Электронная библиотека диссертаций и авторефератов России
dslib.net
Библиотека диссертаций
Навигация
Каталог диссертаций России
Англоязычные диссертации
Диссертации бесплатно
Предстоящие защиты
Рецензии на автореферат
Отчисления авторам
Мой кабинет
Заказы: забрать, оплатить
Мой личный счет
Мой профиль
Мой авторский профиль
Подписки на рассылки



расширенный поиск

Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Богданов Олег Валерьевич

Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред
<
Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред
>

Диссертация - 480 руб., доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Автореферат - бесплатно, доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Богданов Олег Валерьевич. Герметичность химического оборудования с сальниковыми уплотнениями на основе терморасширенного графита для газовых сред: диссертация ... кандидата Технических наук: 05.02.13 / Богданов Олег Валерьевич;[Место защиты: ФГБОУ ВО Тамбовский государственный технический университет], 2017

Содержание к диссертации

Введение

ГЛАВА 1. Современные тенденции развития сальниковых уплотнений и набивочных материалов

1.1 Сальниковые уплотнения

1.1.1 Основные требования, предъявляемые к сальниковым уплотнениям

1.1.2 Примеры конструкций сальниковых уплотнений

1.2 Влияние внешних факторов на условия

герметичности сальниковых уплотнений

1.2.1 Термостойкость материала набивки

1.2.2 Пористость и проницаемость сальниковых набивок

1.2.3 Температура рабочей среды .

1.2.4 Давление рабочей среды

1.2.5 Влияние предварительного прессования набивки и затяжки крепежных элементов сальника стр. 6

1.2.6 Релаксация напряжений сальниковой набивки 27

1.3 Материал сальниковых набивок 27

1.3.1 Материалы на основе терморасширенного графита (ТРГ) 28

1.3.2 Материалы на основе фторопласта 36

1.4 Цель и задачи исследования 37

1.5 Выводы по главе 1 38

ГЛАВА 2 Экспериментальная оценка деформационных характеристик сальниковых набивок из материалов на основе ТРГ .

2.1 Определение коэффициента бокового давления (комплекса kf) 40

2.1.1 Коэффициент бокового давления (к.б.д.) на внешнем и внутреннем контурах набивки 43

2.1.2 Материал экспериментально исследованных сальниковых набивок 49

2.1.3 Проведение эксперимента 51

2.1.4 Методика обработки данных эксперимента и полученные результаты 58

2.2 Определение коэффициента внешнего трения сальниковых набивок 64

2.2.1 Описание экспериментальной установки 66

2.2.2 Принцип работы установки 68

2.2.3 Методика проведения эксперимента 69

2.2.4 Обработка экспериментальных данных и полученные результаты 70

2.3 Определение модулей упругости сальниковых набивок 75

2.3.1 Методика проведения эксперимента 75

2.3.2 Обработка экспериментальных данных и полученные результаты 76

2.4 Выводы по главе 2 86

Глава 3 Экспериментальная оценка условий герметизации су с набивками из материаловна основе ТРГ 88

3.1 Коэффициента проницаемости сальниковых набивок 88

3.1.1 Установка для определения коэффициента проницаемости сальникового уплотнения 90

3.1.2 Устройство для количественной (объемной) оценки величины протечки воздуха 92

3.1.3 Проведение эксперимента 97

3.1.4 Обработка экспериментальных данных и анализ полученных результатов 99

3.1.5 Определение текущей осевой удельной нагрузки qо на сальниковую набивку 102

3.2 Определение коэффициента внутреннего трения сальниковой набивки 104

3.2.1 Коэффициент внутреннего трения 104

3.2.2 Обработка экспериментальных данных и анализ полученных результатов 108

3.3 Выводы по главе 3 113

ГЛАВА 4 Оценка релаксации сальниковых набивок из материалов на основе ТРГ

4.1 Основные способы измерения релаксации 114

4.2 Установка для определения релаксации напряжения в сальниковых набивках 118

4.3 Обработка данных эксперимента и полученные результаты 123

4.4 Влияние температуры на интенсивность релаксации набивки 127

4.5 Выводы по главе 4 129

ГЛАВА 5 Влияние температуры уплотняемой среды на герметичность разъемного соединения 131

