Мамедов Г.В.

 

Азербайджанская Государственная Нефтяная академия

 

 

 

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГАРАНТИРОВАННОГО НАТЯГА В УПЛОТНЕНИЯХ ТИПА МЕТАЛЛ-МЕТАЛЛ, ПРИМЕНЯЕМЫХ В ГИДРОСИСТЕМАХ И КЛАПАНАХ, ПРИМЕНЯЕМЫХ В НЕФТЕПРОМЫСЛОВЫХ                  ОБОРУДОВАНИЙ И АГРЕГАТАХ.

 

 

A guaranteed tightness within the proportional limit of stress system nascent over the assembly method of metal – metal type seals is investigated in this article. The dependence of contact pressure from tightness is gotten by variation method for metal – metal type seals in condition of mutual action of thermal and plastic deformations, which coincides with the experimental conclusions.

 

 

Уплотнения типа металл-металл применяют в нефтяных оборудованиях  и агрегатах, работающих в широком диапазоне давлений и температур [1]. Анализ применяемых конструкций гидроцилиндров, клапанов и т.д. с металлическими (углеродистых сталей, бронзой, чугуна и т.д.). Контактирующим элементам позволяется выделить те условия, чтобы при сборке (посадке) уплотнения (металлический) жесткой плитой на контактной поверхности возник­ли бы соединения, с гарантированных натягом, обеспечивающих заданные герметизации при деформациях  за пределом пропорциональности. С целью исследования влияния метода сборки на напряженное, состояние соединений с гарантированным натягом при деформациях, обеспечивающих герметизации за пределом пропорциональности.

Рассмотренным результатом исследований был принят для единой упругой и пластической областей степенной закон деформирования:

                                                    (1)

 

где  и  -механические характеристики материала;  и   - интенсивность напряжений и деформаций.

Результатом решения является принцип возможных перемещений для находящегося под внутренним давлением Р диска с наружным и внутренним радиусами, выражающемся в виде

где  - радиальные и тангенциальные напряжения и деформации  -знак вариации, переменный радиус и угловая координата; -радиальная перемещение на поверхности радиуса .

В результате решения составленного вариационного уравнения равновесия (1) с учетом (2) получена зависимость [3]:

 ;                            (3)

здесь

,

где

 

Аналогично для диска с наружным радиусом  и внутренним , находящегося под действием наружного давления Р, получим уравнение.

;                                    (4)

здесь

,

где

.

 

Рис.1. Графики зависимости вспомогательных функций для охватывающей (а) и  для охватываемой (б) деталей от характеристики материала при различной жесткости и  соединяемых деталей.

 

Для удобства расчетов вспомогательных функций и табулированы с помощью ЭВМ и представлены графиками (рис.1). Совместно условию сов­мест­ности деформации для соединения с относительным натягом имеет мес­то равенство

 

                                            (5)

где   и  радиальные перемещения внутреннего и наружного дисков у поверхности контакта.

После подстановки выражений (3) и (4) в равенство (5) получим

.

При упругопластическом деформировании только одной из деталей соединения, подставляя в уравнение (5), в зависимости по лемме для перемещения упругодеформированной детали, получим:

а) при пластической деформации охватываемой детали и упругой деформации охватывающей детали

,

где  и  - модуль упругости и коэффициент  Пуассона материала охватывающей детали; при заданном натяге давление на поверхности контакта определяется с помощью рекуррентного соотношения

 

 

 

                        (6)

б) при пластической деформации охватывающей и упругой деформации охватываемой детали.

 

,

где  и  модуль упругости и коэффициент Пуассона материала охватываемой детали.

В частном случае для упругодеформированного сплошного вала

 

;                (7)

Контактное давление в этом случае вычисляется из рекуррентного соотношения

                           (8)

Пусть, например требуется определить давление на поверхности контакта при посадке стальной втулки на сплошной вал, если диаметр сопряжения мм, наружный диаметр втулки мм, расчетный относительный натяг ; для материала вала кгс/мм2, ; для материала втулки , кгс/мм2.

По графику (рис. 1) для и находим . Учитывая, что перемещение вала по сравнению перемещения втулки, в нулевом приближении примем , что соответствует случаю . Тогда из соотношений (8) получим

что соответствует   кгс/мм2 . Далее,

 

 

что соответствует кгс/мм2. Аналогично получим и кгс/мм2;  и кгс/мм2.

Следовательно, искомое контактное давление составляет кгс/мм2 и определено с достаточной для инженерных расчетов точностью уже во втором приближении.

Определим теперь давление на поверхности контакта при посадке бронзовой втулки с наружным диаметром мм и внутренним диаметром мм в стальную ступицу с наружным диаметром мм, если кгс/мм2; кгс/мм2.

По графику (рис.1) для и найдем . Аналогично предыдущему примеру, в нулевом приближении примем , что соответствует случаю . Тогда из соотношения (6)получим

что соответствует  кгс/мм2. Затем получим

,

 

что соответствует кгс/мм2. Аналогично находим и кгс/мм2.

При исследовании было сопоставлено напряженное состояние прессовых и тепловых соединений, попарно выполняемых с одинаковыми или очень близкими натягами, в диапазоне при мм и . Во всех случаях охватываемая деталь (вал)- сплошная, одинаковой длины с охватывающей (втулкой); шероховатость поверхностей сопряжения определяется параметром.мкм, материал вала – сталь 40, втулки – сталь 35. При формировании тепловых соединений принимались меры, исключающие  появлению температурных напряжений. Запись изменения температуры деталей, производимая с помощью гибких термопар, включенных в схему самопишущего потенциометра, показало что образцы вала через несколько секунд прогревались до 180–2000С и деформация втулок начиналась при 240–2800С (рис.2).

Рис.2. Изменение температуры Т соединяемых деталей и относительно зазора – натяга  (сплошная кривая – сборочный зазор; штриховая кривая – теоретический натяг) во времени в процессе тепловой сборки при помещении вала в охватывающую деталь, нагретую до температуры, обеспечивающей сборочный зазор:

1 и 2 – температура втулки у наружного и внутреннего диаметров; 3 – температура центра вала

 

 

Рис.3. Эпюры напряжений (полных радиальных , тангенциальных , осевых  напряжений соединения и радиальных , тангенциальных  и осевых  остаточных напряжений втулки; - радиус): - прессового соединения с натягом ; б – теплового соединения с натягом

 

 

 

Напряженное состояние соединений определяли методом расточки по Заксу с применением проволочных датчиков сопротивления: при обработке показаний датчиков сопротивления; при обработки показаний датчиков учитывали особенности определения напряжений составных цилиндрах;  вычисления производили с помощью ЭВМ. При осмотре поверхностей контакта их изменений, несмотря на значительные натяги и большие усилия запрессовки, обнаружено не было.

В результате эксперимента получено распределение по радиусу охватывающей детали как полных напряжений соединения, так и напряжений втулки, оставшихся вследствие пластической деформации после удаления вала (рис.3 и 4). Во всех испытанных соединениях зафиксированы лишь упругие деформации валов. Представленные на рис. 5 диаграммы растяжения материалов сопрягаемых деталей свидетельствуют о том, что в данном интервале температур происходит изменение физико–механических свойств углеродных сталей, объясняемое быстро протекающими процессами старения при одновременном воздействии температуры и пластической деформации; при этом с повышением температуры тем же значениям деформаций соответствуют большие значения напряжения.

Из построенной на основании  записи потенциометра (см. рис. 2) кривой изменения зазора – натяга во времени следует, что наибольшее деформирование втулки при формировании соединения происходит при . Ввиду того, что коэффициенты линейного расширения материалов соединяемых деталей одинаковы, при последующем их остывании изменения напряженного состояния не происходит. С учетом этого при построении зависимости контактного давления от натяга (рис. 6) для соединений, собранных тепловым методом, в управление (6) подставляли значения, полученные при  аппроксимации степенной функцией диаграммы, растянутой при .

 

Рис.4. Распределение полных радиальных , тангенциальных  и осевых  нап­ряжений по радиусу  втулки в соединениях при сборке под прессом (а) и при тепловой сборке (б) с различными натягами :

1- 0,0011 (а) и 0,0009 (б); 2 – 0,0012 (а и б); 3 – 0,0017 (а и б); 4 – 0,0019(а и б);

    5 – 0,0022 (а) и 0,002 (б); 6 – 0,0032 (а и б);

7 – 0,0037 (а) и 0,0038 (б).

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Выводы

 

 

1. Появление зоны пластической деформации в охватывающих деталях узла уплотнения «металл–металл» из углеродистых сталей происходит при напряжениях в зоне контакта уплотнения на 20–30% ниже условного предела текучести.

2. При расчёте тепловых соединений металлической уплотнений необходимо учитывать возможное изменение физико–механических свойств материалов в процессе формирования соединения под влиянием одновременного воздействия температуры и пластической деформации. Так, при упругопластическом деформировании деталей уплотнения «металл–металл», выполненных из сталей, склонных к старению, в частности углеродистых сталей.

3. Значения остаточных напряжений во втулке уплотнения при тепловой сборки меньше чем при сборки под прессом.

4. Значения контактного давления, рассчитанные по предложенной зависимости удовлетворительно совпадают с экспериментальными данными.

 

 

 

 

Литература

 

 

1.     Берникер Е.И. Посадки с натягом в машиностроение. М. –Л., «Машиностроение», 1966, 167 с.

2.     Махонина Т.М. Расчет посадок шайб за пределами упругости при степенном упрочнении материала. – В сб. расчёты на прочность, вып. 6, М., Машгиз, 1960, с. 97–106.

3.     Долинский В.М., Лыткина Н.К. Определение контактного давления в соединениях  при  пластических  деформациях охватывающей детали. – В. сб.  Детали  машин,  вып. 12, Киев,  «Техника» , 1971, с.47-50.