Содержание к диссертации
Введение
1 Современное состояние гидродинамической теории смазки упорных подшипников с неподвижными подушками компрессорных машин 13
1.1 Область применения и обзор конструкций упорных подшипников с неподвижными подушками компрессорных машин .13
1.2 Современные методы расчета упорных подшипников с неподвижными подушками 30
1.3 Выводы. Постановка задачи 42
2 Разработка математической модели упорного подшипника с неподвижными подушками 46
2.1 Определение скоростей течения смазки в смазочном и пограничном слоях из укороченных уравнений Навье-Стокса и уравнения неразрывности 50
2.2 Получение обобщенного дифференциального уравнения Рейнольдса из выражения скорости течения смазки по толщине слоя. Граничные условия 53
2.3 Дифференциальное уравнение энергии для тонкого смазочного и пограничного слоев жидкости. Граничные условия 53
2.4 Дифференциальное уравнение теплопроводности для подушки. Граничные условия 58
2.5 Зависимости динамической вязкости и плотности масел от температуры 59
2.6 Зависимости толщины смазочного и пограничного слоев от профилирования рабочей поверхности и тепловых деформаций подушки 59
2.7 Выводы 63
3 Численная реализация разработанной математической модели 64
3.1 Сеточные области для математической модели 64
3.2 Численное решение уравнения Рейнольдса 66
3.3 Численные методы решения уравнения энергии и теплопроводности 67
3.4 Вычисление интегральных характеристик подшипника 70
3.5 Идентификация параметров вязкости 73
3.6 Описание алгоритма решения задачи 73
3.7 Программа расчетов для ЭВМ 76
4 Исследование характеристик упорного подшипника с неподвижными подушками методом численного эксперимента 83
4.1 Исследование параметров метода 83
4.2 Сравнение распределения давления и температуры в смазочном и пограничном слоях упорных подшипников с неподвижными подушками двух форм зазора 90
4.3 Исследование влияния формы пограничного слоя на характеристики упорного подшипника с неподвижными подушками 94
4.4 Исследование влияния упорного диска на характеристики упорного подшипника с неподвижными подушками 98
4.5 Исследование влияния ширины клинового скоса на характеристики упорного подшипника с неподвижными подушками 104
4.6 Исследование влияния межподушечного канала на характеристики упорного подшипника с неподвижными подушками 121
4.7 Исследование влияния центробежных сил инерции на характеристики упорного подшипника с неподвижными подушками 144
4.8 Выводы 145
5 Проверка адекватности математических моделей путем сравнения результатов физического и численного экспериментов. оценка погрешностей 150
5.1 Оценка погрешности математической модели 151
5.2 Оценка погрешности исходных данных 151
5.3 Оценка погрешности численного метода 152
5.4 Погрешности округления в процессе вычислений 152
5.5 Оценка погрешности математической модели путем приближения формы зазора с параллельным межподушечному каналу скосом к форме зазора с винтовой поверхностью 153
5.6 Экспериментальные исследования упорных подшипников со скосом, параллельным межподушечному каналу 157
5.7 Сравнение результатов физических и численных экспериментов 189
5.8 Выводы .197
6 Расчет и оптимизация упорных подшипников с неподвижными подушками 198
7 Промышленное освоение упорных подшипников с неподвижными подушками 216
Заключение 224
Список использованных источников
- Современные методы расчета упорных подшипников с неподвижными подушками
- Дифференциальное уравнение энергии для тонкого смазочного и пограничного слоев жидкости. Граничные условия
- Численные методы решения уравнения энергии и теплопроводности
- Исследование влияния формы пограничного слоя на характеристики упорного подшипника с неподвижными подушками
Введение к работе
Актуальность работы. В последние десятилетия происходит быстрое освоение и развитие нефтяных и газовых месторождений в областях, труднодоступных и удаленных от европейской части России. Для перекачки углеводородов по трубопроводам применяются центробежные и винтовые компрессоры с высокими параметрами, работающие в сложных климатических условиях. С течением времени происходит амортизация применяемых на практике турбин, компрессоров и насосов. При обновлении оборудования к ним предъявляются новые требования, направленные на уменьшение энергопотерь при одновременном сохранении надежности их работы.
