки коэффициента бокового давления, сальниковых набивок нами была разработана и использована на практике экспериментальная установка, принцип работы которой заключается в оценке потерь осевой нагрузки на трение сальниковой набивки о замыкающие ее поверхности камеры сальника и уплотняемого штока. Требуемая осевая сила на набивку создавалась гидродомкратом, а остаточная после набивки фиксировалась тензорезисторами, наклеенными на упругих балочках равного сопротивления. Разность между значениями этих сил - потери на трение набивки о замыкающие ее поверхности камеры и штока. Здесь определялся комплекс к£ который входит во все расчетные зависимости. Это повышает точность и практическую ценность полученных результатов. Для определения истинного значения к на специально созданной установке определяли коэфффициенты трения I для каждого исследованного вида набивки. Получены расчетные выражения вида Г =

Преимущество представленного метода оценки коэффициента бокового давления по сравнению с ранее применяемыми заключается в том, что результаты экспериментов получены для реальной камеры сальника, т.к. они не зависят от ее геометрических параметров. Были получены значения кГ для отдельных видов сальниковых набивок и их зависимости от нагрузки в диапазоне 2,0 - 27 МПа. Полученные экспериментальные зависимости могут быть выражены уравнением вида Значения эмпирических коэффициентов для исследованных

видов набивки изложены в диссертации.

Одновременно с определением коэффициента бокового давления определяли осевую деформацию набивки при ее нагружении и разгрузке, а также остаточную деформацию в зависимости от удельного давления. Были получены уравнения, связывающие удельную нагрузку я и относительную деформацию е. Так, при сжатии набивки и ее восстановлении соответственно

Интенсивность изменения удельной нагрузки при сжатии и восстановлении набивки в зависимости от ее относительной деформации можно оценить соответствующими модулями: при сжатии набивки Есж = с1ц / ск и при ее восстановлени Евс = ёя* / ё£. Продифференцировав уравнения (12) и (13), получили соответственно

Сальниковые набивки в основном пористые материалы, для которых неизбежны протечки уплотняемой среды. Поэтому одной из определяющих характеристик герметизирующей способности набивки является ее пористость или проницаемость.

Величину протечки XV уплотняемой среды через сальниковую набивку выразим уравнением \У = К И Др / Ь ц, где К - коэффициент пропорциональности (проницаемости) набивки; Б - площадь сечения набивки; Др - перепад давления уплотняемой среды по высоте И набивки; ц - вязкость уплотняемой среды.

Здессь следует учитывать, что проницаемость материала набивки, как таковая, отличается от проницаемости той же набивки, установленной между стенкой камеры сальника и уплотняемым элементом (штоком или валом). В этих условиях при сжатии или восстановлении набивки на ее боковые поверхности в зоне сопряжения со стенкой камеры сальника и уплотняемого элемента по всей высоте контакта действует сила трения, направленная против относительного смещения набивки.

Для определения коэффициента проницаемости сальниковой набивки в реальных условиях ее работы была разработана экспериментальная установка, содержащая модель сальникового уплотнения, обеспечивающая создание требуемой осевой нагрузки на набивку, заданного давления уплотняемой среды (воздуха) и оценку величины протечки уплотняемой среды. В процессе проведения исследований изменяли значения удельной осевой нагрузки я, до 45 МПа, давления уплотняемого воздуха р до 25 МПа и высоты набивки Ь в интервале 12 - 36 мм (2, 3 и 4 кольца набивки) и определяли влияние этих параметров на величину протечки V/.

Я = А; + В;£ + С;£'

А * в»1

и Ях = ^ £

.2

(12) (13)

Есж — В} "Ь

Евс ~ В; £

Исследовали сальниковые набивки различных типов квадратного сечения 6 х 6 мм с внутренним диаметром (1 = 56 мм. В результате обработки экспериментальных данных были получены уравнения , связывающие К и удельную нагрузку

К = ехр[-(а + ЬЧо)]. (14)