5.1 Влияние температуры уплотняемой среды на напряженно деформированное состояние набивки 131

5.2 Влияние температуры уплотняемой среды на величину нагружения нажимного фланца 133

5.3 Выводы по главе 5 138

Основные выводы и результаты работы 139

Список литературы 141

Введение к работе

Актуальность темы исследования. Безаварийная и безопасная работа оборудования химической и нефтехимической промышленности связана в основном с герметичностью разъемных соединений (РС), количество которых велико для любого производства. Среди используемых в химическом оборудовании конструкций уплотнений РС большое распространение получили сальниковые уплотнения (СУ) с мягкой набивкой для подвижных и неподвижных соединений. Их широкое применение объясняется простотой конструкции, несложностью монтажа и обслуживания, относительно низкой себестоимостью. Эффективность работы СУ в основном зависит от свойств материала мягкой сальниковой набивки (СН) и условий ее герметизации в СУ. Поэтому исследование условий герметизации, которое включает определение силовых и деформационных характеристик набивок, их проницаемости, плотности, коэффициентов бокового давления и трения, необходимых для расчета, проектирования и эксплуатации сальниковых уплотнений с новыми перспективными типами набивок, является актуальной задачей.

Степень разработанности темы. В настоящее время существуют нормативные документы (РД 0154-07–2001, РД 153-34.1-39.605–2002), которые распространяются на СН из терморасширенного графита (ТРГ), предназначенные для уплотнения арматуры и трубопроводов. В справочной литературе приведены расчетные зависимости для определения утечки через СУ оборудования химической промышленности с традиционными материалами. Для расчета и проектирования СУ с принципиально новыми отечественными материалами СН на основе ТРГ, обладающими высокими технологическими и эксплуатационными показателями, необходимы данные по их деформационным характеристикам и условиям герметизации. Исследований по их определению для СУ ранее не проводили.

Цель и задачи диссертационной работы. Целью является обеспечение герметичности сальниковых уплотнений оборудования химических производств путем исследования деформационных, трибологических характеристик и условий герметизации сальниковых набивок, выполненных из новых отечественных композиционных материалов на основе ТРГ в реальных условиях эксплуатации, и определение необходимых параметров для их расчета, проектирования и эксплуатации.

Для достижения этой цели необходимо было решить следующие задачи:

– провести силовой анализ напряженно-деформированного состояния и исследовать деформационные характеристики СН из новых отечественных материалов на основе ТРГ: Н 5001, Н 1200, Н 1100, Н 1201, НУ 1220;

– разработать методики исследования и установки для экспериментального определения деформационных, трибологических характеристик и условий герметизации СУ с указанными набивками;

– исследовать герметичность СУ на газовых средах;

– исследовать явление релаксации в СУ в рабочих условиях;

– дать пример расчета сальниковых уплотнений, выполненных из исследуемых материалов по известной методике с учетом полученных выражений по определению деформационных, трибологических характеристик и условий герметизации СУ с набивками на основе ТРГ.

Объектом исследования являются неподвижные СУ для штоков и валов в оборудовании и трубопроводной арматуре химической промышленности. Эти данные необходимы и для подвижных соединений.

Научная новизна. На основании силового анализа напряженно-деформированного состояния набивки сальникового уплотнения установлено, что отношение радиальных нагрузок на внутреннем и внешнем диаметрах сальниковой набивки обратно пропорционально квадрату отношения этих диаметров.

Экспериментально получены зависимости коэффициентов бокового давления k и трения f и их произведения комплекса kf, модулей сжатия и восстановления от удельной нагрузки для набивок на основе ТРГ: Н 5001, Н 1200, Н 1100, Н 1201, НУ 1220. Получена зависимость падения нагрузки на сальниковое уплотнение от времени его выдержки под нагрузкой.