Одним из основных узлов, обеспечивающих надежную работу турбин,
центробежных и винтовых компрессоров, насосов, мультипликаторов,
турбонагнетателей и других роторных машин, в которых существуют осевые силы, являются упорные подшипники скольжения (ПС), в т.ч. с неподвижными подушками. При резких остановках, остановках в течение 5 часов и различных авариях происходят существенные повреждения подшипников, приводящие к отказам компрессоров. В частности 16% неисправностей центробежных компрессоров составляют выход из строя упорных подшипников. Для учета все больше увеличивающихся факторов, влияющих на работу упорных ПС с неподвижными подушками, классические уравнения гидродинамической теории смазки приходится дополнять новыми уравнениями, позволяющими учитывать выделение и распространение тепла, изменение вязкости и плотности смазки в зависимости от температуры, а также температурные деформации элементов конструкций.
Составной частью математической модели упорного ПС является уравнение, описывающее геометрическую форму зазора между неподвижным и вращающимся элементами конструкции. Упорные ПС могут быть выполнены с разным профилем рабочих поверхностей неподвижных подушек. Условия работы подшипников при этом являются различными, в т.ч. в зависимости от внешних условий работы компрессора. Наиболее применяемыми на практике рабочими поверхностями плоскоклиновых подушек являются винтовая поверхность клинового скоса и поверхность с параллельным межподушечному каналу (МПК) скосом, из которых наименее изученной является вторая поверхность. На основании вышесказанного можно сделать заключение, что задача создания и численной реализации математической модели, учитывающей действительные процессы течения жидкости в тонком смазочном и пограничном слоях упорных подшипников при профилировании рабочих поверхностей неподвижных подушек параллельным МПК скосом, является актуальной.
Цель работы: разработка на основе периодической
термоупругогидродинамической (ПТУГД) математической модели методики и программы расчета упорных подшипников скольжения компрессорных машин, профилированных по поверхности с параллельным МПК скосом.
Для достижения этой цели решаются следующие задачи:
1.Разработать ПТУГД математическую модель процессов течения жидкости в тонком смазочном и пограничном слоях упорных ПС с параллельным МПК скосом и численно е реализовать.
2.Исследовать характеристики упорных ПС с параллельным МПК скосом на основе численных экспериментов.
3.Проверить адекватность ПТУГД математической модели путем сравнения с данными физических экспериментов упорных ПС с параллельным МПК скосом;
4.Составить алгоритм расчета и оптимизации упорных ПС с неподвижными подушками двух форм зазора.
5.Разработать рекомендации к проектированию и внедрению в
промышленность упорных подшипников с неподвижными подушками.
Научную новизну работы составляют:
1.Разработанная и численно реализованная ПТУГД математическая модель процессов течения жидкости в тонком смазочном и пограничном слоях упорного ПС с параллельным МПК скосом, оформленная в виде программного приложения.
2.Результаты анализа характеристик упорного ПС с параллельным МПК скосом, проведенных на основе численных экспериментов.
3.Экспериментальные данные, полученные на стенде: значения давления, температуры и минимальной толщины смазочного слоя упорного ПС с параллельным МПК скосом.
4.Алгоритм расчета и оптимизации упорных ПС с неподвижными подушками двух форм зазора.
Достоверность полученных результатов обосновывается применением фундаментальных законов сохранения массы вещества, количества движения, внутренней энергии, строгостью математического аппарата, используемого в работе, исследованиями погрешностей разработанной математической модели, а также сравнением результатов численных экспериментов с данными физических экспериментов, проведенных на специальном стенде.
Практическая ценность.
1.Разработано программное приложение «Sm2Px2T - Течение жидкости в зазорах и каналах между подушками упорного подшипника», которое реализует ПТУГД математическую модель и позволяет произвести расчетные исследования упорных подшипников как с неподвижными подушками двух форм зазора, так и с самоустанавливающимися подушками. На программное приложение в Роспатенте получено свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ.
2.По результатам численных экспериментов упорного подшипника с параллельным МПК скосом выявлены зависимости между основными параметрами, характеризующими работу подшипника.
3.Разработан алгоритм расчета и оптимизации упорных подшипников с неподвижными подушками двух форм зазора, позволяющий получить максимальную несущую способность подшипника при ограничивающих факторах минимального смазочного слоя [h2] и максимальной температуры [tm].
4.Разработаны рекомендации к проектированию и внедрению в
промышленность упорных подшипников с неподвижными подушками.