Исследования показали, что при подъеме давления уплотняемого воздуха в опытной модели до определенного его значения рс нагрузка на набивку (и протечка уплотняемой среды) остается постоянной и равной первоначальной удельной осевой нагрузке я Такой характер изменения нагрузок на элементы сальникового уплотнения объясняется следующим. При нагружении набивки осевой силой (}в происходит сжатие набивки и ее смещение относительно замыкающих набивку поверхностей камеры сальника и штока. В зоне контакта набивки и замыкающих ее поверхностей силы трения, направленны против смещения набивки. При повышении давления воздуха в полости опытной модели увеличивается осевая сила С?г = л <12 р / 4, под действием которой происходит реверс сил трения. И только после завершения реверса сил трения нагрузка на набивку будет уменьшаться, а величина протечки увеличиваться. Величина силы трения при прочих равных условиях зависит от площади контакта набивки с замыкающими ее стальными поверхностями (высоты набивки Ь). Так, для материала типа Н 1200 при = 13,5 МПа завершение реверса сил трения наблюдалось: для двух колец при давлении уплотняемого воздуха р = 0,4 МПа; для трех колец при р = 0,8 МПа, а для четырех колец при р = 1,56 МПа.

Анализ результатов исследования проницаемости сальниковых набавок показал, что значение коэффициента а (выражение 14) зависит от сил трения на боковых поверхностях набивки. Чем больше эти силы (больше значение к0, тем при больших значениях давления рс завершается реверс сил трения и начинается влияние удельной нагрузки на величину протечки уплотняемой среды (коэффициент К).

Значение коэффициента Ь (выражение 14) определяется жесткостью (модулем сжатия Есж) набивки: чем больше модуль сжатия, тем меньше значение коэффициента Ь. Значения коэффициентов проницаемости получены для воздуха. При оценке проницаемости другого газа, отличного от воздуха по вязкости, необходимо полученные по выражению (14) значения К умножить на коэффициент, равный отношения динамических вязкостей уплотняемого газа и воздуха.

В седьмой главе представлены отдельные конструктивные решения фторопластовых узлов.

При разработке уплотнительного узла шарового крана особое внимание было уделено подбору материала для его составных элементов. Для уплотнительного

элемента, сопрягаемого с шаровой пробкой в силу его специфических особенностей (низкий коэффициент трения, относительно невысокая твердость) был использован фторопласт-4. В качестве буферного элемента, для которого необходима определенная упругость и несжимаемость - резина.

Основные функциональные элементы шарового крана: сферическая пробка; 2 узла уплотнения, выполненные из фторопласта-4 и резины; штуцера соединения крана с магистралью, шаровая пробка и корпус крана. Штуцерами, при ввертывании их в корпус крана на определенную глубину, обеспечивается требуемая для герметичности нагрузка на узлы уплотннения. Оптимальное условие относительного расположения штуцеров - обеспечение требуемой нагрузки на эти узлы и жесткое сопряжение штуцеров с корпусом крана. Для обеспечения этого условия необходим правильный выбор геометрических параметров шаровой пробки , корпуса крана и элементов уплотнительного узла.

Зависимость изменения нагрузки на элементы уплотнительных узлов от давления рабочей среды можно представить в виде трех участков.

I участок - фторопластовые уплотнения находятся в силовом контакте с торцевыми поверхностями штуцеров после сборки крана. Нагрузка на правое Qu и левое Q2i фторопластовое уплотнительное кольцо

Qu = Qo + A,*„ О,/(*,•„+ *■*«)

и Q21=Qo- А.*л Од/(*,*„ +Х.*л),

где Х*п и 1\ - приведенные коэффициенты осевой податливости соответственно правого и левого уплотнения; Q0 и Од - сила затяжки штуцеров при сборке крана и осевая сила давления уплотняемой среды.

II участок - резиновые кольца находятся в силовом контакте со штуцерами после подачи давления среды. Нагрузка на правое и левое резиновое кольцо

и Q22 = Qo + ^*Qa/(AT + X*).

Здесь Яф - коэффициент осевой податливости резиновой прокладки круглого сечения.

III участок - правое уплотнение полностью разгружено. Нагрузка на левое уплотнение

Q13 = Qo + Од <Ъ = О

В результате выполнения силового анализа работы крана на каждом участке с учетом обеспечения условий герметичности фторопластовыми и резиновыми элементами узлов уплотнения при соблюдении допускаемой их деформации были

получены выражения для определения геометрических параметров основных конструктивных элементов шарового крана.

При эксплуатации первых партий шаровых кранов наблюдалось заедание шаровой пробки, для преодоления которого требовалось приложить дополнительный крутящий момент. В результате проведенных аналитических и экспериментальных исследований были выявлены причины заедания и указаны пути их устранения.