Экспериментально определены условия герметизации сальниковых уплотнений. Получены зависимости проницаемости исследуемых набивок от удельной нагрузки и давления уплотняемой среды и коэффициенты проницаемости, необходимые для расчетов сальниковых уплотнений.

Теоретическая и практическая значимость работы.

  1. Доказано, что значение коэффициента бокового давления набивки необходимо определять по оценке потерь на трение, приложенной к ней осевой силы, в отличие от известных способов его определения только на внешней поверхности набивки. Разработана методика для определения коэффициента бокового давления для любых набивок.

  2. Получены уравнения для расчета комплекса kf, коэффициента бокового давления, модулей сжатия и восстановления, коэффициентов проницаемости и трения для набивок Н 5001, Н 1200, Н 1100, Н 1201, НУ 1220 в зависимости от удельной нагрузки и давления уплотняемой среды, а также для определения значения релаксации напряжения в нагруженной набивке от времени эксплуатации.

  3. Разработаны рекомендации по изменению усилия предварительного нагру-жения сальникового уплотнения в условиях изменения температуры уплотняемой среды, при сохранении ее заданной утечки, а также по расчету сальникового уплотнения с набивкой на основе терморасширенного графита с учетом результатов проведенных исследований.

  4. Уравнения для определения коэффициентов бокового давления k и трения f и коэффициента проницаемости использованы НПО «УНИХИМТЕК» при расчете сальниковых уплотнений с набивками на основе ТРГ для Белоярской АЭС.

Методология и методы исследований. Для решения поставленных задач автором разработаны методология определения параметров герметизации СУ с набивочными материалами на основе ТРГ при использовании специальных аналитических экспериментальных методов исследования, моделирующих условия работы реального сальникового уплотнения при нагрузке до 40 МПа, давлении среды до 10 МПа. Использовались современные методы измерений, динамометры ДПУ-2-2 и ДПУ-10-2, образцовые манометры 11202 до 60 кгс/см2 и 11203 до 250 кгс/см2, тензо-станция ТВ-003/05Д, пресс гидравлический, индикаторы часового типа универсальные CT-1288-P1.

Положения, выносимые на защиту.

  1. Результаты теоретических исследований о разности коэффициентов бокового давления на внутреннем и внешнем контурах сальниковой набивки.

  2. Результаты теоретических и экспериментальных исследований деформационных характеристик сальниковых набивок на основе терморасширенного графита в зависимости от удельной нагрузки.

3. Результаты теоретических и экспериментальных исследований условий герметизации сальниковых уплотнений, включающих проницаемость сальниковых набивок на основе терморасширенного графита в зависимости от удельной нагрузки и давления рабочей среды.

Степень достоверности и апробация результатов. Достоверность теоретических и экспериментальных исследований основана на объективных законах с использованием современных методов измерений и анализа полученных данных. Основные положения работы были доложены в четырех докладах и обсуждены на VIII Международном симпозиуме молодых ученых, аспирантов и студентов «Техника экологически чистых производств в XXI веке: проблемы и перспективы.» (Москва, 2004), на Международном интернет-форуме молодых ученых, аспирантов и студентов «Инженерные и технологические исследования для устойчивого развития» (Москва, 2005–2006 гг.) и на III Международной научно-практической конференции «Актуальные проблемы безопасности жизнедеятельности и экологии» (Тверь, 2017).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 9 работ, из которых 5 – в журналах, рекомендованных ВАК, тезисы 4 докладов на международных симпозиуме, форумах и научно-технической конференции.

Структура и объем работы. Содержание диссертации изложено на 150 страницах основного текста, содержит 48 рисунков, 17 таблиц, список литературы из 94 наименований. Работа состоит из введения, пяти глав, выводов по работе, списка используемой литературы и приложения.