Результаты работы внедрены в ЗАО «НИИтурбокомпрессор им. В.Б. Шнеппа» при выполнении проектировочного расчета упорного ПС с параллельным МПК скосом стенда, представляющего собой мультипликаторный центробежный компрессор, и используются студентами кафедры «Компрессорные машины и установки» КНИТУ при выполнении курсовых и дипломных проектов. Внедрения подтверждены соответствующими актами.
На защиту выносятся:
1.ПТУГД математическая модель процессов течения жидкости в тонком смазочном и пограничном слоях упорных подшипников с параллельным МПК скосом и е численная реализация.
2.Результаты исследования характеристик упорных подшипников с
параллельным МПК скосом на основе численных экспериментов.
3.Результаты физических экспериментов упорного ПС с параллельным МПК скосом и проверки на их основе адекватности математической модели.
4.Алгоритм расчета и оптимизации упорных подшипников скольжения с неподвижными подушками двух форм зазора.
Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на XV международной научно-технической конференции по компрессорной технике (г.Казань, ЗАО «НИИтурбокомпрессор им. В.Б. Шнеппа», 2011), 2-ой научно-технической конференции «Техника и технология современного нефтехимического и нефтегазового производства», посвященная 70-летию ОмГТУ (г.Омск, 2012), IX и Х международной конференции молодых специалистов «Исследование, конструирование и технология изготовления компрессорных машин» (г.Казань, ЗАО «НИИтурбокомпрессор им. В.Б. Шнеппа», 2012 и 2014), V международном симпозиуме по транспортной триботехнике «Транстрибо-2013: Повышение износостойкости и долговечности машин и механизмов на водном транспорте» (г.Санкт-Петербург, ГУМРФ имени адмирала С.О. Макарова, 2013), третьей международной конференции с элементами научной школы для молодежи «Инновационные разработки в области техники и физики низких температур» (г.Москва, МАМИ, 2013), а также ежегодно в научной сессии КНИТУ (г.Казань).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 15 научных трудов, включая 6 статей в журналах, рекомендованных ВАК, 6 в периодических изданиях и трудах конференций, получены 1 свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ, 1 патент на полезную модель и 1 патент на изобретение.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, семи глав, заключения, списка литературы и приложения. Общий объем диссертации составляет 250 стр., в том числе 105 рисунков, 15 таблиц, расположенных по тексту, 8 стр. приложений. Список литературы включает 147 наименований.
Современные методы расчета упорных подшипников с неподвижными подушками
Бурное развитие газовой, химической, нефтехимической, энергетической и других отраслей промышленности привело на сегодняшний день к появлению крупных производств с большими площадями и единичными мощностями применяемого на практике оборудования. Примерами оборудования, в которых происходит сжатие различных сред, могут являться компрессоры на различные давления, паровые и газовые турбины и насосы, единичная мощность которых постоянно растет. В последние десятилетия происходит быстрое освоение и развитие нефтяных и газовых месторождений в областях, труднодоступных и удаленных от европейской части России: это Западная и Восточная Сибирь, районы Дальнего Востока и Крайнего Севера. Для перекачки углеводородов по трубопроводам в большинстве случаев применяются центробежные и винтовые компрессоры с высокими параметрами, работающие в сложных климатических условиях, приводом которых, как правило, служат газотурбинные двигатели, способные работать в автоматизированном режиме. С течением времени происходит амортизация применяемых на практике турбин, компрессоров и насосов. При обновлении оборудования к ним предъявляются новые требования, направленные на уменьшение энергопотерь при одновременном сохранении надежности их работы.
Одним из основных узлов, обеспечивающих надежную работу турбин, центробежных и винтовых компрессоров [1], насосов и других роторных машин, в которых существуют осевые силы, являются упорные подшипники скольжения, в том числе и с неподвижными подушками. При резких остановках, остановках в течение 5 часов и различных авариях происходят существенные повреждения подшипников, приводящие к отказам компрессоров (до 17,7% от общего числа) [2]. В частности 16% неисправностей центробежных компрессоров составляют выход из строя упорных подшипников [3]. Они также применяются в мультипликаторах, многовальных центробежных компрессорах и турбонагнетателях для наддува дизелей.
Уменьшение энергопотерь при сохранении надежности работы по отношению к подшипникам скольжения является неоднозначным требованием. Рост единичной мощности оборудования и окружных скоростей компрессоров приводит к возрастанию осевых нагрузок, а в тонком смазочном слое происходит выделение большого количества тепла, приводящее к существенному повышению температуры. В этих условиях значительно изменяются вязкость и плотность смазки, а также возникают термоупругие деформации поверхностей трения.
