Рис. 12.2. Винтовое уплотнение: 1 - втулка; 2 - винт

с нарезкой специальной формы (рис. 12.2). При вращении винта на жидкость, находящуюся в пространстве между втулкой и винтом, действуют силы жидкостного трения, в результате чего в осевом направлении создается противодавление, равное давлению ро в герметизируемом объеме, и исключается вытекание жидкости наружу. Винтовые уплотнения эффективно работают в жидкостях с относительно большой вязкостью (маслах, растворах полимеров и т. п.),- поскольку их рабочий процесс определяется трением в ламинарном режиме течения жидкости. В жидкостях с малой вязкостью (в воде, сжиженных газах и т. п.) более эффективны лабиринтно-винтовые уплотнения. Они состоят из втулки / и винта 2 (рис. 12.3), имеющих нарезки противоположного направления. При вращении винта в жидкости, находящейся в

-М-1 I I

I ijl i I I

nl I I I ! I

P. 12.3. Лабиринтно-винтовое уплотнение: / - втулжа; 2 - винт

Рис. 12.4. Импеллерное уплотнение: / - импеллер; 2 - камера

пространстве между винтом и втулкой, возникают силы турбулентного трения, увеличивающиеся с уменьшением вязкости жидкости.

Гидродинамические импеллерные уплотнения по конструкции сходны с рабочими колесами центробежных насосов упрощенной формы. Такое уплотнение состоит из установленного на вал вращающегося импеллера / и кольцевой неподвижной камеры 2 (рис. 12.4). При вращении импеллера, снабженного лопатками, жидкость, находящаяся в камере, увлекается во вращение. В результате этого на нее действуют радиально направленные силы инерции вращения, создающие некоторое противодавление Ро- Силы инерции препятствуют течению жидкости гю направлению к оси вращения и, следовательно, вытеканию ее наружу.

В классических гидрозатворах для создания противодавления рабочей среде (жидкости, газа) используется гидростатическое давление затворной жидкости. В связи с этим в качестве затворной выбирают жидкости с большой плотностью (обычно ртуть), не смешивающиеся с рабочей средой. Иногда в качестве затворной жидкости применяют легкоплавкие сплавы, которые расплавляют перед пуском уплот-

Рис. 12.5. Гидрозатвор:

а - прямого типа; б - обратного типа (А - затворная жидкость)

нений С помощью постороннего источника теплоты. Гидрозатворы прямого и обратного типов отличаются расположением подвижных и неподвижных элементов конструкции (рис. 12.5). Такие гидрозатворы применяют лишь на малых перепадах давлений.

В гидрозатворах с коническими рабочими органами противодавление создается не только гидростатическими сила.ми, но и силами инерции вращения жидкости.

Стояночные уплотнения - это контактные уплотнения периодического действия. Их включение в работу и выключение производятся автоматически механическими устройствами, использующими силы инерции вращения вала, а также гидравлическими, пневматическими и электромагнитными устрой-

Рис. 12.6. Механическое стояночное уплотнение:

/ - неподвижное кольцо пары трения; 2 - вращающееся кольцо пары трения; 3 - манжета; 4 - пружина; 5 - грзеик

ствами. Наибольшее распространение благодаря простоте и компактности получили механические устройства (рис. 12.6).

12.2. Винтовые и лабиринтно-винтовые уплотнения

Винтовые уплотнения. Винтовые устройства, применяющиеся для транспортирования различных вязких, пластичных и сыпучих сред, известны давно. В качестве уплотнений валов эти устройства не получили широкого распространения. Однако в связи с увеличением частот вращения валов эффективность их работы возрастает и они привлекают к себе внимание. В большинстве случаев в уплотнениях устанавливают вращающийся винт с много-заходной нарезкой и неподвижную гладкую втулку. Используют также устройства, в которых нарезка выполнена на неподвижной втулке, а на вращающемся валу нарезка отсутствует. Обратная схема, в которой вал неподвижен, а охватывающая его втулка вращается, встречается весьма редко.

По гидродинамическим характеристикам в области ламинарного режима перечисленные схемы винтовых устройств не имеют существенных отличий.

На рис. 12.7 показана схема уплот-нения-.с вращающимся винтом и неподвижной гладкой втулкой. Нарезка однозаходная прямоугольной формы. Ламинарное движение вязкой несжимаемой жидкости между нарезкой винта и поверхностью гладкой втулки считают

Рис. 12.7. Геометрия винтового уплотнения с прямоугольной нарезкой (а - угол подъема винтовой линии нарезки)

плоским и учитывают утечки жидкости через зазоры между винтом и втулкой [8]. При нулевом расходе жидкости через уплотнение создаваемый им перепад давлений Др определяют из соотношения

8Ар 1 й(1 -a){h- 1) X

"Л

(1 + tga)/! + + a(l-a)(/i-l)tga -

где a = b/{a + b) - относительная ширина впадины нарезки; h = (h + 6)/5 -относительная высота нарезки; А -безразмерный параметр уплотнения.