Основные требования, предъявляемые к сальниковым уплотнениям

Определяющим фактором надежности СУ, является безотказная работа в течение заданного отрезка времени с учетом имеющихся условий эксплуатации и обеспечение необходимых эксплуатационных показателей в установленных пределах.

Надежность работы сальникового уплотнения зависит от трех последовательно соединенных узлов – уплотняемой детали, сальниковой набивки, и крепежной системы (нажимного фланца, грундбуксы и резьбовых элементов). Поскольку в сальниковых уплотнениях с мягкой набивкой большинство отказов происходит из-за сальниковой набивки (раздел 1.1.1) то особое внимание в должно быть уделено именно исследованию рабочих характеристик сальниковых набивок (СН), т.е. необходим квалифицированный подход к эксплуатации узлов СУ, наблюдением за соблюдением режимов работы оборудования и состоянием узла СУ и по мере необходимости дополнительная подтяжка сальника.

Одной из характеристик, определяющих характер работы сальникового уплотнения, является термостойкость набивки. Отдельные набивки не обладают высокой стабильностью работы при повышении температуры. Это относится к «шнуровым» набивкам, содержащим легко выгорающие компоненты (хлопок, очесы и т.п.) [31]. В результате повышается пористость материала сальниковой набивки, что ведет к увеличению протечек. Для восстановления герметичности СУ необходимо произвести подтяжку сальника, что по условиям техники безопасности не позволяется при наличии давлении рабочей среды. Поэтому потребуются дополнительные затраты на устранение неполадок, это приводит к снижению экономической эффективности и непредсказуемости работы, т.к. остановки в работе оборудования зачастую связаны с неудовлетворительной работой СУ.

Для повышения экономической эффективности оборудования и экологической безопасности за счет повышения ресурса работы СУ, работающих при высоких температурах необходимо использовать термостойкие материалы. Лучшим вариантом для решения поставленной задачи будут СУ на основе терморасширенного графита (ТРГ) и его композитов. Подробная сравнительная характеристика материалов на основе асбеста и ТРГ приведена в таблице 1.2.

В настоящее время (с 2005 года) применение асбеста в качестве конструкционного материала западными фирмами запрещено из-за вредного воздействия асбеста на дыхательные органы человека.

ТРГ обладает рядом уникальных свойств: низкая плотность, способность прессоваться без связующего вещества, стойкость к воздействию большинства агрессивных сред, высокая теплопроводность, высокая восстанавливаемость, термостойкость и др. В состав новых набивок, предназначенных для работы в агрессивных средах при повышенных температурах, вводят волокна: углеродное, фторопластовое, арамидное и стеклянное. Все они создают композиции на основе ТРГ.

Как вариант, ТРГ «ядерной чистоты» марки «Графлекс», производимый по технологии НПО УНИХИМТЕК и включающей в себя специальные методы очистки, химической и термической обработки природного графита с последующим прессованием без связующего материала. Получают графитовую фольгу с содержанием углерода не менее 99,9%. Такой материал может применяться в окислительной среде при температурах от -200С до 450С, в инертной среде при температурах от -200С до 3000С. Графит относится к веществам 4 класса опасности, т.е. к веществам малоопасным. Термостабильность и теплопроводность СУ из ТРГ обеспечивается введением металлов в виде порошков. Так, при введении металлов в виде порошков в количестве 5-20% объемных и графита в количестве 20-40%, позволяет повысить рабочую температуру эксплуатации, и в 1,5-3 раза теплопроводность [56, 87].

Материал экспериментально исследованных сальниковых набивок

Деформационные характеристики сальниковых набивок в определенной степени характеризуются коэффициентом бокового давления (к.б.д.), который выражается как отношение удельной радиальной нагрузки на вал, (шток) или стенку сальниковой камеры qr к удельной осевой нагрузке, приложенной к сальнику q2 к = — . (2.1) qz

Коэффициент бокового давления к сальниковой набивки является одной из основных характеристик ее деформационных и уплотнительных свойств [19].

