автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Совершенствование герметичных разъемных соединений с уплотняющими элементами из материалов с зависящими от нагрузки физико-механическими свойствами

На правах рукописи

БОЖКО Григорий Вячеславович

Совершенствование герметичных разъемных соединений с уплотняющими элементами из материалов с зависящими от нагрузки физико-механическими свойствами

05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (химическая промышленность)

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Тамбов - 2010 год

1 С ЛЕН 2010

004617503

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Московский государственный университет инженерной экологии (ГОУВПО МГУИЭ)

Научный консультант - доктор технических наук, профессор

Защита состоится «17 » декабря 2010 г. в « 14 » час. « 30 » мин. на заседании диссертационного совета по присуждению ученой степени доктора технических наук Д 212.260.02 в Тамбовском государственном техническом университете по адресу: г. Тамбов, ул. Ленинградская, 1, ауд. 60.

Эл. почта: kvidep@cen.tstu.ru: факс: (8 4752) 632024.

Отзыв на автореферат (в двух экземплярах, заверенных гербовой печатью) просим направлять по адресу: 392000, г. Тамбов, ул. Советская, 106, ТГТУ, ученому секретарю диссертационного совета Д 212.260.02.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета.

Продан Василий Дмитриевич.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Тимонин Александр Семенович;

доктор технических наук, профессор Першин Владимир Федорович; доктор технических наук, профессор Гриб Владимир Васильевич.

Ведущая организация:

Федеральное государственное унитарное предприятие ГосНИИОХТ.

Ученый секретарь диссертационного совета,,

Автореферат разослан

2010г.

В.М.Нечаев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

Актуальность работы. В герметичных системах уплотнений, применяемых в оборудовании химической и ряда других отраслей промышленности, используются разъемные соединения, которые определяют предельные значения рабочих давлений и качество работы оборудования в целом. При выходе из строя узла или системы уплотнения агрегат перестает быть работоспособным, увеличивается опасность возникновения аварии, которая может привести к человеческим жертвам и к экологическим катастрофам. Нарушение герметичности ведет к нарушению технологии процесса, снижению качества и удорожанию получаемого продукта.

Однако при расчете узлов уплотнений оборудования на герметичность не учитывается ряд важных факторов. Это относится, прежде всего, ко всем уплотнениям, выполненным из материалов, у которых модуль упругости зависит от величины и характера нагружения, а при расчетах принимается как постоянная величина. К таким материалам относятся фторопласты, терморасширенный графит и др. К ним можно отнести и металлические прокладки, работающие за пределами упругости.

Изложенное делает вопросы совершенствования конструкций и методов расчета уплотнений актуальными в практическом и в научном плане.

Выполненные исследования и совокупность излагаемых в работе научных положений, идей и практических результатов направлены на решение общей проблемы в области теоретических и практических методов обеспечения герметичности разъемных соединений по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с уплотнителями из материалов с зависящими от нагрузки физико-механическими свойствами как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации.

В настоящей работе изложены полученные автором в рамках этой проблемы научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с учетом указанных особенностей материалов уплотнительных элементов (прежде всего, на примере наиболее распространенного фторопласта-4).

Цель работы - обосновать теоретически и подтвердить практически полученные рекомендации по расчету и конструированию разъемных герметичных соединений оборудования с уплотнительными элементами, выполненными из материалов, деформационные характеристики которых зависят от вида и величины нагружения.

Для достижения этой цели необходимо было решить следующие задачи:

- определить ряд типичных представителей уплотняющих материалов, физико-механические свойства которых зависят от величины и характера нагружения: сжатия или восстановления;

- учесть интенсивность изменения деформации этого ряда материалов от нагрузки при сжатии и при восстановлении введением специальных модулей

сжатия и восстановления;

- установить зависимость модулей сжатия и восстановления, а также нагрузки на прокладку и на крепежные элементы от условия размещения прокладки в соединении;

- сформулировать физическое представление о механизме ползучести указанных прокладочных материалов;

- исследовать влияние цикличности изменения нагрузки на работоспособность соединения с прокладкой из указанных материалов;

- аналитически определить и экспериментально подтвердить условия герметичности уплотняющих поверхностей из указанных материалов в зависимости от давления среды, удельной нагрузки на уплотняющие поверхности и ширины их зоны контакта (выражение для определения утечки среды);

- установить условия радиальной деформации кольцевого уплотнительного элемента при различных способах его размещения между фланцами при сжатии;

- разработать математическую модель работы уплотнения и установить рациональную, исходя из герметичности и материалоемкости соединения, ширину уплотнительной прокладки и зону ее размещения между фланцами;

- создать экспериментальный комплекс для исследования деформационных характеристик сальниковых набивок (коэффициента бокового давления, модулей сжатия и восстановления, коэффициента трения), получить уравнения для определения этих параметров для отдельных типов набивок;

- разработать методику и создать экспериментальную установку для оценки проницаемости сальниковых набивок, и экспериментально получить значения коэффициентов проницаемости для отдельных типов набивок;

- разработать методики расчета для различных разъемных герметичных соединений с уплотнителями из рассматриваемых материалов на основании результатов исследований.

Научная новизна:

- установлен ряд типичных представителей материалов, для которых интенсивность изменения деформации от нагрузки зависит от величины и характера нагружения;

- предложено оценивать указанную интенсивность модулями сжатия и восстановления, которые, как и нагрузка на прокладку и на крепежные элементы, зависят от условия размещения прокладки в соединении; получены (на примере фторопласта-4) выражения для оценки модулей сжатия и восстановления, разработаны методы расчета коэффициента жесткости соединения с учетом условий эксплуатации и методы расчета деформации от ползучести и цикличности в зависимости от температуры, величины и характера нагружения с учетом модулей сжатия и восстановления;

- предложена математическая модель уплотнения для определения рациональной с точки зрения герметичности и материалоемкости ширины уплотнительной прокладки и зоны ее размещения;

- разработаны расчетные выражения для оценки условий деформации сальниковой набивки, нагруженной осевой силой; установлено, что при осевом сжатии набивки радиальная деформация се происходит в основном но наружному контуру; если набивка в замкнутом объеме, то значение радиальной нагрузки на внутреннем контуре превышает ее значение на наружном контуре в зависимости от величины коэффициента Пуассона материала набивки;

- проведено исследование условий герметичности разъемных соединений с сопрягаемыми уплотняющими поверхностями; установлено, что дисперсность исходного порошка фторопласта-4, из которого выполнен уплотнитель, влияет на его герметизирующую способность;

- разработана методика расчета и конструирования фланцевого соединения с опорным элементом, установленным параллельно уплотнительной прокладке, осевая жесткость которого превышает осевую жесткость самой прокладки;

- установлено, что часть толщины сопрягаемых элементов разъемного герметичного соединения в рабочих условиях частично нагружается, а другая часть частично разгружается; получены выражения для оценки изменения нагрузок на сопрягаемых элементах.

Практическая значимость. Разработаны методы оценки деформационных характеристик, зависящих от величины и характера нагружения для материалов, обладающих такими свойствами.

Установлена зависимость модулей сжатия и восстановления, а также нагрузок на прокладку и на крепежные элементы от условия размещения прокладки в соединении.

Получены уравнения для определения влияния циклического изменения нагрузки на значение остаточной деформации и высоту прокладки.

Получено выражение для определения рациональной ширины прокладки и рекомендации по ее размещению для снижения материалоемкости и повышения эффективности соединения.

Разработан узел фланцевого соединения с размещенным параллельно прокладке опорным элементом, выполненным из более жесткого, чем прокладка материала, повышающий срок службы соединения и получены уравнения для расчета соединения.

Установлено, что радиальная деформация кольцевого уплотняющего элемента, находящегося под осевой нагрузкой и без радиального ограничения происходит в основном по наружному его контуру.

Получены расчетные выражения для определения модулей сжатия и восстановления фторопласта-4 в зависимости от температуры, величины, продолжительности и характера нагружения.

Получено выражение для расчета влияния ползучести на работу разъемного соединения с уплотнителем из указанных материалов; для фторопласта-4 определено значение параметров, входящих в это выражение.

Получено уравнение для оценки утечки уплотняемой среды в зависимости от

удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях, их ширины и давления среды; по результатам экспериментальных исследований получено выражение для определения утечки при уплотнении двух фторопластовых поверхностей.

Получено уравнение для определения изменения осевой нагрузки по высоте набивки и установлено, что значение радиальной нагрузки на внутреннем контуре сальниковой набивки превышает ее значение на наружном контуре на величину, зависящую от коэффициента Пуассона; разработаны методики исследования для определения коэффициентов бокового давления и проницаемости набивок.

Получены выражения для расчета узлов соединения царг составного аппарата во фторопластовом исполнении.

Разработаны эффективные конструкции сальниковых уплотнений, включающих конструкцию двухслойной сальниковой коробки, защищенную патентом РФ и конструкции опорных и нажимных втулок.

Разработаны методики расчета и конструирования шарового крана, бугельного соединения, разъемного штуцера для крышки фторопластового оборудования, повышающие срок службы соединения до ремонта.

Реализация результатов работы. 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 трубопроводной арматуры и котельного оборудования.

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

Конструкция разъемного штуцера для оборудования, выполненного из фторопласта-4, работающего под повышенным давлением, внедрена на «Казанском заводе малотоннажной химии» в 2004 году.

Технические условия ТУ 2248-009-22955745-2009 «Узлы трубопроводов, футерованные фторопластом» ООО ПКП "МИТО", содержащие методику расчета футерованных фторопластом-4 фланцевых соединений труб на герметичность с учетом модулей сжатия и восстановления материала, зависящих от величины и характера нагружения, внедрены в производство в ООО ПКП "МИТО" г. Кирово-Чепецк в 2009 г.

Методика «Расчет силовых и геометрических параметров бугельного герметичного соединения» внедрена на предприятии ОАО ИркутскНИИхиммаш в 2010 г.

Автор защищает:

- научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов

уплотнений и методики их расчета на герметичность с уплотнителями из материалов с зависящими от нагрузки физико-механическими свойствами (на примере наиболее распространенного в качестве уплотнительного материала -фторопласта-4) как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации;

- методики и результаты исследований физико-механических характеристик уплотнительных элементов, выполненных из материалов, у которых эти характеристики зависят от величины и характера нагружения;

- условие радиальной деформации кольцевого уплотнительного элемента под действием осевой нагрузки;

- методику и результаты исследований условий герметичности сопрягаемых фторопластовых поверхностей;

- методику определения коэффициентов бокового давления и проницаемости сальниковых набивок;

- новые технические решения при конструировании сальниковых уплотнений: значение угла конуса опорной и нажимной втулки, двухслойной сальниковой коробки, обеспечивающей заданное усилие нагружения набивки сальника и уравнение для расчета этой сальниковой коробки;

- методики расчета и конструирования новых видов шарового крана, бугельного соединения и разъемного штуцера для фторопластового оборудования;

- условие деформации элементов разъемного герметичного соединения и выражения для оценки их коэффициентов осевой податливости.

Апробация работы. 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, 1989г.; 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; на X конференции по химии высокочистых веществ, г. Нижний Новгород, 1995г.; на второй Всероссийской конференции Уплотиительная Техника, г. Москва, 2007г.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 24 работ; сделано 7 докладов, с их изданием в трудах конференций; получено 7 патентов РФ и авторских свидетельств СССР. В изданиях, учитываемых ВАК представлено 27 публикаций.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов, списка литературных источников и приложения. Работа изложена на 353 страницах основного текста, содержит 115 рисунков, 38 таблиц, список литературы из 225 наименований.

Содержание работы.

Во введении обоснована актуальность работы, дано краткое ее содержание и

перечислены полученные автором новые научные и практические результаты.

В первой главе анализируются две концепции механизма герметизации разъемных неподвижных соединений. По первой концепции принимают, что при определенных условиях можно обеспечить абсолютную герметичность соединения. По второй концепции полная герметичность отсутствует. Рассмотрены типовые конструкции разъемных \ ~ : \

Неподвижные разъемные герметичные соединения

герметичных соединении (РГС). Автором предложена классификация существующих неподвижных РГС (рис. 1). По механическим свойствам материала уплотнителя все неподвижные РГС отно-относятся к РГС с пластичным или с упругим уплотнителем. По конструкции - к фланцевым, муфтовым и сальниковым. По способу нагружения - к разъемным соединениям принудительного типа или самоуплотняющимся.

Классы РГС зависят друг от друга (рис.1), например, фланцевые и муфтовые соединения могут быть и

принудительного типа, и самоуплотняющиеся. Одновременно эти соединен™ могут быть с пластичной прокладкой или с упругим взаимодействием уплотняющих поверхностей.

Приводятся методы расчета и обеспечения герметичности подвижных и неподвижных разъемных

По материал;

Г

По кои»

По способу

Рис. 1. Схема классификации неподвижных РГС.

соединений, большой вклад в который внесли ученые МИХМ и Московского НИИХИММАШ: Л.П.Карасев, О.В.Румянцев, А.Д.Домашнев, В.Д.Продан и др. Ими был разработан и совершенствовался метод расчета с учетом податливости отдельных элементов соединения, используемый в мировой практике.

Расчет сводится к решению уравнения (1)

[0] < = <3з + ¡;р + ДО, - I Ч*) ¿т, (1)

где [0], <3П, 03 - усилия герметизации, на прокладку в рабочих условиях и затяжки соответственно. Второй член уравнения (1) характеризует конструкцию и условия работы соединения, - степень самоуплотнения (для соединений принудительного типа принимает знак минус, для самоуплотняющихся соединений - плюс); р - давление уплотняемой среды. Третий член уравнения (1) - ДО, - характеризует изменение нагрузки на элементы соединения, вызванное изменением температуры элементов соединения. Четвертый член уравнения (1) учитывает ползучесть материала прокладки в рабочих условиях, где V - скорость падения нагрузки на детали соединения ДО вследствие релаксации напряжения в его отдельных элементах кг- время эксплуатации

£ = лБ2ср 1А« /4(ХХб + ЕХп) = аттВ2Ср /4, (2)

где = ]б / Е6 ^ Ъш; "К, = Ьл / Еп ^, (3)

1б> Ь„, {„ - соответственно осевые размеры и площади поперечного сечения деталей системы «болта» (индекс б) и системы «прокладки» (индекс п). В соединениях с принудительного типа к системе «болта» относятся детали, нагрузка на которые растет в рабочих условиях, к системе «прокладки» - падает. - число болтов; Бср- средний диаметр прокладки, а-коэффициент жесткости соединения.

Следовательно, для решения уравнения (1) и определения геометрических параметров соединения, необходимо знать модуль упругости Е материалов составляющих его элементов. В настоящее время коэффициент податливости прокладки и модуль упругости ее материала принимаются постоянными. Для оценки падения нагрузки на элементы соединения во времени необходимо иметь характер ползучести. Однако для целой группы материалов модуль упругости и коэффициент осевой податливости зависят от величины и вида нагружения и не имеют постоянного значения. Характер ползучести для них также не определен.

Во второй главе проводится анализ влияния условий эксплуатации (нагрузка, температура, и др.) на элементы, выполненные из материалов, физико-механические свойства которых зависят от величины и характера нагружения.

Из анализа литературных источников было установлено, что группа материалов, таких как резина, графит, терморасширенный графит (ТРГ), фторопласт-4, композиции на его основе и другие, имеют нелинейную зависимость удельной нагрузки от относительной деформации. На рис. 2, 3, 4 и 5 представлены указанные зависимости для этих материалов. Следовательно, их модули упругости также нелинейны и зависят от величины нагрузки.

q,

МПа 6,0

4,0 .

2,0

0 20 40 е 102

Рис. 2 . Зависимость удельной нагрузки на резиновое кольцо круглого сечения от относительной его деформации. Ч,

МПа

О 5 10 £10'

Рис. 3. Зависимость удельной нагрузки на образец, выполненный из графита ГЛ-2, от относительной его деформации.

МПа

28 21

14

10

0 2,5 5,0 7,5 е 10'

Рис. 4. Зависимость удельной нагрузки на образец, выполненный из ТРГ, от относительной его деформации. 1 - нагрузка, 2 - разгрузка.