После сборки шарового крана силы трения в сопряжении пробка -фторопластовый уплотнитель симметрично направлены по радиусу окружности их сопряжения. При повороте пробки силовая симметрия нарушается, что выражается дополнительным сопротивлением повороту пробки (ее заеданием), на преодоление которого требуется дополнительная нагрузка. Для исключения этого явления было предложено уменьшить осевую жесткость резинового уплотнительного элемента в зоне максимального значения сил трения, например, за счет выдавливания резины в кольцевую канавку, выполненную в корпусе крана.

Для работы сальникового уплотнения при повышенных температурах, например в насосах, предложен двухслойный сальниковый узел.

При работе насоса из за трения вала о набивку сальникового уплотнения повышается температура как набивки, так и камеры сальника. В результате нагрева камеры ее диаметр увеличивается, что приводит к уменьшению нагрузки на набивку и, как следствие, к увеличению протечки уплотняемой среды.

Учитывая, что коэффициент термического расширения фторопласта-4 выше, чем стали (11 10"5 град, против 1,05 10"5 град. - при 80°С), оболочку камеры сальника выполнили двухслойной; внешний слой - стальной, внутренний -выполненный из фторопласта-4.

При повышении температуры произойдет увеличение диаметра как внешнего, так и внутреннего слоев. Но вследствие различия коэффициентов температурного расширения материалов этих слоев в зоне их сопряжения в набивке сальника возникает дополнительная радиальная нагрузка, способствующая поддержанию герметичности уплотнения на заданном уровне.

Значение этой дополнительной нагрузки зависит от геометрических параметров фторопластовой втулки, для определения которых нами получено выражение.

2 г, р, [р,2 (2-Цф ) + цф ](Д1ф аф - А1С ас) (р - 1)

Г] аф Д1ф - - = + 5

ЧР,4-1)

Здесь р1 = 12 / Г), р = г3 / Г); гь т2, и Гз - внешние радиусы соответственно сальниковой набивки, фторопластовой втулки и металлической камеры сальника; 5 - изменение внутреннего радиуса фторопластовой втулки Г] при изменении температуры на А1ф.

Оптимальное значение г2 будет в том случае, когда при увеличении температуры сальникового узла на Д1 внутренний радиус г, фторопластовой втулки останется неизменным. Это будет при условии, что 5 = 0.

Однако, при необходимости внутренний радиус камеры может быть изменен. Значение 5 устанавливают исходя из требуемого радиального зазора или натяга, что зависит от вида сальниковой набивки, условий работы сальникового узла и требований к нему.

Фторопласты используют для создания оборудования, работающего с агрессивными средами или для получения особо чистых веществ. В этом случае все элементы, контактирующие с рабочей средой, выполняются из фторопласта-4 и герметичность разъемных соединений обеспечивается за счет силового контакта сопрягаемых фторопластовых поверхностей.

Оболочки аппаратов выполняют из отдельных царг двухслойными: внешняя -металлическая, обеспечивающая прочность стенки, внутренняя - фторопластовая, защищающая внешнюю оболочку от рабочей среды. Фторопластовые оболочки выполняют с отбортовками, силовое сопряжение которых обеспечивает герметичность разъемных соединений. Силовой контакт уплотняющих поверхностей обеспечивается или сквозными стяжками, или индивидуальными крепежными элементами для каждого разъемного узла.

Особенностью силового расчета этих конструкций является то, что сопрягаемые фторопластовые крышка аппарата или отбортовка внутреннего слоя одновременно относится как к системе «болта», так и к системе «прокладки», т.к. определенная доля ее толщины с увеличением давления рабочей среды нагружается, а остальная часть - разгружается.

В результате анализа напряженно-деформированного состояния уплотняющего узла крышка - отбортовка (отбортовка-отбортовка) установлено, что 86% толщины крышки от зоны герметизации относится к системе «прокладка» и 14% - к системе «болта».

Коэффициент осевой податливости верхней части крышки

и=0,14ЬК6/РЕсж, (15)

нижней части крышки

= 0,86 Ь Кп / Р Евс (16)

В этих выражениях Есж и Евс - модули сжатия и восстановления фторопласта -4 (см. главу 2), а коэффициенты Кб и Кп учитывают долю общей нагрузки 0Г, вызывающую изменение нагрузки на системы «болта» и «прокладки». В результате анализа графической зависимости 0 = £ (Ь) получены выражения для оценки этих коэффициентов, расчет по которым показал, что Кб ~ 0,7 и К„« 0,3.