Нагрузка, обеспечивающая герметичность сальника, создается за счет осевой нагрузки qz при затяжке резьбовых элементов нажимной втулки (рисунок 1.1). При этом возникает боковая (радиальная) нагрузка qr которая, обеспечивает силовой контакт набивки со стенкой камеры сальника и подвижной деталью (валом, штоком).

К.б.д. определяется экспериментально. В работах [85, 32] к оценивали по кольцевой деформации внешней поверхности стенки камеры, определяемой по показаниям наклеенных на ней тензорезисторов [31], или по показаниям упругого элемента, контактирующего с внешней поверхностью стенки камеры [82, 85] при заданной осевой нагрузке на размещенную в камере набивку.

Рассмотрим набивку, как диск толщиной S и диаметром 2R, нагруженный осевой удельной нагрузкой а без ограничения его радиальной деформации. Выбор диска обусловлен однонаправленной его радиальной деформацией, т.к. нейтральный радиус диска находится в центре [69]. При сжатии диска нагрузкой qz его радиус увеличится на М и относительная радиальная деформация sr = — = —us,. (2.2) г R Здесь - коэффициент Пуассона диска. Относительная осевая деформация [84] AS сг2 (2 3) S Е Используя выражения (2.2) и (2.3), получим Е При этом qr=0 и коэффициент бокового давления к = о, т.к. нет ограничения(сопротивления) радиальной деформации. Если же будет ограничение, то на внешней поверхности диска возникает радиальное напряжение, величина которого зависит от радиальной жесткости замыкающего диск элемента.

Примем, что детали, ограничивающие радиальные деформации диска (кольца), абсолютно жесткие, тогда sr=ju{qz+qt)IE, (2.4) но в условиях всестороннего сжатия qt=qR, где qn - удельная радиальная нагрузка на внешнем контуре кольца. С другой стороны: єг= — . (2.5) Е Из выражений (2.4) и (2.5) juqz l-ju И коэффициент бокового давления qR /л qz l-ju Таким образом, при изменении коэффициента жесткости j = qR/AR замыкающих деталей 0 j да 0 к . В реальных условиях замыкающим элементом сальниковой набивки является камера сальника, радиальная жесткость стенки которой зависит от ее толщины и модуля упругости материала.

Для цилиндра сальниковой камеры с коэффициентом толстостенности /3 = D/d, где D и d - соответственно наружный и внутренний его диаметры, радиальная деформация его внутренней поверхности от внутреннего давления, создаваемого радиальной удельной нагрузкой на внешнем контуре сальниковой набивки qR [84]: здесь EМ - модуль упругости материала замыкающей оболочки. Определяя деформацию стенки камеры сальника, определяют к.б.д.

Точность оценки k в этом случае зависит от радиальной жесткости стенки камеры (ее толщины): чем больше жесткость, тем более достоверные результаты. Однако, при применении тензорезисторов [51, 78] или упругого элемента достижение приемлемых значений их показаний возможно только при относительно малой жесткости деформируемой стенки. Поэтому, все значения k, полученные с использованием такого метода несколько занижены, причем уровень занижения зависит от разности между абсолютной (принятой за абсолютную) жесткостью и действительной радиальной жесткостью стенки конкретной камеры сальника. Полученные по указанным методам значения к.б.д. приемлемы только для той сальниковой камеры, толщины ее стенки и материала, для которого они и определялись. При том до последнего времени считалось, что к.б.д. на внешнем и внутреннем контуре набивки имеет одинаковое значение. Как показали проведенные нами исследования (раздел 2.1.1), радиальные нагрузки на внешнем и внутреннем контурах набивки различны. Следовательно, различны и значения к.б.д. при одной и той же осевой нагрузке.