1 \

\ 2

ч. \

0 5 10 15 20 25 е 10 Рис.5. Зависимость напряжения в образце, выполненном из фторопласта-4, от относительной его деформации. 1 - нагрузка, 2 - разгрузка.

В качестве деформационных характеристик изделий из представленных материалов нами были приняты модуль сжатия Есж и модуль восстановления Е,*, то есть интенсивность изменения удельной нагрузки на изделие при его сжатии и восстановлении в зависимости от его деформации соответственно:

Есж = dq / d беж и EBC=-dq/-deK; С целью более детального исследования этого явления нами был выбран фторопласт-4. Для определения его Есж и Еж использовали данные наших исследований и фирмы Du Pont Company. В качестве примера на рис. 5 представлены экспериментальные зависимости 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 100 и 200°С. После их дифференцирования получены выражения для определения Есж и Ею в зависимости от нагрузки q и от температуры t. В общем виде для фторопласта-4 в интервале температур 20 - 200 °С они представлены уравнениями (4):

Есж= 11,03 • 10 t~1,87 qle(,/430' и Ек = (155 - 0,63 t)q№67 + (™ (4) При полном снятии нагрузки остаточная относительная деформация еост, величина которой зависит от конечной нагрузки qK перед полным ее снятием, при температуре 20°С £жт = 1,35 10 qK

Сравнение зависимостей q = f (е), полученных фирмой Du Pont Company и нами, показывает незначительное их расхождение (менее 10%), что можно объяснить различием высот опытного образца.

Проведенный нами анализ условий деформации фторопласта-4 показал, что характер деформации зависит от вида нагружения (нагрузка - разгрузка - так работает прокладка в разъемном соединении) и его величины. Следовательно, принятые нами модули фторопласта-4 (Есж, Е„с) и коэффициент осевой податливости фторопластовой прокладки не являются постоянными величинами, а зависят от значения и вида нагружения.

Экспериментальные исследования соединений с кольцевыми прокладками при одноосном нагружении, но при ограничениях их радиальной деформации показали различия в характере изменения нагрузки в зависимости от относительной их деформации (рис. 6). При осевом сжатии кольцевой прокладки по ее наружному диаметру возникают растягивающие напряжения, по внутреннему - сжимающие. Радиус прокладки, на котором кольцевые напряжения меняют знак (нейтральный радиус)

г0 = [3,56 f rf /ф2 - 1) hj {[ 1 + (р + 1)(Р2- 1)ho/ 3,56 fг2Й °'5- 1}, (5) где Р - отношение исходного наружного г2 и внутреннего \\ радиусов прокладки, h0 - ее исходная толщина, f -коэффициент трения между

поверхностями прокладки и

замыкающими ее фланцами.

Для нормализованных прокладок из фторопласта-4 при изменении внутреннего радиуса от 3 до 230 мм величина нейтрального радиуса больше внутреннего всего на 5,3 - 2,6 %. Поэтому радиальная деформация

кольцевой прокладки при ее осевом

нагружении происходит в основном по , _ ограничеш1Й> 2 _ с вну1ренним наружному контуру. ограничением, 3 - с внешним

Используя эти экспериментальные ограничением, 4 - в замкнутом объеме.

<1 з 1 Л j

0 10 20 30 ЕЮ2

Рис. 6. Зависимость удельной нагрузки от относительной осевой деформации кольцевой прокладки из фторопласта-4.

данные, мы получили связь между числовыми значениями относительной деформации и нагрузки, а также между модулями Есж и Е„с при различных условиях размещения прокладки.

Анализ экспериментальных данных (рис. 6 при 15 МПа) показал, что модули сжатия и восстановления, а следовательно, и коэффициенты осевой податливости прокладки (выражение 3), а также нагрузки на прокладку (условие герметичности соединения) и крепежные элементы (условие прочности) зависят от способа размещения прокладки в соединении.

Как показали исследования, учет переменного характера зависимости деформация - нагрузка и учет способа размещения прокладки в соединении отражает истинный характер деформации. Эффективность применения этих параметров для различных этапов расчета отражена в соответствующих разделах диссертации.

Действие нагрузки во времени на элементы разъемного соединения является причиной релаксации напряжения, связанной с ползучестью рассматриваемой группы материалов.

При анализе существующих теорий ползучести, было определено, что для описания ползучести материала прокладки в соединении при сжатии наиболее рациональной является теория течения в формулировке Л.М.Качанова.

Скорость пластической деформации в j-том элементе. соединения deij/dx = Bj (t) qijmj , где Bj(t), mj - соответственно коэффициент и показатель ползучести, характерные для данного материала и данной температуре (определяются экспериментально); qij- текущее значение интенсивности напряжений в j-той детали соединения; е^ -интенсивность деформаций j-той детали соединения; т - время нагружения.

В результате анализа напряженно-деформированного состояния прокладки при трех способах ее размещения, получены выражения для определения главных напряжений и деформаций, а также их интенсивностей, входящих в уравнение скорости пластической деформации в элементах соединения.

Используя эту теорию, нами получено выражение (6) для определения скорости падения нагрузки в соединении с течением времени в результате релаксации напряжения в j-той детали, входящее в основное выражение (1)

v(T) = AQ/T = 2 Bj(t) qjmj / Z ^ / î h2 , (6)

где k, n - количество релаксируемых и общее количество деталей в соединении.

Для стальных деталей явление ползучести практически заметно при температурах более 300°С, при которых уплотнения из рассматриваемых материалов не работают. Поэтому учитываем только релаксацию прокладок. По экспериментальным данным, используя теорию течения, нами были получены выражения для определения коэффициента и показателя ползучести Bj и mj для фторопласта-4 в интервале температур 20 - 100°С:

-при сжатии: В(т)= 0,72 10"6t ''57 х ~0'94, ш = 9,39Г0'555 (7)

- при растяжении: В(х) = 10 ~91 2,65 х ' 1Л, ш = 13,5 t~0'32 Различие в характере зависимостей модулей деформации элементов, выполненных из материалов рассматриваемой группы, при их сжатии и восстановлении (рис.5) является основной причиной увеличения их остаточной деформации при N циклах нагрузки - разгрузки. В этом случае меняется толщина прокладки, что отражается на значении ее коэффициента осевой податливости.

Для определения влияния цикличности нагружения на прокладку нами была создана экспериментальная установка.

В случае цикличного изменения нагрузки на уплотнительный элемент, когда каждому циклу нагружения N соответствует своя увеличенная нагрузка.

j-N

1-П(1+q¡/EBC) (1-^/Есж) j-i

Нами исследовалась и многоцикловая нагрузка - разгрузка элемента из фторопласта-4 с постоянными конечными значениями напряжения сжатия о (а = 0 и о = о). По полученным экспериментальным данным определена зависимость 8 = f(o, N)

е = 0,000145 о 2'7N~0,46, из которой получили уравнение для определения текущей толщины прокладки при N одинаковых нагружений

hN= h(1-0,000145 q2'7 ZNf0'46). (8)

Фторполимеры применяются и как материал футеровки, которая также должна обеспечить определенную степень герметичности. Нами были проведены исследования условий проницаемости электролитов через фторполимерные пленки на разработанной установке. Результаты проведенных исследований позволяют выбрать необходимую толщину 8 фторполимерной футеровки по допускаемой протечке (концентрации [С]) вещества в защищаемой зоне.

8 = P¡ т F/([C] V П), где П-критерий подобия (1-0,1), P¡ - коэффициент проницаемости, х-время контакта, V, 5, F - объем аппарата, толщина и площадь футеровки соответственно.

Третья глава посвящена условиям герметичности разъемных неподвижных соединений. Решение этой проблемы можно разделить на две группы задач: 1 - определение структуры стыка, т.е. условных зазоров, образованных сопрягаемыми контактирующими поверхностями; 2 - определение параметров течения жидкости в этих зазорах.

Исследованием сближения контактирующих поверхностей занимались Н.Б.Демкин, П.Е.Дьяченко, В.В.Александров и др. В основном исследовали условия контакта стальных поверхностей. Данные по исследованию сближения поверхностей с разной жесткостью отсутствуют. Нами были проведены исследования по оценке сближения двух фторопластовых контактирующих поверхностей и двух поверхностей, выполненных из фторопласта-4 и стали. В

13

основу действия прибора замера сближения заложен принцип гидравлической мультипликации. Коэффициент усиления прибора равен 18100.

Чистота обработки поверхности фторопластового образца =10 мкм, стального образца (12Х18Н10Т) менялась (Кг=1,8-1,7 мкм). Исследовали также образцы, с сопрягаемыми фторопластовыми поверхностями. Шероховатость поверхностей Игф= 19,7-44,2 мкм. Площадь контакта поверхностей 38 10 ~4м2.

Так как эксперимент идет во времени, то получаемые результаты включают деформацию и от ползучести микровыступов. Нами была определена эта деформация- выражение (9).

Де = 0,00158 сь 1,5 (9)

Результаты проведенных экспериментальных исследований сближения (а) поверхностей могут быть представлены выражениями (10) для стальной и фторопластовой поверхности

а = 0,08 Яг 1,6 я °'32 (10)

и выражением (11) двух фторопластовых поверхностей

а = 0,19 Ь^5'11 я0'5. (11)

Интенсивность сближения в зависимости от нагрузки.

?ч,ф = с1а / Б ёя, ^ (12)

где Р - площадь контакта сопрягаемых поверхностей, м".

Для оценки величины утечки уплотняемой среды рассмотрена модель, основанная на фильтрационной теории движения жидкости в пористой среде. Используя закон Дарси для канала длиной Ь и сечения Ах Ь и метод конформного отображения в комплексной плоскости, получили выражение для определения величины утечки уплотняемого газа:

\У = 0,0156я(2Иг - а)3Ар \ / цк1п(г2/г,) (13)

Здесь 5, - коэффициент, учитывающий извилистость траектории движения среды, г( и г2 - внутренний и наружный радиус кольца пористого слоя, ц -коэффициент динамической вязкости рабочей среды, к-постоянная Козени. Исследованием герметичности соединений с фторопластовыми прокладками занимались И.И.Карпук, Ю.И.Павлов, В.В.Александров, В.Д.Продан и др. Мы исследовали условия герметичности двух фторопластовых поверхностей на разработанном экспериментальном комплексе (рис. 7). Модель 9 содержит нижний и верхний фторопластовые элементы, устанавливаемые в силовую раму мембранного пресса. Сопрягаемые поверхности имели чистоту обработки Иг = 15 мкм. Выбор значения шероховатости обусловлен опытом механической обработки фторопластовых поверхностей.

Исследование условий герметичности заключалось в определении величины утечки воздуха в зависимости от его давления р и удельной нагрузки я на уплотняющих поверхностях (рис. 5). Воздух утечки собирался в полости, образованной бандажом, охватывающим опытную модель, и подавался на расходомер, нижний предел показаний которого - 5,7 10"4 мл/с. Давление уплотняемого воздуха и удельная нагрузка на уплотняющих 14

поверхностях менялись: р=0,25-2,5 МПа, Я до 8,0 МПа при ширине контакта Ь=0,5 ](Г2-2,5 10~2м. Величина утечки на единицу длины периметра контакта П по наружному диаметру в зависимости от удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях, их ширины и давления среды (рис. 8) определяется по полученному нами выражению:

\У/П= 1700е(Ьр-4'4Ь-1'7ч) (15) Анализ кривых, полученных 1

^ (Ьр-4,4Ь- 1.7С1)

' 1 Рис. 7. Схема опытной установки.

компрессор, 2,11 - промежуточная

теоретически по фильтрационной модели емкость, 3 - манометр, 4,10- буферная

(выражение 13) и экспериментально смкость- 5 ~ силовая Рама' 6 "

(выражение 15), показывает, что характер Регулировочный винт, 7 - упорная плита, 8 -

зависимостей одинаков.

мембранный пресс, 9 - модель.

При утечках, величины которых можно 10 принять за условную герметичность, Ы-

с м

1,7

0,8 0,5

0 1( 5 212 2 52 5- Р(Ь 1П; )

значения удельной нагрузки различается на 8-15%.

Следовательно, выражение (13), может быть использовано для оценки утечки уплотняемой среды из разъемного герметичного соединения с фторопластовыми контактирующими поверхностями.

В наших экспериментах за условие герметичности принималась величина утечки на единицу длины периметра по внешнему диаметру уплотнения \VZri = 0,5 10~8 м3/с м. Абсциссы точек пересечения прямой А и кривых \У/П = Г (я) (рис. 8) принимались как минимальная удельная нагрузка герметизации [ч]- С учетом ширины контакта опытных образцов

М = 6,57Ь-°'77 р

При уплотнении другого газа выбор величины удельной нагрузки герметизации (16) зависит от режима его течения в зоне контакта уплотняющих поверхностей. При ламинарном течении определяющим величины утечки является вязкость уплотняемого газа, а при молекулярном течении (при равных условиях) - эффективный диаметр его молекулы. При использовании уплотняющих поверхностей с отличающимся значением шероховатости величина утечки изменяется пропорционально кубу высоты шероховатости Иг.

о

3,6 4,4 5,2 6,0 6М,МПа Рис. 8. Зависимость величины утечки уплотняемого воздуха от его давления и удельной нагрузки на уплотняющие поверхности.

(16)

Теоретические и экспериментальные данные свидетельствуют о том, что при значении числа Кнудсена Кп > 3 - движение газа молекулярное. Нами было определено число Кнудсена для рассматриваемой модели для принятой условной герметичности. При А р = 0,5 МПа, исходной высоте микровыступа Яг = 15 мкм, при Т = 293К и при q = 5,2 МПа К„ = 4,1 (больше трех), что говорит о молекулярном режиме течения газа в зоне уплотнения двух фторопластовых поверхностей. Проведенные исследования показали эффективность лабиринтных уплотнений для уменьшения утечки уплотняемой среды. Наличие лабиринтов на пути движения уплотняемого газа при прочих равных условиях приводит к снижению требуемой величины удельной нагрузки в 1,5 раза.

Исследования влияния структуры материала прокладки на герметичность соединения показали ее существенное воздействие на стабильность получаемых результатов. Так, разброс данных для прокладок из фторопласта, изготовленного из молотого порошка, но неоднородной структуры (ФМН), составил более 40%, для прокладок из стандартного Ф-4по ГОСТ 10007-20%, а для прокладок из фторопласта, изготовленного из мелкодисперсного порошка специального помола (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.

В четвертой главе изложены особенности расчета и конструирования разъемных соединений с уплотнительными элементами из материалов, деформационные свойства которых зависят от нагрузки, и влияние условий эксплуатации на их работу.

Основным критерием герметичности разъемного соединения является нагрузка [0], которой уплотняющие поверхности должны быть прижаты друг к другу в рабочих условиях для обеспечения заданных условий герметичности. Выбор величины усилия [С>] 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 (1), где [0] = М Г; -минимальная удельная нагрузка герметизации выражение (16).

Решением уравнения (1) является определение усилия предварительного нагружения крепёжных элементов разъёмного соединения при его сборке -<33. Его определяют с учетом модулей сжатия и восстановления, которые входят в значения коэффициентов осевой податливости элементов соединения (3), самоуплотнения и жесткости (2). Необходимо учитывать ползучесть материала прокладки, а также цикличность ее нагружения.

Одним из важных конструктивных параметров соединения является ширина уплотнительной прокладки. В литературе приводятся различные рекомендации по выбору ширины прокладки Ь. Анализ работы соединения показал, что прокладка испытывает два предельных значения нагрузки: максимальное от усилия <33 при сборке соединения

(Зз = я Б£р Ь о = [0] + 0,25л а Оср2 р, (17)

где а - напряжение сжатия прокладки, и минимальное [0] в рабочих условиях

[СН=лОсрЬМ. (18)

Если ширина прокладки будет больше, чем требуется для данных условий, то согласно выражению (17) для обеспечения требуемой нагрузки в рабочих условиях необходимо увеличить усилие предварительной затяжки крепежных элементов С)3. что может отразиться на металлоемкости крепежных болтов и фланцев. Если же ширина прокладки будет меньше, то возможна перегрузка прокладки при сборке соединения, что отразится на его герметичности. Из выражений (17) и (18):

Ь= осБср р/4(ст-пМ). (19)

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

Болтовая нагрузка, а также изгибающий момент, действующий на фланцы, зависят от места размещения прокладки между фланцами (ее среднего диаметра).