Оптимальные соотношения а = 0,5; /I = 3,6; а = 15,8°. Потребляемую уплотнением мощность /V находят из выражения

45iV

Щд dl

1 - а + 7- +

a{l-a)ih-lfx (l+tga)/i3+

X (1 - g + ahtga) +5(1 -d)(h-lftga

По данным Асанумы, винтовые уплотнения можно использовать при работе Б консистентных смазочных материалах. Благодаря их высокой вязкости создается высокое давление. При этом необходим интенсивный отвод теплоты от уплотнения. Кроме того, консистентные смазочные материалы плохо заполняют впадины нарезок.

На основе выражения (12.1) получена полуэмпирическая зависимость, учитывающая концевые эффекты уплотнения, т. е. влияние числа заходов нарезки и отношения длины к диаметру уплотнения на Ар [41]:

§Ар

бцг/

b(h- Ijtga

(b+l)(P-l)-

(b+l)[(b + P)(bP+ l)tgai +

+ P(b+\f\

Здесь h = a/b; h = {h + 5)/5; £ - поправка на концевые эффекты (е = 0,438 + О.Обг/Д/ при 3,7 /z/(rfsina) 7,4; 8 = 0,554 при /2/(rf sin а) > 7,4), где z - число заходов нарезки.

Распределение давления жидкости по окружности уплотнения между канавками и выступами прямоугольной нарезки имеет пилообразную форму, причем давление поперек канавки может изменяться от избыточного до вакуума.

Для расчета винтовых уплотнений, работающих в разреженных газах, по данным Миллигена, следует применять модифицированное уравнение (12.1), в котором учтено относительное скольжение среды на границах. Эксперимент показывает, что параметр уплотнения увеличивается с увеличением окружной скорости уплотнения. При приближении давления на выходе из уплотнения к нулю предельный параметр уплотнения

где 5 - радиальный зазор; R - универсальная газовая постоянная; - молярная масса газа; Кп = L/5 - число

0,5 ОЛ О,} 0,2 0,1 О

10 12 П а°

Рис. 12.8. Зависимость коэффициента уплотнения Cj от угла нарезки а при различных относительных зазорах /i и Ь = 0,5

О 1 It 6

10 12 14 а"

Рис. 12.9. Зависимость коэффициента концевого эффекта от угла нарезки у. при различных относительных длинах нарезки (заштрихована область оптимальных значений С,)

Кнудсена; L - средняя длина свободного пути молекул.

Для винтовых уплотнений, работающих в жидкостях, перепад давлений [37]

Ap=C,C,C,Q,

где Cj - коэффициент, зависящий от h и угла а (рис. 12.8), причем оптимальное значение /i = 3,5...4; С,- коэффициент, учитывающий концевой эффект (рис. 12.9); С, ~ коэффициент, учитывающий влияние числа Re = = pt5/ц (рис. 12.10,а); - коэффициент.

£-0

0,8 0,6 0,4

О 200 тш

Рис. 12.10. Зависимости коэффициентов С, и Cg от числа Re

учитывающий влияние эксцентриситета (рис. 12.10,6).

Номера кривых на рис. 12.10, а соответствуют следующим соотношениям размеров нарезок:

Кривая .1 2 3 4 5 6 7 Ъ ... 4,1 4,35 3,4 4,35 7,0 7,0 7,0 Ъ ... 0,5 0,62 0,63 0,62 0,8 0,28 0,5-

-0,7

а° . . . 14,5 14,5 14,5 4,0 5,6 5,8 5,8

Для многозаходной нарезки винта при ламинарном и турбулентном течении вязкой несжимаемой жидкости выражение для определения параметра А (при Q = 0) имеет вид [8]

А=Д=/з

. (12.2)

Здесь

/i =(1-a)tga; h = haigа; /з = /;/[а + йП1 - a)];

I - a + ah-

a + h(i-d) + d{h- 1)

/5 =

10,5X - 7,5

2,92Xi- 1,4>: - 1

10,5>., - 7,5 1 - L

+

3,92>:.? - l,4L - 1

где L - отношения коэффициентов сопротивления при турбулентном течении к коэффициентам сопротивления при ламинарном течении для окружного и осевого потоков жидкости, соответ-(«ственно.