Таким образом, для учета все больше увеличивающихся факторов, влияющих на работу упорных ПС с неподвижными подушками, классические уравнения гидродинамической теории смазки приходится дополнять новыми уравнениями, позволяющими учитывать выделение и распространение тепла, изменение вязкости и плотности смазки в зависимости от температуры, а также температурные деформации элементов конструкций. Полученные системы уравнений представляют собой достаточно сложные математические модели, и для их реализации в большинстве случаев применяют численные методы.
Составной частью математической модели упорного ПС с неподвижными подушками является уравнение, описывающее геометрическую форму зазора между неподвижным и вращающимся элементами конструкции. Упорные подшипники могут быть выполнены с разным профилем рабочих поверхностей неподвижных подушек. Условия работы подшипников при этом являются различными, в т.ч. в зависимости от внешних условий работы компрессора. Наиболее применяемыми на практике рабочими поверхностями плоскоклиновых подушек являются винтовая поверхность клинового скоса и поверхность с параллельным межподушечному каналу скосом. На основании вышесказанного можно сделать заключение, что задача создания и численной реализации математической модели, учитывающей действительные процессы течения жидкости в тонком смазочном и пограничном слоях упорного подшипника при различном профилировании рабочих поверхностей неподвижных подушек, является актуальной. Поэтому решение этой задачи является основной целью настоящей диссертации.
В целом, диссертация посвящена разработке математической модели тепловых и гидродинамических процессов течения жидкости в смазочном и пограничном слоях упорного подшипника с неподвижными подушками, численной реализации и проверке адекватности разработанной модели, а также анализу результатов численных экспериментов.
Основные положения диссертации, которые выносятся на защиту:
1.ПТУГД математическая модель процессов течения жидкости в тонком смазочном и пограничном слоях упорных подшипников с параллельным межподушечному каналу скосом и её численная реализация;
2.результаты исследования характеристик упорных подшипников с параллельным межподушечному каналу скосом на основе численных экспериментов;
3.результаты проверки адекватности математической модели путем приближения к форме зазора упорного ПС с винтовой поверхностью, а также путем сравнения с данными физических экспериментов упорного ПС с параллельным межподушечному каналу скосом, проведенных на центробежном компрессоре; 4.алгоритм оптимизации упорных подшипников скольжения с неподвижными подушками двух форм зазора. Диссертация состоит из введения, семи глав, заключения, списка литературы и приложения.
Во введении приводится обоснование актуальности темы исследования, сформулированы цель и задачи работы, перечислены основные положения диссертации, которые выносятся на защиту и краткое содержание диссертации.
В первой главе проведен аналитический обзор конструкций роторных машин и нашедших в них применение упорных ПС с разным профилированием рабочей поверхности неподвижных подушек. Проведен также обзор литературы по известным методикам расчета упорных ПС с неподвижными подушками. Глава завершается выводами и постановкой задачи.
Вторая глава посвящена разработке математической модели упорного ПС с параллельным МПК скосом. Математическая модель разработана с учетом взаимного влияния смазочного и пограничного слоев, зависимости вязкости и плотности смазки от температуры, температурных деформаций подушек, а также влияния упорного диска на тепловое состояние ПС. При этом температурные граничные условия на входе в смазочный слой по направлению скольжения упорного диска становятся периодическими, и её можно назвать тепловой периодической задачей. Такая постановка задачи с периодическими граничными условиями позволяет определять температуру на входе в смазочный слой непосредственно в ходе её решения, а не задаваться ею заранее.
В третьей главе осуществляется численная реализация разработанной математической модели, т.е. выбираются сеточные области для математической модели, аппроксимируются дифференциальные уравнения Рейнольдса, энергии, теплопроводности их сеточными аналогами, рассматриваются методы их решения, проводится идентификация параметров вязкости и плотности, приводится описание алгоритма решения задачи в целом. На основе полученного решения вычисляются основные интегральные характеристики подшипника. Результаты численной реализации оформлены в виде программного приложения «Sm2Px2T. Течение жидкости в зазорах и каналах между подушками упорного подшипника» для MS Windows 98/2000/XP/Vista/7, на которое в Роспатенте получено свидетельство №2013615688 от 18.06.2013г. о государственной регистрации программы для ЭВМ.