Согласно результатам исследований с увеличением среднего диаметра металлоемкость фланцев падает, а болтов растет, причем отношение массы болтов к массе фланца увеличивается. Полученные данные позволяют снизить металлоемкость фланцевого соединения без ущерба для герметичности и прочности его составляющих элементов.

Учет переменного значения модуля упругости прокладки (выражения 2, 3,4) при расчете силовых (1) и геометрических (19) параметров разъемных соединений также ведет к снижению их материалоемкости.

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 среды начнется разгрузка уплотнительного узла (до достижения рабочего давления разгружается только опорное кольцо) согласно выражению (?„ = - а* , где а=1б/(кб + 1*п) При параллельном размещении прокладки и опорного кольца податливость уплотнительного узла

Я,п = А,1 Х2/ (А,1 ^Яг), где и - коэффициенты осевой податливости соответственно фторопластовой прокладки и опорного кольца.

Учитывая, что интенсивность восстановления прокладки и опорного элемента при увеличении давления уплотняемой среды одинакова, то Д<31 = ДО2 / А.]. Осевая податливость фторопластовой прокладки значительно больше осевой

податливости стального опорного кольца вследствие превышения значения модуля упругости стали над значением модуля восстановления фторопласта (глава П). Поэтому нагрузка на прокладку при повышении давления среды практически остается постоянной и равной удельной нагрузке [я], созданной при сборке соединения. В результате проведенного анализа работы такого уплотнителыюго узла было получено выражение для определения необходимых

геомегрических параметров, в частности, разности исходной толщины прокладки и опорного элемента: ДИ = к р Б] Экспериментальные исследования, проведенные на модели (рис. 9) и

Рис. 9. Стенд для исследования соединений с опорным элементом. 1,2,3 - система подачи воздуха под давлением, 4 - фланцы, 5 - фторопластовые фланиы, 6 - стальное опорное кольцо, 7 -шпильки, 8 - тензостанция, 9 -микроманометр, 10- тройник, 11 - капиляр.

соединениях,

Qin.3,

кН

80

60

40

20

W,

мл/с

стандартных фланцевых показали хорошее совпадение

результатов расчета и эксперимента. 180

На рис. 10, в качестве примера, представлены характерные результаты 160 экспериментов, из которых следует, что при равных удельных нагрузках на уплотняющие фторопластовые поверхности герметизирующая

способность уплотнителыюго узла с параллельно установленным опорным элементом в 1,5 - 2,0 раза выше, чем без него. При наличии опорного элемента нагрузка на крепежные шпильки практически не зависит от давления уплотняемой среды и времени. Это объясняется тем, что основную нагрузку несет опорное кольцо, материал которого не подвержен ползучести при нормальной температуре.

Особенностью соединения с параллельно установленным прокладке опорным элементом является перемещение опорной линии уплотнительного узла в процессе затяжки соединения и при повышении давления среды в рабочих

2 • V

Ч'

V 1

■--

¥ " ,Л I

1^ й / Cv

Гi V у /' 7

/ - / J

•ю-2

4-10

8 Р, МПа

0 4

Рис. 10. Зависимость нагрузки на крепежные элементы и утечки уплотняемой среды от ее давления.

1 и 2 - при удельных нагрузках 13 и 18 МПа; I и II - с опорным элементом и без него.

условиях. Это необходимо учитывать при определении угловой деформации фланцев при их расчете на прочность.

Для рассматриваемого опытного соединения (рис. 9), но без опорного кольца 6 была построена зависимость изменения нагрузки на прокладку и на крепежные болты от давления среды, которая представлена на рис. 11. Здесь линии 1 и 2 соответствуют нагрузке на болты и прокладку при переменном значении модулей прокладки (индекс «а») и постоянном их значении (индекс «б»). Из зависимостей (рис. 11) следует, что Об, <3п, кН при одной и той же конечной удельной нагрузке на прокладку,

обеспечивающую герметичность

соединения, требуемая сила затяжки крепежных болтов с учетом переменного характера деформационных модулей прокладки почти на 20% меньше, чем без их учета.

Для обеспечения требуемой величины затяжки крепежных элементов применяют определенный режим затяжки, при расчете которого используют податливости элементов соединения. В принятой расчетной практике используют постоянные значения податливости прокладки, что неприемлемо для соединений с уплотнителями из материалов, деформационные характеристики которых зависят от нагрузки. Нами 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. = qz Е„, где qz н Рп - удельная нагрузка на прокладку и ее площадь.

150

100

75

50

0 5 10 Р, МПа

Рис. 11. Сравнение силовых диаграмм, построенных при постоянном и переменном значениях коэффициента осевой податливости прокладки из фторопласта-4.

Чг = Яп {пШ(1-Я, / ^сж п СЖ 2. СЖ П Есжг }Е С:

где qn - 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 правильность полученных аналитических зависимостей.

Для рассмотренного выше опытного фланцевого соединения (рис. 9), но без

опорного кольца 6, были выполнены расчеты величины падения нагрузки Дq за

время х при постоянном значении податливости прокладки (Е„ = 700 МПа), и

при переменном ее значении (Еп = 140ц °'69). В расчете использовали коэффициент

и показатель ползучести (выражение 7). Результаты расчетов представлены на

рис. 12 в виде зависимостей Дя = Дяз), из которых следует, что интенсивность

релаксации напряжения (<1Дя / ёя) в зависимости от нагрузки с учетом

переменного значения податливости (кривая 2) существенно ниже, чем ее

значение, полученное по существующим

расчетам (кривая 1), особенно при

нагрузках, применяемых для

герметичности разъемных соединений (до

Я = 10 МПа). Таким образом, учет

переменной податливости прокладки

при определении интенсивности

релаксации напряжений во фланцевом

соединении дает истинное определение

ресурса его работы до возможного

нарушения герметичности.

Представленные на рис. 12

зависимости получены для фторопласта-4.

Изложенная методика может быть

использована для прокладочных

материалов, деформационные характеристики которых, зависят от нагрузки.

В результате ползучести материала прокладки со временем изменяется ее

толщина Ь и, следовательно, изменяется коэффициент жесткости соединения а, в

который входит податливость прокладки. Для фторопластового уплотнителя

\г{Ъ{ Есж- q1)[Eк+ (Яз - q)][l+ 8 КГ^1'53"0'0040 Тк °'08]} /я Др Ь Евс2 Есж (20)

Полученное значение коэффициента жесткости а = / (А^ + А^) с учетом

выражения (20) отражает действительное изменение нагрузки на элементы

соединения в зависимости от ее величины и времени эксплуатации. Теоретические

исследования были подтверждены при изучении работы опытной модели

фланцевого соединения.

Изменение температуры рабочей среды приводит к изменению нагрузки на

элементы разъемного соединения. Учитывая переменную податливость

прокладки, ].„-1

X «¡ЬЛ^ + Оп Ь(1 - я,/Ее*)[ 1 + (Чз-я)/ЕК] Д1п-1 а^Д^ ¡-1 ¡-1

д<2, = -

1 — 1 ЬСЕсж-^^ + СЯз-чИП+ЗЮ-^ч"'53-0'0040^0'08]

2 Х{ + X А, + -

тс 0{р Ь Евс Е^ж

напряжения в элементах соединения с фторопластовой прокладкой от нагрузки. 1 - при постоянном значении податливости прокладки, 2 - при переменном значении податливости прокладки.

Анализ, выполненный для экспериментальной модели соединения, показал, что значение температурной нагрузки ДО, при введении в расчет реальной переменной податливости прокладки ниже, чем при расчете по принятой на практике методике.

Изменение нагрузки на элементы соединения могут быть следствием колебания давления или температуры уплотняемой среды. Как показано в главе II, повторные изменения сжимающей нагрузки сопровождаются появлением остаточной деформации. Причем, чем больше циклов нагружений, тем большее значение этих деформаций. При колебании давления рабочей среды происходит изменение (уменьшение) значения коэффициента осевой податливости фторопластовой прокладки. Коэффициент жесткости соединения ац при циклическом нагружении-.

N

ац = И61[1Х6+ Ь(1 - 0,000145 я 2,7 2^ ~ °'46)/ л БсрЬ Ек ]

1

В качестве примера было выполнено исследование разъемного соединения, давление уплотняемой среды в котором периодически изменяется в течение 10 циклов с амплитудой Др = ± 0,2 МПа при исходном давлении р = 10 МПа. При этом увеличение коэффициента жесткости а за счет циклического изменения нагрузки составило 15%. С увеличением числа циклов суммарное снижение нагрузки на прокладку будет увеличиваться, что и может стать причиной нарушения герметичности соединения.

Цикличность 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.

Пятая глава посвящена узлам герметизации сальниковыми уплотнениями, в основном, с мягкой набивкой.

Основным параметром, которым определяется качество набивки сальника является коэффициент бокового давления (к.б.д.), т.е. отношение радиальной нагрузки на замыкающие набивку поверхности сальниковой камеры к осевой нагрузке, вызывающей эту радиальную нагрузку.

В настоящее время определение к.б.д. набивки основано на условии равенства ее радиальной деформации как по наружному, так и по внутреннему контуру. Поэтому к.б.д. также считается одинаковым по наружному и внутреннему диаметру набивки. Однако Д.Ф.Гуревичем было отмечено, что радиальная нагрузка на внутреннем контуре сальниковой набивки превышает ее значение на наружном, что объясняли различием значений коэффициентов трения даже при одинаковой чистоте обработки сопрягаемых поверхностей.

Нами установлено, что основная доля радиальной деформации при осевом сжатии кольцевой прокладки происходит по ее наружному контуру (глава II). Из

выражения (5) следует, что с увеличением толщины прокладки нейтральный радиус смещается к центру.

Для проверки этой гипотезы нами были проведены экспериментальные исследования по определению зависимости напряжения от относительной деформации втулок диаметром 48 х 7 и высотой 100 мм, выполненных из фторопласта-4. Втулки устанавливали без ограничения радиальной деформации, при внешнем ее ограничении и в замкнутом объеме, и нагружали осевой силой, создающей сжимающие напряжения до 10 МПа.

Результаты, полученные для ч*

втулки (рис. 13) и прокладки, (рис. 6) подобны. Из них следует, что радиальная деформация исследуемых втулок от осевой нагрузки по внутреннему контуру практически отсутствует и втулка деформируется только по наружному контуру.

Рассмотрим сальниковую

набивку, размещенную в камере сальника с наружным и внутренним диаметром соответственно Б и d. Исходная толщина набивки Ь0.

10

к

к

h V

/

г

Рис.

0

13.

0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 е*

Зависимость напряжения от

относительной деформации втулок диаметром

„ 48 х 7 и высотой 100 мм, выполненных из

Примем ряд допущении: радиальная фторопласта4

деформация замыкающих набивку 5 _ бм ограничения деформации, 2 -поверхностей В виду относительно ограничение деформации по внешнему контуру, высокой их жесткости отсутствует, 3-в замкнутом объеме, не учитываем влияния сил трения на замыкающих набивку поверхностях, значение нейтрального радиуса набивки совпадает с внутренним ее контуром. Последнее допущение вполне оправдано, т.к. действительное значение нейтрального радиуса согласно выражению (5) уменьшается с увеличением толщины h0 и становится меньше внутреннего радиуса втулки.

Под действием осевой нагрузки qz набивка сожмется, а ее наружный диаметр увеличится. Если втулка находится в замкнутом объеме, то возникают радиальные нагрузки как по наружному qR, так и по внутреннему qr ее контуру. Соотношение этих нагрузок определяется полученным нами выражением (21)

qr/qR= 2D2/[D2 + d2+H (D2-d2)] (21)

Из выражения (21) следует, что это отношение не равно единице, т.е. значения qr и qR не равны. Если принять, что = k / (1 + к), где к -коэффициент бокового давления, то при D = 48 мм, d = 34 мм и к = 0,924 это отношение будет равно 1.15; при к = 0,510 - qr / q« = 1,2; а при к = 0,072 - qr/qR = 1,3 (значения к для различных материалов набивки определялись нами экспериментально). Следовательно, отношение нагрузок на боковые поверхности сальниковой набивки зависит от значения коэффициента

Пуассона материала набивки, и в данном случае коэффициент бокового давления на внутренней поверхности набивки на 15 - 30% выше, чем на наружной.

Разработанная нами методика оценки нагрузки на боковые поверхности кольцевого элемента от действия осевой нагрузки может быть использована в его различных конструктивных вариантах.

В узлах герметизации соединений применяют уплотнители в виде манжетных колец или колец треугольного сечения. 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 опорных колец с углом большим, чем угол конуса манжеты. При таком исполнении первоначальный зазор между сопрягаемыми манжетами и опорным кольцом обеспечил бы требуемый радиальный натяг 5. Требуемое значение угла опорного элемента

|5= {180-2 агс сое [0,707 Ь/(Ь-1,414 8)]}, град.

Достоинство уплотнения с мягкой сальниковой набивкой - относительная простота конструкции и возможность быстрой и легкой замены исчерпавшей свой ресурс набивки.

При затяжке крепежных элементов происходит сжатие набивки и ее осевое смещение. Сжатию набивки препятствует внутреннее трение ее материала, и трение набивки о замыкающие ее поверхности. На компенсацию влияния суммарной силы трения затрачивается часть приложенной осевой силы, удельная нагрузка от которой распределяется по длине набивки т. согласно известному уравнению

схр (- 2Гк г / Ь), (22)

где Г - коэффициент трения набивки о замыкающие ее поверхности; q0 - удельная нагрузка на верхний слой набивки, соприкасающийся с нажимной втулкой; Ь -ширина набивки.

При выводе уравнения (22) не учитывалось разность удельных радиальных нагрузок на набивку на внутреннем и наружном ее контуре. С учетом этого обстоятельства нами было получено новое уравнение распределения осевой силы по длине набивки:

Ъ = Чо ехр [— 4 Тг(ккБ + М) /(02-с12)],

Для увеличения радиальной нагрузки на набивку дно сальниковой коробки и торцевую поверхность нажимной втулки часто выполняют коническими с углом конуса а = 30 - 60° и его вершиной, расположенной вне зоны 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 агсБт {2 кк(2р2/[р2 + 1 + |Др2- 1)]- 1},

где |3 = Б / А.

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 набивка является промежуточным звеном, передающим силу давления уплотняемой среды на нажимную втулку. В этом случае осевая нагрузка С>в на нажимную втулку увеличивается, а на набивку <3„ в среднем снижается.

(?в = <}з + (1-а)(}г, (2„ = С>3 - а С>г

Здесь (}г = тШСрЬр - кср Г цср Ь тс (Б -1(1)- осевая сила давления рабочей среды, а = Хб / (Хб + Х„) - коэффициент жесткости соединения; и - коэффициенты осевой податливости соответственно крепежного узла и сальниковой набивки высотой Ь; яСр- среднее значение осевой удельной нагрузки в набивке.

Экспериментальной оценке коэффициента бокового давления к = я, посвящено много работ. Она заключается в определении деформации стенки камеры (наружной или внутренней), в которой размещена сжимаемая осевой силой набивка, с помощью тензорезисторов. Некорректность практически всех методов определения коэффициента бокового давления заключается в том, что его значение принимали одинаковыми как для наружного контура набивки, так и для внутреннего. Для оценки коэффициента бокового давления сальниковых набивок нами была разработана и использована на практике экспериментальная установка рис. 14, принцип работы которой заключается в оценке потерь осевой нагрузки на трение сальниковой набивки о замыкающие ее поверхности камеры

сальника и уплотняемого штока Рис.14. Конструктивная Требуемая осевая сила на набивку экспериментальной установки

создавалась гидродомкратом, а остаточная

исследования

схема для

деформационных

набивки фиксировалась ] ]

характеристик сальниковых набивок.

■шток, кольцо,

2-камера, 3-набивка, 4-нижнее 5- балочки, 6-упор, 7-плита, 8-

после

тензорезисторами, наклеенными на

упругих балочках равного сопротивления, гидродомкраг, 9-плунжерный насос, 10-

Разность между значениями этих сил - манометр, 11-тензорезистер, 12-

потери на трение набивки о замыкающие теюостанция, 13-индикатор, 14-нажимная ее поверхности камеры и штока. По втулка' 15"кронштей"' 24

данным эксперимента определялся усредненный безразмерный комплекс который входит в расчетные зависимости. Это повышает точность полученных результатов. Для определения истинного значения к на другой созданной установке определяли коэффициенты трения Г для исследуемого вида набивки. Получены расчетные выражения вида f= Р(я).