На рис. 12.11 приведены зависимости А (А) для различных углов а нарезки. При /5 = /б = 1 зависимость (12.2) переходит в зависимость (12.1). На рис. 12.12 даны характеристики винтовых уплотнений. Штриховой линией показана зависимость оптимальных углов Р от h.

2 6 h

Рис. 12.11. Зависимость параметра Л от относительной глубины нарезки при различных углах а,

/ -22,9; 2- 17,2; J - 11,4; 4-8,6

При работе винтовых уплотнений в области ламинарных режимов а = 0,5 является оптимальным значением, при котором Ар уплотнений достигает максимума. В области турбулентных режимов оптимальное значение а 0,7.

На рис. 12.13 приведены экспериментальные и теоретические зависимости параметра Л от числа Рейнольдса Re = t6/v для винтовых уплотнений, размеры которых указаны в табл. 12.1. Значения Л на рис. 12.13 соответствуют как ламинарным, так и турбулентным режимам течения жидкости в уплотнениях [8].

В области перехода от ламинарного режима течения к турбулентному (Re > 1500) эффективность винтовых

/5 20 Н

Рис. 12.(2. Универсальная характеристика винтовых уплотнений (см. рис. 12.7)

Ч 6 810 г Ч 6 810 2 Re

Рис. 12.13. Теоретические (1-2) и экспериментальные (3 - 5) кривые зависимости параметра Л от числа Рейнольдса; 1,5- для нарезки 2; 2, 4 - для нарезки 1; 3 - для треугольной нарезки

уплотнений С увеличением числа Рейнольдса увеличивается.

Для развитого турбулентного течения в винтовом уплотнении с прямоугольной нарезкой получена следующая зависимость для параметра Л:

6 0,5й(1 -S)(h- l)tgot Л " G, + Pd(l + Gga

где и G, - коэффициенты, зависящие от числа Рейнольдса Re = vh/v (рис. 12.14).

На рис. 12.15 приведены кривые изменения оптимальных значений геометрических параметров уплотнения в зависимости от числа Рейнольдса Re.

Расчеты показывают, что эксцентриситет и перекос осей винтового уплотнения мало влияют на параметр Л.

Для винтовых уплотнений с нарезками прямоугольной формы существует эмпирическая зависимость [8]

Gtf>, Gp

10- 8

10 Z * 8 10 2 4 8 г Re

Рис. 12.14. Зависимости коэффициентов G, и G, от числа Рейнольдса Re*

19,15

1 4-4,19-10"* Re

1,044

С изменением числа заходов z и угла подъема нарезки (3 параметр Л достигает оптимального значения, зависящего от формы нарезки и режима работы уплотнения. Для треугольной несимметричной нарезки (рис. 12.16) с J = 50 мм, h = 1 мм и 6 = 0,1 мм оптимальное значение z = 25... 35 при Re к 800. Влияние угла Р наклона нарезки (рис. 12.16) на Ар для (2 = 0 иллюстрирует рис. 12.17. Согласно экспериментальным данным оптимальное значение Р « 82°.

С уменьщением радиального зазора между винтом и втулкой гидродинамические силы трения в уплотнении возрастают и создаваемый ими перепад давлений повышается. В связи с этим уменьшение § всегда выгодно. Задаваясь из конструктивных соображений минимальным зазором 5, следует определить высоту нарезки h. Эксперименты и расчет показывают, что существует оптимальная высота h, зависящая от формы нарезки и числа Re. На рис. 12.18 показаны поля оптимальных значений относительной высоты нарезки /i, построенные по зависимости (12.2) и экспериментальным данным.

Для практических расчетов при выбранном минимальном зазоре 5 можно принимать следующие оптимальные значения h:

й„р, = 1,251/Re при Re 50;

-0,9 6V 0,6

10,5

а°

1t 11 20

8 Re-10

Рис. 12.15. Зависимости оптимальных геометрических параметров винтового уплотнения от числа Рейнольдса Re

Рис. 12.16. Геометрия винтового уплотнения с треугольной нарезкой

Ар, МПа

0,06 0,0t

0,02

0 60

вол-

Рис. 12.17. Зависимость максимального перепада давлений винтового уплотнения от угла нарезКи

й„р, = 8,5Re°" при Re > 50.

Перепад давлений, создаваемый винтовыми уплотнениями, зависит от формы нарезок. Наибольший перепад давлений создают уплотнения с несимметричной метрической нарезкой [41]. Ее опти-

10 г 4 8102 8 102 ❖ Re

Рис. 12.18. Поля оптимапьных значений относительной глубины нарезки: / - теоретическое, построенное по зависимости (12.2); 2 - экспериментальное