К.б.д. используют, в основном, для оценки распределения осевой нагрузки по высоте сальника, определения требуемой удельной нагрузки нажимной втулки, а также необходимой высоты сальника при заданном давлении уплотняемой среды. Значение удельной осевой нагрузки на текущей высоте z определяют по выражению [42, 17, 67] q =qoeJ- &\ (2.6) г Я D-d) где q0 - удельная нагрузка в зоне контакта СН и нажимной втулки; к коэффициент бокового давления;/- коэффициент трения набивки о замыкающие ее поверхности; (D-d)/2 - ширина набивки. Выражение (2.6) является общепринятым [28, 55, 79] и при его выводе было принято, что значения к.б.д. и коэффициента трения одинаковы как для внешнего, так и внутреннего контуров набивки. Эти допущения влияют на точность получаемых с использованием выражения (2.6) результатов. Для оправдания полученных результатов, отдельные авторы [27] даже были вынуждены принимать разные значения коэффициента трения на внешней/ и на внутренней f} поверхностях сальниковой набивки (f2 fi) при одинаковой чистоте их обработки. Так, значения отношения f2lfi с увеличением нагрузки увеличивается от 1,2 при qz = 20 МПа до 1,6 при qz = 80 МПа. В работе [45] отмечается, что с увеличением нагрузки, коэффициент трения падает.

Устройство для количественной (объемной) оценки величины протечки воздуха

Согласно молекулярно-механической теорией трения [44, 46] коэффициент трения с увеличением глубины внедрения материала набивки и с увеличением нагрузки уменьшается до тех пор, пока напряжение оттеснения в зоне контакта не достигнет предела упругости материал. При пластическом контакте коэффициент трения вновь увеличивается. Эта закономерность изменения значения коэффициента трения от нагрузки явно проявляется для фторопласта-4 [69]. Выполненный анализ результатов проведенных исследований показал, что подобная зависимость получена только на сальниковых набивках, пропитанных фторопластовой суспензией (рисунок 2.14 и 2.15). Для остальных исследованных набивок увеличение значения коэффициента трения с увеличением нагрузки в рассматриваемом интервале удельного давления не наблюдалось. 2.3 Определение модулей упругости сальниковых набивок

При проектировании и эксплуатации сальниковых уплотнений необходимы сведения по сжимаемости и восстанавливаемости сальниковых набивок. Зная сжимаемость набивки, можно определить необходимую для заданных условий эксплуатации глубину камеры сальника и осуществить контроль силы затяжки крепежных деталей нажимного фланца. Данные по восстанавливаемости набивки (ее упругости), а также по остаточной деформации необходимы для оценки ресурса работы сальниковой набивки. Излагаемые в данном разделе исследования посвящены определению сжимаемости, восстанавливаемости и остаточной деформации, то есть деформационным характеристикам набивок, выполненных на основе ТРГ. Для их оценки сжимаемости, восстанавливаемости и остаточной деформации СН из ТРГ определены условные модули сжатия и восстановления, которые определялись по интенсивности изменения удельной осевой нагрузки набивки.

Экспериментальная оценка деформационных характеристик сальниковых набивок при их сжатии и восстановлении проводилась на установке, схема которой изображена на рисунке 2.3.

Экспериментальные данные для оценки деформационных характеристик набивки при ее сжатии и восстановлении определялись одновременно с проведением исследования коэффициента бокового давления. Это осуществлялось, за счет применения двух индикаторов часового типа 13 с ценой деления 0,01 мм (рисунок 2.3), которые фиксируют деформации набивки, при нагружении и разгрузке, а также ее остаточную деформацию. Методика обработки данных экспериментов подробно приведена в разделе 2.3.2. Экспериментальные результаты приведены в Приложении 2.

Деформационные характеристики сальниковых набивок при их сжатии и восстановлении определялись в диапазоне удельных нагрузок от 2,0 МПа до 27 МПа. Материал набивки, используемый в исследовании, приведен в таблице 2.1.