Преимущество представленного метода оценки коэффициента бокового давления заключается в том, что результаты экспериментов получены для реальной камеры сальника. На установке (рис 14) были получены значения к Г для отдельных видов сальниковых набивок и их зависимости от нагрузки в диапазоне 2,0 - 27 МПа, которые могут быть выражены уравнением вида к£=а+Ья+ся2. Величины коэффициентов для исследованных видов набивок представлены в диссертации.

Одновременно с коэффициентом 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

Я = А, + В,е + С^е2 и Ях = А,* е8*1 , (23)

где Ях- значение уменьшения удельной нагрузки.

Интенсивность изменения удельной нагрузки при сжатии и восстановлении набивки в зависимости от относительной деформации: Есж= с!я /¿е и Ею= -¿я* / Продифференцировав уравнения (23), получили соответственно: Есж= В; + 2С,е и Евс- А;*вГ£В'м (24)

Значения коэффициентов для выражений (23) и (24) представлены в диссертации.

На рис. 15, в качестве примера, приведены зависимости, рассчитанные по выражениям (24).

Сальниковые набивки в основном пористые материалы, доя которых неизбежны утечки уплотняемой среды. Одной из определяющих характеристик герметизирующей способности набивки является ее проницаемость.

Утечка № уплотняемой среды с коэффициентом динамической вязкости д и коэффициентом проницаемости К под давлением р через набивку сечением Б и длиной Ь носит фильтрационный характер и для ее оценки может быть использован закон фильтрации Дарси = К Б с!р / ц Л.

Для определения коэффициента проницаемости сальниковой набивки в реальных условиях ее работы была разработана экспериментальная установка,

25

Есж, Евс МПа 160

120

80

40

Есж(2

Е„с,

Р (|

Ещ

0 0,02 0,06 0,10 е Рис. 15. Зависимость модулей сжатия (Есж) и восстановления (Евс) от относительной деформации набивки НГФ-С, состоящей из трех колец, при нервом (1) и втором (2) нагружениях.

содержащая модель сальникового уплотнения, обеспечивающая создание требуемой осевой нагрузки на набивку, заданного давления уплотняемого воздуха и оценку величины утечки уплотняемой среды. При проведении исследований изменяли значения удельной осевой нагрузки qз до 45 МПа, давления воздуха р до 25 МПа и высоты набивки Ь в интервале 12 - 36 мм (2,3 и 4 кольца) и определяли влияние этих параметров на величину утечки №.

Исследовали сальниковые набивки на основе фторопласта с добавлением других материалов квадратного сечения 6 х 6 мм с внутренним диаметром 6 = 56 мм. Были получены уравнения, связывающие коэффициент проницаемости К и удельную нагрузку qo (выражение 25)

К = ехр[-(а + ЬЧо)]. (25)

Значения коэффициентов а и Ь для каждого вида исследованных набивок прдставлены в диссертации.

В шестой главе рассмотрены конструктивные решения узлов уплотнений.

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 несжимаемость - резина.

В результате выполнения силового анализа работы крана 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 поворота которой требовалось приложить дополнительный крутящий момент. В результате проведенных аналитических и экспериментальных исследований были выявлены причины этого явления.

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.

В процессе работы 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 утечки уплотняемой среды.

Учитывая, что коэффициент термического расширения фторопласта-4 на порядок выше, чем стали, оболочку камеры сальника выполнили двухслойной; внешний слой - стальной, внутренний - выполненный из фторопласта-4. Конструкция защищена Патентом РФ.

При повышении температуры происходит увеличение диаметра как наружного, 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, представленное в диссертации.

Фторопласты используют и для создания оборудования. В этом случае герметичность разъемных соединений обеспечивается за счет силового контакта сопрягаемых фторопластовых поверхностей.

Оболочки аппаратов выполняют из отдельных царг двухслойными: наружная - стальная, внутренняя - фторопластовая 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 установлено, что более 80% толщины Ь крышки от зоны контакта относится к системе «прокладки» и остальное - к системе «болта». Коэффициенты осевой податливости верхней и нижней части крышки соответственно: Х^е = 0,14 Ъ1Б Есж, ХцП = 0,86 Ь/ Р Евс.

На основании полученных результатов исследований разъемных соединений с фторопластовыми элементами, были разработаны методы расчета разъемного штуцера для аппаратов во фторопластовом исполнении и бугельного соединения. Для штуцера проведена экспериментальная проверка полученных зависимостей.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

Основным результатом работы являются научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с материалами уплотнительных элементов, обладающих переменным от нагрузки и ее характера значением физико-механических характеристик (прежде всего, на примере наиболее распространенного фторопласта-4) как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации.

1. Установлен ряд типичных представителей материалов, для которых интенсивность изменения деформации от нагрузки зависит от величины и характера нагружения (сжатие или восстановление). Для оценки напряженно деформированного состояния элемента выполненного из этих материалов введены условные модули. При сжатии - модуль сжатия Есж и при восстановлении сжатого элемента - модуль восстановления Еж.

Установлено, что модули сжатия и восстановления зависят от удельной нагрузки, температуры и характера деформации: сжатия или растяжения, нагружения или восстановления.

Модули сжатия и восстановления, коэффициенты осевой податливости прокладки, а также герметичность соединения и прочность крепежных элементов зависят от условия размещения прокладки в соединении.

Использование переменного значения модулей сжатия и восстановления в расчетных выражениях ведет к снижению величины усилия затяжки соединения и к определению реальной величины падения нагрузки в нем из-за релаксации.

Для оценки этих модулей предложена методика их определения по опытным данным. Для фторопласта-4 получены расчетные зависимости.

2. Установлено, что при осевом сжатии кольцевого элемента радиальная деформация его происходит в основном по наружному контуру.

3. Сформулировано физическое представление о механизме ползучести указанных прокладочных материалов. Получено выражение для расчета влияния ползучести на работу разъемного соединения с уплотнительным элементом из рассматриваемых материалов.

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.

4. Получены выражения для оценки влияния числа циклов многоциклового и малоциклового нагружения на величину остаточной деформации. Результаты проведенных исследований показали, что при применении элементов из прокладочных материалов, подверженных переменным нагрузкам, необходимо ограничивать до определенного значения как число циклов изменения нагрузки, так и ее величину.

5. Установлено, что для оценки утечки уплотняемой среды в зоне контакта уплотняющих поверхностей, выполненных из материалов, физико-механические характеристики которых зависят от характера и величины нагружения, может быть использована фильтрационная модель.

Создан экспериментальный комплекс для исследования условий герметизации. Проведена оценка и получена зависимость для определения величины утечки уплотняемого воздуха в зависимости от удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях, их ширины и давления рабочей среды.

Для фторопластовых уплотняющих поверхностей была использована оценка герметичности - по величине утечки. Полученные данные позволяют выбрать критерий герметичности в зависимости от рабочего давления и величины допускаемой в данных условиях утечки уплотняемой среды.

6. Разработана математическая модель уплотнения для расчета необходимого значения ширины прокладки. Определение этой ширины и зоны размещения прокладки между фланцами позволяет уменьшить металлоемкость фланцевого соединения без ущерба для прочности его составляющих элементов. Так, масса стандартного фланца Бу 100 мм и ру 1,6 МПа на 30 % превышает массу фланца, рассчитанного с учетом переменных значений модулей сжатия и восстановления, необходимых значений ширины и среднего диаметра прокладки.

7. Для увеличения срока службы до ремонта разъемных соединений с прокладками из материалов, обладающих переменным от нагрузки и ее характера значением физико-механических характеристик, разработан узел фланцевого соединения с опорным элементом, выполненным из более жесткою, чем прокладка материала, и размещенного параллельно прокладке. Получены уравнения для определения необходимых геометрических параметров прокладки и опорного элемента. Проведенные экспериментальные исследования подтвердили эффективность работы такого соединения и правомерность применения полученных расчетных зависимостей.

8. Получены расчетные выражения для оценки условий деформации сальниковой набивки, нагруженной осевой силой. Установлено, что при размещении набивки в замкнутом объеме радиальная нагрузка на внутреннем контуре превышает ее значение на наружном контуре. Величина превышения определяется физико-механическими свойствами материала набивки (модулем сжатия и коэффициентом Пуассона).

Разработана методика и экспериментальная установка для определения коэффициента бокового давления сальниковой набивки, в основу которой заложен новый подход - оценка потерь на трение приложенной к набивке осевой силы. В этом случае определяется необходимый расчетный комплекс кТ как усредненная величина но двум контурам набивки: внутреннему и наружному.

Для удобства практического использования полученных результатов по деформации сальниковых набивок введены условные модули сжатия и восстановления, характеризующие интенсивность изменения нагрузки от относительной деформации сжатия или восстановления. Получены уравнения для их определения.

Разработана методика и экспериментальная установка для оценки проницаемости сальниковых набивок и получены значения коэффициентов проницаемости для отдельных видов набивок.

9. Использование в расчетной практике переменных значений модулей сжатия и восстановления прокладочных материалов, математической модели уплотнения для определения ширины прокладки и зоны ее расположения,

представленных в работе новых конструкций узлов уплотнений и методов их расчета даёт существенное повышение герметизирующей способности соединения (вплоть до молекулярного истечения среды), увеличивает его срок службы (до 25-30%), уменьшает его материалоемкость (на 10-30%), снижает себестоимость узлов уплотнений (на 5-15%) и даёт в целом значительный технико-экономический эффект.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ИЗЛОЖЕНО В СЛЕДУЮЩИХ ПУБЛИКАЦИЯХ

1. Продан В.Д., Божко Г.В., Калабеков И.Г. и др. Устройство для затяжки крупных резьбовых соединений. Экспресс-информация «Высокоэффективные соединения», выпуск №11, 1982.

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

3. 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.

4. Рябенко Е.А., Божко Г.В. 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.

5. 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.

6. 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.

7. 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.

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

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

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

11. Божко Г.В. Применение фторопластов в уплотнительных узлах гидроагрегатов. Химическое и нефтегазовое машиностроение, №10, 2001, с. 2729.

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

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

14. 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.

15. 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.

16. Божко Г.В. Влияние вида нагружения на деформационные характеристики прокладки из фторопласта-4. Химическое и нефтегазовое машиностроение. №12, 2007, с. 32-34.

17. Божко Г.В. Осевая податливость фторопластовой крышки аппарата, работающего под давлением. Химическое и нефтегазовое машиностроение. №1,

2008, с. 13-14.

18. Божко Г.В. Влияние ползучести (крипа) фторопласта-4 на герметичность разъемных соединений. Химическое и нефтегазовое машиностроение. №3, 2008, с. 13-14.

19. Божко Г.В., Продан В.Д., Кобяков М.А. Влияние цикличности нагружения на деформацию элемента из фторопласта-4. Химическое и нефтегазовое машиностроение. №12,2008, с. 41—43.

20. Лозовский И.Н., Соболев Г.П., Божко Г.В. Узлы трубопроводов, футерованные фторопластом. Технические условия. ТУ 2248-009-22955745-2009, Кирово-Чепецк, ООО ПКП "МИТО" 2009,29 с.

21. Продан В.Д., Божко Г.В., Погодин В.К. Конструирование бугельного герметичного соединения. Химическое и нефтегазовое машиностроение. №11,

2009, с. 23-26.

22. Продан В.Д., Божко Г.В. Влияние условий размещения прокладки между фланцами на ее осевую податливость. Химическое и нефтегазовое машиностроение. №12,2009, с. 27- 28.

23. Продан В.Д., Божко Г.В., Васильев A.B., Исакова М.А. Значение радиальных нагрузок при оценке коэффициента бокового давления сальниковых набивок. Химическое и нефтегазовое машиностроение. №4,2010, с. 35-36.

24. Божко Г.В. Разъемные герметичные соединения. Вестник ТГТУ. Том 16, №2,2010, с. 404-420.

25. Божко Г.В., Денисов С. М. и др. Герметизация разъемных соединений фторопластовыми прокладками. Тезисы докладов Всесоюзной конференции «Повышение качества герметизирующих соединений». Пенза, 1989, стр. 6-8.

26. 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.

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

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

29. 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.

30. 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.

31. Божко Г.В. Влияние характера нагружения на интенсивность деформации уплотнительного элемента, выполненного из фторопласта-4. Тезисы докладов. Конференция «УПЛОТНИТЕЛЬНАЯ ТЕХНИКА - 2007» г. Москва, КВЦ «Сокольники» 15 октября 2007 г.

32. Продан В. Д., Калабеков И. Г., Божко Г.В. и др. Устройство для затяжки крупных резьбовых соединений. А. С. 969509 (СССР), 1982, Б. И. № 40 1982 г.

33. Божко Г.В., Продан В. Д., Калабеков И. Г., и др. Фланцевое соединение для сосудов. А. С. 1689713 (СССР), 1988.

34. Чехов О. С., Продан В. Д., Калабеков И. Г., Божко Г.В. и др. Разъемное соединение деталей. А. С. № 1732037, 1992.

35. Продан В. Д., Калабеков И. Г., Божко Г.В. Разъемное герметичное фланцевое соединение. А. С. № 1754961, 1992, Б. И. № 30 от 15.08.1992.

36. Божко Г.В., Продан В. Д., Чехов О. С. и др. Мембранный элемент. Патент РФ № 1738314, 1993, Б.И. № 21 от 07.06.1992.

37. Божко Г.В., Продан В. Д., Чехов О. С. и др. Мембранный элемент. Патент РФ № 1738315,1993, Б.И. № 21 от 07.06.1992.

38. Продан В. Д., Божко Г.В., Степанов Ю. Г. и др. Центробежный насос. Патент РФ №2097603, 1995, Б.И. №33 от 27.11.1997.

Подписано к печати 30.06.2010 Объем 2 пл. Тираж 100 экз. Заказ № 801 Типография ООО "Мирен" ул. Потешная 6/2

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА I. ОСНОВЫ ГЕРМЕТИЧНОСТИ

РАЗЪЕМНЫХ СОЕДИНЕНИЙ.

1.1. Герметичность разъемных соединений.

1.2. Конструкции разъемных герметичных соединений.

1.2.1. Неподвижные разъемные соединения.

1.2.2. Сальниковые разъемные соединения.

1.3. Уплотняющие элементы.

1.3.1. Типы уплотняющих элементов. ^

1.3.2. Материалы, применяемые для уплотнительных элементов.

1.3.3. Физико-механические свойства фторопластов, применяемых в качестве конструкционного и уплотнительного материала.

1.4. Методы расчета разъемных соединений на герметичность.

1.5. Выводы по главе 1.

ГЛАВА И. АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ УСЛОВИЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ НА

ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОКЛАДОЧНЫХ

МАТЕРИАЛОВ НА ПРИМЕРЕ ФТОРОПЛАСТА-4.

2.1. Стандартное определение модуля упругости полимерных материалов и его зависимость от температуры для фторопласта-4.

2.2 Влияние удельной нагрузки (напряжения) на значение деформационных характеристик прокладочных материалов.

2.2.1 Сжатие образца.

2.2.2. Растяжение образца.

2.3. Ползучесть прокладочных материалов.

2.3.1. Напряженно-деформированное состояние прокладки и выбор теории пластичности для описания этого состояния.

2.3.2. Определение коэффициента и показателя ползучести для фторопласта-4.

2.3.2.1. Образцы сжаты постоянной нагрузкой q, время выдержки до 10000 часов.

2.3.2.2. Образцы растянуты под действием определенного (постоянного) напряжения а, время выдержки до 10000 часов.

2.4. Влияние цикличности нагружения на остаточную деформацию прокладки.

2.5. Диффузионная проницаемость фторполимеров.

2.6. Выводы по главе 2.

ГЛАВА III. УСЛОВИЕ ГЕРМЕТИЧНОСТИ СОПРЯГАЕМЫХ

ФТОРОПЛАСТОВЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ.

3.1. Осевая деформация микровыступов сопрягаемых поверхностей.

3.1.1. Сопряжение стальной и фторопластовой поверхностей.

3.1.2. Сопряжение двух фторопластовых поверхностей.

3.2. Исследование условий герметичности сопряжения двух поверхностей.

3.2.1. Аналитические исследования на принятых моделях.

3.2.1.1. Ф и л ьтрационная модель.

3.2.1.2. Модель сопряжения двух одинаковых плоских поверхностей.

3.2.2. Экспериментальное исследование условий герметичности соединений с уплотнениями, выполненными из фторопласта-4.

3.3. Течение газовых сред в малых зазорах.

3.4. Экспериментальное исследование влияния кольцевых канавок на величину утечки уплотняемой среды.

3.5. Оценка влияния структуры фторопласта для уплотнительного элемента на герметичность соединения.

3.6. Выводы по главе 3.

ГЛАВА IV. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ

РАЗЪЕМНЫХ СОЕДИНЕНИЙ С У ПЛОТНИТЕ ЛЬНЫМИ ЭЛЕМЕНТАМИ ИЗ ПРОКЛАДОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ И ВЛИЯНИЕ УСЛОВИЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ НА

ИХ РАБОТУ.

4.1. F.oiGop конструктивных параметров уплотнительных элементов и их влияние на работу соединения.

4.1.1. Выбор ширины прокладки.

4.1.2. Применение ограничительных колец и их влияние на работу соединения.

4.2. Учет переменных значений модулей сжатия и восстановления при расчете отдельных параметров герметичных разъемных соединений.

4.2.1. Определение силы затяжки крепежных элементов герметичного разъемного соединения.

4.2.2. Расчет режимов затяжки резьбовых крепежных элементов разъемных герметичных соединений.

4.2.2.1. Однообходный режим затяжки.

4.2.2.2. Пообходно-уравнительный режим затяжки.

4.3. Оценка влияния релаксации напряжения в элементах разъемного соединения на величину их нагружения.

4.4. Оценка влияния изменения температуры уплотняемой среды на работу разъемного герметичного соединения.

4.5. Оценка влияния цикличности изменения нагрузки на работу разъемного герметичного соединения.

4.5.1. Влияние колебания давления уплотняемой среды.

4.5.2. Влияние колебания рабочей температуры уплотняемой среды.

4.6. Выводы по главе 4.

ГЛАВА V. УЗЛЫ ГЕРМЕТИЗАЦИИ САЛЬНИКОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ С ФТОРОПЛАСТОВЫМИ УПЛОТНИТЕЛЬНЫМИ

ЭЛЕМЕНТАМИ.

5.1. Соотношение удельных нагрузок на внешнем и внутреннем контурах кольцевого элемента, нагруженного осевой силой.

5.2. Сальниковые уплотнения.

5.3. Сальниковые уплотнения с «мягкой» набивкой.

5.4. Экспериментальная оценка коэффициента бокового давления сальниковой набивки.

5.5. Определение деформации сальниковых набивок при их сжатии и восстановлении.

5.6. Утечка уплотняемой среды через сальниковые набивки.

5.7. Выводы по главе 5.

ГЛАВА VI. ПРИМЕНЕНИЕ ФТОРОПЛАСТА-4 ПРИ СОЗДАНИИ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ.

6.1. Разработка и исследование уплотнительных узлов шарового крана.

0.1.1. Выбор материалов для уплотнительных узлов шарового крана.

6.1.2. Силовой анализ шарового крана.

6.1.3. Обеспечение постоянного крутящего момента при повороте шаровой пробки крана.

6.2. Сальниковое уплотнение центробежного насоса.

6.3. Особенности силового анализа разъемных герметичных соединений оборудования, выполненного из фторопласта.

6.3.1. Осевая податливость фторопластовой крышки аппарата, работающего под давлением.

6.3.2. Фторопластовый аппарат, выполненный из царг с индивидуальными крепежными элементами рис. 6.10,6).

6.3.3. Фторопластовый аппарат, выполненный из царг, скрепленных сквозными стяжками рис. 6.10, а).

6.3.4. Влияние температуры рабочей среды на изменение нагрузки в элементах фторопластового аппарата.

6.4. Разъемный штуцер для фторопластовой аппаратуры.

6.4.1. Силовой анализ штуцерного соединения.

6.4.2. Экспериментальное исследование работы штуцерного соединения.

6.5. Конструирование бугельного герметичного соединения.

6.6. Выводы по главе 6.

ОСНОВНЫЕ ВЫЬОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ.

Герметичные системы уплотнений широко применяются в оборудовании различных отраслей промышленности - химическом и энергетическом машиностроении, судостроении, автомобилестроении, космической и авиационной технике и др /32, 84, 87, 101, 162/. В герметичных системах используются уплотнительные элементы, от работоспособности которых зависит качество работы оборудования в целом. Предельные значения рабочих давлений определяются состоянием уплотнительной техники. Как показывает опыт эксплуатации такого оборудования, узлы уплотнения агрегатов и машин являются, как правило, наименее надежными элементами. При выходе из строя узла или системы уплотнения, включающей как само уплотнение (прокладку, сальниковую набивку и т.д.), так охватывающие и обжимающие его детали, агрегат перестает быть работоспособным, увеличивается опасность возникновения аварии. Нарушение герметичности ведет к нарушению технологии процесса, снижению качества получаемого продукта, к потере сырья и, соответственно, к удорожанию выпускаемой продукции. Кроме того, нарушение герметичности работающего оборудования может привести к человеческим жертвам и к экологическим катастрофам. Поэтому понятен интерес многих авторов к всестороннему исследованию работы всех видов уплотнений и герметичных систем в различных условиях эксплуатации.

С шестидесятых годов прошлого столетия проводятся ежегодные международные конференции по вопросам уплотнительной техники, на которых ведущими учеными рассматривались и рассматриваются проблемы герметизации оборудования.

Большой вклад в совершенствование уплотнительной техники внесли отечественные ученые. В работах Л.П.Карасева /72/, О.В.Румянцева /163/, А.Д.Домашнева /57/, В.Д.Продана/140/. Л.А.Кондакова /85/, Т.М.Башты /11/, Г.В.Макарова/101/, Д.Ф.Гуревича /49/, В.Т.Бабкина /8/ и др. рассмотрен комплекс вопросов, связанных с обеспечением герметичности подвижных и неподвижных соединений. В настоящее время в периодической печати постоянно представляются работы, посвященные исследованию отдельных узких вопросов уплотнительной техники, проводятся общероссийские конференции, на которых обсуждаются проблемы совершенствования уплотнительной техники и широкого распространения наиболее эффективных конструкций.

В РФ создана организация «Некоммерческое партнерство «Уплотнительная техника» для решения проблем развития уплотнительной техники, реализации проектов охране окружающей среды и т.д/194/. Все это свидетельствует о важности проблемы. Однако, на наш взгляд, до сих пор при расчете узлов уплотнений оборудования на герметичность не учитывается ряд важных факторов. Например, у целой группы материалов, используемых для уплотнений, модуль упругости не является постоянной величиной, а зависит от величины и вида нагружения. К таким материалам относятся резина, фторопласты, и в частности фторопласт-4, графит, терморасширенный графит, который в настоящее время находит все большее применение. Так же ведут себя и мягкие металлические прокладки, работающие за областью упругости.

Изложенное делает вопросы совершенствования конструкций и меч одов расчета уплотнений актуальными в практическом и в научном плане.

Совокупность излагаемых в работе научных положений, идей и практических результатов составляют новое направление в области теоретических и практических методов обеспечения герметичности разъемных соединений по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с уплотнением из материалов с зависящими от нагрузки физико-механическими свойствами как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации.

Выполненные исследования направлены на решение общей проблемы совершенствования узлов уплотнений и методов их расчета на герметичность.

Автор защищает изложенные в работе в рамках этой проблемы научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с учетом переменности физико-механических свойств материалов уплогнительных элементов (прежде всего, на примере наиболее распространенного фторопласта-4).

Фторопласт-4 является уникальным материалом, используемым и как конструкционный материал для создания оборудования, и как материал для изготовления уплотни гельныч элементов для неподвижных и подвижных разъемных соединений /21, 167/.

Безаварийная работа оборудования, для которого рабочими средами являются высокоагрессивные вещества, возможна, если его конструктивные элементы выполнены из материалов в определенной степени устойчивыми к этой среде. Задача подбора необходимого материала осложняется тем, что в каждом конкретном случае кроме агрессивных свойств среды необходимо учитывать рабочие условия проведения самого процесса: давление рабочей среды, ее температуру и время эксплуатации.

Аналогичные проблемы возникают и при создании оборудования для производства особо чистых веществ и реактивов /9/. Если при разработке оборудования, работающего с высокоагрессивными средами, конструктор при подборе конструкционных материалов озабочен их устойчивостью в рабочей среде, то при создании оборудования для получения особо чистых веществ и реактивов необходимы конструкционные материалы, которые в процессе получения продукции не будут ее загрязнять своими отдельными компонентами.

Из всех применяемых в настоящее время материалов в силу своих специфических особенностей наиболее подходящими для указанных условий-работа в высоко агрессивных средах и получение особо чистых веществ—являются фторопласты, и особенно—фторопласг-4.

С целью получения данных по физико-механическим свойствам фторопластов был выполнен ряд исследований как у нас в России, так и за рубежом, отдельные результаты которых опубликованы в специальных монографиях и в научно-технических журналах. Однако для проведения всех стадий проектирования фторопластового оборудования, и особенно узлов герметизации, для работы с агрессивными рабочими средами и получения особо чистых веществ, как показал наш многолетний опыт работы с подобным оборудованием, этих опубликованных данных явно недостаточно. В процессе разработки конкретной установки почти всегда приходилось проводить дополнительные исследования с целью определения поведения материала в новых условиях, отличных от приведенных в публикациях, или уточнять уже известные параметры. Здесь следует учесть, что стойкое 1ь материала и ресурс работы элемента, выполненного из этого материала, во многом зависит не только от свойств самого конструкционного материала и его устойчивости против внешних воздействий (свойств рабочей среды, нагрузки и температуры), но и от условия работы этого элемента и даже его формы.

Представляемый в данной работе материал является, в основном, результатом многолетнего накопленного опыта автора в конструировании, расчете и эксплуатации оборудования и, в частности, его узлов уплотнений для работы с высокоагрессивными средами и получения особо чистых веществ. Здесь нашли отражения только материалы, выполненные под руководством и при непосредственном участии автора. В данной работе не приводятся прочностные расчеты элементов конструкций и гидродинамические расчеты аппаратуры, основанные на известных методиках.

Цель настоящей работы - обосновать теоретически и подтвердить практически полученные рекомендации по расчету и конструированию разъемных герметичных соединений оборудования с уплотнительными элементами, выполненными из материалов, деформационные характеристики которых зависят от вида и величины нагружения.

Для достижения этой цели необходимо было решить следующие задачи:

- определить ряд типичных представителей уплотняющих материалов, физико-механические свойства которых зависят от величины и характера нагружения: сжатия или восстановления;

-учесть интенсивность изменения деформации этого ряда материалов от нагрузки при сжатии и при восстановлении введением специальных модулей сжатия и восстановления;

-установить зависимость модулей сжатия и восстановления, а также нагрузки на прокладку и на крепежные элементы от условия размещения прокладки в соединении; сформулировать физическое представление о механизме ползучести указанных прокладочных материалов;

-исследовать влияние цикличности изменения нагрузки на работоспособность соединения с прокладкой из указанных материалов;

-аналитически определить и экспериментально подтвердить условия герметичности уплотняющих поверхностей из указанных материалов в зависимости от давления среды, удельной нагрузки на уплотняющие поверхности и ширины их зоны контакта (выражение для определения утечки среды); установить условия радиальной деформации кольцевого уплотнительного элемента, при различных способах его размещения между фланцами при сжатии;

-разработать математическую модель работы уплотнения и установить рациональную, исходя из герметичности и материалоемкости соединения, ширину уплотнительной прокладки и зону ее размещения между фланцами;

- создать экспериментальный комплекс для исследования деформационных характеристик сальниковых набивок (коэффициента бокового давления, модулей сжатия и восстановления, коэффициента трения), получить уравнения для определения этих параметров для отдельных типов набивок; разработать методику и создать экспериментальную установку для оценки проницаемости сальниковых набивок, и экспериментально получить значения коэффициентов проницаемости для отдельных типов набивок;

-разработать методики расчета для различных разъемных герметичных соединений с уплотнителями из рассматриваемых материалов на основании результатов исследований.

В первой главе Анализируются две концепции механизма герметизации разъемных неподвижных соединений: первая—замкнутая полоса контакта уплотняющих поверхностей и вторая— дискретный характер их контакта. Рассмотрены типовые конструкции разъемных герметичных неподвижных и подвижных соединений. Приводится предложенная автором классификация существующих неподвижных разъемных герметичных соединений. Представлены различные типы уплотняющих элементов и материалы из которых они изготовлены. Даны основные физико-механические свойства фторопласта-4. Приводятся существующие методы расчета разъемных соединений на герметичность и дается структурный анализ расчетных выражений, применяемых при расчете разъемных соединений на герметичность.

Во второй главе подтверждается существование группы прокладочных материалов, деформационные характеристики которых зависят от величины и вида нагружения. Проводится анализ влияния условий эксплуатации (нагрузка, температура, и др.) на элементы, выполненные из указанных материалов. Результаты анализа-изменение отдельных физико-механических показателей этих материалов в зависимости от условий эксплуатации изделия.

Установлено, что характер деформации прокладочных элементов при растяжении, сжатии и восстановлении различен. Впервые предложено оценивать интенсивность этих деформаций модулями растяжения, сжатия и восстановления, значение которых зависит от нагрузки, ее вида и температуры. По данным экспериментов для фторопласта-4 получены уравнения для определения модулей.

Установлено влияние способа размещения прокладки в соединении на его коэффициенты самоуплотнения и жесткости, а также на нагрузки в крепежных элементах и на прокладку.

Сформулировано физическое представление о механизме ползучести указанных прокладочных материалов. Представлены исследования по оценке, определены расчетные параметры выбраной модели ползучести и их зависимость от температуры и времени для фторопласта-4.

Изложены результаты исследований влияния цикличности нагружения на остаточную деформацию прокладки. Получены выражения для оценки влияния числа циклов нагружения на величину остаточной деформации.

Представлена специально созданная методика и экспериментальная установка для определения проницаемости пленок из фторполимеров агрессивными жидкими средами. По результатам проведенных экспериментов получены уравнения для определения коэффициента диффузии и требуемой толщины защитного слоя фторполимера при создании оборудования.

Третья глав*» посвящена герметичности разъемных неподвижных соединений с уплотнительными элементами из материалов с переменными от вида и величины нагружения физико-механическими свойствами.

Представлены экспериментальные установки, на которых по разработанным методикам выполнены исследования условий сопряжения (сближения) фторопластовой и стальной поверхностей и двух фторопластовых поверхностей в зависимости от их шероховатостей и удельной нагрузки на них. Получены выражения для определения коэффициента осевой податливости микронеровностей поверхностей в зависимости от их высоты и нагрузки.

Рассмотрены условия герметичности разъемных неподвижных соединений с уплотнительными элементами из рассматриваемых материалов, для чего разработаны аналитические модели утечки уплотняемой среды и получены аналитические выражения для ее определения.

Представлен разработанный автором экспериментальный комплекс и методика проведения экспериментальных исследований условий герметичности фторопластовых уплотняющих поверхностей по допускаемой утечке (условная герметичность). Получены экспериментальные зависимости и выражение для определения утечки среды от ее давления, удельной нагрузки на уплотняющие поверхности и их ширины контакта. Установлено, что фильтрационная модель может быть использована для оценки утечки уплотняемой среды в зоне контакта уплотняющих поверхностей.

8 1

В качестве условия герметичности принята утечка воздуха 0,5 10 м /с м, что меньше, чем принято на практике. Получены выражения для определения критерия герметичности в зависимости от , войств уплотняемого газа и его давления, удельной нагрузки на уплотняющей фторопластовой поверхности (поверхностях), высоты шероховатое ги уплотняющей поверхности и ее ширины при принятой величине утечки воздуха.