Дифференциальное уравнение энергии для тонкого смазочного и пограничного слоев жидкости. Граничные условия
Связь между дифференциальными уравнениями (2.11, 2.12) устанавливается через такие физические свойства жидкости, как вязкость и плотность, зависящие от термодинамических параметров давления и температуры и некоторых режимных параметров.
Вязкость масла является одним из основных параметров, определяющих несущую способность, затраты энергии на трение и расходы смазки. Коэффициент динамической вязкости сильно зависит от температуры, например, при увеличении температуры от 50 до 100С уменьшение вязкости масла Тзо ГОСТ 32-74 составляет 5,4 раза.
Плотность минеральных и синтетических масел слабо зависит от температуры. Например, при изменении температуры от 50 до 100С плотность масла Тзо ГОСТ 32-74 уменьшается на 3,6 %. При рассмотрении специальных вопросов зависимость плотности масел от температуры можно аппроксимировать экспоненциальной формулой [104, 105].
Связь между дифференциальными уравнениями (2.11, 2.12), а также их граничными условиями устанавливаются также через формы смазочного и пограничного слоев, зависящих от термодинамических параметров давления и температуры, геометрии рабочей поверхности подушки и некоторых режимных параметров. Поэтому эти зависимости также присоединяем к математической модели. Толщина смазочного слоя в зависимости от координат и тепловых деформаций может быть получена методом суперпозиции в силу независимости отдельных составляющих друг от друга, т.е. устанавливая зависимости зазора от отдельных параметров и затем их складывая в общую суммарную величину зазора. Толщина смазочного слоя для случая винтовой поверхности клинового скоса неподвижной подушки описана в работе [105].
Рассмотрим неподвижную подушку подшипника, имеющую параллельный межподушечному каналу скос (рисунок 2.3). Как видно из рисунка, координаты произвольной точки Б аналогично определению координат точки приложения равнодействующей силы смазочного слоя подушки
В общем случае толщина смазочного слоя определяется также параметрами, характеризующими крутизну изменения зазора по экспоненциальной форме, параметрами перекоса подпятника, выпуклости и вогнутости рабочей поверхности подушки по направлению скольжения и в радиальном направлении и силовыми деформациями [105], которые в данной работе не учитываются. Таким образом, для подшипников с параллельным межподушечному каналу скосом в области (0 р вп) толщина смазочного слоя плоскоклиновой формы зазора с учетом тепловых деформаций определяется следующей формулой в безразмерном виде
Необходимо отметить, что течение в пограничном слое межподушечного канала предполагается ламинарным. На практике в большинстве случаев это условие выполняется [106].
На основе рассмотрения, анализа и укорочения дифференциальных уравнений, выражающих законы сохранения импульса, массы и энергии, а также использования эмпирических зависимостей свойств смазки от термодинамических параметров, формы смазочного слоя от профилирования рабочей поверхности подушки и пограничного слоя, можно сформулировать математическую модель периодической термоупругогидродинамической (ПТУГД) задачи в виде формул (2.6, 2.7, 2.9) для вычисления скоростей течения жидкости в смазочном и пограничном слоях, дифференциальных уравнений Рейнольдса (2.11) с граничным условием p\Г1 =0, энергии (2.12) с граничными условиями (2.13-2.15, 2.29-2.31), описывающих распределения давлений и температур в смазочном и пограничном слоях, функциональной зависимости (2.28) для определения температуры рабочей поверхности упорного диска, дифференциального уравнения теплопроводности (2.32) с граничными условиями (2.29, 2.33), описывающего распределение температур в теле подушки, зависимостей вязкости и плотности смазки (2.34, 2.35) от температуры, а также форм смазочного (2.42) и пограничного (2.47) слоев смазки межподушечного канала.
Выведена форма смазочного слоя для неподвижной подушки упорного подшипника (рисунок 2.3) со скосом, параллельным радиальному межподушечному каналу (2.42), с учетом тепловой деформации подушки.
В виду того, что сложность полученной математической модели не допускает возможности ее аналитического решения, определение полей давлений и температур следует выполнить применением численных методов, в качестве которых можно использовать метод конечных разностей и метод конечных элементов с применением квадратурных формул трапеций для вычисления интегралов. Эти методы, отличающиеся простотой реализации и надежностью вычислительного алгоритма, являются вполне адекватными для решения задач гидродинамической теории смазки [100, 105, 111]. Следует также отметить, что метод конечных разностей позволяет исследовать влияние различных форм смазочного слоя, разных граничных условий на характеристики подшипников, не изменяя составленной программы.
Численные методы решения уравнения энергии и теплопроводности
Как видно из графиков рисунка 4.17 и в дальнейших исследованиях, при значениях ширины клинового скоса, близких к нулю rfK « 0, и при =1 возникает отрицательная несущая способность. Это также объясняется течением жидкости в смазочном и пограничном слоях плоскопараллельных подушек подшипника, доказанное еще М.Е. Подольским [58].
Температура рабочей поверхности упорного диска Тдр (рисунок 4.18б) при изменении ffK в случае изовязкой жидкости при =0 аналогично температуре Тт монотонно снижается до предельного значения 7fK 0,31. Иначе ведет себя температура Тдр в случае переменной вязкости смазки при =1 до rfK 0,31: при всех значениях 0 наблюдаются минимум температуры Тдр при rfK = 0,15 и максимумы при ffK = 0,03 и fjK = 0,25 . Причем в целом до 7 = 0,31 уменьшение температуры при =1 происходит с более меньших значений, чем при =0. Например, температура Тдр при 0=2, =0 и ffK = 0,07 больше температуры Тдр при =1 на (1,217-0,6781) 100/0,6781=79,5%. Наличие локальных минимума и максимумов температуры Тдр можно также объяснить перестройкой течения жидкости между подушками подшипника и упорным гребнем и возрастающим влиянием с увеличением ширины скоса rjK охлаждающей жидкости межподушечного канала на температуру смазочного и пограничного слоев.
Определим зависимость коэффициента несущей способности Р и температур Тт и Tдр от безразмерной ширины клинового скоса rfK при различных значениях относительной ширины (а также кривизны) подушки . Расчеты были проведены при схожих предыдущим исходных данных с некоторыми отличиями: переменной величиной являлся параметр , и, так как при предыдущих расчетах было определено, что вязкость смазки и клиновидность слабо влияют на оптимум ширины ЛКопт, расчеты преимущественно проведены для случая вязкой жидкости при =1 и относительной клиновидности подушки f0=1,5. Поскольку величина переменная, предельное значение ширины скоса rjK д для каждого значения кривизны вычислялось отдельно. Реальное значение на практике редко превышает величину 0,3.
Как видно из графиков (рисунок 4.19а), на коэффициент несущей способности Р также сильно влияет кривизна подушки . При всех значениях кривизны подушки коэффициент Р при fjKOnm достигает одинакового максимального значения (горизонтальная пунктирная линия). Следовательно, путем оптимизации величины ширины скоса ffK при определенном значении представляется возможным достичь увеличения несущей способности упорного подшипника. При расчетах упорных подшипников радиусы Щ ий2, определяющие величину , задаются заранее.
Они определяются посадочным местом и диаметром вала, т.е. расчеты проводятся при фиксированном значении кривизны подушки . При увеличении кривая несущей способности становится более полной с более монотонным увеличением и уменьшением коэффициента Р. Это объясняется тем, что с повышением увеличивается несущая поверхность подушки из-за увеличения разности (Я2-Щ), и оптимум ширины rfKOnm отодвигается от входной кромки подушки. Следовательно, уменьшается скорость влияния на несущую способность Р ширины скоса ffK при увеличении .
Как показали расчеты, при значениях кривизны подушки а 0,2 оптимальная ширина скоса ffKOnm меньше значения ffK рад, т.е. не достигает выходной кромки подушки подшипника. Например, при =0,1 оптимум ширины rfKOnm = 0,08, а значение ffKpad = 0,0899. Однако при более высоких значениях ( т 0,2) оптимальное значение fjKOnm достигает радиального межподушечного канала, но находится вблизи точки Б (рисунок 4.16). Например, при =0,3 оптимум ширины 7fKOnm= 0,22, а значение Лкрад = 0,2069. Пользуясь графиками эквипотенциальных кривых зависимости безразмерной ширины скоса rfK от кривизны подушки при разных значениях коэффициента несущей способности Р (рисунок 4.19б), можно рассчитать размерные характеристики упорного подшипника скольжения. Как видно из графиков эквипотенциальных кривых, зависимость ширины скоса от кривизны имеет линейный характер. Эту зависимость можно выразить в виде линейной функции у = кх + в: в 0, K = tga = к.опт/ , где i- число расчетных точек.
Безразмерная критическая температура tm при различных значениях (рисунок 4.20а) ведет себя аналогично расчетам при переменных значениях s0: при малых значениях ffK до 0,03 наблюдается небольшое возрастание температуры Тт и дальнейшее достаточно резкое снижение температуры Тт до предельного значения ffK пред . В области оптимума ширины скоса rfK опт также наблюдается небольшое замедления снижения температуры. Температура рабочей поверхности диска Тдр (рисунок 4.20б) также имеет максимум и минимум, причем оптимальное значение rfK onm на экстремумы температуры влияние не оказывает. При этом температура Тдр при минимуме и максимуме понижается и возрастает до одинаковых значений (верхняя и нижняя пунктирная линия). С возрастанием относительной ширины , увеличивается площадь несущей поверхности подушки и, как следствие, площадь упорного диска. Поэтому при увеличении ширины скоса rfK кривая распределения температуры Тдр растягивается. И, соответственно, смещаются в сторону увеличения по ширине скоса ffK значения экстремумов температуры Тдр.
Выведенная форма зазора с параллельным межподушечному каналу скосом (2.42) имеет существенную особенность: при относительной ширине подушки , стремящейся к нулю ( т —» 0), когда секторная подушка в плане превращается в классическую прямоугольную подушку, а также если отбросить температурные деформации подушки, форма зазора для поверхности подушки при 0 р вп принимает постоянное число, определяемое относительной клиновидностью є0 lim 0 h =limv 0(1+ g0(1 - Г + 1)sin(стЛР))) = 1 + g0 = const. (4.5) Поэтому при заданном значении є0 и т « 0 рассматривается течение между плоскопараллельными стенками [112]. При дальнейших расчетах рекомендуется принимать значение кривизны а 0,01, поскольку, как видно из рисунка 4.20а, при этом значении и выше коэффициент несущей способности Р имеет график, соответствующий более высоким значениям , когда течение жидкости происходит при плоскоклиновой несущей поверхности подушки.
Исследование влияния формы пограничного слоя на характеристики упорного подшипника с неподвижными подушками
Для измерения осевого сдвига от -1 до +1мм и частоты вращения вала электродвигателя от 150 до 3000 мин-1 использовались вихретоковые датчики Metrix, имеющие унифицированный выходной токовый сигнал 420мА. Далее для регистрации получаемых с датчиков выходных данных применялась система онлайн мониторинга вибрации и параметров технологического процесса Metrix SETPOINT 8824, разработанная для систем защиты агрегатов, в т.ч. компрессоров. Система SETPOINT осуществляет измерение эксплуатационных характеристик компрессоров (относительная вибрация «ОВ», абсолютная вибрация «АВ», фазовый отметчик (обороты)) с выработкой сигналов аварийной и предупредительной сигнализации при выходе параметров за допустимые пределы и передает текущие значения параметров по токовой петле 4...20мА и/или по протоколу Modbus в АСУ технологического процесса (ТП). Все необходимые функции осуществляются с помощью всего четырех модулей, упрощая требования к номенклатуре запасных частей.
Давления воздуха на входе в ступень компрессора (-0,50,5кгс/см2), на выходе из ступени (02,5кгс/см2), в промежуточных сечениях проточной части и давление масла в напорном коллекторе (06кгс/см2) измерялись с помощью интеллектуальных датчиков Метран-150TG2, а перепад давлений на диафрагме (00,63кгс/см2) – с помощью датчиков Метран-150CD2. Они предназначены для непрерывного преобразования в унифицированный токовый выходной сигнал 420мА и/или цифровой сигнал в стандарте протокола HART входных измеряемых величин. Для определения температуры воздуха (-50350С) на входе и на выходе из компрессора использовались платиновые термопреобразователи сопротивления ТСП Метран-226-07 (Pt100), предназначенные для измерения температуры сред, не разрушающих материал защитной арматуры. Для определения температуры подачи масла в напорном коллекторе компрессора, температуры масла в сливном коллекторе, температуры масла вблизи опорной поверхности подушек рабочей и нерабочей сторон упорного подшипника для контроля работы компрессора использовались хромель-копелевые термопары ТХК.
Выходные сигналы от системы Metrix SETPOINT 8824, датчиков давления Метран, термопреобразователей ТСП Метран и хромель-копелевых термопар поступали в общий контроллер системы измерения бокса №4 ЗАО «НИИтурбокомпрессор им. В.Б.Шнеппа». Контроллер WAGO-I/O-SYSTEM 750 представляет собой модульную и независимую систему ввода/вывода. Она состоит из базового программируемого контроллера, узла полевой шины ETHERNET 10/100 Мбит/с и расположенных в ряд модулей ввода-вывода сигналов различной формы, которые вместе и образуют узел полевой шины. Электроника обрабатывает поступившие с модулей ввода/вывода данные и готовит их для передачи дальше по сети. Питание модулей осуществляется встроенным источником питания напряжением 24В.
Для обеспечения функций визуализации, накопления, архивирования параметров и дистанционного управления технологическим процессом в операторной АСУ ТП установлено автоматизированное рабочее место (АРМ-оператора) единого персонального компьютера с пакетом программного обеспечения Archestra System Platform 2012 with InTouch 2012 фирмы Wonderware Invensys Systems, inc. Пакет InTouch 2012 позволяет на рабочей станции оператора создавать и производить корректировку мнемосхем процесса, сохранять и восстанавливать накопленные исторические данные в виде таблиц и графиков, а также производить другие операции, связанные с инженерным интерфейсом рабочей станции.
Мнемосхемы процесса представляют собой упрощенное графическое изображение технологического процесса и его отдельных участков (рисунок 5.13). На экране рабочей станции выводятся изображения основного технологического оборудования (маслонасоса, электрозадвижки и др.) и данные о протекании процесса. Мнемосхемы позволяют оператору следить за процессом и управлять различными исполнительными механизмами. Вызов и переход между отдельными мнемосхемами осуществляется с помощью функциональных клавиш, расположенных в левой части экрана в меню проводника.
Операторский интерфейс АСУ ТП экспериментального стенда позволяет производить следующие технологические операции: - дистанционное управление пуском и остановкой маслонасоса ШГ 20 25-14/10-1-У4 ТУ26-06-1661-93 с производительностью 233л/мин и давлением на выходе 6кгс/см2; - дистанционное управление задвижкой с электроприводом, PN40, DN300; - дистанционное управление вентилятором обдува электродвигателя; - дистанционное управление частотным приводом электродвигателя. Управление маслонасосом, электрозадвижкой и вентилятором обдува осуществлялось с экрана мнемосхемы нажатием на иконку самого технологического оборудования и требуемого исполнительного механизма. При этом появлялась лицевая панель управления (рисунки 5.14, 5.15а), с помощью которой оператор может управлять необходимым технологическим оборудованием и наблюдать за его состоянием.
Управление частотным приводом электродвигателя осуществлялось также с экрана мнемосхемы путем нажатия на иконку электродвигателя и требуемого исполнительного механизма. Также появлялась лицевая панель управления (рисунок 5.15б), с помощью которой оператор может управлять частотным приводом электродвигателя, наблюдать за состоянием самого электродвигателя, а также просматривать дополнительные служебные параметры (сила тока, напряжение и др.). Частотный привод представляет собой тиристорный силовой конвертор DCS800 (20-5200А), позволяющий управлять электродвигателем постоянного тока типа МП-700-3000.
Все действия с технологическим оборудованием производятся с помощью манипулятора «мышь». Оператор напрямую управляет исполнительным механизмом, нажимая на кнопки «ОТКРЫТЬ», «ЗАКРЫТЬ». В случае обнаружения системой каких-либо неисправностей в работе рассмотренного технологического оборудования, на панели управления активизируется иконка аварии.
Методы измерения основных параметров упорного подшипника и контрольно-измерительная аппаратура
Рассмотрим подробнее измерение различных параметров. 1.Измерение осевой нагрузки Foc. Представляет собой некоторую сложность, поскольку стенд не оснащен гидравлическим поршнем, как в некоторых работах предыдущих авторов [105, 112], позволяющим определять величину осевой нагрузки через величину давления масла в камере гидропоршня. Осевая нагрузка измерялась косвенным образом: она складывалась из нагрузки от косозубого зубчатого зацепления F3 3 и нагрузки от газовых сил центробежной ступени компрессора Fz с , так как обе направлены в сторону всасывания компрессора.Суммарная осевая нагрузка определялась по формуле