Обработка данных эксперимента и полученные результаты При обработке данных экспериментальных исследований определялись: Усредненная осевая нагрузка на набивку, создаваемая гидродомкратом: QВ+QН Qср= где QВ=FГPГ(1-ju) - усилие гидродомкрата на верхнее кольцо СН, где FГ -рабочая площадь поршня гидродомкрата, FГ =37,8 см2; РГ - давление, создаваемое в цилиндре гидродомкрата; ju - коэффициент, учитывающий потери на трение в уплотнении поршня, //=0,15 [9], QН - усилие действующее на нижнее кольцо СН, определяется по тарировочному графику на основе показаний тензостанции.

Удельная нагрузка на набивку, созданная гидродомкратом: с q = — , (2.36) J ср где Fн - площадь сечения набивки Fн=9,012 см2. После очередного / - го нагружения набивки усилием q по показаниям индикаторов 13 оценивали перемещение 8\ нажимного кольца 14 (рисунок 2.3). При нагружении набивки 3 (рисунок 2.3) силой qср происходит ее усадка, т.е. осевая деформация на величину /сж, которая определяется с учетом прогиба балочек 8 из выражения (2.30). Относительная деформация набивки (є): є = 1 , (2.37) h где h - первоначальная длина набивки, 1СЖ - величина осевой деформации при нагружении (сжатии) набивки. Принимаем, что связь между удельной нагрузкой q и относительной деформацией є соотвветствует выражению: Я = єЕ, (2.38) где Е - модуль сжатия набивки. Остаточная деформация набивки (1ос): Величина остаточной деформации - разность деформации при сжатии набивки и ее восстановлении, т.е. При этом: 1сЖ= сжІг, аІвс=євс0і-Ісж), то, согласно выражению (2.38) , _( -Ц .. (2.39) Есж Ек На рисунке 2.19 в качестве примера представлены зависимости удельной нагрузки цсж, от относительной деформации Є при сжатия набивки типа Н 5001, для одного (1), трех (3) и шести (6) слоев набивки, при первом нагружении. Прерывистой линией на рисунке указано изменение характера зависимости Чсж = /(є) при повторном нагружении для соответствующего количества слоев набивки Н 5001.

Эти зависимости с достаточной для практических расчетов точностью могут быть выражены уравнением вида ЦСЖ=АІ+ВІЄ + СІЄ, МПа. (2.40)

В таблице 2.6 представлены типы набивок, использованных при проведении эксперимента, и значения эмпирических коэффициентов Аи Д и Q для каждой из набивок. Нижние индексы при эмпирических коэффициентах соответствуют числу слоев исследованной набивки. Верхние значения Аи Д и Q в таблице, для каждого типа набивок, приведены при первом нагружении, нижние значения - при повторном нагружении. Значения Aj ,Д, Q - только для набивки Н 5001. Зависимости для последующих нагружений, не обрабатывались, т.к. по предварительной оценке полученные результаты практически совпадают с предыдущими.

Влияние температуры уплотняемой среды на величину нагружения нажимного фланца

Внутреннее трение (ВТ) - совокупность процессов, происходящих в твердых, жидких и газообразных телах при их деформации, и приводящих к необратимому рассеянию механической энергии и ее превращению во внутреннюю энергию. В твёрдых телах ВТ проявляется как свойство твёрдых тел необратимо превращать в теплоту механическую энергию, сообщенную телу в процессе его деформирования.

Температурная зависимость ВТ, определяющая форму релаксационного пика, в предположении, что наиболее существенный вклад вносят диффузионные механизмы имеет форму дебаевского пика. В то же время в температурной зависимости, полученной экспериментально для ряда легкоплавких включений, проявляется сильно выраженная асимметрия пика ВТ [6, 7].

ВТ связано с двумя различными группами явлений - пластической деформацией и релаксацией.

Механизм ВТ при пластической деформации существенно отличается от механизма ВТ при неупругости. Различие в механизмах рассеяния энергии определяет и разницу в значениях вязкости, отличающихся на 5—7 порядков. По мере роста амплитуды упругих колебаний всё большую роль в затухании этих колебаний начинают играть пластические сдвиги, и величина вязкости растёт [57], приближаясь к значениям пластической вязкости [63, 64].