Проведены эксперименты по исследованию утечки из зоны контакта сопрягаемых уплотняемых фторопластовых поверхностей, на которых были выполнены кольцевые проточки (лабиринты). Сравнения показали, что величина утечки при наличии лабиринтов уменьшается почти в два раза.

Представлены исследования влияния структуры фторопласта-4 на герметичность соединения. Результаты этих исследований показали, что герметичность прокладки, выполненной из мелкодисперсного фторопласта-4 на 30 % выше, чем из обычного фторопласта-4.

В четвертой главе изложены особенности расчета и конструирования разъемных соединений с уплотнительными элементами из материалов, деформационные характеристики которых зависят от величины и вида нагружения, и влияния условий эксплуатации на их работу.

Рассматриваются условия выбора необходимой, исходя из минимизации металлоемкости соединения, ширины прокладки и зоны ее размещения между фланцами с учетом переменного значения модулей сжатия и восстановления прокладки. Получены выражения для определения этих важных конструктивных параметров, подкрепленных расчетами металлоемкости соединения.

Для снижения интенсивности ползучести прокладочных материалов, рассмотрен узел фланцевого соединения с опорным элементом, выполненным из более жесткого чем прокладка материала, и размещенного параллельно прокладке. Представлены уравнения для определения геометрических параметров прокладки и опорного элемента с учетом переменного значения модулей сжатия и восстановления материала прокладки. Проведенные экспериментальные исследования с фторопластовой прокладкой подтвердили эффективность работы такого соединения и правомерность применения полученных расчетных зависимостей.

Получены основные выражения для расчета и конструирования герметичных разъемных соединений, учитывающие переменный характер деформационных характеристик прокладочных материалов: для оценки релаксации напряжений во фланцевом соединении в зависимости от нагрузки на элементы соединения и температуры рабочей среды; влияния изменения температуры и давления рабочей среды на силовое равновесие разъемного соединения и др.

В пятой гла. е установлено, что при осевом сжатии цилиндрической втулки, установленной без ограничения радиальных перемещений, ее радиальная деформация происходит только по внешнему контуру. При сжатии втулки в замкнутом объеме возникает радиальная нагрузка как по наружному, так и по внутреннему контуру. При использовании фторопластовой втулки в качестве сальниковой набивки значение радиальной нагрузки на внутреннем контуре на 15-30% превышает его значение на наружном контуре набивки. Точная величина превышения нагрузки определяется физико-механическими свойствами материала набивки (модулем сжатия и коэффициентом Пуассона).

Рассмотрены существующие конструкции сальниковых уплотнений и даны рекомендации по их усовершенствованию.

Представлен анализ существующих методов оценки деформационных характеристик набивок и отмечены их недостатки. Разработана экспериментальная установка, на которой определены коэффициент бокового давления и модули сжатия и восстановления сальниковых набивок: неразрезанных колец из фторопласта-4 и плетеных из фторопласта-4 и волокон ра?.шчных материалов (хлопчатобумажные нити, стекловолокно, терморасширенный графит и др.).

Создана экспериментальная установка для определения коэффициента трения материала рассматриваемых видов набивки при контакте их со стальной поверхностью.

В результате обработки экспериментальных данных получены выражения для определения коэффициента бокового давления, модулей сжатия и восстановления, и коэффициента трения в зависимости от нагрузки для всех исследованных типов набивки.

Разработана установка по исследованию проницаемости сальниковых набивок. По результатам проведенных исследований получено выражение для определения коэффициента проницаемости исследованных типов набивки.

Шестая глава посвящена вопросам расчета и конструирования разъемных герметичных соединений оборудования, для которого в качестве материала для отдельных или для всех его элементов используются материалы рассматриваемой группы.

На основании разработаннго метода расчета шарового крана получены необходимые расчетные выражения для обеспечения его герметичности и для определения геометрических размеров его отдельных элементов. Установлены причины заедания шаровой пробки и даны рекомендации по их устранению.

Представлена новая конструкция сальникового узла уплотнения подвижного соединения (шток? или вала), работающего при повышенной температуре. Сальниковая коробка выполнена двухслойной, что позволяет исключить влияние температуры на герметичность сальника. Получены уравнения для определения требуемых геометрических параметров двухслойной сальниковой коробки в зависимости от температуры.

Представлены варианты выполнения соединительных узлов аппаратов из низкомодульных материалов рассматриваемой группы. Получены уравнения для расчета этих узлов как в нормальных условиях, так и при повышении температуры рабочей среды.

Получены уравнения для определения составляющих осевой податливости крышки (днища).

Разработана конструкция и методика расчета бугельного соединения с учетом переменного значения модулей сжатия, восстановления и на ее основании получены необходимые расчетные зависимости для определения силовых и геометрических параметров.

Представлена конструкция разъемного штуцерного соединения, выполненного из фторопласта-4, для которого силовые и геометрические параметры были рассчитаны с учетом переменного значения модулей сжатия, восстановления и с учетом данных, полученных в настоящей работе. Экспериментальные исследования подтвердили правильность принятых расчетных выражений.

Научная новизна диссертационной работы:

- установлен ряд типичных представителей материалов, для которых интенсивность изменения деформации от нагрузки зависит от величины и характера нагружения;

-предложено оценивать указанную интенсивность модулями сжатия и восстановления, которые, как и нагрузка на прокладку и на крепежные элементы, зависят от условия размещения прокладки в соединении; получены (на примере фторопласта-4) выражения для оценки модулей сжатия и восстановления, разработаны методы расчета коэффициента жесткости соединения с учетом условий эксплуатации и методы расчета деформации от ползучести и цикличности в зависимости от температуры, величины и характера нагружения с учетом модулей сжатия и восстановления;

- предложена математическая модель уплотнения для определения рациональной с точки зрения герметичности и материалоемкости ширины уплотнителыюй прокладки и зоны ее размещения;

- разработаны расчетные выражения для оценки условий деформации сальниковой набивки, нагруженной осевой силой; установлено, что при осевом сжатии набивки радиальная деформация ее происходит в основном по наружному контуру; если набивка в замкнутом объеме, то значение радиальной нагрузки на внутреннем контуре превышает ее значение на наружном контуре в зависимости от величины коэффициента Пуассона материала набивки;

- проведено исследование условий герметичности разъемных соединений с сопрягаемыми уплотняющими поверхностями; установлено, что дисперсность исходного порошка фторопласта-4, из которого выполнен уплотнитель, влияет на его герметизирующую способность; разработана методика расчета и конструирования фланцевого соединения с опорным элементом, установленным параллельно уплотнительной прокладке, осевая жесткость которого превышает осевую жесткость самой прокладки;

-установлено, что часть толщины сопрягаемых элементов разъемного герметичного соединения в рабочих условиях частично нагружается, а другая часть частично разгружается; получены выражения для оценки изменения нагрузок на сопрягаемых элементах.

Практическая значимость работы.

Разработаны методы оценки деформационных характеристик, зависящих от величины и характера нагружения для материалов, обладающих такими свойствами.

Установлена зависимость модулей сжатия и восстановления, а также нагрузок на прокладку и на крепежные элементы от условия размещения прокладки в соединении.

Получены уравнения для определения влияния циклического изменения нагрузки на значение остаточной деформации и высоту прокладки.

Получено выражение для определения рациональной ширины прокладки и рекомендации по ее размещению для снижения материалоемкости и повышения эффективности соединения.

Разработан узел фланцевого соединения с размещенным параллельно прокладке опорным элементом, выполненным из более жесткого, чем прокладка материала, повышающий срок службы соединения и получены уравнения для расчета соединения.

Установлено, что радиальная деформация кольцевого уплотняющего элемента, находящегося под осевой нагрузкой и без радиального ограничения происходит в основном по наружному его контуру.

Получены расчетные выражения для определения модулей сжатия и восстановления фторопласта-4 в зависимости от температуры, величины, продолжительности и характера нагружения.

Получено выражение для расчета влияния ползучести на работу разъемного соединения с уплотнителем из указанных материалов; для фторопласта-4 определено значение параметров, входящих в это выражение.

Получено уравнение для оценки утечки уплотняемой среды в зависимости от удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях, их ширины и давления среды; по результатам экспериментальных исследований получено выражение для определения утечки при уплотнении двух фторопластовых поверхностей.

Получено уравнение для определения изменения осевой нагрузки по высоте набивки и установлено, что значение радиальной нагрузки на внутреннем контуре сальниковой набивки превышает ее значение на наружном контуре на величину, зависящую от коэффициента Пуассона; разработаны методики исследования для определения коэффициентов бокового давления и проницаемости набивок.

Получены выражения для расчета узлов соединения царг составного аппарата во фторопластовом исполнении.

Разработаны эффективные конструкции сальниковых уплотнений, включающих конструкцию двухслойной сальниковой коробки, защищенную патентом РФ и конструкции опорных и нажимных втулок.

Разработаны методики расчета и конструирования шарового крана, бугельного соединения, разъемного штуцера для крышки фторопластового оборудования, повышающие срок службы соединения до ремонта.

Автор защищает:

- научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с уплотнителями из материалов с зависящими от нагрузки физико-механическими свойствами (на примере наиболее распространенного в качестве уплотнительного материала- фторопласта-4) как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации;

- методики и результаты исследований физико-механических характеристик уплотнительных элементов, выполненных из материалов, у которых эти характеристики зависят от величины и характера нагружения;

-условие радиальной деформации кольцевого уплотнительного элемента под действием осевой нагрузки;

- методику и результаты исследований условий герметичности сопрягаемых фторопластовых поверхностей;

- методику определения коэффициентов бокового давления и проницаемости сальниковых набивок;

- новые технические решения при конструировании сальниковых уплотнений: значение угла конуса опорной и нажимной втулки, двухслойной сальниковой коробки, обеспечивающей заданное усилие нагружения набивки сальника и уравнение для расчета этой сальниковой коробки;

- методики расчета и конструирования новых видов шарового крана, бугельного соединения и разъемного штуцера для фторопластового оборудования;

-условие деформации элементов разъемного герметичного соединения и выражения для оценки их коэффициентов осевой податливости.

Апробация работы.

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; на X конференции по химии высокочистых веществ, г. Нижний Новгород, 1995г.; на второй Всероссийской конференции Уплотнительная Техника, г. Москва, 2007г.

Публикации.

По теме диссертации опубликовано 24 работы; сделано 7 докладов с их изданием в трудах конференций; получено 7 патентов РФ и авторских свидетельств СССР. В изданиях, учитываемых ВАК представлено 27 публикаций.

Структура и объем работы.

Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов, списка литературных источников и приложения. Работа изложена на 353 страницах основного текста, содержит 115 рисунков, 38 таблиц, список литературы из 225 наименований.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

Основным результатом работы являются научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с материалами уплотнительных элементов, обладающих переменным от нагрузки и ее характера значением физико-механических характеристик (прежде всего, на примере наиболее распространенного фторопласта-4) как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации.

1. Установлен ряд типичных представителей материалов, для которых интенсивность изменения деформации от нагрузки зависит от величины и характера нагружения (сжатие или восстановление). Для оценки напряженно деформированного состояния элемента выполненного из этих материалов введены условные модули. При сжатии-модуль сжатия Ес,к и при восстановлении сжатого элемента-модуль восстановления Евс.

Установлено, что модули сжатия и восстановления зависят от удельной нагрузки, температуры и характера деформации: сжатия или растяжения, нагружения или восстановления.

Модули сжатия и восстановления, коэффициенты осевой податливости прокладки, а также герметичность соединения и прочность крепежных элементов зависят от условия размещения прокладки в соединении.

Использование переменного значения модулей сжатия и восстановления в расчетных выражениях ведет к снижению величины усилия затяжки соединения и к определению реальной величины падения нагрузки в нем из-за релаксации.

Для оценки этих модулей предложена методика их определения по опытным данным. Для фторопласта-4 получены расчетные зависимости.

2. Установлено, что при осевом сжатии кольцевого элемента радиальная деформация его происходит в основном по наружному контуру.

3. Сформулировано физическое представление о механизме ползучести указанных прокладочных материалов. Получено выражение для расчета влияния ползучести на работу разъемного соединения с уплотнительным элементом из рассматриваемых матермалов.

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.

4. Получены выражения для оценки влияния числа циклов многоциклового и малоциклового нагружения на величину остаточной деформации. Результаты проведенных исследований показали, что при применении элементов из прокладочных материалов, подверженных переменным нагрузкам, необходимо ограничивать до определенного значения как число циклов изменения нагрузки, так и ее величину.

5. Установлено, что для оценки утечки уплотняемой среды в зоне контакта уплотняющих поверхностей, выполненных из материалов, физико-механические характеристики которых зависят от характера и величины нагружения, может быть использована фильтрационная модель.

Создан экспериментальный комплекс для исследования условий герметизации. Проведена оценка и получена зависимость для определения величины утечки уплотняемого воздуха в зависимости от удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях, их ширины и давления рабочей среды.

Для фторопластовых уплотняющих поверхностей была использована оценка герметичности - по величине утечки. Полученные данные позволяют выбрать критерий герметичности в зависимости от рабочего давления и величины допускаемой в данных условиях утечки уплотняемой среды.

6. Разработана математическая модель уплотнения для расчета необходимого значения ширины прокладки. Определение этой ширины и зоны размещения прокладки между фланцами позволяет уменьшить металлоемкость фланцевого соединения без ущерба для прочности его составляющих элементов. Так, масса стандартного фланца Оу 100 мм и ру 1,6 МПа на 30 % превышает массу фланца, рассчитанного с учетом переменных значений модулей сжатия и восстановления, необходимых значений ширины и среднего диаметра прокладки.

7. Для увеличения срока службы до ремонта разъемных соединений с прокладками из материалов, обладающих переменным от нагрузки и ее характера значением физико-механических характеристик, разработан узел фланцевого соединения с опорным элементом, выполненным из более жесткого, чем прокладка материала, и размещенного параллельно прокладке. Получены уравнения для определения необходимых геометрических параметров прокладки и опорного элемента. Проведенные экспериментальные исследования подтвердили эффективность работы такого соединения и правомерность применения полученных расчетных зависимостей.

8. Получены расчетные выражения для оценки условий деформации сальниковой набивки, нагруженной осевой силой. Установлено, что при размещении набивки в замкнутом объеме радиальная нагрузка на внутреннем контуре превышает ее значение на наружном контуре. Величина превышения определяется физико-механическими свойствами материала набивки (модулем сжатия и коэффициентом Пуассона).

Разработана методика и экспериментальная установка для определения коэффициента бокового давления сальниковой набивки, в основу которой заложен новый подход-оценка потерь на трение приложенной к набивке осевой силы. В этом случае определяется необходимый расчетный комплекс кТ как усредненная величина по двум контурам набивки: внутреннему и наружному.

Для удобства практического использования полученных результатов по деформации сальниковых набивок введены условные модули сжатия и восстановления, характеризующие интенсивность изменения нагрузки от относительной деформации сжатия или восстановления. Получены уравнения для их определения.

Разработана методика и экспериментальная установка для оценки проницаемости сальниковых набивок и получены значения коэффициентов проницаемости для отдельных видов набивок.

9. Использование в расчетной практике переменных значений модулей сжатия и восстановления прокладочных материалов, математической модели уплотнения для определения ширины прокладки и зоны ее расположения, представленных в работе новых конструкций узлов уплотнений и методов их расчета даёт существенное повышение герметизирующей способности соединения (вплоть до молекулярного истечения среды), увеличивает его срок службы (до 25-30%), уменьшает его материалоемкость (на 10-30%), снижает себестоимость узлов уплотнений (на 5-15%) и даёт в целом значительный технико-экономический эффект.

1. Абрамович Г.Н. Прикладная газовая динамика. М., Наука, 1969, 824 с.

2. Авдеев В.В., Ильин Е.Т., Уланов Г.А и др. Методика расчета фланцевого соединения с уплотнительной прокладкой из терморасширенного графита. Химическое и нефтегазовое машиностроение, № 4, 2003, с. 15-18.

3. Авдеев В.В., Ильин Е.Т., Ионов С.Г., Божко Г.В. и др. Исследование проницаемосхи сальниковых набивок, выполненных на основе терморасширенного графита (ТРГ). Химическое и нефтегазовое машиностроение, № 3, 2006, с. 26 — 28.

4. 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.

5. Айнбиндер С.Б. Холодная сварка металлов. Рига, изд. А.Н. Латвийской ССР, 1957, 163 с.

6. Алыпиц И.Я. Новые направления в применении пластмасс для подшипников скольжения. Сборник. Применение материалов на основе пластмасс для опор скольжения и уплотнений в машинах. М., Наука, 1968, с. 57 60.

7. Анурьев В.И. Справочник конструктора-машиностроителя.Т.1, М., Машиностроение, 1979,728 с.

8. Бабкин В.Т., Зайченко А.А, Александров В.В. и др. Герметичность неподвижных соединений гидравлических систем. М., машиностроение, 1977,120 с.

9. Баранов Д.А., Блюм Г.З., Кутепов A.M., Ярошенко A.M. Использование фторполимерных конструкционных материалов в технике производства высокочистых веществ. М., МГУИЭ, 1998, 118 с.

10. Бартош Е.Т. Аэродинамический расчет контактных уплотнений. Труды ВНИИ железнодорожного транспорта. Вып. 214, 1961, с. 121 — 136.

11. Башта Т.М., Руднев С.С., Некрасов Б.Б. и др. Гидравлика, гидравлические машины и гидравлические приводы. М., Машиностроение, 1970, 504 с.

12. Белокуров П.Л. Прокладки из фторопластового уплотнительного материала. Химическое и нефтяное машиностроение, №4, 1968, с. 12-14.

13. Бикташев А.К., Кадермятов И.А., Тимушева А.М. и др. Результаты промысловых испытаний различных конструкций узла уплотнения плунжерного насоса при закачке серной кислоты в скважины. Химическое и нефтяное машиностроение, №7, 1990, с. 13-14.

14. БиргерИ.А., Иосилевич Г.Б. Резьбовые соединения. М., Машиностроение, 1973,254 с.

15. Биргер И.А. Расчет резьбовых соединений. М., Оборонгиз, 1959, 252 с.

16. Биргер И.А., Иосилевич Г.Б. Резьбовые и фланцевые соединения. М., Машиностроение, 1990, 368 с.

17. Биргер И.А., Шорр Б.Ф., Иосилевич Г.Б. расчет на прочность деталей машин. М., Машиностоение, 1979, 702 с.

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

19. 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.

20. 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.

21. 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.

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

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

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

25. Божко Г.В. Влияние вида нагружения на деформационные характеристики прокладки из фторопласта-4. Химическое и нефтегазовое машиностроение. № 12, 2007, с. 32-34.

26. Божко Г.В. Осевая податливость фторопластовой крышки аппарата, работающего под давлением. Химическое и нефтегазовое машиностроение. № 1, 2008, с. 13-14.

27. Божко Г.В. Влияние ползучести (крипа) фторопласта-4 на герметичность разъемных соединений. Химическое и нефтегазовое машиностроение. № 3,2008, с. 13 -14.

28. Божко Г.В., Продан В.Д., Кобяков М.А. Влияние цикличности нагружения на деформацию элемента из фторопласта-4. Химическое и нефтегазовое машиностроение. № 12, 2008, с. 41—43.

29. Божко Г.В. Разъемные герметичные соединения. Вестник ТГТУ. Том 16, № 2, 2010, с 404-420.

30. Ворохов A.M., Ганшин A.C., Додонов Н.Т. Волокнистые и комбинированные сальниковые уплотнения. М., Машиностроение, 1966, 162 с.

31. Бояршинов C.B. Основы строительной механики машин. М., Машиностроение, 1973, 453 с.

32. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочник по математике. М., Наука, 1981,719 с.

33. Бэррер Р. Диффузия в твердых телах. Л., изд. И.Л., 1975, 503 с.

34. Вихман Г.Л., Круглов С.А., Основы конструирования аппаратов и машин нефтеперерабатывающих заводов. М., Машиностроение, 1978, 328 с.

35. Волков С.С., Соколов В.А. Сварка фторопластов. М., Химия, 1992, 96 с.

36. Вологодский Н.Б., Животовский H.A., Ямпольский С.Л. Износ трущихся поверхностей в сальниковом уплотнении с мягкой набивкой. Химическое и нефтяное машиностроение, №4, 1972, с. 9-10.

37. Вологодский Н.Б. Определение коэффициентов бокового давления и усадки мягких сальниковых набивок. Химическое и нефтяное машиностроение, №12, 1970, с. 7.

38. Волошин A.A. Расчет фланцевых соединений трубопроводов и сосудов. Л., Судпромгиз, 1959. 120 с.

39. Волошин A.A., Григорьев Г.Т. Расчет и конструирование фланцевых соединений. Справочник. Л., Машиностроение, 1979, 125 с.

40. Ганз С.Н., Пархоменко В.Д. Расчетные уравнения для определения деформации наполненных фторопластовых материалов. Механика полимеров, №3, 1965, с.57-61.

41. Ганз С.Н., Пархоменко В.Д. Исследование деформации наполненных фторопластовых материалов. Пластические массы, №11, 1964, с. 37-39.

42. Ганз С.H., Пархоменко В.Д. Исследование фторопласта-4 с наполнителями на трение и износ при смазке агрессивными средами. Химическое и нефтяное машиностроение, №6,1965, с. 30-33.

43. Ганз С.Н., Глозман Л.П., Пархоменко В.Д. и др. Опыт эксплуатации уплотнений из наполненных фторопластовых материалов на кислородных компрессорах. Химическое и нефтяное машиностроение, №5, 1964, с. 39.

44. Горяинова A.B., Божков Г.К., Тихонова М.С. Фторопласты в машиностроении. М., Машиностроение, 1971, 233 с.

45. Гошко А.И., Продан В.Д., Асцатуров A.C. Монтаж и техника герметизации фланцевой арматуры. Технический справочник. М., Инструмент, 2004, 156 с.

46. Гуревич Д.Ф., Шпаков О.Н. Справочник конструктора трубопроводной арматуры. JL, Машиностроение, 1987, 518 с.

47. Гуревич Д.Ф. Расчет и конструирование трубопроводной арматуры. JI., Машиностроение, 1969, 887 с.

48. Данилова М.Н., Филаткин В.Н. и др. Сборник задач и расчетов по теплопередаче. М. Госиздательство торговой литературы, 1961, 2271 с.

49. Девиен М. Течение и теплообмен разреженных газов. М., И.ИЛ., 1962, 188 с.

50. Демкин Н.Б. Фактическая площадь касания твердых поверхностей. М., АН СССР, 1962, 110 с.

51. Демкин Н.Б., Рыжов Э.В. Качество поверхности и контакт деталей машин. М., Машиностроение, 1981, 244 с.

52. Джеффрис Г., Свирас Б. Методы математической физики. Выпуск 1. М., Мир,1969, 424 с.

53. Джеффрис Г., Свирас Б. Методы математической физики. Выпуск 2. М., Мир,1970, 352 с.

54. Долгинов Л.Ш., Прокопов В.К., Самсонов Ю.А. Расчет и конструирование фланцевых соединений судовых трубопроводов и сосудов. Л., 1972, 264 с.

55. Домашнев А.Д., Хмельникер В.Л. Сальниковые уплотнения арматуры АЭС. М., Атомиздат, 1980, 112 с.

56. Дружинский И.А. Механические цепи. Л. Машиностроение, 1977, 235 с.

57. Дьяченко П.Е., Толкачева H.H., Андреев С.А. и др. Площадь фактического контакта сопряженных поверхностей. М., АН СССР, 1963, 95 с.

58. Жаданов Б.Н., Ярошенко А.Н., Блюм Г.З. Химические реактивы и особо чистые вещества. Научн. Тр., М., ИРЕА, 1992, Вып. 24, с. 57.

59. Захаров Б.С., Уманчик Н.П, Яковенко B.JI. и др. Комбинированные манжеты. Химическое и нефтяное машиностроение, №1, 1978, с. 45 —46.

60. Земсков В.А., Шатаев Е.В. Изготовление фторопластовых оболочек для резиновых колец круглого поперечного сечения. Химическое и нефтяное машиностроение, №7, 1987, с. 28 -29.

61. Зидерслебен У. Деформационные характеристики уплотнительных прокладок. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. М., МИХМ,j1989, 171 с.

62. Зимин Б.А. Об изменении упругих свойств полимеров в результате высокоэластической деформации. Известия Вузов. Химия и химическая технология. Т XXI, №3, 1978, с 415-418.

63. Зябликов Ю.Н., Тарасьев Ю,И., Куницина Л.И. и др. Графический метод расчета уплотнительных колец из пластмасс в затворах трубопроводной арматуры. Химическое и нефтяное машиностроение, 1970, №2, с. 8-9.

64. Истомин Н.П. Изыскание оптимальных наполнителей для антифрикционных пластмасс на базе фторопласта-4. Сборник. Применение материалов на основе пластмасс для опор скольжения и уплотнений в машинах. М., Наука. 1968, с. 32-37.

65. Истомин Н.П., Семенов А.П. Антифрикционные свойства композиционных материалов на основе фторопластов. М., Наука, 1981, 147 с.

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

67. Канторович З.Б. Основы расчета химических машин и аппаратов. М., Машгиз, 1946, 598 с.

68. Капоровский Б.М. Исследование специальных видов резиновых уплотнительных деталей, работоспособных ниже темпратуры стеклования резины. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. М., НИИ Резиновой промышленности, 1970, 164 с.

69. Карасев Л.П., Ротницкая Л.Г. Экспериментальное исследование изменений усилий во фланцевом соединении под действием внешних нагрузок. Химическое машиностроение, №1, 1964, с.21-28.

70. Карпук И.И. Исследование условий герметизации фланцевых узлов политетрафторэтиленовыми прокладками. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. М., МИХМ, 1965, 16 с.

71. Карпук И.И. Герметизация фланцев с помощью фторопластовых прокладок. Химическое и нефтяное машиностроение, 1968, № 9, С. 8 9.

72. Кацнельсон М.Ю., Балаев Г.А. Пластические массы. Справочник. Издание третье, переработанное. М., Химия, 1978, 384 с.

73. Качанов JT.M. Основы механики разрушения. М., Наука, 1974, 311 с.

74. Киселев П.И. Основы уплотнений в арматуре высокого давления. М. Л., Госэнергоиздат, 1950, 124 с.

75. Киселев Г.Ф., Рязанов С.Д., Продан В.Д. и др. Торцово-сальниковое уплотнение для вращающихся валов. Химическое и нефтегазовое машиностроение, №3, 2003, с. 19-21.

76. Киселев Г.Ф., Рязанов С.Д., Продан В.Д. Уплотнение вращающегося вала. Патент Р.Ф. №2104433. Б.И. № 33 от 27.04.96.

77. Кнунянц И.Л., Фокин A.B. Покорение неприступного элемента. М., АН СССР, 1963, 192 с.

78. Коллинз Р. Течение жидкостей через пористые материалы. М., Мир, 1964, 350 с.

79. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. М., Металлургия, 1986, 688 с.

80. Кольман Иванов Э.Э. Конструкции затворов сосудов и аппаратов высокою давления. Обзорная информация. Сер. ХМ-1. М., ЦИНТИхимнефтемаш, 1982, 30 с.

81. Комаров A.A. Надежность гидравлических систем. М., Машиностроение, 1969, 235 с.

82. Кондаков Л.А. Уплотнения гидравлических систем. М., Машиностроение, 1972, 240 с.

83. Костомаров С.М., Макушкин А.П., Тутов В.А. Применение полиамида и•vполиамидоимида в качестве уплотнительных материалов для затворов криогенной арматуры. Химическое и нефтяное машиностроение, №2, 1990, с. 22-24.

84. Кочин Н.С., Кибель И.А., Розе Н.В. Теоретическая гидромеханика. Часть I. М., Физматгиз, 1963, 583 с.

85. Крагельский И.В. и др. Влияние тангенциальных перемещений на фактическую площадь контакта. Сб. «Электрические контакты», М. Госэнергоиздат, 1964.

86. Крагельский И.В. Трение и износ. М., Машиностроение. 1968,480 с.

87. Крагельский И.В., Виноградова И.Э. Коэффициенты трения. М. Машгиз, 1962, 218 с.

88. Лазар М., Радо Р., Климан Н. фторопласты. М. JL, Энергия, 1965, 304 с.

89. Лащинский A.A., Толчинский А.Р. Основы конструирования и расчета химической аппаратуры. Справочник. М., Машиностроение, 1970, 752 с.

90. Левин Л.Я., Израилевский Л.Б., Степченко А.Ф. и др. Исследование физических свойств материалов, используемых в уплотнениях нового типа. Труды ВТИ, № 23, 1979, с. 139- 155.

91. Левина 3 М., Решетов Д.Н. Контактная жесткость машин. М., Машиностроение, 1971,262 с.

92. Лившиц О.П., Гридин Г.Д. Исследование герметичности элементов с цинковым покрытием для газовых сред. Химическое и нефтяное машиностроение, №8, 1977, с. 10-12.

93. Лихарев К.К. Новые образцы для испытания на одноосное сжатие. Заводская лаборатория, №3,1950, с. 338-345.

94. Лихарев К.К. Новый метод испытания на сжатие. Вестник машиностроения, №3, 1950, с. 51-54.

95. Лозовский И.Н., Соболев Г.П., Божко Г.В. Узлы трубопроводов, футерованные фторопластом. Технические условия. ТУ 2248 009 - 22955745 - 2009, Кирово - Чепецк, ОООПКП «МИТО», 2009, 29 с.

96. Любошиц М.И., Ицкович Г.М. Справочник по сопротивлению материалов. Минск, Высшая школа, 1965, 343 с.

97. Мадгли Д., Торенс К. Потенциометрический анализ веществ. М., Мир, 1980, 253 с.

98. Макаров Г.В. Уплотнительные устройства. Л., Машиностроение. 1973, 232 с.

99. Малинин H.H. Прикладная теория пластичности и ползучести. М., Машиностроение, 1975, 399 с.

100. Манин В.М., Громов А.Н. Физико-химическая стойкость полимерных материалов в условиях эксплуатации. Л., Химия, 1980, 248 с.

101. Маркушкин А.П. Полимеры в узлах трения и уплотнениях при низких теипературах. Справочник. М., Машиностроение, 1993, 288 с.

102. Марцинковский В.А. Гидродинамика и прочность центробежных насосов. М., Машиностроение, 1970, 272 с.

103. Матвиевский P.M. Исследование трения некоторых пластмасс на машине КТ-2 в условиях смазки и без смазки. Пластмассы как антифрикционный материал, М., АН СССР, 1961, с. 22-42.

104. Миненков Б.В., Стасенко И.В. Прочность деталей из пластмасс. М., Машиностроение, 1977, 264 с.

105. Михайлов А.К., Малюшенко В.В. Конструкции и расчет центробежных насосов высокого давления. М., Машиностроение, 1971, 304 с.

106. Моисеев Ю.В., Заиков Г.Е. Химическая стойкость полимеров в агрессивных средах. М., Химия, 1979, 288 с.

107. Морозов Д.М., Продан В.Д., Чехов О.С. Прочноплотное фланцевое соединение с радиально-осевым самоуплотнением. Экспресс-информация о работе НИИ и КБ отрасли. Сер. ХМ 4. ЦИНТИхимнефтемаш, 1977, № 5, 6 с.

108. Нарисава И. Прочность полимерных материалов. М., Химия, 1987, 398 с.

109. Нормы расчета на прочность элементов реакторов, парогенераторов, сосудов и трубопроводов атомных электростанций, опытных и исследовательских ядерных реакгоров и установок. М., Металлургия, 1973, 408 с.

110. Общие требования и указания по применению уплотнений из терморасширенного графита в арматуре ТЭС. РД 153-34.1-39.605-2002, РАО ЕЭС «Россия», м., 2002, 32 с.

111. Общие требования по применению новых материалов из терморасширенного графита для уплотнений валов центробежных насосов. РД 153-34.1.41.602-2002, РАО ЕЭС «Россия», М., 2002, 26 с.

112. Орлов З.Д., Шевченко В.И., Трубникова Л.П. Исследование деформационной характеристики ю лец круглого сечения при различной конструкции посадочного места фланцевых соединений. Каучук и резина, №7, 1978, с. 40-42.

113. ОСТ 6-10—407—76. Материалы лакокрасочные. Метод определения проницаемости пленки.

114. Отчет по теме №1520. Получение характеристик плотности и деформируемости прокладочных материалов. Часть II. Исследование пленочного фторопласта-4. М., НИИХИММАШ, 1959, 26 с.

115. Отчет по теме №1520. Получение характеристик плотности и деформируемости прокладочных материалов. Часть III. М., НИИХИММАШ, 1959, 32 с.

116. Отчет об испытаниях прокладок из фторопласта-4 на малых моделях уплотнений. Бюро Гидропресс, 1959,41 с.

117. Отчет о научно-исследовательской работе «Разработка ТУ на прокладки из терморасширенного графита (ТРГ). Иркутск, ОАО ИркутскНИИхиммаш, 2002, 106 с.

118. Павлов Ю.И., Антропов В.Н. Надежность фланцевых соединений трубопроводов с фторопластовыми уплотнениями. Химическое и нефтяное машиностроение, №4, 1974, с. 33-34.

119. Павлов П.А., Кондаков О.Н., Созонов Ю.А. и др. Влияние ползучести прокладок из фторопласта-4 на герметичность фланцевых соединений. Химическое и нефтяное машиностроение, №9, 1973, с. 15-17.

120. Павлов П.А., Хангу Ю.Э., Будин Е.М. Расчет герметичности фланцевых соединений с уплотнениями типа шип-паз из фторопалста-4 при переменных внутренних давлениях и температуре. Химическое и нефтяное машиностроение, №5, 1975, с. 11-12.

121. Палей М.А., Романов А.Б., Брагинский В.А. Допуски и посадки. Справочник. Т.2, Л., Политехника. 1991, 607 с.

122. Панкратов В.В., Продан В.Д., Румянцев О.В. Условия герметизации жидких сред линзовыми уплотнениями. Вестник машиностроения, №8, 1971, с. 42-43.

123. Паншин Ю.А., Малкевич С.Г., Дунаевская Ц.С. Фторопласты. Л., Химия, 1978, 232 с.

124. Пластмассы. Методы определения модуля упругости при растяжении, сжатии и изгибе. ГОСТ 9550 81 (СТ СЭВ 2345 - 80). Государственный комитет СССР по стандартам. М., 1981, 9 с.

125. Погодин В.К., Лившиц В.И., Древин А.К. Экспериментальное исследование условий герметизации для уплотнительного соединения типа тор-плоскость. Машиноведение, №1, 1974, с. 91-95.

126. Погодин В.К. Разъемные соединения и герметизация в оборудовании высокого давления. Иркутск, 2001, 406 с.

127. Потураев В.Н. Резиновые и резино-металлические детали машин. М., Машиностроение, 1966, 300 с.

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

129. Продан В. Д. Терморасширенный графит новый перспективный уплотнительный материал. Сборник научных трудов МГУИЭ. Механика. Теплофизика. Экология. М., МГУИЭ, 2006, с. 243 - 247.

130. 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». № 11, 1982,4 с.

131. Продан В.Д. Методы расчета и техника герметизации разъемных неподвижных соединений. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук, М., МИХМ, 1985, 427 с.

132. Продан В.Д., Калабеков И.Г., Погодин В.К. Выбор геометрических параметров узла размещения резинового уплотнителя круглого сечения. Химическое и нефтяное машиностроение, №5, 1995, с. 17-20.

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

134. Продан В.Д, Баранова M.JI. Погрешности при определении минимальной нагрузки герметизации. Химическое и нефтегазовое машиностроение, №4, 200, с. 10-12.

135. Продан В.Д., Базурин Н.Б., Румянцев О.В. Измерение сближения контактируемых поверхностей под действием приложенной нагрузки. Известия ВУЗов. Машиностроение. №12, 1967, с. 72-74.

136. Продан В.Д. Исследование вопросов механизма герметизации плоских упругих неподвижных уплотнений. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук, М., МИХМ, 1968, 112 с.

137. Продан В.Д. Техника герметизации разъемных неподвижных соединений. М., Машиностроение, 1991, 160 с.

138. ПроданВ.Д., Нефедов Ю.Г. Экспериментальное определение коэффициента осевой податливости промежуточных деталей. Машиноведение, №5, 1986, с. 91-95.

139. 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.

140. Продан В.Д., Румянцев О.В. Исследование условий герметизации плоских упругих неподвижных уплотнений. Химическое и нефтяное машиностроение, №4, 1971, с. 3-5.

141. Продан В.Д., Морозов Ю.М., Сейтжанов К. Условия герметизации упругими уплотняющими поверхностями прочно-плотных соединений. Экспресс-информация. Серия ХМ-10, №1, 1975, 19 с.

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

143. Продан В.Д. Герметичность разъемных неподвижных соединений машин и аппаратов химических производств. М., МИХМ, 1984, 71 с.

144. Продан В.Д., Ктос В.П. Исследование осевой податливости резьбы. Машиноведение, №6,1980, с. 57-63.

145. Продан В.Д., Божко Г.В., Погодин В.К. конструирование бугельного соединения. Химическое и нефтегазовое машиностроение. № 11, 2009, с. 23-26.

146. Продан В.Д., Божко Г.В. Влияние условий размещения прокладки между фланцами на ее осевую податливость. Химическое и нефтегазовое машиностроение. № 12, 2009, с. 27-28.

147. Продан В.Д., Божко Г.В., Васильев A.B., Исакова М.А. Значение радиальных нагрузок при оценке коэффициента бокового давления сальниковых набивок. Химическое и нефтегазовое машиностроение., № 4,2010, с. 35-36.

148. Протопопов В.Б. Уплотнение судовых фланцевых соединений. JL, Судостроение, 1966, 160 с.

149. Прочность, устойчивость, колебания. Справочник. T.I. Под общей редакцией И.А.Биргера и Я.Г Пановко. М., Машиностроение, 1968, 832 с.

150. Пружанский Л.Ю. Испытание фторопласта-4 на трение. Пластмассы как антифрикционный материал. М., АН СССР, 1961, с. 74-79.

151. Пугачев А.К., Росляков O.A. Переработка фторопластов в изделие. Л., Химия, 1987, 168 с.

152. Раац А., Продан В.Д., Калабеков И.Г. Исследование работоспособности бугельного соединения с гибким силовым элементом. Химическое и нефтяное машиностроение, №5, 1993, с. 8-9.

153. Радченко И.В. Молекулярная физика. Наука, М., 1965, 479 с.

154. Расчет и конструирование машин и аппаратов химических производств. Под ред. проф. М.Ф.Михалева. Л., Машиностроение, 1984, 301 с.

155. Рахмилевич 3.3., Радзин И.М., Фарамазов С.А. Справочник механика химических и нефтехимических производств. М., Химия, 1985, 592 с.

156. Рейтлингер С.А. Проницаемость полимерных материалов. М., Химия. 1974, 270 с.

157. Решетов Д.Н. Детали машин. М., Машиностроение. 1974, 655 с.

158. Романков П.Г., Курочкина М.И. Гидромеханические процессы химической технологии. Л., Химия, 1974, 288 с.

159. Рот А. Вакуумные уплотнения. М., Энергия, 1971, 464 с.

160. Румянцев O.B. Оборудование цехов синтеза высокого давления в азотной промышленности. М., Химия, 1970, 375 с. ,

161. Рыжов Э.В. Контактная жесткость деталей машин. М., Машиностроение, 1966, 194 с.

162. Рыжов Э.В. Основы расчета стыковых поверхностей деталей машин на контактную жесткость. М., Машгиз, 1962, 143 с.

163. Рябенко Е.А., Блюм Г.З., Ярошенко A.M. Экологические проблемы производства высокочистых галагенводородных кислот. Химическая промышленность, № 10, 1996, с. 63-67.

164. Рябенко Е.А., Ярошенко A.M., Блюм Г.З. и др. Полимерные конструкционные материалы в технологии химических реактивов. Обзорн. Информ. М., НИИТЕХИМ, 1991,30 с.

165. Северин П.А., Грушевский В.М., Привалко В.П. и др. Антифрикционные материалы на основе наполненного фторопласта-4. Сборник. Применение материалов на основе пластмасс для опор скольжения и уплотнений в машинах. М., Наука, 1968, с. 37-41.

166. Сейнов C.B. Входной контроль и испытания запорной арматуры. Технический справочник из серии «Эксплуатация и ремонт арматуры, трубопроводов, оборудования». М., Инструмент, 2003, 150 с.

167. Симвулилди И.А. Расчет балок на сплошном упругом основании. М., Советская наука, 1958, 308 с.

168. Серенсен C.B., Когаев В.П., Шнейдерович P.M. Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность. Справочное пособие. М., Машиностроение, 1975, 488 с.

169. Сисьмеков В.К. К расчету фланцевых соединений на прочность и плотность. Сб. «Расчеты на прочность», вып. 7, М., Машгиз, 1961, с. 175-191.

170. Скуг Д., Уаст Д. Основы аналитической химии. М., Мир, 1979, 210 с.

171. Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Расчет на прочность и герметичность фланцевых соединений. ГОСТ Р52857.4 2007. М, Стандартанформ, 2008, 41 с.

172. Сосуды и трубопроводы высокого давления. Справочник. Хисматулин Е.Р., Королев Е.М., Лившиц В.И. и др. М., Машиностроение, 1990, 384 с.

173. Сосуды и аппараты.' Нормы и методы расчета на прочность и герметичность фланцевых соединений. РД 26-15-88, М., 1990, 63 с.

174. Справочник машиностроителя в шести томах. Том 6. Под ред. проф. Э.А.Сателя. М., Машиностроение, 1964, 540 с.

175. Справочник по триботехнике. Том I. Под ред. М.Хебды и А.В.Чичинадзе. М., Машиностроение, 1989,400 с.

176. Справочник по триботехнике. Том III. Под ред. М.Хебды и А.В.Чичинадзе. М., Машиностроение, 1992, 730 с.

177. Суровяк В., Худзински С. Применение пластмасс в машиностроении. М., Машиностроение, 1965,427 с.

178. Таганов Н.И. и др. О боковом давлении набивки из фторопласта-4. Химическое и нефтяное машиностроение, №4, 1965, с. 12—14.

179. Тарасьев Ю.И., Белокуров П.Л. Конструкции затворов арматуры с уплотнением из фторопласта-4. Химическое и нефтяное машиностроение, №6, 1971, с. 7.

180. Тимонин A.C. Основы конструирования и расчета технологического и природоохранного оборудования. Справочник. Том I. Калуга, Изд. Н.Бочкаревой, 2001,756 с.

181. Тимошенко С.П., Гере Дж. Механика материалов. М., Мир, 1976, 669 с.

182. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теория упругости. М., Наука, 1975, 575 с.

183. Тимошенко С.П. Сопротивление материалов. Том I. М., Наука, 1965, 363 с.

184. Тимошонко С.П. Сопротивление материалов. Том И. М., Наука, 1965,480 с.

185. Тимошук A.C., Бартенев Д.А., Моносова М.Н. Расчет сальников тихоходных валов и штоков с асбестографитовой набивкой. Химическое и нефтяное машиностроение, №4, 1985, с. 20-21.

186. Тимошук A.C. К определению бокового давления мягких сальниковых набивок. Химическое и нефтяное машиностроение, №8, 1969, с. 8-9.

187. Тихомиров P.A., Николаев В.И. Механическая обработка пластмасс. М., Машиностроение, 1975,208 с.

188. Топтуненко Е.Т. Основы конструирования и расчета химических аппаратов и машин. Часть I. Харьков, Изд. Харьковский Университет, 1968, 276 с.

189. Уплотнения и уплотнительная техника. Справочник. Под общей ред. А.И. Голубева и Л.А.Кондакова. М., Машиностроение, 1994, 463 с.

190. Уплотнительная техника. Информационный бюллетень. Л., Некоммерческое партнерство «Уплотнительная техника», 1, 2007, 37 с.

191. Фарамазов С. А. Ремонт и монтаж оборудования химических и нефтеперерабатывающих заводов. М., Химия, 1988, 304 с.

192. Хисматуллин Е.Р., Королев Е.М., Лившиц В.И. и др. Сосуды и трубопроводы высокого давления. Справочник. М., Машиностроение, 1990,384 с. ;

193. Штучный Б.П. Механическая обработка пластмасс. М., Машиностроение, 1987,152 с.

194. Чайлдс У. Физические постоянные. М., Физматгиз, 1962, 80 с.

195. Чжу Го-Хуа, Румянцев О.В. Экспериментальное исследование условий герметичности упругих конических уплотнений аппаратов высокого давления. Химическое и нефтяное машиностроение, №3, 1965, с. 13-16.

196. Чегодае* Д.Д., Наумова З.К., Дунаевская Ц.С. Фторопласты. Л., Госхимиздат, 1960,192 с.

197. Чергиньяни К. Математические методы кинематической теории газов. М., Мир, 1973,242 с.

198. Черкасский В.М., Романова Т.М., Кауль P.A. Насосы, компрессоры, вентиляторы. М., Энергия, 1968,304 с.

199. Чесноков Н.М., Семенов И.В., Яблонский Н.С. и др. Резиновые уплотнения с антифрикционным покрытием. Каучук и резина, №7, 1979, с. 42^-3.

200. Шатинский В.Ф., Гойхман М.С., Гарлинский Р.Н. Исследование герметичности металлических уплотнений арматуры для жидких и газовых сред. Химическое и нефтяное машиностроение, >f°8, 1975, с. 33-34.

201. Швайгерер С. Расчет фланцевых соединений трубопроводов и резервуаров. Прикладная механика в машиностроении. Сб. №5, М., Изд. И.Л., 1964.

202. Щупляк И.А., Таганов Н.И., Кириллов В.М. Исследование уплотняющей способности прокладок из полимерных материалов. Известия ВУЗов. Химия и химическая технология, №4, 1965, с. 691-695.

203. Эмануэль Н.М., Бучаченко А.Л. Химическая физика молекулярного разрушения и стабилизации полимеров. М., Нука, 1988, 306 с.

204. Экслер Л.И. О работе контактного металлического уплотнения. Химическое и нефтяное машиностроение, 1966, № 2, с. 5 — 8.

205. Юдаев Б.Н. Теплопередача. М., Высшая школа, 1973, 360 с.

206. 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.

207. Ярышева Г.М., Логинова H.H., Андреева А.И. Фторопласты. Каталог. Черкассы, НИИТЭХИМ, 1983,211 с.

208. Eshel R. Prediction of extrusion failures of O-ring seals. «ASLE Trans.», 1984, 27, №4, 332-340.

209. Klinkenberg LJ. Drilling Prod. Proc. 200 (1941).

210. Koch F., Kruppa M. Berechnung der Zeitfestigkeit von Maschinenbauteilen. «Maschinenbautechnik», 1983,32, №6,267-269.

211. Forrest O., Rathbum J. Metal-to-metal and Metal Gasketed seals. «Machine Design». August 5, 1965.

212. Junker G., Blume D. Nene wege einer systematischen Schraubenberechnung. Dusseldorf: Michael Triltsch Verlad. 1965.

213. Mechanical Engineers' Handbook, Marks, Sixth Edition, Section 3, p 48.219. "New Design Data for Teflon" Machine Design, Jan. 21 and Feb. 18, 1960.

214. Roberts J. Gaskets and Bolted Joints. «Journal of Applied Mechanies». Vol. 17, №2, 1950.

215. Schlottmann D. Maschinenbau. Band 1. Berlin: VEB Verlag Technik. 1973.

216. Teflon. Mechanical Design Date. (Du Pont).

217. Wächter K., Beer R., Jannasch D. Elastische Schraubennachgiebigkeit. Teil 2. «Maschinenbautechnik», 1979, 28, №3, 113-116, 97.

218. Wächter K., Jannasch D., Beer R. Elastische Flanschnachqiebigkeit von Schrauben Verbindungen. Teil 1. «Maschinenbautechnik», 1979, 29, №2, 62-65, 69, 49.

219. Welz H.U. Eigenschaften von PTFE kompositionen und deren Anwendungs moglichkeiterbeim verscheipsehutz. «Schmierungstrchnik», 1982, V.13, №6, 179-182.