Расчет разъемного узла с индивидуальными крепежными элементами для каждого узла проводится по общепринятой методике, но с учетом выражений (15) и (16).

При нагружении всех царг аппарта сквозными стяжными шпильками все разъемные узлы такой системы рассматриваются как единичный уплотнительный узел с последовательным размещением отдельных соединений.

На основании представленных результатов исследований разъемных соединений с фторопластовыми элементами, был также разработан разъемный штуцер для аппаратов во фторопластовом исполнении. Проведен силовой анализ разъемного штуцерного соединения с радиально осевым самоуплотнением, даны рекомендации по расчету и проектированию его основных элементов и проведена экспериментальная проверка полученных зависимостей.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ.

1. Для оценки напряженно деформированного состояния фторопластового элемента, находящегося в сжатом состоянии, впервые предложено ввести условные модули, зависящие от нагрузки и температуры: при сжатии - модуль сжатия Есж и при восстановлении сжатого элемента - модуль восстановления Евс.

Ввиду различия значений модулей сжатия и восстановления фторопласта-4, при циклическом изменении нагрузки возникают остаточные деформации, значение которых увеличивается с увеличением числа циклов. Получены выражения для оценки влияния числа циклов нагружения на величину остаточной деформации.

2. По данным исследования ползучести фторопласта-4 в зависимости от величины нагружения (до 12,0 МПа) и его характера (сжатие или растяжение), времени нагружения (до 10000 часов) и температуры (20 - 100 °С) получены выражения для определения коэффициентов и показателей ползучести фторопласта-4.

3. Разработана методика и создана экспериментальная установка для оценки сближения контактирующих стальной и фторопластовой и двух фторопластовых поверхностей в заданном диапазоне удельных нагрузок и шероховатости сопрягаемых поверхностей.

По результатам экспериментов получены зависимости для определения величины сближения сопрягаемых поверхностей и коэффициента осевой податливости фторопластовых микровыступов от времени нагружения (ползучести), удельной нагрузки и высоты микровыступов Иг.

4. Создан экспериментальный комплекс для исследования условий герметизации узла уплотнения при сопряжении двух фторопластовых поверхностей. Проведена оценка величины протечки уплотняемого воздуха в зависимости от его давления и нагрузки на уплотняющих поверхностях. Получены

выражения для определения удельной нагрузки, принятой в качестве критерия герметичности, в зависимости от шероховатости уплотняющих поверхностей, давления уплотняемой среды, удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях и ширины их контакта.

5. Проведенные исследования показали, что структура материала фторопластовой прокладки существенно влияет на герметичность соединения. Так, герметизирующая способность прокладок, выполненных из мелкодисперсного фтороппласта-4 на 30% выше, чем для прокладок из стандартного фторопласта - Ф-4.

6. В результате проведенного анализа работы прокладочного фланцевого соединения получено уравнение для оценки оптимального значения ширины прокладки и определена зона ее размещения между фланцами. Эти данные позволяют оценить возможность снижения металлоемкости фланцевого соединения без ущерба для прочности составляющих его элементов.

7. Для повышения эффективности работы разъемных герметичных соединений с прокладками из фторопласта-4 был разработан уплотнительный узел с опорным элементом, выполненным из более жесткого, чем фторопласт-4 материала, и размещенным параллельно фторопластовой прокладке. Получены необходимые для определения оптимальных геометрических параметров прокладки и опорного элемента уравнения. Проведенные экспериментальные исследования подтвердили эффективность работы такого соединения и правомерность применения полученных расчетных зависимостей.

8. Наличие переменных значений деформационных характеристик фторопласта-4 (модулей сжатия и восстановления), их зависимость от удельной нагрузки, вида деформации и температуры, требует пересмотра применяемых методов расчета герметичных разъемных соединений: определения силы затяжки крепежных элементов, расчета режимов их затяжки, оценки релаксации напряжения в элементах соединения, определение изменения нагрузок на элементы соединения при изменении температуры и давления (колебаниях нагрузки) и др.. Проведенные исследования показали, что применение в расчетной практике условных моделей сжатия и восстановления более точно отражает реальные значения определяемых параметров.

9. Впервые установлено, что отношение радиальных нагрузок и соответственно коэффициентов бокового давления на внешнем и внутреннем контуре сальниковой набивки обратно пропорционально квадрату диаметров этих контуров.

На основании выполненного анализа показано, что экспериментально получаемые значения коэффициента бокового давления зависят так же от радиальной жесткости замыкающих набивку элементов.

10. Создана установка для определения коэффициента бокового давления сальниковой набивки, в основу которой заложен принципиально новый подход -оценка потерь на трение приложенной к набивке осевой силы. В этом случае

определяется расчетный комплекс кГ - произведение коэффициентов бокового давления и трения.

Выполнены исследования по определению комплекса кГ для сальниковых набивок из колец фторопласта-4 и плетеных набивок из волокон фторопласта, в сочетании с другими материалами и получены уравнения для определения значения kf исследованных типов набивки в зависимости от удельной нагрузки, высоты набивки и числа нагружений.

11. Экспериментально получены значения деформационных характеристик сальниковых набивок при их нагружении (модуль сжатия) и при снятии нагрузки (модуль восстановления). По результатам экспериментальных исследований получены уравнения для определения этих модулей.

12. Разработана методика и экспериментальная установка для оценки проницаемости сальниковых набивок в реальных условиях их применения и получены значения коэффициентов проницаемости для отдельных видов набивок.

13. Проведен анализ напряженно-деформированного состояния элементов шарового крана с фторопластовыми уплотнителями. Установлено, что в процессе его эксплуатации наблюдается три стадии нагружения уплотнительных узлов. Разработана методика расчета основных геометрических параметров элементов шарового крана.

Установлено, что заедание пробки крана при ее повороте есть результат реверса сил трения в сопряжении сферическая пробка - фторопластовый уплотнительный элемент. Даны обоснованные рекомендации по исключению этого явления.

14. Разработан, изготовлен, прошел натурные испытания и вошел в серийное производство центробежный насос, содержащий сальниковый узел новой конструкции. С целью повышения эффективности работы сальникового узла, камера сальниковой набивки была выполнена двухслойной: наружный слой стальной, внутренний - из фторопласта-4. Эта конструкция позволяет обеспечить стабильность нагружения сальниковой набивки при изменении температуры. Получены расчетные выражения для определения геометрических параметров элементов этого узла.

15. Впервые установлено, что при расчете разъемных соединений часть толщины фторопластовой крышки следует рассматривать как элемент системы «болта», а часть - как элемент системы «прокладка». Получены расчетные выражения для определения величины этих участков толщины крышки и значений для них коэффициентов осевой податливости.

16. Проведен анализ напряженно-деформированного состояния разъемного конического штуцера аппарата во фторопластовом исполнении. Получены уравнения для определения его основных силовых и геометрических параметров. Результаты проведенных экспериментальных исследований подтвердили приемлемость расчетных уравнения для практического применения.

17. Полученные в данной работе основные расчетные зависимости

базируются на учете переменного характера деформации фторопласта-4 от нагрузки при сжатии и восстановлении. Такой подход может быть использован при расчете разъемных соединений, отдельные элементы которых выполнены из материалов, имеющих подобную фторопласту-4 переменную зависимость деформации от нагрузки при сжатии и восстановлении, например, терморасширенный графит, резина и некоторые фторполимеры.

Основное содержание диссертации представлено в следующих источниках информации:

1. Божко Г.В., Продан В.Д., Шадрина Т.В. и др. Выбор ширины прокладки фланцевого соединения. Химическое и нефтегазовое машиностроение, №5, 2003, с. 8-9.

2. Божко Г.В. Влияние дисперсности порошка фторопласта-4 на эксплуатационные свойства прокладки. Химическое и нефтегазовое машиностроение, №2, 2002, с. 45-47.

3. Божко Г.В. Применение фторопластов в уплотнительных узлах гидроагрегатов. Химическое и нефтегазовое машиностроение, №10,2001, с. 27-29.

4. Божко Г.В. Силовой анализ шарового крана с фторопластовым уплотнением. Химическое и нефтегазовое машиностроение, №12,2000, с. 32-35.

5. Ярошенко A.M., Блюм Г.З., Коваль Т.А., Божко Г.В. и др. Исследование диффузионной проницаемости фторопластовых пленок. Журнал прикладной химии. Т. 67, вып. 11,1994, с. 1859-1862.

6. Калабеков И.Г., Божко Г.В., Продан В.Д. Герметичное фланцевое соединение с параллельным включением ушютнительного элемента. Химическое и нефтяное машиностроение, №6, 1991, с. 22-23.

7. Продан В.Д., Калабеков И.Г., Божко Г.В. и др. Разъемные соединения с фторопластовыми уплотнениями. Справочник. М., Тривола, 1995, 180 с.

8. Продан В.Д., Божко Г.В., Степанов Ю.Г. и др. Центробежный насос. Патент Р.Ф. №2097603, от 06.07.95.

9. Продан В.Д., Божко Г.В., Калабеков И.Г. Расчет разъемных герметичных соединений с фторопластовыми элементами. Химическое и нефтяное машиностроение, №5, 1994, с. 8-10.

10. Продан В.Д., Божко Г.В., Калабеков И.Г. Определение коэффициента бокового давления фторопластовой набивки сальника. Химическое и нефтяное машиностроение, №3, 1994, с. 9-11.

11. Авдеев В.В., Ильин Е.Т., Ионов С.Г., Божко Г.В. и др. Деформационные характеристики сальниковых набивок из терморасширенного графита. Химическое и нефтегазовое машиностроение, № 9, 2005, с.28 - 31.

12. Авдеев В.В., Ильин Е.Т., Ионов С.Г., Божко Г.В. и др. Исследование проницаемости сальниковых набивок, выполненных на основе

терморасширенного графита (ТРГ). Химическое и нефтегазовое машиностроение, № 3,2006, с. 26 - 28.

13. Продан В.Д., Божко Г.В., Калабеков И.Г., Чехов О.С., Радзин И.М. Устройство для затяжки крупных резьбовых соединений. Экспресс-информация «Высокоэффективные соединения», выпуск № 11,1982.

14. Божко Г.В., Калабеков И.Г., Виноградов Г.Г., Денисов С.М. Исследование условий герметизации фторопластовых уплотняющих поверхностей. Химическое и нефтяное машиностроение, № 8, 1991, с. 10-12.

15. Божко Г.В. Герметизация разъемных соединений с фторопластовыми элементами. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. М., МИХМ, 1991,206 с.

16. Рябенко Е.А., Божко Г.В., Калабеков И.Г., Чехов О.С. и др. Фторопласт как уплотнительный конструкционный материал в производстве особо чистых веществ. Обз. Инф. Серия «Актуальные вопросы химической науки и технологии, экологии в химической промышленности». М. НИИТЭХИМ, 1992, Вып. 5,40 с.

17. Божко Г.В., Степанов Ю.Г., Мартюшов Г.Г, Виноградов Г.Г. Применение фторполимеров для изготовления изделий. Химическое и нефтяное машиностроение, № 3,1995, с. 36-38.

18. Божко Г.В., Денисов С. М., Калабеков И. Г., Продан В.Д. Герметизация разъемных соединений фторопластовыми прокладками. Тезисы докладов Всесоюзной конференции «Повышение качества герметизирующих соединений». Пенза, 1989, стр. 6-8.

19. Божко Г.В., Калабеков И. Г., Продан В.Д. Герметизация узлов уплотнения фторопластовой аппаратуры. Тезисы докладов Всесоюзного совещания «Повышение эффективности и надежности машин и аппаратов в основной химии». Сумы, 1989, стр. 149-150.

20. Божко Г.В., В Калабеков И. Г., Виноградов Г. Г., Продан В.Д. Сближение фторопластовых поверхностей под действием нагрузки. Тезисы докладов Всесоюзной конференции «Управление качеством уплотнений и метрологическое обеспечение процессов механообработки». Пенза, 1991, стр. 41-43.

21. Божко Г.В., Продан В.Д. Уточнение деформационных характеристик фланцевого соединения с фторопластовыми элементами. Тезисы докладов XLIV Научно-технической конференции. Москва, МИХМ. 1991, стр. 17.

22. Божко Г.В., Виноградов Г. Г., Блюм Г. 3., Степанов Ю.Г., Мартюшов Г.Г. Аппаратура из фторполимеров для производства высокоагрессивных химических веществ. Тезисы докладов Международной выставки «БЕЛХИМИЯ 94». Минск, 1994, стр. 45.

23. Божко Г.В., Виноградов Г. Г., Блюм Г. 3. Аппаратура из фторполимеров для производства высокочистых веществ. Тезисы докладов X конференции по химии высокочистых веществ. Нижний Новгород. 1995, стр. 70-71.