ВТ противодействует относительному перемещению частей одного и того же тела. В первую очередь это относится к жидким и газообразным телам, отличающимся легкой подвижностью [29], и учитывается при оценке перемещения сыпучих материалов [20]. По сути, ВТ для сальниковой набивки -это рассеяние усилия сжатия за счет внутренних процессов в теле набивки.

В процессе определения проницаемости сальниковых набивок (раздел 3.1), выполненных на основе терморасширенного графита (ТРГ), было установлено, что при увеличении давления p уплотняемого воздуха в опытной модели сальникового уплотнения до определенного значения p С осевая удельная нагрузка на набивку сохраняет свое первоначальное значение предварительного нагружения qЗ. При p p С нагрузка на набивку падает, а давление в полости гидроцилиндра пресса опытной установки самопроизвольно увеличивается (рисунок 3.7) вследствие изменения условий трения как в сопряжении набивки и замыкающих ее поверхностей (внешнее трение), так и в слоях самой набивки (внутреннее трение).

По величине перемещения в зависимости от сдвигающего усилия различают: силу трения движении, неполную силу трения покоя (силу трения покоя) [44].

Неполная сила трения покоя соответствует очень малым, частично необратимым перемещениям, которые пропорциональны приложенной силе. Перемещение, соответствующее неполной силе трения, называют предварительным смещением (рисунок 3.8). Поскольку это смещение очень мало, визуально его обнаружить практически невозможно. Так, при контакте двух поверхностей предварительное смещение AS можно оценить по выражению [44] ґ 0,5 Аё = (3.6) где N - нагрузка; к1 - коэффициент пропорциональности. Так, при сопряжении двух стальных поверхностей к1 =8,14-107 МПа.

В случае предварительного смещения приложенная сила уравновешивается силой трения, и тело находится в покое. В зоне предварительного смещения наблюдается механическая деформация - частично упругая, частично пластическая. Именно механическим (упругопластическим) характером контакта объясняется влияние изменения направления движения на величину предварительного смещения. При изменении направления движения на 180 предварительное смещение возрастает приблизительно в 2 раза.

При сжатии набивки силы трения, как в зоне контакта набивки с замыкающими ее элементами (внешние), так и внутренние в самой набивке, направлены против ее движения (деформации). Уплотнительный элемент после сжатия находится в упругом состоянии и в начальной стадии уменьшения нагрузки на него должен восстанавливаться. Однако эксперименты показали (раздел 3.1.5), что восстановление набивки происходит с некоторым запаздыванием. Причиной запаздывания является изменение направления сил трения. Это изменение происходит не мгновенно с изменением направления осевой силы, а после снятия определенной величины осевой нагрузки AqЗ, после чего и начинается деформация. Это явление называют предварительное смещение [46] (рисунок 3.8) или реверс сил трения [73].

Очевидно, что если нет деформации набивки при ее разгрузке, то существует силовое равновесие между осевой силой, действующей на сечение набивки, и силами сопротивления ее восстановлению (трение в нагружающем устройстве, трение на боковых поверхностях набивки и внутреннего трения материала набивки).

Условие силового равновесия набивки в момент завершения реверса сил трения QС=QП+QT+QВ . Т, (3.7) Здесь ОС - осевая сила давления воздуха в опытном образце: ж pD QС = С ср . (3.8) QП - сила трения в уплотнении поршня гидропресса (зависит от величины создаваемой гидропрессом нагрузки). QT - сила трения на боковых поверхностях набивки: QT = kf%7r(D + d)H . (3.9) QВТ - сила внутреннего трения материала набивки: QВ.Т = /ВТЧЗЛ DсрbH. (3.10) Где fВ . Т и / - соответственно коэффициент внутреннего трения материала набивки и коэффициент внешнего трения набивки в зоне ее контакта с замыкающими набивку стальными поверхностями; Dср, b, Н - соответственно средний диаметр, ширина набивки и ее высота; к - коэффициент бокового давления; qЗ - начальная удельная осевая нагрузка на набивку: