В. Н. КАЗАНСКИЙ
СИСТЕМЫ
СМАЗКИ
ПАРОВЫХ
ТУРБИН
«Э Н Е Р Г И Я»
МОСКВА 1974
6П2.23
К 14
УДК 621.165-72
Г * г . ;*
ЧМ. ..»•
Ж * * • * ► СР
л-
.JL
Ч И Т/
г.| ’r jj
■iAj|A
Казанский В. Н.
К 14
Системы смазки паровых турбин. М., «Энергия»,
1974.
224 с. с ил.
В книге приведены сведения о конструкциях узлов систем смазки
и схемах маслоснабжения современных паровых турбин электрических
станций. Показано, какое отрицательное влияние оказывает аэрирован­
ное, обводненное и зашламленное масло на работу подшипников, мас­
ляных баков, насосов, маслоохладителей, фильтров, элементов гидро­
автоматики. Рассмотрены причины ухудшения эксплуатационных
свойств масла и мероприятия для обеспечения надежной, экономичной
и безопасной работы системы смазки.
Книга рассчитана на инженерно-технический персонал турбинных
цехов тепловых электрических. станций, занятый вопросами эксплуата­
ции, ремонта, наладки и модернизации оборудования масляных систем.
К О51(01)-74
©
28-74
Издательство «Энергия», 1974 г.
6П2.23
ПРЕДИСЛОВИЕ
Система смазки паровых турбин является
частью общей системы маслоснабжения и
включает в себя разнообразное оборудование.
Сюда относятся подшипники, масляные уплот­
нения, масляный бак, насосы, охладители,
маслопроводы, арматура, устройства для вен­
тиляции, фильтры, адсорберы, центрифуги
и др.
Задачей книги является систематизация
сведений и рекомендаций, необходимых для
надежной, экономичной и безопасной эксплуа­
тации систем смазки современных паровых
турбин. В книге содержится описание конст­
рукций и дается анализ основных устройств,
агрегатов и узлов систем смазки паровых тур­
бин с учетом физико-химических свойств тур­
бинного масла марки 22. Рассмотрены причи­
ны аэрации, обводнения, зашламления и окис­
ления масла при эксплуатации оборудования
турбинной установки. Показано, какое отри­
цательное влияние оказывает аэрированное,
обводненное и зашламленное масло на работу
подшипников и отдельных узлов маслоснаб­
жения. Показано и другое: как неудовлетво­
рительные конструкции подшипников, гидро­
муфт, уплотнений и другого оборудования,
сопряженного при работе с маслом, ухудшают
эксплуатационные свойства масла.
В основу книги положены материалы кур­
са лекций, читавшихся автором в Челябин­
ском филиале Института повышения квали­
фикации руководящих и инженерно-техниче­
ских работников Министерства энергетики и
электрификации СССР.
3
При создании книги был использован мно­
голетний опыт внедрения новых элементов си­
стемы смазки, накопленный Уральским филиа­
лом Всесоюзного теплотехнического института
им. Ф. Э. Дзержинского, а также другими
организациями в этой области энергетики.
В книге широко использованы опубликован­
ные работы научных сотрудников Всесоюзно­
го теплотехнического института и его Ураль­
ского филиала: В. Н. Веллера, К. И. Иванова,
Р. А. Липштейна, Е. Д. Вилянской, Л. П. Сережкиной, А. П. Жарова, Р. Н. Смолина,
Г. Т. Школьника, И. П. Богодяжа, В. Н. Зе­
ленина, А. Н. Туркина и др. Использован
в книге и зарубежный опыт конструирования
и эксплуатации элементов системы смазки па­
ровых турбин.
Это предисловие не будет полным, если не
выразить признательности сотрудникам лабо­
ратории подшипников и систем смазки паро­
вых турбин Уральского филиала ВТИ, кото­
рые приняли прямое или косвенное участие
в создании этой книги. Автор выражает глу­
бокую благодарность рецензенту Л. П. Сережкиной за ряд ценных указаний.
Автор
ВВЕДЕНИЕ
Масло, применяемое в паротурбинных установках теп­
ловых электрических станций, предназначено выполнять
следующие функции: предотвращать износ сопряженных
поверхностей трения; снижать потери мощности на тре­
ние; отводить тепло, выделяющееся при трении и пере­
даваемое от горячих деталей турбины; уплотнять вал
генератора, охлаждаемого водородом; предотвращать
коррозию элементов масляной системы; передавать им­
пульсы и перемещать исполнительные органы в системе
автоматического регулирования и защиты турбины.
Общее масляное хозяйство паротурбинной установки
состоит из следующих систем: смазки подшипников тур­
бины и генератора; уплотнения вала генератора; регу­
лирования и защиты турбины; смазки и регулирования
питательных агрегатов; приема, хранения и регенерации
масла. В ряде случаев из общей масляной системы вы­
деляются отдельные ее составляющие. Например, на не­
блочных электростанциях система смазки и регулирова­
ния питательных агрегатов является автономной. На
турбинах большой мощности (300 МВт и более) выделе­
на система регулирования, содержащая вместо обычного
нефтяного масла огнестойкие жидкости или конденсат.
Рассмотрим принципиальную схему циркуляционного
маслоснабжения паротурбинной установки современно­
го энергетического блока (рис. В-1).
Масло из главного бака 1 центробежным насосом 7
с приводом от электродвигателя переменного тока пода­
ется через маслоохладители 8 в напорный коллектор 3,
откуда оно распределяется па смазку подшипников 19,
23, 24 главной турбины, подшипников 26, 28 генератора
и возбудителя, подшипников турбины 16 и питательного
турбонасоса 15, электродвигателя 10, редуктора 12 и пи­
тательного электронасоса 13, на смазку вспомогатель­
ных механизмов (резервного возбудителя 14, валоповоротного устройства 25 и др.), в систему регулирования
17 турбонасоса и на гидромуфту 11 питательного элек­
тронасоса (через клапан 9).
•При неисправностях масляного насоса 7 или его при­
вода в работу включается автоматически резервный на­
сосный агрегат 6. Обычно насосы 6 и 7 работают попе­
ременно. При потере напряжения на шинах собственных
5
О
нужд, когда насосы 6 и 7 отключаются, турбина ведется
на останов, причем масло подается от аварийных насо­
сов 2 и 5, подключенных к шинам аккумуляторной бата­
реи. Эти насосы по сравнению с основными имеют по­
ниженные подачу и напор, поэтому подключаются к рас­
пределительному коллектору помимо маслоохладителей
8 и гидромуфты 11 (обратный клапан 4 отсекает поток
масла от насосов 2 и 5 к гидромуфте И, не нуждающей­
ся в масле в рассматриваемой аварийной обстановке).
Масло к подшипникам турбины, генератора и возбу­
дителя поступает из индивидуальных бачков 22, распо­
ложенных в крышках картеров подшипников. На линии
21 основного подвода масла ко вкладышу установлена
диафрагма 18, определяющая необходимый расход мас­
ла. В бачке расположена трубка 20 с дозирующими от­
верстиями на ее поверхности для подачи ограниченного
количества масла к подшипнику во .время аварийного
выбега ротора турбины при отключенных насосах смаз­
ки. Такая необходимость возникает, например, при вос­
пламенении масла, попавшего через разорванный масло­
провод на горячие детали турбины.
Современные генераторы электрического тока имеют
водородное охлаждение обмоток. Для предотвращения
прорыва водорода наружу генератор 30 снабжен систе­
мой масляных уплотнений мест прохода вала через
крышки статора. Эта система содержит автономные на­
сосы 32 (два с электроприводом переменного тока и один
постоянного), маслоохладитель 33, фильтр 36, регулято­
ры 35, 34 давления уплотняющего н прижимного масла,
демпферный бак 29, выполняющий те же функции, что
п индивидуальные бачки 22 для подшипников турбины
и генератора; уплотнения 27 вала генератора, сливные
маслопроводы с гидравлическими затворами 31 и 41.
Масло, циркулирующее через исполнительные эле­
менты (подшипники, гидромуфту, уплотнения и др.),
нагревается, смешивается с воздухом, обводняется, окис­
ляется, загрязняется шламом и другими примесями. От­
работанное масло сливается в коллекторы 37, 39, 40 и
поступает в отсек 48 для «грязного» масла в байе 1.
В этом баке установлены плоские сетки 50 для предва­
рительной очистки масла, аварийный перелив 49, много­
ярусный пакет наклонных перегородок 51 для интенси­
фикации выделения пузырьков воздуха и осаждения прищерей, плоские сетки 52 для окончательной фильтрации
7
масла, защитный козырек 53 для предотвращения захва­
та вспененного масла из верхних слоев бака. Избыток
масла, т. е. разница между подачей насоса и фактиче­
ским потреблением масла исполнительными механизма­
ми, возвращается в бак через маслосбрасывающий кла­
пан 38, автоматически поддерживающий постоянное
давление «до себя». Это масло раньше прошло очистку,
фильтрацию и охлаждение, поэтому его направляют
сразу в «чистый» отсек (к козырьку 53) или в промежу­
ток между пакетом 51 и фильтром 52.
Шлам, вода, механические примеси, выделившиеся
из масла, сползают по наклонному днищу в нижнюю
точку бака, откуда периодически удаляются. К этой жеточке присоединены линия 54 для аварийного опорож­
нения масла и маслоочнстптельная машина, содержа­
щая центробежный сепаратор 47, электронагреватель
с вакуумным бачком, фильтр-пресс 46. Иногда сюда же
подключается адсорбер 45 для непрерывной регенерации
масла. Обычно же адсорбер подключается на ответвле­
нии от масляной магистрали перед маслоохладителя­
ми 8.
Из масла выделяются газы (водород, углекислота,
летучие продукты окисления, увлеченный и растворен­
ный воздух). Для удаления их служат центробежный
вентилятор 44 и атмосферная труба 43. Чтобы вентили­
ровать сливные маслопроводы генератора, применяются
второй аналогичный вентилятор (на рис. 1 он не показан)
и труба 42 для аварийного выпуска водорода в атмо­
сферу.
Схема масляных коммуникаций усложняется при
объединении системы смазки и регулирования, предъяв­
ляющей повышенные требования к чистоте масла. Шлам,
смолистые продукты окисления масла, ржавчина вызы­
вают явление застойной нечувствительности, закупори­
вают дроссельные шайбы, заклинивают золотники. Воз­
дух, содержащийся в масле в виде пузырьков, снижает
скорость передачи гидравлических импульсов, вызывает
пульсацию давления в проточных линиях, уменьшает за­
пас устойчивости системы регулирования. Сама система
регулирования может ухудшать масло: нагревать его,
вспенивать, обводнять, например, через неплотные силь­
фоны регуляторов давления отборного пара. Таким об­
разом, в процессе эксплуатации конкретных узлов паро­
турбинной установки происходит ухудшение качества
масла, вызванное несовершенством конструкций под­
шипников, уплотнений, гидромуфт, сливных трубопрово­
дов, регуляторов. Однако и неудовлетворительная очи­
стка масла от примесей, недостаточное охлаждение или
неоптимальное распределение его по ветвям системы
ухудшают работу тех же подшипников, гидромуфт, уп­
лотнений, регуляторов. Существует взаимосвязь между
аэрацией, обводнением, загрязнением и окислением мас­
ла, обусловленная кондицией самого масла. Нестабиль­
ное к окислению масло быстро «стареет», ухудшает де­
эмульгирующие свойства, более склонно к вспениванию,
содержит много шлама. Интенсивно вспененное масло
не успевает освободиться от пузырьков воздуха в баке,
и к насосу поступает масловоздушная смесь. При сжа­
тии воздуха в насосе резко повышается температура пу­
зырьков. Выделившееся тепло, несмотря на ничтожно
малую величину и кратковременность воздействия, суще­
ственно катализирует окисление масла. Пройдя насос,
сжатые пузырьки постепенно растворяются, а содержа­
щиеся в воздухе примеси (пыль, зола, водяной пар)
переходят в масло, загрязняя и обводняя его. Все это
приводит к дальнейшему ухудшению качества масла,
снижению надежности и экономичности элементов мас­
ляной системы и всего паротурбинного агрегата.
В этой книге сделана попытка рассмотреть взаимо­
связанные вопросы: как и почему ухудшаются эксплуа­
тационные свойства турбинного масла, как неудовлет­
ворительная конструкция отдельных узлов турбины спо­
собствует «старению» масла и, наоборот, как неудовлет­
ворительное по качеству масло усложняет эксплуатацию
турбин и деталей, сопряженных в процессе работы
с маслом, и элементов маслоснабжения. (насосов, баков,
фильтров, охладителей и др.). В книге изложены реко­
мендации по предотвращению загрязнения и по очистке
уже загрязненного масла. Основной упор сделан на
изложение вопросов, связанных с системой смазки под­
шипников паровых турбин, поскольку другие аспекты
затронутой темы (регулирование турбин, уплотнение ва­
ла генератора, регенерация масла) обстоятельно описа­
ны в литературе [Л. 16, 43, 145].
Преимущественное внимание уделено рассмотрению
эксплуатационных свойств турбинного масла марки. 22,
поскольку это масло наиболее широко применяется в па­
ротурбинных агрегатах.
9
ГЛАВА
ПЕРВАЯ
КОНСТРУКЦИИ И УСЛОВИЯ РАБОТЫ ДЕТАЛЕЙ
ТУРБОАГРЕГАТА, СОПРЯЖЕННЫХ С МАСЛОМ
1-1. ВИДЫ ТРЕНИЯ И РЕЖИМЫ СМАЗКИ
По современным воззрениям внешнее трение является
результатом смешанного механического и молекулярно­
го взаимодействия соприкасающихся поверхностей. Меж­
ду телами, находящимися в контакте, возникает связь
за счет взаимно зацепившихся или внедрившихся не­
ровностей (шероховатостей). В возникновении силы тре­
ния существенную роль играют и молекулярные силы,
действующие между поверхностями.
Различают следующие виды трения: чистое (ювениль­
ное), граничное и жидкостное [Л. 105]. Ювенильное тре­
ние характеризуется отсутствием всякой смазки на аб­
солютно чистых, не защищенных какими-либо пленками
поверхностях. Оно может быть создано искусственно
в условиях тонкого физического эксперимента. В прак­
тических условиях ювенильное трение возникает на
отдельных участках трущихся поверхностей, обнажив­
шихся при удалении поверхностных пленок при износе.
Для граничного трения характерно образование на
сопряженных поверхностях несущего моно- или мультимолекулярного слоя смазочного вещества. Сопротивле­
ние сдвигу между слоями граничной смазки значитель­
но меньше, чем сопротивление сдвигу ювенильных по­
верхностей.
Механизм снижения смазочным маслом граничного
трения основан на свойствах граничных пленок: а) пере­
носить (полно или частично) из металла в пленку сдвиг,
возникающий при движении трущихся поверхностей, и
уменьшать тем самым механическую составляющую си­
лы трения (рис. 1-1,а, б); б) ослаблять (экранировать)
10
силовое поле твердых поверхностей и тем самым умень­
шать адгезионную составляющую силы трения.
Разновидностью граничного трения считают «сухое»
трение тел, хотя специально и не смазываемых, но все
же покрытых тонкими пленками окислов, предупрежда­
ющих непосредственный контакт.
Граничное трение в чистом виде может быть только
на незначительных участках. Обычным же видом трения
при невозможности жидкостной смазки является сме-
Рис.
1-1.
Влияние масла на характеристики трения скольжения
[Л. 105].
и —• суммарная толщина # £ пленок меньше высоты неровностей Rz, одна по­
верхность внедрена в другую на глубину h (при трении деформируется плен­
ка и металл); б — суммарная толщина пленок
больше высоты неровно­
стей R z\ взаимного внедрения поверхностей нет; между вершинами неровно­
стей есть зазор h', заполненный пленками; а —диаграмма Герси—Штрибека;
г — схема возбуждения давления в клиновом зазоре; д — течение Куэтта; е —
течение Пуазейля; ж — результирующий профиль скоростей в смазочном за­
зоре.
11
шанное трение, характеризуемое сосуществованием на
смежных участках поверхности сухого, граничного, полужидкостного, жидкостного, а в отдельных точках и
ювенильного видов трения. Обычно такое трение назы­
вают «трением при несовершенной смазке». Оно возни­
кает в узлах при больших удельных нагрузках и малых
скоростях скольжения, при пониженной вязкости под­
водимой смазки, при пуске и остановке механизмов, при
перекосах вала, при скудной смазке.
Жидкостное трение возникает в том случае, когда
сопряженные поверхности разделены достаточно толс­
тым слоем масла, препятствующим зацеплению неровно­
стей.
Для выражения величины сопротивления трению в за­
висимости от приложенной нагрузки применяется услов­
ная эмпирическая характеристика—-коэффициент тре­
ния
f = F /P ,
(1-1)
где F — сила трения; Р — нормальная нагрузка. Форму­
ла (1-1) выражает известный закон Амонтона, устанав­
ливающий линейную зависимость между силой трения
и нагрузкой, нормальной к поверхности трения. Эта за­
кономерность соблюдается лишь в ограниченном диапа­
зоне нагрузок и скоростей, поэтому при пользовании ею
выбирают величину f, наиболее соответствующую част­
ным условиям трения.
Перечисленным видам трения— граничному, жидко­
стному — соответствуют одноименные режимы смазки;
граничный и жидкостный.
Режим смазки может быть воспроизведен эмпириче­
ской зависимостью коэффициента трения f от безраз­
мерного параметра Х=рм1рп, где р — коэффициент ди­
намической вязкости масла, и — скорость скольжения,
рп — погонная нагрузка. Эта зависимость выражается
диаграммой (рис. 1-1,в), предложенной Герси — Штрибеком для изотермических условий трения [Л. 105].
Пересечение кривой f(X) с осью ординат в точке А
дает значение статического коэффициента трения (при
трогании детали, например вала, с места). При малых
значениях параметра X коэффициент трения остается
практически постоянным (участок АБ), а затем наблю­
дается резкое его падение, что соответствует переходу
от сухого трения к полусухому и далее к граничному и
полужидкостному (левая ветвь кривой). Правая ветвь
12
кривой В Г соответствует режимам чисто жидкостного
трения.
В последнее время в связи с развитием эластогидродинамической теории смазки классическое деление на
два основных вида смазки (граничная, жидкостная)
изменилось. Ранее считалось, что сразу же после разру­
шения гидродинамической пленки возникает граничная
смазка, при которой трение и износ резко возрастают.
Позднее было показано, что возрастание трения после
разрушения гидродинамической смазки не обязательно
характеризует переход к граничной смазке. Существует
промежуточная область смазки, несущий масляный
слой при которой образуется между упругодеформируемыми твердыми поверхностями. Основное влияние на
такой слой оказывают изменение вязкости в зависимо­
сти от давления (при этом увеличение вязкости может
достигать 3—4 порядков) и модуль упругости материала
деталей. Такой режим смазки называется эластогидродинамическим (вязкоупругим), квазигидродинамическим, при котором антифрикционные свойства материа­
лов и маслянистость смазки (см. § 3-6) имеют второсте­
пенное значение. Эластогидродинамика охватывает
область смазки от тяжелонагруженных элементов ма­
шин (шестерен, подшипников качения) до мягких уплот­
нений и подшипников скольжения. И лишь только после
разрушения эластогидродинамической пленки наступает
граничное трение (или смешанное) [Л. 91].
В стационарных турбоагрегатах применяют подшип­
ники скольжения. Использование подшипников качения,
несмотря на многообразие их типоразмеров и высокое
качество изготовления, оказывается в данном случае
нерациональным, а иногда и невозможным. В частности,
подшипники качения недостаточно долговечны, они нена­
дежны при высоких окружных скоростях и динамиче­
ских нагрузках, непригодны в тех случаях, когда для
удобства монтажа и демонтажа турбины нужны разъем­
ные опоры.
Для смазки подшипников скольжения турбомашин
применяют жидкости (минеральные или синтетические
масла, воду [Л. 160]), пар или газ. В современных тур­
бомашинах для смазки подшипников преимущественно
применяется масло нефтяное или синтетическое.
Подшипники турбоагрегатов фиксируют надлежащее
положение вращающегося водопровода относительно
13
неподвижных деталей статора и воспринимают различ­
ные по характеру действия и направлениям нагрузки:
силу собственного веса ротора; усилия от неуравнове­
шенного давления пара на лопатки, диски и другие дета­
ли ротора; окружные усилия; центробежные силы не­
уравновешенной массы ротора; нестационарные возму­
щающие газодинамические силы в проточной части тур­
бины и электромагнитные в генераторе, другие цикличе­
ские нагрузки.
Опорные подшипники воспринимают радиальные на­
грузки и определяют необходимые радиальные зазоры
в уплотнениях, в проточной части, между ротором и ста­
тором генератора.
Упорные подшипники воспринимают осевые нагруз­
ки, действующие на валопровод, и обеспечивают необ­
ходимые зазоры в осевом направлении.
При работе турбоагрегата в режиме тихоходного
валоповорота (при пуске или останове турбины), а так­
же во время некоторых аварий (чрезмерный перекос
вала, перерыв в подаче масла) в подшипниках возника­
ет трение при несовершенной смазке. При нормальной
же эксплуатации турбоагрегата сопряженные поверхно­
сти трения (шейка вала и вкладыш опорного подшипни­
ка, упорный гребень и колодки упорного подшипни­
ка) полностью отделяются слоем масла, обеспечиваю­
щим жидкостное трение.
Жидкостная смазка создается двумя эффектами:
гидродинамическим и гидростатическим; гидродинами­
ческий заключается в самопроизвольном создании гру­
зоподъемного масляного слоя между сопряженными по­
верхностями скольжения в результате затягивания мас­
ла в клиновой зазор без приложения внешнего давле­
ния; гидростатический возникает в результате приложе­
ния к масляному слою внешнего давления.
В подшипниках турбомашин используется в основном
гидродинамический эффект возникновения избыточного
давления в клиновом зазоре (Л. 72].
Рассмотрим две плоскости D, Н (рис. 1-1,г), одна
из которых Н неподвижная, а другая D скользит со
скоростью и. Зазор между плоскостями заполнен мас­
лом. Высота щели на входе масла hi больше, чем на
выходе h2. Примем вначале, что распределение скоро­
стей по высоте зазора имеет линейный характер. По­
верхность D увлекает за собой параллельные слои масла:
14
Первый (прилегающий к ней) — в результате адсорб­
ции и механического взаимодействия неровностей, сле­
дующий— в силу вязкости. На неподвижной поверхно­
сти Я скорость масла равна нулю, на поверхности D
равна и, средняя скорость равна и/2. Секундный рас­
ход масла на единицу ширины плоскости Я (ширина
измеряется перпендикулярно к плоскости чертежа) во
входной щели равен -тц-uhi, а в выходной щели
uh2.
Так как hi>.h2, то секундный расход масла на входе
в клин получается больше расхода на выходе, что про­
тиворечит условию неразрывности течения (масло при­
нимается несжимаемым). Положение автоматически
выправляется тем, что в смазочной щели возникает дав­
ление. На входе в клин поток масла должен преодоле­
вать положительный градиент давления. Это ограничи­
вает расход входящего в щель масла, вызывая искаже­
ние профиля скоростей: вместо прямолинейного профи­
ля образуется вогнутый криволинейный. На выходе из
клина давление усиливает истечение масла из щели,
превращает линейный профиль скоростей в выпуклый,
вследствие чего расход вытекающего масла становится
больше
~2-uh2.
Искривление профилей скоростей идет непрерывно
от начала образования клина до его конца; давление
между плоскостями Я и Я устанавливается так, чтобы
расход масла всюду оставался постоянным, т. е. чтобы
площади под кривыми скоростей масла во всех попереч­
ных сечениях масляного слоя были одинаковыми. Ли­
нейный профиль скоростей существует только в щели
высотой h0, где давление достигает максимального зна­
чения (производная др/дх равна нулю, градиент давле­
ния отсутствует). В итоге в зоне контакта трущихся по­
верхностей происходит сложение двух видов течения
масла:
возбуждаемого движением поверхности D
(рис. 1-1,д) относительно поверхности Я с нулевым гра­
диентом давления (течение Куэтта, характеризующееся
линейным профилем скорости масла) и создающегося
под действием градиента давления (рис. 1-1,е), которое
развивается в масляном слое (течение Пуазейля, харак­
теризующееся параболическим профилем скорости мас­
ла). Результирующий профиль скорости масла при сме­
шанном течении показан на рис. 1-1,ж.
15
Если бы не было суживающего масляного клина (при
параллельности поверхностей Н и D — на рис. 1-1,а), не
было бы и надобности в образовании градиентов давле­
ния и вызываемого ими искажения профиля скоростей.
Давление масла между плоскостями оставалось бы по­
стоянным, равным окружающему давлению среды:
плоскость Н не могла бы нести никакой нагрузки. Таким
образом, наличие суживающего зазора между поверх­
ностями приводит к самопроизвольному появлению не­
сущей способности масляного клина без приложения
внешнего давления. В некоторых случаях подшипник
с параллельными поверхностями скольжения может все
же нести нагрузку. Так происходит при нагреве масла,
протекающего через постоянный зазор. Объем вытека­
ющего нагретого масла должен быть равен объему по­
ступающего холодного, что возможно лишь при возник­
новении градиентов давления, ограничивающих приток
и усиливающих истечение масла из щели, как это про­
исходит и в нормальном клиновом подшипнике. Этот
эффект называется «тепловым клином» [Л. 72, 105].
При гидростатической смазке необходимый градиент
давления в зазоре создается путем подачи масла от на­
соса высокого давления. В зазоре возникает течение
Пуазейля с параболическим профилем скоростей. Отно­
сительное движение одной из сопряженных поверхностей
становится необязательным. Жидкая масляная прослой­
ка будет существовать даже при невращающемся вале
[Л. 105].
В тонком смазочном слое подшипника при невысо­
ких скоростях скольжения устанавливается, как прави­
ло, ламинарное течение масла. В мощных паровых тур­
бинах (300 МВт и более) роторы вынуждены переда­
вать огромные крутящие моменты, вследствие чего
возникла необходимость применять опорные подшипни­
ки с весьма большими диаметрами расточек вкладышей
(420—600 мм и более). Окружные скорости шеек валов
при этом достигают 66—94 м/с (при частоте вращения
вала 3 000 мин-1) . В таких крупногабаритных подшип­
никах в смазочном слое возникает турбулентный режим
течения масла.
Процесс возникновения турбулентности может быть
представлен следующим образом. При относительно не­
большой скорости вращения вала частицы масла имеют
круговую траекторию. С увеличением этой скорости
16
слой Масла, находящиеся вблизи шейки вала, начинают
перемещаться к расточке вкладыша под действием цен­
тробежных сил, и при определенном числе Рейнольдса
в масляном слое возникают правильно чередующиеся
вихри с левым и правым вращением и с осями, парал­
лельными направлению окружной скорости вала. Такую
картину впервые наблюдал Тейлор [Л. 72] при изучении
движения жидкости между двумя концентрическими
цилиндрами, из которых внутренний вращался. Им же
теоретически исследовано условие возникновения таких
вихрей и получено совпадение теории с экспериментом.
Это условие может быть представлено в таком виде:
Ре:
^
120v
41,5
ГФ ’
( 1- 2)
где Re — число Рейнольдса; D диаметр шеики вала, м; п — частота вращения вала, мин~1' ф — относительный диаметральный зазор; v — кинематическая вяз­
кость масла, м2/с.
Для турбинных подшипников обычно ф = 0,0025, по­
этому появление турбулентности следовало бы ожидать
при R e—830. Однако более поздние эксперименты дали
основание сделать вывод о том, что нарушение ламинарности задерживается из-за эксцентричного расположе­
ния шейки вала в расточке подшипника. М. Ниэл и
П. Ляв, исследуя работу быстроходного подшипника
с цилиндрической расточкой, установили, что критиче­
ское число Re, подсчитанное по кинематической вязко­
сти масла при температуре на выходе его из подшип­
ника, оказалось равным 1 300. Испытания крупногаба­
ритных подшипников на стенде УралВТИ показали, что
критическое число Re, определенное по среднеинтеграль­
ной вязкости смазочного слоя, равно 2 000. Следует
подчеркнуть, что для довольно большой области чи­
сел Re, превышающих значения, вычисленные по фор­
муле (1-2), вихри остаются устойчивыми и течение
сохраняется ламинарным. При R e> 2 000 в подшипнике
лишь нарушается ламинарный режим течения масла и
наступает переходный, а развитая турбулентность появ­
ляется, по-видимому, при значительно^бшшдщх—ч-и&
лах Re.
Г»-.:. п*$енч***
чау-к» техническая
2—501
5и***чт*ка v-'JtLP
l 4
Оo t/S
&
экзем п л яр
|ИТд ЛЬ. :ГЧГ0 ДА ЛА
1-2. ОПОРНЫЕ ПОДШИПНИКИ
а] Конструкции опорных подшипников
Опорный подшипник состоит из корпуса (картера),
вкладыша и крышки. Корпус устанавливается отдельно1
от цилиндра турбины и, кроме того, нередко отгоражи­
вается тепловыми экранами. Вкладыш подшипника со­
стоит из двух половин, скрепленных по разъему болтами.
Внутренняя поверхность вкладыша заливается бабби­
том и расточивается. Известно большое количество
типов расточек вкладышей (рис. 1-2). Наиболее часто
применяют цилиндрическую и овальную (двухцентро?
вую) расточки, реже — трехклиновую, четырехклиновую,
спиральную и др. Цилиндрическая расточка является
наипростейшей, но она не всегда обеспечивает надле­
жащую виброустойчивость шейки вала на масляной
пленке |[Л. 72, 130]. При овальной расточке в верхнем
вкладыше образуется дополнительный масляный клин,
отжимающий вал к нижнему вкладышу: возникшая
вибрация вала будет гаситься за счет демпфирующих
свойств обоих клиньев. При многоклиновой расточке
образуется ряд масляных клиньев, нагружающих вал
со всех сторон, что повышает устойчивость шипа на
масляной пленке.
Опорный подшипник характеризуется следующими
геометрическими размерами: диаметром вала D, диа­
метром расточки вкладыша Do, длиной опорной части /,
диаметральным вертикальным 2бв и боковым 2бг. зазо­
рами, толщиной прокладки 2Д, устанавливаемой в разъе­
ме вкладыша при расточке овального подшипника
(рис. 1-3); кроме того, задаются безразмерные харак­
теристики: относительная длина опорной части вклады­
ша IjD, относительный вертикальный
—26B/D и боко­
вой (горизонтальней) фг= 2 б г/П зазоры, коэффициент
формы расточки вкладыша
23„
23г
Д -р За
(1-3)
Зазоры в подшипниках в большинстве случаев вы­
бираются исходя из того, чтобы обеспечить расход мас­
ла, достаточный для отвода тепла при сравнительно
1 Со стороны выхлопной части ЦНД конденсационных турбин
корпус подшипника устанавливается заодно с цилиндром.
18
небольшом нагреве. В некоторых подшипниках верти­
кальный зазор ограничивается условием устойчивости
масляной пленки. Для турбинных подшипников с цилин­
дрической расточкой вкладыша принимают ч|)в= 0,0013 =
0,002; -фг=трв; т = 0; для подшипников с овальной
расточкой ч|)в= 0,0012 -г- 0,0015; ipr= 0,002 = 0,0025; т —
= 0,45ч-0,75. Отношение IjD принимается равным 0,7—
Й-Й
Рис. 1-2. Типы опорных вкладышей,
а — с цилиндрической расточкой; б — с верхней канавкой; в —с верхним усту­
пом; г — с двухцентровой (овальной) расточкой; д — с трехклиновой; е —
С двухступенчатой; ж — со спиральной расточкой; з — сегментный; и — с пла­
вающей втулкой; к — плавающая втулка с пружинящими опорными поверхно­
стями; л — эпюра давления масла во вкладыше типа к.
2*
19
0,8 для обычных и 0,5—0,6 для крупногабаритных под­
шипников, работающих в режиме турбулентной смазки
{Л. 169].
Процесс, протекающий в подшипнике при оптимальных усло­
виях жидкостного трения, можно проиллюстрировать следующим
Рис. 1-3. Положение центра шипа в расточке опорного вкладыша.
а — положение неподвижного шипа; б — всплытие шипа в цилиндрической рас­
точке вкладыша; в — схема обработки овального вкладыша; г — соотношение
между углами и эксцентриситетами в овальном вкладыше; д — кривые равно­
весных положений центра шипа. Расточка вкладыша: 1—4 — овальная; 5 — ци­
линдрическая; 6, 7 — ступенчатая (рис. 1-2,е); J/D-1. Коэффициент формы рас­
точки т: i — 0,85; 2 — 0,75; 3 — 2/3; 4 — 0.55; 5 — 0; 5 — 0,8; 7 — 2/3; 8 — полу­
окружность.
go
образом: в состоянии покоя шейка вала (шип) занимает в расточке
вкладыша положение, показанное на рис. 1-3,а. Центр шипа Оi рас­
полагается непосредственно под центром подшипника О на верти­
кальной линии действия нагрузки Р. В нижней части зазор отсут­
ствует, на диаметрально противоположной стороне образуется ма­
ксимальный зазор 26п. При скорости скольжения шипа около 1 м/с
между валом и расточкой вкладыша образуется клиновой сма­
зочный слой. Центр шипа смещается в сторону вращения в точку
Ог (рис. 1-3,6). В плоскости, проходящей через ось подшипника и
линию центров 0 0 2, смазочный слой имеет минимальную толщину
Амин, достаточную, однако, для полного отделения поверхностей
вала и вкладыша. Положение центра шипа в расточке вкладыша
однозначно определяется углом нагрузки ф и абсолютным эксцен­
триситетом е —ООг. Отношение % = е/бг называется относительным
эксцентриситетом. Для подшипника с цилиндрической расточкой ве­
личина ймпн определяется следующим выражением:
Амин= 8в (1 —х) = 4~ '1'°d (1—х):
О"4)
для подшипника с овальной расточкой известна зависимость
6\
^мин = ^гО
’ Хьз)* г ^е 7л = д
62
§в *
= д _|_
— относительные эксцентриситеты соответственно нижней и верхней
половин вкладыша, вычисляемые по формулам !(рис. 1-3,в, г):
%1 = У хг + Дг - f
cos <р;
Хг = V Хг..+ дг — 2ХД cos f,
При дальнейшем повышении скорости скольжения центр шипа
продолжает подниматься, смещаясь одновременно в сторону вра­
щения вала. Последовательные положения, занимаемые центром
шипа при повышении скорости, образуют кривую подвижного рав­
новесия. При положении центра шипа на этой кривой внешняя на­
грузка уравновешивается гидродинамическими силами, возникаю­
щими в смазочном слое.
Для подшипников с цилиндрической расточкой кривая подвиж­
ного равновесия незначительно отличается от полуокружности с диа­
метром, равным 6В (рис. 1-ЗД). Для подшипников с овальной рас­
точкой эти кривые имеют сплюснутую форму, причем боковое сме­
щение шипа увеличивается по мере уменьшения коэффицента фор­
мы т.
На работу опорного подшипника большое влияние
оказывают места подвода и отвода масла, а также
организация распределения масла по шейке вала внут­
ри вкладыша [Л. 21, 22, 74]. При подводе масла со сто­
роны сужения масляного клина (точка Б , рис. 1-2,а )
холодное масло из канавки попадает сразу в клин, но
верхний зазор может не заполниться маслом, и охла­
ждение шейки вала будет недостаточным. Если требу­
ется интенсивное охлаждение шейки вала, такой подвод
масла не желателен. При подводе со стороны выхода из
масляного клина (точка В, рис. 1-2,в, г) масло из канав­
ки вначале поступает в верхнюю половину вкладыша,
охлаждает шейку вала и затем затягивается в клино­
видный зазор в нижней половине вкладыша. Для уве­
личения расхода масла во вкладышах делается развал Р,
т. е. плавный переход от канавки к рабочей поверхно­
сти, который не доходит до торцов вкладыша и поэтому
не увеличивает слив масла в осевых направлениях.
С диаметрально противоположной стороны вкладыша
тоже делается развал для улучшения условий питания
масляного клина.
Для увеличения потока масла через верхний вкла­
дыш с целью интенсивного охлаждения шейки вала
иногда делают маслораздаточную полукруглую канав­
ку К (рис. 1-2,6), проходящую посредине верхнего
вкладыша. Однако эта канавка снижает эффективность
верхнего масляного клина в подшипниках с овальной
и многоклиновой расточками, поэтому в ряде случаев,
главным образом с целью повышения устойчивости вала
на масляной пленке, отказываются от ее применения
(Л. 21, 22]. Тогда масло подводится к вкладышу по
внутренним каналам к началу образования каждого
клина (рис. 1-2,г—е).
б) Рабочие характеристики опорных подшипников
Для установившегося режима работы подшипника внеш­
няя нагрузка уравновешивается гидродинамическими
силами. Несущая способность (грузоподъемность) под­
шипника может быть найдена из выражения
p = q D l = - ^ - r - 0 a^lmDl,
2+г
(1-5)
где q= P/D l — условная удельная нагрузка; со— частота
вращения вала; jlii — коэффициент динамической вязко­
сти масла при начальной температуре (т. е. на входе
в подшипник); Фя — безразмерный коэффициент нагру­
женное™, зависящий от типа подшипника, отношения
1/D и относительного эксцентриситета %. Качественный
22
Характер изменения Фн от % и 1/D показан на рис. 1-5.
Числовые значения Фн для некоторых подшипников
приведены в приложении 1.
С учетом возможности существенных отклонений от
нормальных нагрузок (при расцентровке роторов, рез­
ком возрастании динамической нагрузки и др.) опорные
p,t,h
s
I
Рис. 1-4. Распределение гидродинамических давлений р и температу­
ры баббита t по развертке окружности (я) и длине (б) опорного
вкладыша с овальной расточкой.
Индексы 1—4 при р, t, h относятся к удельным нагрузкам: 1 — q{\ 2 —
Qi {Q2 >Q\)', 3 — qi (вал без перекоса); 4 — qx (вал с перекосом).
подшипники проектируются со значительным запасом
по несущей способности. Экспериментальные данные и
опыт эксплуатации показывают, что если в нормальных
условиях величина удельной нагрузки q не превышает
(20-Г-25) • 105 Па, этот запас вполне достаточен1. Чаще
же принимают q = (10ч-15) • 105 Па, при этом больше
заботясь о надежной работе подшипника в режиме
тихоходного валоповорота (см. § 1-4).
1 Исследования Института машиноведения АН СССР показали
возможность надежной работы подшипников, например для валков
прокатных станов, при 9 = 2 2 0 - 105 Па.
23
Несущая способность подшипника зависит от харак­
тера распределения гидродинамических давлений в сма­
зочном слое. На входе в клиновой зазор и на выходе
из него давление обычно близко к атмосферному
(рис. 1-4,а). Максимальное давление приходится на уча­
сток, смещенный от вертикальной оси в сторону враще­
ния вала. Распределение давлений по длине подшипника
(при отсутствии заметного перекоса вала) близко к па­
раболическому при средней величине показателя степе­
ни параболы примерно 2,5. Характер эпюр давлений по
окружности вала зависит от
многих взаимосвязанных фа­
кторов: положения шипа ib рас­
точке вкладышей, направления
действия силы, формы вклады­
ша, границ начала и конца
смазочного слоя, места подво­
да, расхода и температуры ма­
сла, а также содержания в нем
посторонних примесей.
Несущий смазочный слой
начинается в конфузорной ча­
сти клинового зазора и обыч­
но совпадает с выходной кром­
кой кармана, расположенного
в месте подачи масла. При
ограниченных
(аварийных)
расходах масла или при повы­
шенном его воздз'хосодержа­
нии начало смазочного слоя
коэффициенты опорных под­
смещается по ходу вращения
шипников.
---------■ (//£ > ),;----------- (г/£>Ь;
вала.
aiDhxuDh.
Смазочный слой самопро­
извольно обрывается в точ­
ке Б (рис. 1-4,а), расположенной вблизи точки макси­
мальной температуры масла т, в незначительном уда­
лении от сечения с минимальной толщиной масляной
пленки (Л. 95]. Место обрыва смазочного слоя и макси­
мум давления обычно располагаются симметрично от­
носительно линии центров п—п (рис. 1-4,а), и поэтому
давление в минимальном зазоре равняется половине
максимального.
Вслед за зонами АБ и ВГ повышенных гидродина­
мических давлений (рис. 1-4,а) следуют зоны разреже­
24
ния БВ и ГД. Наличие последних обусловлено гидро­
динамическим эффектом расширения потока в диффузорной части смазочной щели. Величина разрежения,
достигающая иногда 600—700 мм рт. ст., определяется
рядом конструктивных и эксплуатационных факторов
[Л. 52].
Протяженность положительных давлений в смазоч­
ном слое зависит и от относительного зазора фг. Чем
больше фг, тем выше диффузорность выходного участка,
тем неустойчивее режимы движения масла на этом
участке и раньше обрывается смазочный слой.
Торцевые утечки масла значительно влияют на ха­
рактер эпюр давлений в масляном клине. В сравнитель­
но коротких подшипниках (t/D = 0,2 ч-0,3) происходят
интенсивная утечка масла из зоны образования гидро­
динамических давлений и соответствующее ей уменьше­
ние грузоподъемности подшипника. В длинных подшип­
никах (l/D = 0,7ч-1,5) утечки масла затруднены, и их
грузоподъемность значительно выше грузоподъемности
коротких подшипников. Масло пониженной вязкости
быстрее вытекает из смазочного зазора, тем самым сни­
жая несущую способность подшипника. Подшипники,
работающие на масле с повышенной вязкостью, напри­
мер на огнестойкой жидкости иввиоль или ОМТИ, обла­
дают повышенной грузоподъемностью [Л. 56].
Масло, находящееся в зазоре подшипника, оказывает
сопротивление вращению шейки вала. Сила трения на
поверхности вращения вала может быть найдена из вы­
ражения
Т = - ~ - 0 c^ D l ,
(1-6)
где Фс — коэффициент сопротивления, зависящий от
типа подшипника, отношения 1/D и относительного
эксцентриситета %. Качественный характер изменения
Фс от х и 1/D показан на рис. 1-5. Числовые значения Ф0
для некоторых подшипников приведены в приложении 1.
Как видно из формулы (1-6), сила трения пропор­
циональна вязкости, увеличивается с частотой враще­
ния вала, возрастает с увеличением габаритов подшип­
ника, снижается с увеличением относительного зазора.
Эксперименты показали, что сила трения и обусловлен­
ные ею потери мощности N в подшипнике зависят от
режима течения масла в смазочном зазоре. При режиме
ламинарной смазки увеличение удельной нагрузки q
35
(при неизменной частоте вращения вала rii) сопровожда­
ется ростом потерь мощности на трение (рис. 1-6,а).
В момент нарушения ламинарности изменение удельной
нагрузки не отражается на потерях мощности (п2=
= const), а в переходном режиме, когда ламинарность
нарушена, но развитая турбулентность еще не насту-
Рис. 1-6. Влияние режимных и конструкционных факторов на потеря
мощности на трение в опорных подшипниках, n5> t i i > . . . > щ \ режи­
мы смазки: 1 — переходный от ламинарного к турбулентному; i —
ламинарный.
26
пила, увеличение нагрузки приводит к снижению потерь
мощности на трение. При развитой турбулентности
в смазочном слое потери мощности на трение растут
вместе с повышением удельных нагрузок. Сложный ха­
рактер зависимости N (q) определяет различные опти­
мальные значения отношения 1/D: эксперименты пока­
зали, что для подшипников, работающих в режиме ла­
минарной смазки, минимум потерь мощности на трение
достигается при отношении 1/D, большем, чем для под­
шипников, работающих в переходном режиме (рис. 1-6,6).
Зависимость безразмерного коэффициента сопротив­
ления подшипника от числа Рейнольдса показана на
рис. 1-6,г. График наглядно показывает, что при R e=
= 2 000 ламинарный режим уступает место переход­
ному.
В турбинных подшипниках к потерям мощности на
трение в нагруженной зоне добавляются потери на тре­
ние и в нерабочей зоне: в маслораспределительных
карманах, канавках, каналах. Величина этих потерь уве­
личивается по мере увеличения давления подачи масла,
а следовательно, и расхода масла. Особенно резко воз­
растают потери на трение при обильных расходах масла
в крупногабаритных подшипниках (рис. 1-6,б). Влияние
расхода масла Q и удель­
ных нагрузок q на потери
мощности на трение для
некоторых типоразмеров
экспериментальных под­
шипников показано на
рис. 1-7.
Между грузоподъем­
ностью подшипника Р и
силой трения Т нет непо­
средственной прямой свя-
Рис. 1-7. Рабочие характери­
стики опорных подшипников.
Диаметр шейки вала: / — 500 мм\
2 — 435 мм; 5 — 330 мм; //0 —0,7;
т= 0,7; /2=3 000 мин-1; /i=45°C;
------ — <7=13 • 105 П а ; ------------- <7=
=6,5 • 105 Па; / б — максимальная
температура баббита в нижнем
вкладыше; At — нагрев масла; Q —
расход масла; /V — потери мощно­
сти на трение.
27
зй. Тем не менее для практического удобства при расчё­
тах подшипников вводится условное понятие коэффици­
ента трения /, равного отношению Т/Р. Если сравнить
выражения для Фс и Фн, нетрудно установить следую­
щую зависимость:
/
F_
Р
Ф с,
Фн
ИЛИ
Ф
Фн = /( /.) •
(1-7)
Общий вид зависимости /(%) показан на рис. 1-5.
Масло, подведенное к подшипнику, не только сни­
жает потери мощности на трение и устраняет износ со­
пряженных поверхностей, но и отводит тепло, выделив­
шееся при трении, а также переданное теплопровод­
ностью к шейке вала от нагретого ротора. Суммарное
количество масла, подведенное к подшипнику, вытекает
из торцов вкладышей в рабочей зоне масляного слоя,
из торцов в нерабочей зоне и из различных канавок,
карманов, развалов.
Торцевой расход масла может быть определен из вы­
ражения
Q = J r 0 pmD2l f >
(1-8)
где Фр — безразмерный коэффициент торцевого расхода
масла. Качественный характер изменения Фр в зависи­
мости от х и 1/D показан на рис. 1-5. Числовые значе­
ния Фр для некоторых подшипников приведены в прило­
жении 1. Обычно масло к подшипникам турбомашин
подводится под небольшим избыточным давлением
P i= (0,5-^-1,75) • 105 Па. Однако и при нулевом давлении
масла подшипники способны вполне удовлетворительно
выполнять свои функции. Испытаниями было установ­
лено [Л. 57, 58], что опорные подшипники обладают
определенным насосным эффектом, так как шейка вала
и подшипник работают как самовсасывающий насос.
Производительность такого насоса в большей мере
зависит от частоты вращения вала п, чем от давления
подводимого масла р i (рис. 1-8,а). Чем выше окружная
скорость шейки вала, тем заметнее проявляется насос­
ный эффект. При номинальной частоте вращения вала
тг=3 000 мин-1 расход масла прекращается при разре­
жении p i = (1 -f-1,5) • 104 Па. Насосный эффект подшип­
ника снижается при увеличении относительного зазо­
ра ф, наличии в масле диспергированного воздуха,
28
снижении окружной скорости шейки вала. У изношен­
ного подшипника насосный эффект также снижается.
Большое влияние на расход масла через подшипник
оказывает коэффициент формы расточки вкладыша т,
а также величина относительных зазоров фв и фг
(рис. 1-8,6, в). Для интенсивного охлаждения шейки
Рис. 1-8. Влияние режимных и конструкционных факторов на расход
масла через опорный подшипник.
п А>п3>П2 >П\\ Q=Q/Qo. Содержание воздуха в м а с л е ---------- ф: 0%;
----------- ф » 0 .
29
Вала нередко применяют полукруглую маслораздаточ­
ную канавку, расположенную в верхнем вкладыше.
Общий характер изменения расхода масла в зависи­
мости от относительных размеров канавки показан на
рис. 1-8,г.
При испытаниях подшипников не раз отмечали несоответствие
между фактическим и теоретически подсчитанным расходами масла
через рабочую зону, которое можно объяснить наличием прочно
прилипшей к валу масляной пленки, уменьшающей «пропускную
способность» смазочного зазора, особенно если вал холодный и
прилегающие к нему адгезионные слои масла имеют повышенную
вязкость ]Л. 95]. Из-за налипшего слоя масла также возрастают
градиенты скоростей и соответственно потери мощности на трение
и температура баббитовой заливки.
Если принять, что за счет тепла, выделившегося
в подшипнике при трении слоев масла, происходит на­
грев только масла, то максимальная температура сма­
зочного слоя может быть подсчитана по формуле [Л. 128]
t макс = * i
0 Tp.j(O
рсф 2 ’
(1-9)
где 11 — температура подводимого к подшипнику масла;
р, с — плотность и удельная теплоемкость масла; Фт —
безразмерный температурный коэффициент, зависящий
для данного типа подшипника от относительного эксцен­
триситета % и отношения I/O. Числовые значения Фт для
некоторых подшипников приведены в приложении 1.
Значительные температуры в тонком масляном слое
(60—90 °С и выше) способствуют теплообмену между
слоем масла и поверхностями скольжения вкладыша и
вала. Испытаниями установлено, что при отсутствии
перекоса шейки вала температура баббита вдоль вкла­
дыша изменяется незначительно (2—5°С) (рис. 1-4,6).
По окружности же вкладыша температура изменяется
очень резко (рис. 1-4,а). 43 рабочей зоне происходит
постепенное повышение температуры практически по
линейному закону [Л. 95]. Рост температуры резко за­
медляется в сечении, близком к сечению с минимальной
толщиной смазочного слоя (точка п на рис. 1-4,а).
Максимальная температура возникает в точке т, распо­
ложенной непосредственно за сечением с минимальной
толщиной пленки. Пленка обрывается в месте резкого
падения температуры (точка Б на рис. 1-4,а) в связи
с нарушением сплошности масляного слоя.
30
В вакуумных зонах ( БВ , ГД на рис. 1-4,а) нерабо­
чей части вкладыша отсутствуют торцевые утечки масла,
хотя приток тепла имеется. Это приводит к заметному
повышению температуры масла и баббитовой заливки.
В подшипниках с овальной расточкой вкладышей
при малых значениях коэффициента нагруженности Фн,
возможных при повышенной частоте вращения вала и
возросшей динамической вязкости масла ц (холодное
масло перед подшипником, наличие воды в масле, при­
менение более вязких огнестойких масел), при малых
удельных нагрузках на шип q и заниженных относи­
тельных зазорах фг (коэффициенты формы расточки т
завышены), из-за большого всплытия шейки вала мак­
симальная температура баббитовой заливки верхнего
вкладыша (точка s на рис. 1-4,а) нередко оказывается
на 10—15°С и более выше, чем нижнего [Л. 21, 22,
57, 169].
Определенное влияние на рост температуры подшип­
ников оказывает перенос тепла от горячих поверхностей
турбины. Однако основными причинами повышения тем­
пературы являются режимные факторы самого подшип­
ника: уменьшение расхода масла, изменение нагрузки
(например, из-за расцентровки агрегата вследствие теп­
лового удлинения фундаментных колонн и перераспре­
деления нагрузки по опорам или из-за появления не­
симметричного парового усилия на регулирующей сту­
пени при неравномерном и непараллельном открытии
регулирующих клапанов), снижение вязкости подводи­
мого масла, увеличение частоты вращения и окружной
скорости шейки вала (Л. 22, 107].
Из выражения (1-9) видно, что окружная скорость
не оказывает сама никакого влияния на нагрев масла
в зазоре подшипника.
Однако
опыт показывает
(рис. 1-7), что при одинаковой частоте вращения вала
температура подшипника несколько увеличивается своз-,
растанием диаметра шейки вала. Это противоречие сле­
дует объяснить тем, что в формуле (1-9) не учитывается
отводимое через металл вкладыша тепло, доля которого
уменьшается с повышением окружной скорости шейки
вала.
При увеличении вибрации роторов возникает дина­
мическая нагрузка, воспринимаемая масляным слоем,
вследствие чего повышается температура масла в слое
и температура баббита. Особенно высок нагрев бабби31
та (до 130 °С) при возникновении и развитии низко­
частотной вибрации [Л. 22, 169].
Для контроля за работой подшипников измеряются
температура масла ti на входе в каждый вкладыш (ча­
ще всего измеряется общая температура за маслоохла­
дителем), температура баббита в нижней и верхней
половине вкладышей в зоне максимального нагрева,
температура масла на выходе из подшипника t2- Обычно
температура ^ = 35-ь45 °С; более холодное масло вызы­
вает неустойчивую работу подшипника. Предельно до­
пустимая температура масла на сливе из корпуса под­
шипника '/2= 70°С.
Действующими инструкциями по эксплуатации тур­
бин установлена предельная температура баббитовой
заливки вкладышей 90 °С. Наиболее вероятное предель­
ное значение температуры, при которой происходит
повреждение баббита опорных
подшипников, находится на уров­
не 140 °С при частоте вращения
вала 3600 мин-1 и 130°С — при
3 000 мин-1 [Л. 169], хотя не­
редко
регистрируются случаи,
когда подшипники длительно ра­
ботают и при более высокой
(150— 170 °С) температуре бабби­
та, не разрушаясь '[Л. 1671].
Для более достоверного изме­
рения максимальной температуры
баббита головку термопары («го­
рячий спай») следует размещать
в зоне наиболее вероятного на­
грева вкладыша и как можно
ближе к поверхности трения, не
допуская, однако, продавливания
слоя баббита над головой термо­
Рис. 1-9. Влияние расхо­
да масла на положение
пары под влиянием сил гидроди­
точек
максимального
намического давления масла.
давления и температуры.
Стендовые испытания УралИндексы при р, t, а, 3 ука­
зывают на расход масла:
ВТИ
показали, что в крупногаба­
1 — обильный: 2 — скудный.
ритных опорных подшипниках
расположение точек с максималь­
ной температурой баббита и мак­
симальным давлением в смазочном слое зависит от рас­
хода масла. Уменьшение расхода масла приводит
32
к смещению точки приложения максимального давления
по направлению вращения вала, точка же максимальной
температуры баббита перемещается в противополож­
ную сторону; при этом точка с максимальным давлением
располагается всегда ближе точки максимальной тем­
пературы баббита (рис. 1-9 и табл. 1-1). Все это проТаблица
Диаметр
шейки
вала, мм
Условная
удельная
нагрузка, Па
Темпера­
тура мас­
ла перед
подшип­
ником, °С
Расход
масла,
кг/с
1-1
Расположение точек с мак­
симальной температурой и
максимальным давлением в
нижнем вклады-пе (рис. 1-9)
Угол ос/град.
Угол р, град.
4
и
6
8
8
34
42
51
*
500
13-106
45
5
исходит вследствие изменений граничных условий,
касающихся величины несущей зоны подшипника.
Перекос шейки вала относительно вкладыша суще­
ственно сказывается на распределении гидродинамиче­
ских давлений (рис. 1-4,6). Зона высших давлений
концентрируется в месте сужения зазора, и вкладыш
фактически
работает меньшей поверхностью, упо­
добляясь более короткому вкладышу [Л. 72, 95]: мини­
мальная толщина пленки снижается,
температура
у кромки вкладыша вблизи минимального зазора воз­
растает1, в отдельных случаях пленка может быть вооб­
ще нарушена, и работа подшипника будет сопровождать­
ся патирами, повышенным нагревом баббита и вибра­
цией. Чем меньше величина минимального зазора, тем
меньше проходит через него масла и тем больше оно
нагревается и окисляется.
Минимальная толщина смазочного слоя в подшипни­
ке hmm характеризует надежность работы опор скольже­
ния. При режиме гидродинамической смазки сопряжен­
ные поверхности шипа и подшипника никогда не долж­
ны касаться даже при значительной величине шерохова­
1 В подшипниках, работающих в переходном режиме от лами­
нарной смазки к турбулентной, снижение толщины пленки может
привести к уменьшению температуры баббита.
33
3 -5 0 1
тостей. Устойчивая работа подшипника в режиме
жидкостной смазки будет соблюдаться при условии
[Л. 122]
^мии ' '^кр! ^кр — hm
S/if,
(1-10)
где Лкр — критическая толщина смазочного слоя; h m,
hB— высота микронеровностей поверхностей шипа и
вкладыша; Eft*— величины, учитывающие соответствен­
но перекос, прогиб упругой линии вала на длине под­
шипника, искажение геометрии шипа и вкладыша
(конусность, эллиптичность, бочкообразность, корсетность), вибрацию вала, уменьшение зазоров в зависи­
мости от теплового расширения вала и др.
По данным (Л. 74], при рабочей частоте вращения
вала 3 000 мин-1 толщина масляного слоя h KV = 20-ь
40 мкм является достаточной. Важно, чтобы условие
(1-10) выполнялось при возможно низком числе оборо­
тов во избежание износа подшипника при развороте
турбины. Соблюдение этого требования ведет к получе­
нию на полных оборотах толщины масляного слоя
/1 = 8 0 -ь 10 0 мкм.
Стендовые испытания крупногабаритных подшипников показа­
ли, что минимальная толщина смазочного слоя превосходит вели­
чину 80—-100 мкм |Л . 56, 57, 59], хотя ряд подшипников в условиях
реальной эксплуатации паровых турбин работает и с меньшими тол­
щинами пленки. Недостаточная толщина пленки нежелательна, од ­
нако и излишне толстая пленка может создать определенные труд­
ности: шип может оказаться в такой зоне смазочного слоя, в ко­
торой возникают автоколебания системы; большое всплытие шипа
может вызвать повышенный нагрев баббитовой заливки верхнего
вкладыша; при повышенной толщине пленки с большей вероятно­
стью возникает режим турбулентного движения масла.
Согласно формуле (1-4) при заданных зазорах в подшипнике
6Г, 6ц величина минимальной толщины масляной пленки ЛМин опре­
деляется только относительным эксцентриситетом %, который в свою
очередь зависит от коэффициента нагруженности Фн■ Таким об­
разом, воздействуя на величины, входящие в состав безразмерного
комплекса Фн, можно управлять величиной /гМЖн. Например, при
внедрении крупногабаритных подшипников на турбинах большой
мощности часто встречаются с трудностями при налаживании теп­
лового режима вкладышей. В ряде случаев подшипники, первона­
чально рассчитанные на низкие условные удельные нагрузки [ q =
— (10ч-12) • 105 Па], укорачивались, удельная нагрузка q увеличи­
валась до 17,5 • 105—21 • 105 Па, вследствие чего увеличивался ко­
эффициент нагруженности Фн, а толщина пленки Амин, число Re И
потери мощности N «а трение снижались (Л. 169],
34
в) Вибрация подшипников
Повышенная вибрация турбоагрегата приводит к огра­
ничению мощности, появлению усталостных трещин
в конструкционных элементах турбины и фундамента,
износу и выходу из строя ответственных деталей тур­
бины, поломке маслопроводов и возникновению пожа­
ров, разрушению подшипников, вредному физиологиче­
скому воздействию на обслуживающий персонал. При
повышенной вибрации интенсивнее нагревается бабби­
товая заливка вкладышей, при малых давлениях подачи
возможно прекращение подвода масла в зазор вибри­
рующего подшипника [Л. 31, 104].
Вибрация турбоагрегата вызывается увеличением
действующих или появлением новых возмущающих сил,
ослаблением статической жесткости системы и прибли­
жением ее к резонансу, потерей устойчивости вала на
масляном слое подшипника.
Возбуждающие силы возникают вследствие неурав­
новешенности роторов (неправильно выполненная ба­
лансировка, прогиб вала, ослабление посадки деталей
на валу, неравномерный износ лопаток, тепловая раз­
балансировка, усадка изоляции ротора генератора
и др.), нарушения центровки роторов (неисправность
или некачественная сборка муфт, неравномерное тем­
пературное расширение корпусов подшипников и стоек
фундамента, просадка выхлопных патрубков ЦНД со
встроенными в них подшипниками при создании ва­
куума, различное всплытие шеек роторов на масляной
пленке, усадка бетона фундамента и др.), витковых за­
мыканий в роторе генератора, колебания сердечника
статора, неравномерности воздушного зазора между ро­
тором и статором генератора [Л. 9, 31, 107]. Опасная
низкочастотная вибрация возбуждается из-за потери
устойчивости ротора под действием парового потока.
В соответствии с теорией Томаса (Л. 9] неравномерная
протечка пара над вершинами рабочих лопаток, возни­
кающая при вращении ротора с динамическим проги­
бом, вызывает действие на ротор неуравновешенной ра­
диальной силы. Возбуждению «паровой» вибрации
способствует неустойчивость ротора на масляном слое
подшипников.
Надежная работа турбоагрегата во многом зависит
от близости резонансного состояния системы «ротор —
3*
35
бйоры» к номинальной скорости вращения. При работё
ротора в области критических частот даже незначитель­
ная неуравновешенность ротора ила изменившаяся ста­
тическая жесткость системы (отрыв корпуса подшипни­
ка от фундаментной плиты, ослабление взаимного
крепления составных частей вкладышей, появление тре­
щин в фундаменте и др.) может привести к существен­
ному повышению уровня колебаний. На критические
частоты вращения вала большое влияние оказывают
упругие и демпфирующие свойства масляной пленки
в подшипнике и податливость самих опор.
При нахождении центра шипа на кривой подвижного
равновесия внешняя нагрузка и гидродинамические
силы уравновешены. Однако любое внешнее возбужде­
ние, заставляющее центр шипа сместиться с кривой
подвижного равновесия, может вызвать прецессию шипа
(периодическое движение вокруг устойчивого положе­
ния), которая будет совершаться под действием неурав­
новешенных гидродинамических сил.
Прецессия может быть трех видов: затухающая,
установившаяся и нарастающая (рис. 1-10,а). Первый
вид прецессии (колебания в точке О') не опасен, так
как центр шипа после первоначального отклонения сно­
ва возвращается на кривую O0Oi. Второй вид прецессии
(колебания в точке О") соответствует установившимся
малым колебаниям шипа вокруг положения устойчивого
равновесия. Для нарастающей прецессии (колебания
в точке О'") характерно возбуждение интенсивных ко­
лебаний шипа с амплитудой разрушительной величины.
Колебания вала, передаваясь через масляный слой, вы­
зывают интенсивную низкочастотную вибрацию под­
шипника.
Способность неуравновешенных гидродинамических
сил возбуждать нарастающую прецессию кроется в осо­
бенностях сил упругости (позиционных сил), возникаю­
щих в слое как анизотропной вязкой среде. Влияние
упругих свойств масляного слоя таково, что устойчи­
вость ротора понижается с увеличением частоты вра­
щения вала и уменьшением температуры масла и
удельной нагрузки q. При малых значениях q увеличе­
ние относительного зазора уменьшает устойчивость,
а при больших— увеличивает ее. Теория и эксперимент
показывают, что при %>0,7 ротор практически устойчив
против возбуждения автоколебаний на масляной пленке.
36
Демпфирующие свойства масляного слоя в отличие
от упругих свойств играют роль стабилизирующего
фактора, препятствующего возбуждению автоколебаний.
Анализ показывает, что демпфирование увеличивается
с повышением вязкости масла и уменьшением абсолют­
ного и относительного зазоров в подшипнике, скорости
вращения и удельной нагрузки q.
Повышенная вязкость масла, увеличивая демпфиро­
вание, одновременно уменьшает относительный эксцен­
триситет шипа, так как на более жестком масляном
Рис. 1-10. Неустойчивая работа подшипника [Л. 96, 97].
а — перемещения центра шипа; б — амплитудно-частотная характеристика ро­
тора; п\ — первая критическая скорость; я б — порог самовозбуждения (впервые
появляются самовозбуждения); я 'б — появление низкочастотных биений; п в —
практическая граница устойчивости; я 'в — прекращение интенсивных авто*
колебаний.
слое всплытие шипа происходит интенсивнее. Поэтому
существует оптимальное значение вязкости, обеспечи­
вающее для данного ротора максимальную динамиче­
скую устойчивость в рабочем режиме
Интенсивная «масляная» вибрация возбуждается
преимущественно у роторов, имеющих первую критиче­
скую скорость, меньшую или равную половине рабочей
частоты вращения (hi^ 0,5«p). Частота самовозбуждающихся колебаний приближенно равна частоте собствен­
ных колебаний ротора. Самовозбуждающиеся колеба­
ния'— явление не резонансное; такие колебания возни-1
1 Известны случаи, когда низкочастотная вибрация валопровода
исчезала при повышении температуры масла; известны, однако, и
прямо противополжные результаты.
37
КаЮт в Широком диапазоне частот вращения вала,
причем во многих случаях невозможно установить верх­
нюю границу этого диапазона. Граница появления самовозбуждающихся колебаний (порог самовозбуждения)
зависит главным образом от конструкции подшипника;
для подшипников с малой сопротивляемостью к появле­
нию автоколебаний при самых неблагоприятных усло­
виях эта граница лежит вблизи удвоенной критической
скорости. В большинстве случаев самовозбуждающиеся
колебания протекают очень интенсивно. Нередко ампли­
туда их превосходит амплитуду неуравновешенного ро­
тора при критической скорости. Следует заметить,
однако, что неуравновешенность ротора не оказывает
никакого влияния на возникновение и интенсивность
автоколебаний [Л. 130].
Установлены две характерные особенности самовозбуждающихся колебаний: а) автоколебания продол­
жают существовать при понижении скорости даже ниже
границы первоначального возникновения, т. е. имеет
место явление своеобразной «инерции»; б) автоколеба­
ния могут возникнуть под действием внешнего импульса
(например, удара по ротору) даже при скоростях, ле­
жащих ниже нормальной границы их самопроизволь­
ного появления [Л. 130].
Типичные амплитудно-частотные характеристики ро­
торов турбины показаны на рис. 1-10,6 [Л. 9, 96].
Важную роль в обеспечении вибрационной надеж­
ности турбины играет рациональный выбор конструкции
подшипников. В настоящее время известно более 40
разновидностей виброустойчивых подшипников [Л. 104].
Обычные цилиндрические подшипники не могут обес­
печить надежной работы высокоскоростных малонагруженных турбинных роторов. Особенно низкий порог
практической границы устойчивости шипа на масляной
пленке наблюдается в подшипнике с цилиндрической
расточкой и кольцевой камерой в срединной части
верхнего вкладыша. Более виброустойчивым оказывает­
ся подшипник с цилиндрической расточкой и полной
дугой охвата при малом радиальном зазоре. Увеличе­
ние удельной нагрузки повышает сопротивляемость
цилиндрического подшипника к самовозбуждению [Л. 97,
104, 130].
Овальные подшипники обеспечивают устойчивость малонагруженных роторов за счет создания верхнего масляного клина, д о ­
38
полнительно нагружающего шип. Для подшипников с малым ко­
эффициентом формы т, с выбранной полостью в верхнем вклады­
ше, при ограниченных расходах масла, при больших удельных на­
грузках на шип, т. е. во всех случаях, когда верхние вкладыши
практически не участвуют в работе, преимущество овальной расточ­
ки перед цилиндрической существенно уменьшается, и динамические
характеристики определяются в основном нижним вкладышем. Ска­
занное наглядно иллюстрируют графики подвижного равновесия
шипа в различных типах подшипников '(рис. '1-3,д). При малых
коэффициентах формы, при больших относительных эксцентрисите­
тах, при большой выбранной полости в верхнем вкладыше приме­
нение виброустойчивых подшипников не эффективно, так как их
характеристики уже при малых % совпадают с соответствующими
характеристиками цилиндрических подшипников [Л. ‘130]. 'Поэтому
для повышения сопротивляемости овальных подшипников к возник­
новению самовозбуждающихся колебаний верхний вкладыш, так
же как и нижний, растачивают без применения маслоперепускной
канавки (конструкция «полного лимона») с повышенной степенью
эллиптичности (коэффициент формы расточки лг=0,45н-0,65 и бо­
лее). Для таких подшипников характерно увеличение потерь мощ­
ности на трение и температуры масла и баббита в верхнем вкла­
дыше.
Существует целый ряд более сложных конструкций подшипни­
ков с числом масляных клиньев больше двух (рис. 1-2). Некоторые
из них не обладают преимуществами с точки зрения антивибраци­
онных качеств по сравнению с другими подшипниками, имеющими
простейшие формы расточек. Наиболее стойкими к возникновению
самовозбуждающих колебаний оказались многоклпнозые подшип­
ники с качающимися сегментами (рис. ‘1-2,з) и с плавающей втул­
кой ’(рис. 1-2,и—л). Сегментные опорные подшипники не только не
способны возбуждать и поддерживать колебания, они способны га­
сить и преодолевать неустойчивость, вызванную возмущающимися
силами в проточной части турбины. Известно много конструкций
сегментных подшипников, описанных в [Л. 23] и применяемых на
турбинах большой мощности.
В некоторых случаях для повышения устойчивости шейки ро­
тора на масляной пленке применяют подшипники с плавающей
втулкой, существующие во многих исполнениях: с простой цилин­
дрической втулкой, с втулкой с осевыми прорезями, с втулкой
с упругими элементами (рис. 1-2,к, л) и др. В зазор между пла­
вающей втулкой и вкладышем подается масло под давлением, слу­
жащее демпферной подушкой для самой втулки. По данным [Л. 130]
подшипники с плавающими втулками обладают высокой несущей
способностью и являются наиболее стойкими из исследованных ти­
пов к возникновению самовозбуждающихся колебаний.
1-3. УПОРНЫЕ ПОДШИПНИКИ
а) Конструкции упорных подшипников
На современных паровых турбинах применяются упор­
ные подшипники в основном сегментного типа с самоустанавливающимися колодками (рис. 1-11), которые
автоматически устанавливаются в потоке масла под
невыгоднейшим углом в соответствии с заданным ре­
жимом работы. Разновидности конструкций упорных
колодок приведены на рис. 1-12.
Надежность работы упорного подшипника определя­
ется величиной воспринимающего осевого усилия, а так-
Рис. 1-11. Конструкции упорных подшипников со сферическим вкла­
дышем.
1, 6, 13 — упорные гребни; 2 — в ал; 3, 7, 10, 14 — рабочие упорные колодки;
4, 9, 16 — сферические обоймы; 5, 8, 11, 15 — сферические вкладыши; 12 — не­
рабочие (установочные) колодки.
же конструктивными особенностями и организацией
маслоснабжения. Среди конструктивных факторов, опре­
деляющих несущую способность упорного подшипника,
важнейшими являются устройство собственно упорных
колодок (цельные, составные, слоеные), вид опоры и ее
положение по длине колодки, коэффициент заполнения
40
площади упорного кольца колодками, профилирований
входного конца колодки, размеры и материал колодки.
Критерием надежности работы подшипника являет­
ся толщина масляной пленки в месте наибольшего сбли­
жения колодки с плоскостью упорного гребня. Эксплуа-
Рис. 1-12. Конструкции упорных колодок.
__ Стрелкой показано направление вращения упорного гребня.
тационным критерием надежности работы является
температура, измеренная вблизи рабочей поверхности
колодки [Л. 114].
Для правильной работы упорного подшипника боль­
шое значение имеет надлежащий выбор места распо­
ложения опоры колодки. Центр давления масла не
41
совпадает с местом расположения опоры. Равнодейст­
вующая давления масла и равная ей, но противополож­
ная по направлению реакция образуют пару сил,
удерживающую колодку в наклонном положении по от­
ношению к плоскости упорного гребня. Опора должна
быть смещена относительно центра симметрии колодки
в сторону вращения гребня (ближе к выходу). Совпа­
дение опоры колодки с центром ее симметрии создает
неустойчивый смазочный зазор, легко нарушаемый да­
же при небольших динамических изменениях нагрузки.
По этой причине нередко происходили аварийные раз­
рушения упорных колодок [Л. 135].
Смещение опоры относительно центра симметрии
колодки приводит к изменению всех характеристик
упорного подшипника. Наибольшая грузоподъемность
получается при отношении расстояния t от выходной
кромки колодки до опоры к длине колодки I (взятой по
средней окружности Я) i/l = 0,38-ъ0,45. Такое положение
опоры является оптимальным для колодки, имеющей
отношение ширины b к длине I, равное 1,0. При слиш­
ком большой величине смещения t на выходе из колодки
образуется очень тонкая пленка масла, легко нарушае­
мая во время работы [Л. 111,112, 161, 169].
Рабочая поверхность колодки подвергается тепловым
искривлениям из-за больших градиентов температуры
по ее толщине [Л. 37]. Колодка выгибается в сторону
упорного гребня, принимая форму «зонтика», что умень­
шает эффективную рабочую поверхность колодки и сни­
жает несущую способность подшипника. Гидродинами­
ческие давления, возникающие в клипе, обусловливают
заметные (особенно при предельных нагрузках) меха­
нические деформации, которые суммируются с тепло­
выми. По данным [Л. 112], наиболее неблагоприятную
форму искривления поверхности имеет колодка с точеч­
ной опорой, значительная часть рабочей поверхности
которой выключается из работы. Линейная опора спо­
собствует более благоприятной форме деформации по­
верхности, обеспечивающей повышение несущей спо­
собности [Л. 113]. Для получения равенства зазора по
длине выходной кромки ребро качания О'О" распола­
гают параллельно выходной кромке колодки 0 40г
(рис. 1-12). Иногда его наклоняют с таким расчетом,
чтобы наибольший щелевой зазор получился у выходной
кромки на большем радиусе колодки. При радиальном
42
расположении ребра качания (в турбинах старых вы­
пусков) наименьший щелевой зазор был на наибольшем
радиусе колодки, вследствие чего изнашивалась верх­
няя часть выходных кромок.
Несущая способность колодки зависит от стрелы ее
прогиба при деформации. Уменьшение прогиба может
быть достигнуто увеличением толщины колодки h.
Однако чрезмерное увеличение h приводит к потере
устойчивости слоя смазки [Л. 112]. Обычно колодки
изготавливаются с относительным размером h f l = 0,4—0,5
[Л. 113, 161].
Число колодок упорного подшипника принимается
от 6 до 20, а чаще всего от 8 до 12. Выбор числа коло­
док производится так, чтобы наряду с получением допу­
стимой средней нагрузки была бы обеспечена хорошая
подача масла к каждой колодке. Известно, что во вход­
ное сечение масляного клина вместе со свежим холод­
ным маслом поступает тонкая нагретая пленка, прилип­
шая к гребню при прохождении предыдущей колодки.
С уменьшением расстояния между колодками ухудша­
ются условия омываиия их холодным маслом и усили­
вается влияние переноса тепла от соседних колодок.
Сказанное наглядно иллюстрируется опытами: в одном
и том же корпусе нагружались до разрушения упорные
подшипники с разным числом колодок (от 1 до 10) оди­
наковых размеров; если в подшипнике стояла одна
колодка, она обладала приблизительно в 4 раза боль­
шей несущей способностью, чем в комплекте, состоящем
из 10 колодок. Редкая расстановка колодок улучшает
температурный режим работы подшипника, приводит
к возрастанию толщины масляной пленки и увеличению
несущей способности. Экспериментально установлено,
что оптимальное отношение суммарной площади коло­
док к общей площади упорного кольца колеблется
в пределах 0,55—0,65 ]Л. 112, 114, 161].
Большое влияние на тепловой режим упорного под­
шипника оказывает организация входа масла в сма­
зочный зазор [Л. 38, 112]. На турбинах небольшой мощ­
ности в большинстве случаев не требовалось специаль­
ного профилирования входной части колодки. Увеличе­
ние мощности турбин до 300—800 МВт и связанный
с ней рост расчетных осевых усилий потребовали тща­
тельной отработки профиля входной кромки колодки,
направленной на исключение завихрений масла на вхо43
де в клин, на избежание местных понижений давления
и застойных зон перед колодкой, на улучшение темпе­
ратурного режима всей колодки. Опыты показали, что
скруглять входную кромку колодки по радиусу R =
= 0,5ч-3 мм нецелесообразно, так как это не улучшает
характеристики подшипника. Лучшие результаты были
получены при выполнении специального приемного ско­
са гиперболического профиля (рис. 1-12,г), предложен­
ного А. К. Дьячковым.
Ниже приведены ординаты (значения х -1 0 2 в долях
от а — см. рис. 1-12,г) гиперболического профиля вход­
ного конца упорной колодки {Л, 38]:
Xj
Х*>
Х3
Хф
Х5
Хд
X7
Xg
Xg
X iq
5
2,06
1,31
0,78
0 ,4 9
0,31
0,18
0,075
0,038
0,02
ВТИ и ХТГЗ рекомендуют выполнять входной про­
филь колодки в виде прямоугольного скоса размером
0,004^X0,1/ и скругления радиусом 0,04/ (/ — длина хор­
ды по средней окружности колодки), рис. 1-12,д. Откло­
нение профиля от оптимальной формы ухудшает темпе­
ратурный режим колодки и поэтому является нежела­
тельным. Профилирование входной части колодки
позволяет увеличить несущую способность подшипника
ориентировочно на 30%'[Л. 38, 112].
,
В результате вращения упорного гребня и участка
вала внутри корпуса подшипника создается неравномер­
ное поле давления. Из-за большой площади сливных
каналов и дросселирования масла на входе в подшипник
давление масла даже на периферии диска не превышает
атмосферное, а у внутренней окружности колодок воз­
никают вакуумные зоны. В радиальном канале между
соседними колодками образуется вихрь, давление в цен­
тре которого снижается ниже атмосферного. В зонах
пониженного давления происходит бурное выделение
паровых и газовых пузырьков, которые сепарируются
в виде больших «снарядов» в центральной зоне подшип­
ника или в межколодочном зазоре. По этой причине
нередко происходили аварийные разрушения подшипни­
ков (Л. 112, 131]. Нежелательные явления аэрации
масла устраняются повышением давления в корпусе
подшипника путем снятия дроссельной шайбы на входе
и установки ее на выходе из подшипника. Хотя несущая
способность подшипника при этом увеличивается незна­
чительно, надежность его существенно возрастает, так
44
как в этом случае подшипник становится менее зависи­
мым от случайных факторов ![Л. 132]. Есть конструкции
подшипников, в которых слив масла вместе с отсепарированным воздухом и парами осуществлен из внутрен­
них зон подшипника, т. е. из мест непосредственного
скопления газовых «снарядов»; в этом случае масло
подводится на периферии упорного гребня-{Л. 131].
Применение колодок оптимальных размеров и кон­
струкций еще не решает полностью вопроса о надеж­
ности их работы. Конструкция упорного подшипника
должна обеспечивать равномерное распределение на­
грузки на все упорные колодки с учетом возможных от­
клонений упорного гребня во время работы от положе­
ния его в состоянии покоя.
Для равномерного распределения нагрузки по колодкам извест­
ны различные способы: тщательная подгонка баббитовой поверхно­
сти колодок к зеркалу упорного гребня; опирание колодок на шари­
ки (рис. 1-12,а) и упругие пластины (рис. 1-12,к), применение шаро­
вого сегмента, на котором размещены колодки (рис.'1-11,а, б); ком­
бинирование упорного подшипника с опорным (рис. 1-11,г); примене­
ние рычажной уравнительной системы типа Кингсбери (рис. Д-13).
Из опыта эксплуатации известно [Л. 39], что выравнивающая
способность сферических опор часто оказывается неудовлетворитель­
ной. Исследования показали [Л. 132], что по принципу своей работы
сферические опоры вообще не могут обеспечить полного выравнива­
ния нагрузок по колодкам. Частичное же выравнивание, иногда
вполне удовлетворяющее требованиям практики, может произойти
при соблюдении оптимальных размеров сферической опоры, а именно
(рис. 1-11,0); при а = 45ч-52°, Р3>кг и минимальном значении отно­
шения радиусов r[RK. Это условие соблюдается у подшипника тур­
бины «Вортингтон» (рис. 1-11,6) и не выполняется у большинства
широко применяемых конструкций подшипников со сферической
«шайбой» (рис. 1- 1 1 ,0 , г), в которых неравномерность нагружения
колодок может быть любой в зависимости от первоначальной уста­
новки вкладыша и деформации корпуса. Очевидно, что при правиль­
ной установке вкладыша, устранении первоначального перекоса сферы
и отсутствии деформации стула подшипника результат может быть
достаточно хорошим даж е при зажатой сфере1, чем и объясняется
распространенность этой конструкции.
На ряде турбин применяются упорные подшипники типа Кинг­
сбери [Л. 75, 113], колодки которых опираются на выравнивающую
рычажную систему (рис. 1-13). Если любая колодка почему-либо
окажется выше плоскости рабочих поверхностей остальных колодок,
входящих в комплект, то она будет вынуждена воспринять на себя
увеличенную нагрузку и отойти вместе с сухарем от гребня. При
этом промежуточные сухари повернутся вокруг осей качания и при­
близят к гребню соседние, менее нагруженные колодки. Такое пере­
мещение будет происходить до тех пор, пока общая осевая нагрузка
1 Установка сферического вкладыша без натяга (не говоря уже
о зазоре) приводит к повышенной вибрации подшипника.
45
не будет распределена равномерно по всем колодкам. Однако и в
подшипнике Кингсбери имеется неравномерность распределения на­
грузки, резко возрастающая при неправильном конструировании и
изготовлении деталей подшипника [Л. 76]. Главной причиной, ухуд­
шающей работу звеньев выравнивающего устройства, является сила
трения, возникающая на отдельных участках рычажной системы и
препятствующая перемещению сухарей [Л. 75]. Поверхности соприкос­
новения сухарей, колодок, опорного кольца должны быть тщательно
Рис. 1-13. Упорный подшипник Кингсбери.
у —упорная колодка; 2 — упорное кольцо; 3, 4 — качающиеся су­
хари; 5 —упор; стрелкой показано направление вращения упор­
ного гребня.
спрофилированы. Контакт опорных поверхностей стараются выполнить линейным (цилиндр по плоскости) и даже точечным (цилиндры
с взаимно перпендикулярными осями). Радиус опорной поверхности
сухаря выполняется большим, чем расстояние b от оси поворота
сухаря до его опорной поверхности. Сухари и упоры изготавливают­
ся из стали ШХ15 с твердостью HRc = 56-b60. Не допускается при­
менение литых деталей подшипника с необработанными поверхностя­
ми трения.
Произвольное профилирование этих поверхностей приводит к то­
му, что даже при незначительных перекосах упорного диска концы
сухарей, упираясь в обойму или колодки, не позволяют последним
следовать за перекосом диска. В результате подшипник становится
жестким даже при малых перекосах упорного диска [Л. 75].
Большие .моменты от сил трения возникают в подшипнике Кинг­
сбери при неудачно выбранных размерах рычажной системы. Иссле­
дования показали {Л. 76], что для увеличения чувствительности вы­
равнивающего устройства необходимо свести плечо силы трения
к нулю. Конструктивно это достигается следующим: а) стараются
сделать плечи рычагов верхнего и нижнего ряда одинакового разме­
ра, т. е. a = a i и b = bi с минимально возможным (с точки зрениц
46
Прочности рычагов) отношением геометрических размеров bja
(рис. 1-13,а); б) совмещают поверхности соприкосновения сухарей
с колодками и обоймой с плоскостью хх, проходящей через оси по­
ворота сухарей и через линии их соприкосновения друг с другом,
т. е. выполняют условие Ь = Ь i = 0 (рис. *1-13,6). Однако при этом
существенно увеличивается табарит подшипника в осевом направле­
на. Если имеется возможность выполнить один ряд сухарей с раз­
мером Ь = 0, то выгоднее это выполнить на нижнем ряду.
С увеличением числа колодок в подшипнике неравномерность
распределения осевой нагрузки увеличивается. Может оказаться,
что при некоторых соотношениях геометрических размеров рычагов
подшипник с числом колодок более 10 будет работать как жесткий.
Оптимальное число колодок в подшипнике Кингсбери 6—8. Нерав­
номерность подшипника можно снизить, уменьшив площадь одной
наименее нагруженной колодки по сравнению с остальными колод­
ками {Л. 76].
Способность подшипника Кингсбери выравнивать нагрузки по
отдельным колодкам является большим преимуществом его по
сравнению с подшипником Митчелля. Однако подшипник Кингсбери
более сложен конструктивно и имеет большие осевые габариты.
Для выравнивания нагрузок по колодкам иногда применяют
упругие (пружинные) подкладки (рис. *1-12,к). Перемещения пру­
жинных опор не должны выходить за пределы упругих деформаций.
Очень часто допустимые перемещения упругих элементов значи­
тельно меньше возможных перекосов, поэтому при такой конструк­
ции подшипника может происходить только частичное выравнивание
усилий [Л. 72, 135].
6] Рабочие характеристики упорных подшипников
Упорный подшипник воспринимает нагрузку, в значи­
тельной мере отличающуюся от расчетной, поэтому он
должен обладать такой несущей способностью, которая
допустила бы любые режимы работы турбины без воз­
никновения аварий. Как показали исследования ВТИ,
ХТГЗ, КТ'З, несущая способность упорного подшипника
заданных геометрических размеров колодок зависит от
расхода, давления и температуры масла, от материала
колодок, качества поверхностей скольжения, содержа­
ния посторонних примесей в масле.
Между расходом масла Q и температурой колодок t
существует зависимость, близкая к гиперболической
(рис. 1-14). Увеличение расхода масла приводит сна­
чала к очень резкому уменьшению температуры коло­
док, а при дальнейшем увеличении расхода скорость
снижения температуры заметно уменьшается. Наконец,
через подшипник прокачивается такое количество мас­
ла, увеличение которого ничем не оправдано: темпера­
тура баббита не снижается, возрастают лишь потери
47
Мощности на трение. Этот расход Qp м асла1 принима­
ется за рабочий [Л. 39, 112]. С увеличением нагрузки Р
на упорные колодки рабочий расход увеличивается не­
значительно. При малых расходах масла через подшип­
ник поток, проходящий через клиновой зазор между
Рис. 1-14. Рабочие характерна
стики опорно-упорного подтип*
ника.
Нагруженных колодок 12 шт., по­
верхность трения нагруженных ко­
лодок 866 ♦ 1СН м2, отношение 6//=
«1, b}R2=0,447, 0=21°, заполнение
упорного кольца колодками 70%,
диаметр опорного вкладыша 330 мм,
//£>=* 1,
радиальная
нагрузка
15 • 104 Н, /,=45 °С, л - 3 000 м ин-1.
Индексы при N соответствуют ва­
риантам организации слива масла
из камеры упорных колодок: 1 —
задросселированному; 2 — свободно­
му. Пунктиром отчерчена граница
рабочих расходов масла.
колодкой и гребнем, составляет значительную долю от
общего расхода, и поэтому температура последнего
сильно зависит от нагрузки на упорные колодки. По
мере увеличения общего расхода доля масла, протекаю­
щего через клиновой зазор, уменьшается, вследствие
чего изменение нагрузки на колодки не вызывает суще­
ственного изменения температуры масла, сливающегося
из подшипника. Это объясняет общеизвестный факт, что
выплавление колодок в процессе эксплуатации часто не
приводит к сколько-нибудь заметному нагреву масла,
проходящего через подшипник. На величину рабочего
расхода масла оказывает влияние схема слива отрабо­
танного масла. Применение задросселированного слива
несколько снижает величину рабочего расхода.
Уменьшение расхода масла через подшипник приво­
дит к падению эффективности отвода тепла трения
через металл колодок, что вызывает повышение темпе­
ратуры, увеличение тепловых деформаций колодок и,
следовательно, снижение несущей способности.
1 В {Л. 39] приведено более четкое определение величины Qp:
увеличение расхода масла сверх рабочего значения на 20% приво­
дит к снижению температуры колодок на 0,5— 1,0 °С.
48
При нагрузках Р меньше разрушающих температура
в «горячей зоне» /б рабочей поверхности колодки плав­
но поднимается одновременно с нагрузкой (рис. 1-15,а).
При достижении разрушающей нагрузки происходит
резкое увеличение температуры при практически неиз­
менном усилии. Таким об­
150
разом, в результате изме­
°С
рения температуры ко­
лодки в наиболее нагре­ 125
той зоне можно предви­
деть момент разрушения
подшипника и предотвра­ 100
тить аварию.
Распределение давле­
75
ния, возникающего в не­
сущем слое упорной ко­
лодки, зависит от формы
50
масляного клина, которая
в свою очередь определя­
ется осевой нагрузкой,
■5
термическими и механи­
Ч
ческими
деформациями
3
колодки [Л. 37, 161]. Если
2
поверхность колодки со­
1
храняется плоской, то во
О
10
20
30 10ьЛл
всех точках масляного
5)
клина с увеличением на­ Рис. 1-15. Температурные (а) и
грузки происходит рост силовые (б) характеристики упор­
ных колодок [Л. 37].
давления практически по
/ — цельная колодка (рис. 1-12,6); 2 —
линейному закону. Паде­ составная
колодка (рис. 1-12,е); 3 —
ние давления в перифе­ слоеная колодка (рис. 1-12,ж); q — на­
рийной области колодки
чало подплавления баббита.
говорит об увеличении
расхода масла из этой зоны, обусловленного искривле­
нием колодки. Чтобы результирующее давление в пленке
было равным приложенной к искривленной колодке
осевой нагрузке, давление в центральной зоне должно
расти интенсивнее, чем по линейному закону. Таким
образом, по характеру изменения давления масла в от­
дельных точках смазочного зазора можно судить о де­
формации рабочей поверхности, а следовательно, о сте­
пени совершенства конструкции колодки. Величина «,
равная отношению максимального давления рМакс, воз­
никающего в масляном клине, к средней удельной на4— 501
49
f-рузке q, приложенной к колодке, характеризует степень
неравномерности распределения нагрузки по поверхно­
сти колодки. С уменьшением коэффициента а возра­
стает эффективная площадь колодки, воспринимающая
нагрузку. Возрастание а указывает на большую вели­
чину деформации колодки. Зависимость a{q) приведена
на рис. 1-15,6.
Перераспределение поля давления сопровождается
соответствующим перераспределением и температуры по
поверхности колодки. Как и в опорных подшипниках,
зона максимального нагрева баббита колодки хотя и
смещена относительно зоны максимального давления,
все же обе зоны размещены вблизи друг к другу. По­
этому в области максимальных давлений происходит и
наибольшее выделение тепла. В областях, где давление
масла падает из-за отгиба краев нагруженной колодки,
происходят торможение роста и даже снижение темпе­
ратуры баббитовой заливки.
С увеличением скорости скольжения колодки возра­
стают потери мощности на трение в несущем слое и
одновременно уменьшается доля тепла, отводимого ме­
таллом колодки и гребня, вследствие чего увеличивается
температура в масляной пленке и на рабочей поверх­
ности.
Отвод тепла увеличивается с повышением коэффи­
циента теплопроводности металла колодки. Если же
исходить из условия минимальных тепловых деформа­
ций колодки, то необходимо применять материал с ма­
лым коэффициентом линейного расширения, обеспечи­
вающим больший радиус кривизны и, следовательно,
малую стрелу температурного прогиба колодки. Созда­
ние конструкции колодки, обеспечивающей отсутствие
деформаций рабочей
поверхности,
затруднительно.
В настоящее время известны конструкции составной
(рис. 1-12,е) и так называемой «слоеной» колодок
(рис. 1-12,дас), обладающих, по-видимому, наилучшими
рабочими характеристиками: высокой несущей способ­
ностью, большим отводом тепла из смазочного слоя,
незначительным короблением
рабочей
поверхности
[Л. 37, 39, 112].
Слоеная колодка состоит из тонкой медной пластины
с баббитовой заливкой (теплопроводность меди марки
Ml в 6 раз больше, чем у стали или бронзы) и массив­
ного стального основания, омываемого со всех сторон
50
маслом. Для интенсификации отвода тепла от медной
пластины в основании колодки прорезаны каналы для
циркуляции холодного масла. Для уменьшения вредного
влияния баббита на теплоотвод из масляной пленки его
заливают тонким слоем (1 мм) на гладкую шабреную
и облуженную поверхность медной пластины.
Испытания ХТГЗ и ВТИ показали, что применение
слоеной колодки позволяет увеличить несущую способ­
ность подшипника на 75% (по сравнению с цельными
колодками). Недостатком слоеной колодки обычного
исполнения является неодинаковость выпучивания не­
равномерно
нагреваемой
медной пластины от стально­
го основания в сторону упор­
ного диска. Этот недостаток
устраняется выполнением с
тыльной стороны пластины
асимметричной выемки глу­
биной до 0,1 мм (рис. 1-12,з),
расположенной в зоне мак­
симального нагрева. Вовре­
мя работы подшипника под
действием
гидродинамиче­
ского давления пластина в
месте подрезки прогибается Рис. 1-16. Влияние чистоты
в сторону от упорного греб­ обработки упорного гребня на
ня и компенсирует свою теп­ предельную несущую способ­
ность подшипника КТЗ
ловую деформацию [Л. 24].
[Л. 161].
На несущую способность
подшипника большое влия­
ние оказывает состояние упорного гребня. Испытаниями
на КТЗ установлено, что при наличии конусности упор­
ного диска всего лишь 60—80 мкм несущая способность
экспериментального упорного подшипника снизилась на
50—60%. При ухудшении класса чистоты поверхности
упорного гребня от' V 9 до V 6 и неизменном классе
чистоты поверхности колодки V 7 несущая способность
экспериментального подшипника КТЗ снизилась в 2,5 ра­
за (см. график рис. 1-16)! Высокая чистота поверхности
упорного гребня в значительной мере уменьшает вред­
ное влияние абразивных частиц, содержащихся в масле,
на работоспособность колодок. Шероховатый диск увле­
кает абразивные частицы, которые повреждают бабби­
товую заливку колодок, снижают несущую способность,
4*
51
а в ряде случаев «опрокидывают» колодку и вызывают
ее разрушение. Наибольшее повреждение от воздейст­
вия абразивных частиц получают менее нагруженные
колодки, у которых через утолщенный смазочный зазор
проникает много крупных частиц.
Упорные подшипники должны работать не только
надежно, но и экономично. Мощность, потребляемая
упорным подшипником, затрачивается на преодоление
сил трения в несущем гидродинамическом слое и на
преодоление дискового трения. При небольших окруж­
ных скоростях дисковые потери слабо влияют на общий
нагрев масла. Однако с увеличением диаметра гребня и
соответственно его окружных скоростей потери на тре­
ние N в масляной ванне значительно возрастают. На­
пример, потери N в упорном подшипнике турбины боль­
шой мощности составляют 400—600 кВт и более, что
в несколько раз больше потерь на трение в несущем
смазочном слое. На дисковые потери влияет трение не
только по торцу гребня, но и по цилиндрической поверх­
ности его. Эта потеря составляет до 30, а иногда до 50%
от суммарных дисковых потерь. Для снижения дисковых
потерь применяют винтоканавочное уплотнение цилин­
дрической поверхности упорного гребня (см. § 1-6)
[Л. 39].
Уменьшение расхода масла через подшипник, приме­
нение свободного слива из масляной ванны приводят
к образованию более рыхлой структуры потока (сни­
жается плотность масляной среды) и как следствие
к существенному снижению энергетических затрат. Уве­
личение расхода смазки и применение задросселированного (поджатого) слива масла устраняют нарушения
сплошности потока, ликвидируют вакуумные зоны, уве­
личивают плотность масляной среды и поэтому приво­
дят к возрастанию потерь мощности на дисковое трение.
Тем не менее схема с поджатым сливом масла, несмотря
на низкую экономичность, широко применяется, так как
она позволяет существенно повысить надежность рабо­
ты подшипника. На графиках рис. 1-14 показано, как
изменяются потери мощности на трение N (в экспери­
ментальном подшипнике) в зависимости от расхода Q
и вида организации слива масла из корпуса.
'
Одним из эффективных, экспериментально проверен­
ных способов снижения затрат мощности дискового тре­
ния в быстроходных упорных подшипниках является
уменьшение поверхности упорного гребня, омываемой
потоками смазки. Это может быть достигнуто примене­
нием подшипника с индивидуальным подводом масла
к колодкам. Такая конструкция подшипника предусмат­
ривает установку секторообразных уплотнений, изолирую­
щих от смазки полости между колодками (рис. 1-12,в).
Отсутствие масляной ванны в корпусе подшипника
ликвидирует дисковые потери мощности [Л. 39, 162, 169].
1-4. РАБОТА ПОДШИПНИКОВ В РЕЖИМЕ ВАЛОПОВОРОТА
Для подшипников, работающих в условиях несовершен­
ной смазки (на тихоходном валоповороте), характерны
следующие режимы:
1) Включение валоповоротного механизма после
остановки ротора. Возникает опасный режим: трогание
вала с места и переход к полужидкостному трению.
Если масло обладает недостаточной смазывающей спо­
собностью, то в начале движения шейки вала в расточ­
ке подшипника возникают полусухое трение, повышен­
ный износ и нагрев сопряженных поверхностей.
2) Длительная работа подшипника при полужидкостной смазке. Из-за ограниченной площади контакта
между шейкой вала и баббитовой заливкой вкладыша
возникают сравнительно высокие удельные нагрузки
(1 0 0 -105—1 5 0 -105 П а). Вследствие большой теплопро­
водности металла турбины происходит перенос тепла от
наиболее нагретых частей ротора к шейке вала. В ряде
случаев температура шейки вала может достигать 100—
150 °С. Если масло обладает недостаточной смазываю­
щей способностью, то при таких режимах работы под­
шипника масло может превратиться в продукты, не спо­
собные разделять поверхности трения, предотвращать
износ и заедание.
На надежность работы подшипника в режиме несо­
вершенной смазки большое влияние оказывает погонная
нагрузка ри. При упругой деформации вала и вкладыша
увеличение рт как это следует из рассмотрения диа­
граммы Герси—Штрибека (рис. 1-1,в), сопровождается
возрастанием коэффициента трения; одновременно ухуд­
шается охлаждение шейки вала и увеличивается износ
баббита. Однако при определенных значениях удельной
нагрузки и температуры смазочного слоя происходит за­
медление роста силы трения с увеличением нагрузки.
53
По данным ряда исследований, указанное явление свя­
зано с пластическим деформированием (течением) .баб­
битовой заливки в зоне контактирования с валом, что
приводит к изменению зависимости [(уш/ри): рост ри
приводит к снижению f. Следует заметить, что в усло­
виях интенсивного пластического течения баббита из­
вестный закон Амоитона уже не применим, поэтому от­
мечаемое снижение коэффициента трения в этих усло­
виях представляет фиктивное облегчение условий трения
[Л. 92].
С повышением температуры вкладыша переход к пла­
стическому течению баббита облегчается. Диапазон ско­
ростей скольжения, соответствующих процессу течения
баббита, с ростом температуры расширяется в сторону
высоких значений скоростей. В подшипниках, предна­
значенных для работы в режиме быстроходного валоповорота, стараются создать гидродинамический режим
трения при сравнительно низких условных удельных на­
грузках (<7 = (8—15) • 105 Па], не вызывающих пластиче­
ских деформаций баббита. Исследованиями установлено,
что при использовании турбинного масла марки 22 гид­
родинамический режим обычно создается при окружной
скорости шейки вала и = 0,8— 1 м/с (<7=13-105 Па).
На характеристики трения подшипника, работающего
при несовершенной смазке, влияет в значительной мере
шероховатость сопряженных поверхностей. Для получе­
ния необходимых характеристик работы подшипника
недостаточно обеспечить обильную смазку, погрузив, на­
пример, и шейку вала, и подшипник в ванну с самым
высококачественным маслом. Необходимо, чтобы сами
трущиеся поверхности имели микрорезервуары для удер­
жания масла. Роль этих микрорезервуаров (карманов)
выполняют впадины микрорельефа, образованные шеро­
ховатостями поверхности. Поверхность с большими по
высоте неровностями (карманы велики) удерживает до­
статочно масла, но ее несущая способность незначитель­
на, так как с поверхностью контактирует небольшое чис­
ло выступов. Возникают значительные удельные давле­
ния, и поверхности быстро изнашиваются. У поверхно­
стей с большим числом неровностей, наоборот, несущая
способность велика, но масляные карманы малы, недо­
статочно и смазки, а в результате снова ускоренный из­
нос. Вот почему для надежной работы подшипника нуж­
на оптимальная шероховатость,
54
Несущая способность поверхности и емкость ее Кар­
манов, удерживающих смазку, находятся в большой за­
висимости от формы неровностей. Маслоемкость велика
у поверхности с заостренными неровностями и ничтожно
мала у поверхности с притупленными неровностями при
одинаковой их высоте; смятие и износ поверхности вы­
ше, если неровности имеют заостренную форму. Недав­
но было предложено обрабатывать поверхность трения,
обкатывая ее колеблющимся шариком («ли алмазным
наконечником) по траектории, представляющей синусои­
дальную кривую, наложенную на винтовую линию. Со­
здание на поверхности шейки вала и вкладыша системы
таких канавок позволило оптимизировать и площадь
контакта, и маслоемкость их поверхности [Л. 154].
Влияние шероховатости на характеристики трения
ослабевает по мере приработки и, следовательно, истира­
ния обработочных неровностей. С течением времени в ре­
зультате приработки сглаживаются вершины неровностей,
увеличивается фактическая площадь контакта, умень­
шается удельное давление, постепенно происходит обра­
зование такого клинообразного зазора между шейкой
вала и вкладышем, который обусловливает естественный
градиент давления и этим сообщает валу такую же гру­
зоподъемность, как и при гидродинамическом режиме
смазки [Л. 105]. Однако при частых пусках и остановах
турбины, сопровождающихся длительной работой валоповоротного устройства, происходит интенсивная прира­
ботка шейки вала к вкладышу вплоть до появления на
нем глубокого гнезда (0,1—0,3 мм). Существенный износ
баббита замечен в подшипниках с большой эллиптич­
ностью расточки. Полезное и даже необходимое истира­
ние поверхности в начальный период эксплуатации в ко­
нечном итоге приводит к такому искажению размеров и
формы расточки подшипника, что дальнейшая его нор­
мальная работа оказывается невозможной1.
Надежная работа подшипников в режиме валоповорота может быть обеспечена применением гидростатиче­
ского подъема вала и быстроходного валоповорота.
В гидростатических опорах скольжения масло под боль­
шим давлением (100 • 105— 170-105 Па и более) подается
в одну или несколько камер, расположенных в нагру1 Обычно подшипники перезаливаются при увеличении зазоров
более чем на 15% [Л. 169].
55
женной части вкладыша (рис. Ы 7 ). Камеры представ­
ляют собой определенную область, ограниченную на по­
верхности трения прямоугольником, квадратом, кругом
или другой иногда сложной фигурой. Размеры и распо­
ложение областей подвода масла высокого давления
должны быть такими, чтобы при отключенном гидро­
подъеме они практически не снижали несущую способ­
ность подшипника, а мощность, затрачиваемая на при­
вод насоса, была возможно меньше,- Этим требованиям
удовлетворяет подвод масла через четыре области
(рис. 1-17). Исследованиями установлено [Л. 128], что
Рис. 1-17. Опорные подшипники с карманами для гидроста­
тического подъема вала.
оптимальные условия работы подшипника и в режиме
гидростатического подъема вала, и в режиме гидроди­
намического трения достигаются при следующих соотно­
шениях размеров: т/1 = 0,3-г-0,5; &//?<ро=0,5. Гидростати­
ческий подъем вала допускает применение подшипников
с укороченной опорной частью, т. е. с повышенным услов­
ным удельным давлением q до 1 7 -105—2 5 -105 Па, что
благоприятно сказывается на устойчивости шипа на
масляной пленке при номинальной частоте вращения ва­
ла (см. § 1-2,в).
Применение быстроходных (частота вращения вала
30—150 мин-1) устройств для проворачивания ротора
наиболее целесообразно в тех случаях, когда применя­
ются специальные антивибрационные конструкции под56
шипников (со значительной эллиптичностью расточки,
трехклиновые), при которых можно ожидать повышен­
ного износа баббита.
Создание быстроходного валоповорота без гидроста­
тического подъема вала встречает серьезные конструк­
тивные трудности, связанные прежде всего с необходи­
мостью применения привода большой мощности (для
преодоления сил трения покоя) или двух приводов (боль­
шой мощности для страгивания вала и малой мощности
для длительной работы). Поэтому в большинстве слу­
чаев использование быстроходного валоповорота связано
с применением гидростатического подъема вала [Л. 169].
1-5. АВАРИИ ПОДШИПНИКОВ
На электростанциях случаются аварии с опорными и упорными
подшипниками турбин, приводящие к тяжелым повреждениям и
длительным простоям оборудования |Л . 6, 135]. К сожалению, имею­
щийся статистический материал не дает полной картины аварий
подшипников, так как далеко не все аварии регистрируются, и при­
чины их зачастую не установлены. В табл. 1-2 приведена класси-
Т а б л и ц а 1-2
Распределение аварий и случаев брака по годам, %
Элементы оборудованиа
Годы
1959
1950
1961
1962
1963
1964
1955
1966
1957
Опорные подшип­ 1,3 3 ,6 4 ,5
6 ,2 7 ,2 8 ,6 7 ,2 3 ,8 6,1
ники
Упорные подшип­ 12,1 16,7 12,8 12,3 12,0 16,8 13,6 10,1 14,9
ники
Регулирование, па­ 26,0 36,0 19,0 32,0 27,0 2 4 ,0 22,4 3 0 ,0 3 0 ,3
рораспределение,
маслосистема
—
Автоматы безопас­ —
2 ,8 0 .4
2 ,8 3 ,4 4 ,0 1,3 —
ности, защита
Лопаточный ап9 ,4 10,4 15,1 12,4 19,2 10,2
7,4 14,0 6 ,7
па рат
Прочие элементы 53,2 2 9 ,7 54,2 39,7 4 0 ,6 32,1 40,4 35,6 38,5
турбины, см. под­
робнее [Л. 28]
фикация аварий и случаев брака в работе паровых турбин по основ­
ным элементам оборудования {Л. 28].
Различают следующие основные виды повреждений баббитовой
заливки подшипников: интенсивный микроизнос (истирание); раздав­
ливание, «натаскивание» и выжимание баббита за кромку тела под­
57
шипника; образование трещин и выкрашивание; отслоение и вспучи­
вание; выплавление; разрушение блуждающими токами. Возможны
также разрушение чугунных или стальных вкладышей, бронзовых
колодок, разрыв болтов горизонтального разъема вкладышей и др.
Причины повреждений подшипников: 1) конструктивные ошиб­
ки (неправильная оценка удельных нагрузок и расхода масла, не­
удачное место подвода и распределения масла, неверный выбор
формы и размеров смазочного клина, плохой выбор материала шейки
вала и антифрикционной заливки подшипника, неравномерное рас­
пределение осевой нагрузки по комплекту упорных колодок, недо­
статочно надежное крепление упорного диска на валу турбины
и др.); 2) дефекты изготовления подшипников (несоблюдение тре­
буемых условий при плавке металла; дефекты в структуре металла;
грубая обработка поверхностей трения, например некачественная
ручная шабровка баббитовой заливки; плохая полуда поверхностей
перед заливкой баббита; загрязнение баббита посторонними вклю­
чениями: стружками бронзы, стали и д р .); 3) дефекты монтажа и
ремонта (нарушение технологии сборки; несоосность вала и под­
шипника; неравномерное распределение масла по подшипникам;
несоблюдение зазоров, обеспечивающих свободное качание упорных
колодок или самоустановку сферических шайб; 4) неудовлетвори­
тельная эксплуатация турбины, подшипников и системы смазки (пе­
регрузка подшипников, главным образом, упорных; вибрация валопровода; наличие в масле воды, грязи, продуктов окисления, диспер­
гированного воздуха; чрезмерно высокая или, наоборот, очень низ­
кая температура масла; полное или частичное прекращение подачи
масла).
Наиболее часто повреждаются подшипники из-за низкого каче­
ства монтажа или ремонта оборудования. Не обнаруженные при
приемке турбоагрегатов из монтажа и ремонта дефекты приводят
к авариям при первых ж е пусках или вскоре после них. Статистика
показывает, что 2/з всех аварий подшипников происходят из-за на­
рушения нормальной подачи масла к опорам скольжения. Вот пере­
чень наиболее характерных причин прекращения или существенного
уменьшения расхода масла на подшипники: перекрытие подачи масла
к отдельным опорам временными заглушками или сетчатыми фильт­
рами; установка уплотнительных прокладок несимметрично к отвер­
стиям дозирующих диафрагм; засорение отверстий дозирующих диа­
фрагм посторонними предметами, оставленными в маслопроводах
(тряпки, куски картона и прессшпана, деревянные пробки); снижение
расхода масла на одном или нескольких подшипниках из-за ошибоч­
ного изъятия диафрагм на подводах масла к опорам скольжения;
перепуск или утечка масла из полостей под давлением в безнапорные
полости; отставание сварочного грата в маслопроводах при вибра­
ции и вынос его в масляный клин подшипника; проворачивание
вкладышей из-за недостаточного натяга крышки картера или вслед­
ствие срезания стопорной шайбы (или болта), приводящее к отсе­
чению подвода масла; нарушение плотности маслопроводов (рас­
стройство фланцев, выгорание прокладок при пожарах, обрывы шту­
церов и патрубков, разрывы труб по сварочному шву, усталостный
излом трубок из-за вибрации, истирание стенок сопряженных труб
при вибрации, трещины на тройниках и задвижках); упуски уровня
масла в баке (засорение сеток шламом, разрыв трубок или ком­
пенсационных мембран в маслоохладителях, ошибочное открытие
аварийного слива из маслобака); ошибки при переключениях в мае-
ЛоСйстёмё (неправильное подключение маслоохладителей, сепарато­
ров, пресс-фильтров).
Аварии упорных подшипников могут быть двух типов: а) по­
вреждение рабочей поверхности упорных колодок: б) усталостная
поломка конца вала под упорным диском.
Причины аварийности
упорных подшипников по данным статистики аварий приведены
в табл. 1-3 [Л. 28].
Т аблица
1-3
Количество повреждений упорных подшипников
по годам, %
Причины повреждения
упорных подшип­
ников
Возрастание осе­
вого усилия сверх
расчетного
Неисправности в
системе маслоснабжения
Дефекты изготов­
ления, монтажа
и ремонта
Прочие либо не­
установленные
причины
Годы
1959 I960 1961
1962
1963
1964
1935
1956
1967
29
68
59
62,6 61,7
66,6
61,1
59,2
38,1
25
И
14
3 ,0
6 ,5
2 ,4
5 ,9
9 ,3
10,3
46
14
9
25,0
19
14
18
12,5
27,6
7
18
9 ,4
12,8
17
15
19,0
2 4 ,0
Повреждение упорного подшипника вызывает значительные про­
стои турбины, так как примерно 20% аварий упорных подшипников
приводит к повреждениям в проточной части и примерно 4% —
к очень серьезным повреждениям турбин или поломке концов валов
под упорным диском [Л. 28]. Упорные подшипники часто разруша­
ются от перегрузки упорных колодок при чрезмерно завышенных
расходах пара через проточную часть трубины, при работе с пони­
женной температурой свежего пара, при износе диафрагменных и
концевых уплотнений, заносе солями проточной части турбины, на­
рушении необходимого соотношения проходных сечений сопл и рабо­
чих лопаток ступеней, гидравлическом ударе в турбине, при резких
изменениях режима работы турбины, особенно при наличии системы
промежуточного перегрева пара. Перегрузка упорного подшипника
нередко возникает в двухцилиндровых турбинах при передаче осево­
го усилия от ротора низкого давления на упорный подшипник ротора
высокого давления при заклинивании гибкой или кулачковой муф­
ты между указанными роторами. Возможно и другое явление: пере­
дача осевого усилия ротора высокого давления через заклиненную
муфту на упорный подшипник ротора низкого давления. Как пра­
вило, подобная ситуация возникает при нестационарных режимах
работы турбины: быстром снижении или наборе нагрузки, быстром
изменении температуры пара, т. е. когда сокращение или удлине­
ние роторов будет отставать от соответствующих деформаций
цилиндров.
59
Аварии с упорными подшипниками могут происходить иногда
в связи с перегрузкой «установочных» («нерабочих») колодок от осе­
вых усилий обратного давления, возникающих при сбросе нагрузки
и большом отсосе пара из переднего уплотнения, при работе турбины
под нагрузкой и сниженной частоте вращения вала, заклинивании
гибкой муфты между роторами высокого и низкого давления. Нали­
чие системы промперегрева пара, обладающего большой аккумулиру­
ющей способностью, приводит при динамических режимах работы
турбины к значительному (трех-, четырехкратному по сравнению
с номинальным значением) росту осевых усилий на короткое время
(доли секунды), поскольку в отдельных отсеках и цилиндрах усилие
зависит от скорости изменения расходов пара через них [Л. 112].
Поэтому в турбинах большой мощности (300—800 МВт) и рабочие
и «установочные» колодки упорного подшипника изготавливаются
одинакового '"размера и рассчитываются на повышенную несущую
способность. Для упорных подшипников типичен вероятностный ха­
рактер аварий (Л. 133, 134]. Обработка статистики аварий методами
теории надежности показывает, что в условиях длительной эксплуа­
тации упорные подшипники (типа Митчеля) характеризуются весьма
пологим протеканием интегральной кривой распределения вероятно­
сти аварий в зависимости от удельного давления. Это означает, что
только небольшая часть аварий связана с достижением предельной
несущей способности подшипника. Значительно чаще повреждения
происходят при сравнительно невысоких удельных нагрузках из-за
воздействия случайных неблагоприятных факторов. При качающихся
колодках случайное нарушение нормального режима (попадание
твердой частицы, местный контакт из-за наличия неровности, мест­
ные тепловые деформации при приработке, кратковременный разрыв
сплошности из-за попадания пены и др.) приводит к резкому изме­
нению угла установки колодки. При достаточно сильном возрастании
тангенциальных сил суживающийся масляный клин в какой-то мо­
мент времени может вообще исчезнуть, в результате чего исчезнет
и несущая способность колодки. При достаточно больших осевых
усилиях это приводит к нарушению жидкостного трения и лавино­
образному развитию аварии, хотя первоначальная ее причина к это­
му времени уже исчезла. Положение усложняется тем, что разру­
шенный баббит и другие продукты износа поврежденной колодки
переносятся диском на следующую колодку. Одновременно повы­
шается температура поверхности диска, что еще больше ухудшает
работу соседних колодок.
В течение многих лег ряд турбостроительных заводов и фирм
'(в первую очередь Броун-Бовери) применял латунные и бронзовые
колодки без баббитовой заливки, тогда как большинство других
заводов предпочитает колодки с баббитовой заливкой. Сравнитель­
ные лабораторные испытания не давали четкого решения о преиму­
ществах того или другого варианта колодок. И лишь опыт эксплуа­
тации и специальные эксперименты, результаты которых обработаны
с привлечением теории вероятности, показали, что колодки без баб­
битовой заливки более уязвимы к случайным воздействиям (попада­
нию грязи, воздуха и др.) {Л. 133, 134].
Для лучшего сцепления баббитовой заливки с телом вкладыша
или с колодкой упорного подшипника обычно делают специальные
канавки в форме ласточкина хвоста. В ряде случаев заливка бабби­
та производится на гладкую поверхность, на которой сделаны свер­
ления диаметром 5—6 мм на глубину 5 мм. Баббит, затекающий
60
Й канавки, сверления и другие типообразные углубления, препят­
ствует сдвигу всей заливки. Установлено, однако, что прочность
сцепления баббитовой наплавки с основным металлом не меньше
прочности самого баббита. В этих условиях канавки, шипы и свер­
ления теряют смысл. Качественное лужение вкладышей и упорных
колодок, снабженных подобного рода выемками, затруднено, что
увеличивает вероятность отслаивания баббита в этих местах. Из
практики известно, что баббит отслаивается именно в местах резких
переходов сечений заливки. Кроме того, ласточкин хвост или сверле­
ния увеличивают толщину баббитовой заливки, что при плохой
теплопроводности баббита ведет к снижению несущей способности
подшипника как за счет повышения температуры поверхности сколь­
жения, так и за счет увеличенной температурной деформации вкла­
дышей и колодок.
Трудоемкость изготовления подшипников с заливкой баббита на
гладкую поверхность бесспорно меньше, чем подушек с заливкой
в ласточкин хвост. Кроме того, заливка баббита на гладкую поверх­
ность дает известную экономию белого металла. Учитывая сказан­
ное, следует считать заливку баббита на гладкую поверхность
более прогрессивной, ибо от канавок больше вреда, чем пользы
[Л. 10].
Для стальных вкладышей необходимо принимать меры предосто­
рожности для предотвращения образования раковин иа границе со­
единения баббита и стали из-за диффузии водорода, попадающего
в сталь в процессе изготовления. Для устранения этого явления
применяется предварительная дегидрогенизация или вакуумная де­
газация. Плотность прилегания баббита к телу вкладыша или колод­
ки контролируется с помощью ультразвука [Л. 169].
Довольно часты разрушения баббитовой заливки подшипников
при неудовлетворительном вибрационном состоянии валопровода.
Вследствие ударов шейки вала происходит наклеп баббита. Вначале
появляются белые пятна на поверхности трения, затем мельчайшие
трещины, видимые глазом; далее трещины сливаются в один или
несколько замкнутых контуров, после чего происходит отслаивание
и выкрашивание кусков баббита, опоясанных трещинами. Подшип­
ник выходит из строя (Л. ,105]. Активные компоненты масла, агрес­
сивные к смазываемым поверхностям, могут производить на них
эффект «коррозионного травления». Возникающие при этом неровно­
сти в последующем могут служить очагами усталостных трещин и
стимулировать тем самым процесс выкрашивания. Полярные веще­
ства, присутствующие в масле, стимулируют капиллярный эффект
и, следовательно, заполнение маслом усталостных микротрещин;
последнее приводит к расклиниванию этих трещин и дальнейшему
снижению усталостной прочности поверхностного слоя1. Повышение
температуры масла способствует выкрашиванию баббита. Резкие
изменения температуры подшипников, возникающие в результате
мгновенного уменьшения или увеличения подачи масла, приводят
к соответствующим тепловым деформациям баббитовой заливки
и усталостному ее разрушению.
Биение упорного диска вызывает периодическое изменение на­
грузок, воспринимаемых колодками. Если колодка лишена возмож1 Имеются сведения в пользу как отрицательного, так и поло­
жительного влияния полярно активных масел на выкрашивание
[Л. 105].
61
нести свободно устанавливаться, то увеличение нагрузки, вызванное
приближением диска, будет компенсироваться не разворотом колод­
ки и общим повышением давления по всей пленке (как это происхо­
дит у. свободно качающейся колодки), а в основном резким местным
циклическим повышением гидродинамического давления вблизи вы­
ходной кромки. Динамические нагрузки, действующие с частотой
вращения вала, вызовут изменяющиеся по асимметричному циклу
напряжения в баббитовой заливке, приводящие к его усталостному
разрушению. По этой причине свободно установленные колодки
всегда работают более надежно, чем «зажатые» или вообще непо­
движные {Л. ’115].
Для повышения надежности работы подшипников следует бо­
роться с загрязнением, обводнением и окислением масла. Важны
также организационно-технические мероприятия [Л. ПО]. При пуске
турбоагрегата после монтажа или ремонта необходимо производить
контрольные измерения вибрации, температуры масла и баббитовой
заливки во всех .подшипниках, давления масла в наиболее харак­
терных точках при переменных и номинальных частотах вращения
вала, а затем сопоставлять эти параметры с данными заводской
инструкции или с накопленным опытом эксплуатации турбин дан­
ного типа на электростанции. Причины существенных расхождений
фактических и номинальных параметров должны быть выявлены и
устранены до включения агрегата в сеть. Температура масла на
сливе с опорных подшипников не должна превышать значений, уста­
новленных заводом-изготовителем для данного типа турбоагрегата.
При общем высоком уровне нагрева масла количество его, подводи­
мое к подшипникам, следует увеличивать, а при повышенном нагреве
в одном или нескольких подшипниках следует перераспределить
подачу масла путем изменения сечений дозирующих диафрагм.
Запрещается подводить масло к двум или более подшипникам через
одну общую дозирующую диафрагму. Расход масла на подшипники
может быть увеличен за счет использования запаса в автоматиче­
ском регулируемом перепуске масла в маслобак либо повышения
производительности главного масляного насоса.
При работе турбины желательно не производить никаких пере­
ключений в системе маслоснабжения. ПТЭ требуют (Л. 102], чтобы
маховики задвижек и вентилей, установленных на маелрпроводах
до и после малоохладителей, на всасывающих линиях резервных
и аварийных маслонасосов и на турбопроводах аварийного слива
масла из бака турбины, были запломбированы в рабочем положении.
1-6. МАСЛЯНЫЕ УПЛОТНЕНИЯ
а) Уплотнения картеров подшипников
Уплотнительные устройства подшипниковых узлов долж­
ны удовлетворять следующим требованиям:
не допускать утечек масла из картера подшипника;
исключать попадание пыли, грязи и влаги в картер
подшипника;
вызывать минимальные потери энергии на трение;
62
сохранять работоспособность при низких (0,1 м/с) и
высоких (100 м/с) окружных скоростях вращения вала
и повышенных температурах (200—300 °С);
обладать химической стойкостью и высокой долго­
вечностью (длительное время не терять своих свойств,
не изнашивать валы и т. д.).
Существующие уплотнения подшипниковых узлов
турбоагрегатов можно разделить на две основные груп­
пы: контактные и бесконтактные. Кроме того, имеется
группа специальных уплотнений, содержащих камеры,
заполненные маслом или газом, подаваемым под избы­
точным давлением.
Контактные уплотнения в турбостроении применяют­
ся редко. Исследования и опыт эксплуатации показали,
что с повышением скорости вращения вала интенсивно
растет температура в месте соприкосновения сегмента,
манжеты, сальника или другого элемента контактного
уплотнения с валом. Даже при низком давлении кромки
уплотнения на вал (0,4 -105 Па) и окружной скорости
вращения вала 16,5 м/с температура в контакте дости­
гает 110 °С. При таких условиях работы срок службы
уплотнения резко снижается.
Более перспективными могут оказаться контактные
уплотнения, изготовленные из графитовых материалов,
пропитанных смолами или баббитом (углеграфиты типов
2П-1000, АГ-1500-Б83, ЭГ-0-Б83). Пропитка баббитом
улучшает теплопроводность углеграфитов, увеличивает
прочность и улучшает антифрикционные их свойства.
Углеграфиты хорошо прирабатываются к валу, их износ
и трение невелики, температура в контакте не достигает
предельных значений даже при повышенных скоростях
скольжения (100 м/с)[Л. 29, 84].
Есть сведения об успешном применении фторопла­
стовых контактных уплотнений подшипниковых узлов
[Л. 29, 99]. Антифрикционные свойства фторопласта (чи­
стого или с наполнителем, например стеклопорошком)
значительно уступают углеграфитам; теплопроводность
фторопласта низкая, поэтому необходимо позаботиться
об отводе тепла от этих уплотнений.
Наибольшее применение в турбостроении нашли гре­
бенчатые уплотнения (рис. 1-18,а, н). При работе тур­
бины масло через кольцевую щель попадает в полость
канавки, затем по ее стенкам собирается в нижней части,
откуда через сливное отверстие уходит в картер под63
шипника. Наиболее интенсивное стенание масла наблю­
дается за первым гребнем со стороны подшипника
[Л. 122]. Ширина гребней не влияет на герметичность
уплотнений. Обычно гребни заостряются для предотвра­
щения от заедания и задиров при соприкосновении вала
Рис. 1-18. Типы масляных уплотнений картеров и подшипников.
/ — вал; 2 — втулка; 3 — вкладыш. На графике показаны протечки масла в за­
висимости от окружной скорости шейки вала диаметром 360 мм через винтоканавочиое (л), щелевое {м) и гребенчатое (н) уплотнения следующих одина­
ковых размеров; с—0,5 мм, L=25 мм, а —е=2 мм, Ь—3 мм, h —3,5 мм, а —4°50/,
Р=30°, f« l? мм.
§4
и гребней, например, при сильной вибрации валопровода.
С этой же целью гребни стараются делать из антифрик­
ционного материала (латунь, бронза, иногда фторо­
пласт) .
Размеры канавок, величина радиального зазора с
между валом и гребнем, количество гребней и канавок,
а также сечение дренажных отверстий связаны между
собой определенной зависимостью. Большему зазору
должны соответствовать большие сечения канавок и дре­
нажных отверстий, так как в противном случае масло
не успевает вытекать из канавок. С увеличением зазора
с для обеспечения надежности работы уплотнения необ­
ходимо увеличивать и число канавок. Так, при испыта­
ниях уплотнения с двумя гребнями и одной канавкой,
размещенной между ними, при зазоре с = 0,6 мм наблю­
далось прямое попадание капель масла в зазор и выби­
вание их наружу. С увеличением числа гребней и кана­
вок до четырех-пяти выбрасывание масла прекратилось.
Двухгребенчатое уплотнение с зазором с = 0,1 мм также
ликвидировало выбивание масла наружу [Л. 122].
Чтобы обеспечить безызносный режим гребенчатых
уплотнений, радиальный зазор с обычно устанавливают
равным 0,3—0,4 мм. При достаточных сечениях канавок
и сливных отверстий и отсутствии прямых попаданий ча­
стиц масла в зазор гребенчатое уплотнение надежно пре­
дохраняет. картер от утечек масла. При неудовлетвори­
тельном вибрационном состоянии турбины, когда зазор
в гребенчатых уплотнениях «разбивается» до 0,8—
1,0 мм, и при частичном засорении дренажных отвер­
стий эффективность гребенчатых уплотнений резко сни­
жается. Крайне низок уплотнительный эффект при от­
сутствии вообще дренажных канавок между гребнями.
Для защиты гребенчатых уплотнений от прямого
попадания струй масла на валу очень часто уста­
навливаются маслосбрасывающие приспособления: греб­
ни, желобки, отражательные кольца, шайбы и бурты
(рис. 1-18,в— к). Исследования показали, что наиболее
благоприятные условия для разрушения вытекающего
по валу масляного слоя создаются при установке греб­
ней типов в « ж. Оптимальный угол заострения гребня
<р^40°. Применение обоймы, охватывающей гребень,
нецелесообразно, так как она понижает эффективность
маслосбрасывающего эффекта. Более целесообразно со­
четание треугольного гребня и когтеобразного щитка.
5 —501
65
Приспособления типов з, и, к оказываются достаточно
эффективными лишь при условии а>70°. При а< 70° об­
разуемые ими полости заполняются маслом, которое
затем выплескивается на защищаемую поверхность ва­
ла. Маслосбрасывающие канавки типа е достаточно эф­
фективны лишь при условии а ^ З в. Приспособления же
типов г и д (при d = 2—8 мм) не обеспечивают разру­
шения масляной пленки, вытекающей по валу. Расчет
маслосбрасывающих устройств приведен в [Л. 140].
В некоторых конструкциях подшипников между ка­
мерой для слива масла из вкладышей и гребенчатым
уплотнением картера устанавливается щелевое уплотне­
ние типа м (рис. 1-18), образованное цилиндрической
поверхностью вала и кольцевым баббитовым пояском
[Л. 169]. Такое уплотнение работает удовлетворительно
в случае достаточно свободного слива масла из камеры
перед баббитовым пояском. Эффективность щелевого
уплотнения возрастает при нанесении на поверхности
пояска гребней с дренируемыми канавками и спирально­
винтовых канавок.
Для устранения протечек масла по валу успешно
применяются винтоканавочные уплотнения (ВКУ) [Л. 99,
116, 159, 171]. Было замечено, что даже винтовые риски,
оставленные на валу при шлифовке наждачной бумагой,
в сочетании с манжетным уплотнением были причинами
больших протечек масла по валу, если вращение вала
совпадало с направлением винтовых рисок. Те же риски,
нанесенные на вал в противоположном направлении,
способствовали отбрасыванию масла. В последнее время
ряд зарубежных фирм стал специально наносить гели­
коидальные риски на валах и манжетах с таким расче­
том, чтобы эти риски создавали маслоотбрасывающее
воздействие при вращения вала [Л. 159]. Уместно отме­
тить, что даже в обычном сальниковом уплотнении мас­
ляных насосов правая или левая навивка слоев хлопча­
тобумажного шнура может послужить причиной или зна­
чительных утечек масла или, наоборот, полного их пре­
кращения.
Работа винтового устройства основана на использо­
вании вязкого трения жидкости о гладкую стенку втул­
ки для создания напора и перемещения масла вдоль оси
винта при его вращении. Схема винтоканавочного уплот­
нения показана на рис. 2-18,6, л. Расход масла Q через
уплотнение равен [Л. 88]: Q = Qi+ Q 2 —1Q3, где Qt — утеч­
66
ка масла через зазор с; Q2 — утечка масла через винто­
вую канавку; Q3 — возврат масла через винтовую канав­
ку при вращении вала.
Направление вращения вала должно быть противо­
положным направлению винтовой линии канавки. Испы­
таниями установлено, что в большинстве случаев несу­
щественно, где нарезана винтовая канавка: на валу или
на обойме. Иногда и вал, и втулка изготавливаются
с нарезкой, причем направление нарезки втулки проти­
воположно направлению нарезки винта. Здесь также
используется принцип* увеличения турбулентного трения
жидкости между нарезками втулки и винта [Л. 29].
Уральским филиалом ВТИ разработана конструкция
винтоканавочных уплотнений торцов вкладышей опор­
ных подшипников турбомашин, которая в значительной
мере предотвращает разбрызгивание масла и протечки
его по валу наружу1 [Л. 60]. Схема установки винтоканавочного уплотнения дана на рис. 1-18,6, где 1 — вал,
2 — втулка с винтовой нарезкой, 3 — вкладыш опорного
подшипника. Масло, вытекающее из торцов опорного
вкладыша, попадает в камеру, образованную фигурной
выточкой во вкладыше, и втулкой с винтовой нарезкой.
Винтовая нарезка создает «нагнетательный» эффект и
не дает возможности маслу протечь по валу наружу.
Масло спокойно сливается в картер через окно.
Стендовые испытания УралВТИ показали, что не вся­
кая винтовая нарезка, нанесенная на поверхность уплот­
нительной втулки, оказывает положительный эффект.
Таблица
1-4
Параметры винтоканавочных уплотнений
L, мм
2 5 — 40
С,
ММ
0 ,2 — 0,6
ajb
G, ММ
Ь, мм
а, град
h, мм
0 , 5 — 1,5
1— 4
1— 4
2 — 30
0,3— 7
1 Работы по исследованию винтоканавочных уплотнений выпол­
нены инж. В. Н. Зелениным.
Наиболее перспективной для внедрения оказалась тра­
пецеидальная винтовая нарезка с большим числом захо­
дов резьбы и большим утлом наклона винтовой линии а.
В табл. 1-4 приведены оптимальные параметры вин­
токанавочных уплотнений для опорных подшипников па5*
67
ровых турбин (диаметр шейки вала 250—500 мм). Глу­
бина винтовой канавки h подбирается в зависимости от
выбранных значений а и с по табл. 1-5.
Винтоканавочные уплотнения при радиальных зазо­
рах с, больших, чем у гребенчатых уплотнений, обеспе­
чивают при расчетных режимах и оптимальных соотно­
шениях других размеров значительно меньшие протечки
Таблица
1-5
Глубина винтовой канавки h , мм
Радиальный
зазор С, мм
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
Угол наклона винтовой линии а, град
2
4
6
10
15
20
2,8
4
5
6
7
2
3
4
5
6
1,2
2,2
2,8
3,7
4,6
0,7
1,2
2,0
2,5
3,2
0,4
0,7
1,2
1,7
2,0
0,3
0,6
1,0
1,4
1,7
масла. Установлено, что при отступлении от рекомендуе­
мых оптимальных размеров винтовой нарезки эффектив­
ность винтоканавочных уплотнений резко снижается.
Винтоканавочные уплотнения не обеспечивают герметич­
ности соединений при отсутствии вращения вала, поэто­
му они малоэффективны во время пуска и останова тур­
бины. Очень часто эти уплотнения применяются в соче­
тании с гребенчатыми, обеспечивающими запирание мас­
ла при малых скоростях и в состоянии покоя.
6) Масловодородные уплотнения генератора
Для предотвращения утечек водорода из корпуса гене­
ратора применяются масляные уплотнения двух основ­
ных типов: кольцевые (осевые) и торцевые (радиальные)
[Л. 11, 43, 89]. Основным элементом кольцевого уплотне­
ния является вкладыш 4 (рис. 1-19). Из кольцевой ка­
меры 1 масло поступает в соответствующую выемку 3
вкладыша 4 и далее в зазор между валом 5 и баббито­
вой заливкой, направляясь одним потоком в сторону
водорода, другим — в сторону воздуха. Наличие зазора
между кольцевым выступом 2 корпуса уплотнения и вы­
емкой 3 на тыльной поверхности вкладыша позволяет
68
вкладышу свободно переме­
щаться в радиальном на­
правлении. Обычно диаме­
тральный зазор между ва­
лом и вкладышем равен
0,3—0,4 мм.
Кольцевое
уплотнение
конструктивно очень просто,
мало чувствительно к крат­
ковременному
изменению
давления масла, имеет пони­
женные потери мощности на
трение. Основным недостат­
ком его является повышен­
ный расход масла в сторону
водорода. Из масла выделя­
ется воздух, снижающий чи­ Рис. 1-19. Кольцевое уплотне­
стоту водорода, поэтому не­
ние вала генератора.
обходимо производить не­
прерывную очистку масла от
воздуха и попутно от водорода и других газов в специ­
альных маслоочистительных вакуумных установках. При
повышении давления водорода в генераторе, что харак­
терно для современных мощных электрических машин,
необходимо одновременно повышать и давление масла
на уплотнения. Расход масла в сторону водорода уве­
личивается при этом настолько, что маслоочистительная
установка даже повышенной производительности не обес­
печивает удовлетворительной дегазации масла, и чистота
водорода в генераторе быстро снижается. По этой при­
чине описанная конструкция кольцевого уплотнения при­
менялась лишь в системах, где давление водорода не
превышало 5 - 103 Па [Л. 43].
На ряде электростанций кольцевые уплотнения усо­
вершенствованы. Диаметральный зазор между валом и
вкладышем уменьшен до 0,1 мм, уплотнен зазор между
кольцевым выступом на корпусе уплотнения и соответ­
ствующей выемкой на вкладыше. Эти мероприятия по­
зволили резко снизить утечки масла в сторону водорода
при давлении газа 0 ,5 -105—0,9* 105 Па в корпусе гене­
ратора [Л. 89].
Еще более эффективными оказались кольцевые уп­
лотнения с гидродинамической центровкой вкладыша.
Если в обычных уплотнениях рабочая поверхность вкла­
69
дыша имеет цилиндрическую форму, то в новом типе
уплотнения на рабочей поверхности вкладыша "со сто­
роны воздуха сделаны несущие масляные клинья, равно­
мерно расположенные по всей окружности. Эти клинья
центрируют вкладыш относительно вала, сокращают до
минимума возможность радиального перемещения вкла­
дыша, препятствуют износу баббита и, следовательно,
обеспечивают умеренные расходы масла в сторону водо­
рода [Л. 89].
Рис. 1-20. Торцевые уплотнения вала генератора.
Кольцевые уплотнения всех типов не выходят из
строя при перебоях в подаче масла, а подплавление их
вкладышей, если оно и случится, не вызывает, как пра­
вило, повреждения поверхности вала.
Торцевые уплотнения применяются в настоящее вре­
мя на большинстве отечественных генераторов большой
мощности. Конструктивно они достаточно разнообразны
(рис. 1-20). Но как бы эти уплотнения ни отличались
друг от друга, все они имеют вкладыш с торцевой рабо­
чей поверхностью, напоминая упорный подшипник.
В торцевых уплотнениях используется центробежный
■эффект вращающейся масляной пленки, тормозящей ра70
циальный поток масла в сторону водорода. Небольшое
количество масла, находящегося в контакте с водородом,
обычно не требует вакуумной очистки всего поступающе­
го в уплотнения масла. Уплотнение состоит из корпуса
4 и вкладыша 1, постоянно прижимаемого к упорному
гребню 2. Из напорной камеры 5 масло поступает
в кольцевую канавку на рабочей поверхности вкладыша
и далее разделяется на два потока: основной поток на­
правляется в сторону воздуха, обеспечивая смазку и
охлаждение вкладыша; меньший поток идет в сторону
водорода, предотвращая выход газа и обеспечивая смаз­
ку и охлаждение внутреннего запорного пояска вкладаша. Рабочая поверхность торцевого вкладыша, залитая
баббитом, имеет специальную разделку.
При вращении вала между упорным гребнем и рабо­
чей поверхностью вкладыша создается гидродинамиче­
ское давление масла, уравновешивающее усилие, прижи­
мающее вкладыш к гребню. Наиболее напряженно рабо­
тает вкладыш при малых частотах вращения вала (ниже
200—400 мин-1) и особенно при тихоходном провора­
чивании вала во время пуска или расхолаживания тур­
боагрегата, когда режим гидродинамического трения
уступает место полужидкостному трению. Зависимость
давления, развивающегося в масляном клине, от частоты
вращения ротора является общим недостатком торцевых
уплотнений.
В уплотнении, изображенном на рис. 1-20,я, вкладыш
прижимается к гребню пружинами 3, давлением масла
и давлением водорода. Суммарное осевое усилие при
этом достигает значительных величин, вызывающих на­
рушение^ нормальной работы масляного клина. Поэтому
в современных торцевых уплотнениях стараются умень­
шить общее усилие, прижимающее вкладыш к упорному
гребню.
На рис. 1-20,6 показано уплотнение, в котором уплот­
няющее масло отжимает вкладыш от гребня. Прижатие
же вкладыша осуществляется спиральными пружинами
3 и давлением водорода. Удельное давление на рабочую
поверхность вкладыша хотя и возрастает с повышением
давления водорода, но не так резко, как в уплотнении
рис. 1-20,а, и при номинальном давлении водорода
2 -105 Па получается значительно ниже допустимого. Од­
нако при падении давления масла расход его сни­
жается, а суммарное осевое усилие возрастает, что нару­
71
шает нормальный режим работы уплотнения. Кроме то­
го, при понижении давления водорода, например при
вытеснении его углекислотой, отжимающее усилие масла
может превысить суммарное прижимающее усилие от
пружин и давления водорода, и вкладыш отойдет от
гребня, что вызовет повышенный слив масла в сторону
водорода.
В уплотнениях рис. 1-20,о вкладыш прижимается
к диску пружинами 3 и давлением водорода. Масло под­
водится в напорную камеру 5 между двумя уплотняю­
щими кольцами и не оказывает никакого влияния на
прижимание вкладыша к гребню. С целью снижения
давления водорода на вкладыш задний торец обоймы
имеет минимальную поверхность.
В последнее время стали применять двухкамерные
уплотнения (рис. 1-20,г), в которых пружины отсутству­
ют. Вкладыш прижимается к гребню усилием от дав­
ления прижимающего масла в камере 8 и давлением
водорода в генераторе. Уплотняющее масло подводится
по самостоятельной линии в камеру 5 и далее к рабочей
поверхности вкладыша. Изменением давления масла
в камере 8 можно регулировать усилие, прижимающее
вкладыш к гребню, не прибегая к разборке уплотнения.
При общем снижении давления масла в системе уплот­
нения генератора прижимающее усилие также снизится,
что делает это уплотнение несколько менее чувствитель­
ным к перебоям в подаче масла, чем в уплотнениях дру­
гих типов. Однако двухкамерные уплотнения требуют
установки двух регуляторов давления масла: уплотняю­
щего и прижимающего, что в сравнении с однокамерны­
ми уплотнениями является недостатком, так как непо­
ладки с регулятором прижимного масла могут привести
к выходу уплотнения из строя (Л. 89].
При эксплуатации масляных уплотнений генераторов
нередко происходят неполадки: повышается температура
вкладышей выше допустимых норм, появляется водород
в сливных маслопроводах, увеличивается расход масла
в сторону водорода, происходит попадание масла в кор-,
пус генератора [Л. 43].
Температура вкладышей повышается при неправиль­
ной разделке рабочей поверхности баббитовой заливки,
неудовлетворительной подвижности вкладыша, увеличен­
ных усилиях прижатая вкладыша к гребню, малых пере­
падах между давлением водорода и давлением уплот72
няюицего масла, попадании в смазочный зазор посторон­
них примесей (воды, ржавчины, шлама, грязи). Особен­
но чувствительны торцевые уплотнения к перерывам маслоснабжения. Даже при кратковременном перерыве по­
дачи масла при номинальной нагрузке генератора про­
исходит стремительное повышение температуры баббита,
приводящее к частичному подплавлению или полному
разрушению антифрикционной заливки. В отдельных
случаях при частичном расплавлении баббита происхо­
дит образование высокотвердых кристаллических вклю­
чений, способных интенсивно повреждать поверхность
упорного гребня. Подплавление баббита по окружности
вкладыша происходит неравномерно. Вследствие этого
вкладыш устанавливается с перекосом, что вызывает
увеличение расхода масла через недопустимо большие
зазоры, снижение давления в напорной камере и прорыв
водорода через уплотнение. Задержка с остановом гене­
ратора в этом случае может привести к развитию серь­
езной аварии.
Для предупреждения сильного износа упорного греб­
ня в некоторых уплотнениях применяются ограничители
хода вкладыша, которые не допускают соприкосновения
поверхностей гребня и разрушенного вкладыша. В дру­
гих конструкциях при перебоях в подаче масла вкладыш
отжимается от гребня пружинами, а водород выпускает­
ся в -атмосферу.
Концентрация водорода в сливных маслопроводах не
должна превышать 1%. Появление водорода в сливных
маслопроводах может происходить из-за неплотного
сцепления антифрикционного слоя с корпусом вклады­
ша, нарушения плотности в разъемах корпуса или вкла­
дыша, недостаточной подвижности вкладыша, недоста­
точного усилия прижатия вкладыша к гребню, недопу­
стимо низкого перепада давлений ^часла и водорода.
Подвижность вкладыша резко снижается при работе
уплотнений на коррозионно-агрессивном обводненном
масле.
На ряде генераторов с водородным охлаждением для
повышения надежности работы масляных уплотнений
вала вкладыши с баббитовой заливкой были заменены
вкладышами с сегментами из фторопласта-4 [Л. 89]. При
обследовании генераторов с фторопластовыми сегмента­
ми после 1—2 лет эксплуатации в некоторых случаях
был обнаружен значительный износ (до 8—9 мм) упор­
73
ного гребня, вызванный как твердыми включениями, за­
стрявшими в размягченном полимере, так и электроэрозионным процессом. Кроме того, во фторопластовом
слое вкладыша появились щели, вызвавшие повышенный
расход масла в сторону водорода и появление водорода
в сливных маслопроводах. По этой причине дальнейшая
замена баббита на фторопласт приостановлена.
Для предотвращения утечек масла из напорной ка­
меры вкладыша раньше применяли пластикатовые диаф­
рагмы 6 (рис. 1-20,а), пружинящие стальные, чугунные
или текстолитовые кольца 9 (рис. 1-20,6), размещавшие­
ся в специальных канавках. Опыт эксплуатации показал,
что текстолитовые кольца разбухают под воздействием
обводненного масла, теряют подвижность, приводят к за-'
клиниванию вкладышей и нарушению их нормальной ра­
боты. Металлические кольца оставляют большие нара­
ботки (до 0,15 мм за год эксплуатации) на уплотняемых
поверхностях, препятствующие свободному перемещению
вкладыша. Часто кольца заклиниваются из-за попада­
ния в пазы вместе с маслом воды и грязи или просто
ломаются, что приводит к повреждению уплотнения.
В современных генераторах для разделения камер на­
порного масла применяют уплотнительные кольца 10
(рис. 1-20,8, г) из маслостойкого резинового шнура, уло­
женного в канавки прямоугольного сечения. Установка
резиновых колец снизила расход масла в сторону водо­
рода до 0,01—0,02 л/мин, что в 100 раз меньше, чем
при установке металлических колец [Л. 11, 43 89].
Повышенный расход масла в сторону генератора не­
редко происходит вследствие нарушения нормальной
работы маслозащитных гребенчатых уплотнений 7
(рис. 1-20,а) (износ, неправильная установка, повышен­
ный зазор в разъеме и др.), недостаточного усилия при­
жатия вкладыша к гребню, повышенного перепада меж­
ду давлениями уплотняющего масла и водорода и др.
1-7. ЭЛЕМЕНТЫ ГИДРОАВТОМАТИКИ
а] Регулирование паровых турбин
Система регулирования и защиты современных паровых турбин со­
держит гидравлические сервомоторы и золотники, представляющие
собой поршневые механизмы. Перемещение поршней происходит
иногда под воздействием весьма небольших сил. Для уменьшения
сил трения применяется ряд конструктивных решений, направленных
74
на создание масляной прослойки между подвижными и неподвижны­
ми деталями или на уменьшение силы прижатия подвижной детали
к неподвижной. К таким мероприятиям относится применение кон­
струкции самоцентрирующего поршня, конструкции вращающегося
поршня, устройство каналов, выравнивающих давление в зазоре,
и др. {Л. 16, 17, 155].
Опыт эксплуатации показал, что поршневые механизмы рабо­
тают безотказно лишь при использовании чистого масла. Наличие
в масле загрязнений (механических частиц, влаги, шлама, воздуш­
ных пузырьков) ухудшает работу элементов гидравлической авто­
матики, а в ряде случаев вызывает серьезные аварии. Механические
примеси, содержащиеся в масле, способны засорить регулирующие
окна букс, шайб и отверстий. В большинстве случаев засорение
происходит в пусковой период, когда масляная система еще не очи­
стилась от механических частиц (формовочной земли, сварочного
грата, окалины, других твердых загрязнений различного происхож­
дения). Особенно опасны отложения на элементах регулирования
смолистых веществ, обычно находящихся в растворенном состоянии,
но способных при определенных условиях выделяться в виде вязких
и липких, а иногда и твердых примесей. Эти вещества нельзя от­
фильтровать, и поэтому следует принимать все меры для преду­
преждения подобных отложений {Л. 16]. Попадание твердых частиц
в зазор между подвижными частями элементов регулирования не
только увеличивает их нечувствительность, но приводит иногда
к полной потере подвижности этих элементов, что сопряжено с на­
рушением нормальной работы системы регулирования. Особенно
усложняется аварийная обстановка при сопутствующих и утяжеля­
ющих условиях. Так, при аварийных разрушениях упорных подшип­
ников, когда в масляную систему попадает стружка баббита или
бронзы, одновременно нарушается работа системы регулирования и
защиты турбины [Л. 17]. Устранить эти недостатки можно двумя
путями: предохранением системы регулирования от попадания в нее
посторонних примесей и созданием конструкций, работа которых не
зависит от чистоты масла. Для обеспечения надежной работы систе­
мы регулирования обычно объединяют оба указанных метода. Кроме
общей фильтрации масла в баках (отстойниках) паровых турбин,
перед ответственными элементами системы регулирования устанав­
ливаются дополнительные щелевые, проволочные или иные фильтры,
конструктивно встроенные в детали узлов. Масло для системы гид­
равлической автоматики турбин должно быть очищено от твердых
частиц с определяющим размером *, большим, чем диаметральный
зазор с в золотниках и сервомоторах. Обычно с = 0 .0 8 —0,12 мм, сле­
довательно, фильтрация должна производиться от всех частиц раз­
мером до 0,06 мм {Л. 17].
Весьма неудовлетворительно работают элементы регулирования
и защиты на обводненном масле. Вследствие коррозионной агрес­
сивности обводненного масла происходят изъязвление деталей, ржав­
ление трубопроводов, засорение воздушников и других отверстий
продуктами износа и коррозии деталей, зашламление системы. Осо­
бенно в неблагоприятных условиях оказываются устройства с не­
подвижными золотниками, например, в элементах защиты турбины.
На течение масла через щели малого размера существенное влияние1
1 Меньший из трех габаритов частицы называется определяю­
щим размером.
75
оказывают граничные условия, обусловленные силами молекулярного
взаимодействия, действующими на границе раздела жидкой я твер­
дой фаз. В результате на поверхности щели адсорбируется слой
поляризованных молекул масла, который способствует дальнейшему
засорению (заращиванию) канала твердыми и вязкими включениями.
Образующийся слой веществ приобретает свойство упругой прочно­
сти на сдвиг (свойство квазитвердого тела), поэтому утечки масла
через щель уменьшаются. Рассматриваемое явление получило на.
звание облитерации капиллярных каналов [Л. 3, 17]. Слой облитера­
ции обычно разрушается при возмущениях золотника (вращение,
вибрация, самоцентрирование и др.). При длительном неподвижном
положении золотника происходит постепенное напластование раз­
личного рода веществ в зазоре, и золотник теряет возможность пе­
ремещаться. Прочное закупоривание зазора между золотником и
буксой нередко наблюдалось в первый период освоения турбинных
масел, изготовленных из сернистых нефтей.
Нормальная работа системы регулирования нарушается при по­
ступлении вместе с маслом пузырьков воздуха. Нередко из-за скоп­
ления воздуха в тупиковых, недренируемых камерах гидросистемы
происходят пульсации золотников, дифференциальных поршней и
исполнительных сервомоторов, недопустимые колебания нагрузки
турбомашины, гидравлические удары в маслопроводах. Вследствие
сжимаемости масловоздушной среды происходит замедление скоро­
сти передачи регулирующих импульсов в гидросистеме. В частности,
в литературе отмечается случай существенного запаздывания закры­
тия сервомоторов стопорных клапанов из-за скопления воздуха
в маслопроводах системы защиты турбины (Л. 165].
Обычно мельчайшие воздушные пузырьки при значительном по­
вышении давления за насосом полностью растворяются в масле,
и притекающий ■к элементам гидроавтоматики поток масла практи­
чески не содержит свободного воздуха. Растворенный воздух не
оказывает существенного влияния на работу гидросистемы. Однако
при снижении давления масла происходит процесс выделения ранее
растворенного воздуха и образования крупных скоплений воздуха
в виде «снарядов». Рассмотрим для примера процесс дросселиро­
вания масла в отверстии малого диаметра при переменной разности
давлений A p = p i —pz (р i — давление перед отверстием, р%— давление
за отверстием). При снижении давления р2 происходит увеличение
расхода масла Q по параболической кривой (рис. 1-21,а). При истет
чении сужается поперечное сечение струи масла; давление рд в месте
этого сужения при увеличении перепада давлений Ар уменьшается
линейно до определенного предела, после чего происходит резкое
падение давления рд до величины ниже атмосферного давления.
Расход масла через дроссель при дальнейшем снижении давления
Pi остается постоянным. Во время наблюдения за этим явлением
на прозрачной модели было обнаружено белое облако в дроссели­
рующем отверстии и в некоторой области за ним. Длина облака
(факела) увеличивалась по мере снижения давления р 2. Фотографи­
рование при электрическом разряде со временем освещения 10~6 с
позволило увидеть лентообразный рой пузырьков, которые в области
высокого давления постепенно растворялись в масле. Рассматривае­
мый поток представлял в целом упругую среду с присущими ей кри­
тическим перепадом давлений Ар„р, критической скоростью и пре­
дельным расходом.
Для каждого типа дросселя существует своп зависимость кри­
тической разности давлений от режимных и иных факторов. Форма
76
дросселирующего сечения оказывает большое влияние на количество
выделяющегося воздуха. Существует определенное соотношение гео­
метрических размеров дросселя, при котором возникает максималь­
ное разрежение в потоке масла, обусловливающее максимальное
выделение воздуха. Так, например, наибольшее выделение воздуха
происходит в дросселе круглого сечения при отношении l j d > 10, наи­
меньшее — в щелевом дросселе прямоугольного сечения при отно­
шении //cf> 10. Поэтому обычно рекомендуется применять уплотняю­
щие щели длинными и узкими, а регулирующие окна — с коротким
каналом и острой кромкой (Л. 141].
Рис. 1-21. Влияние воздуха на работу элементов регулирования тур­
бины.
а — возникновение критического расхода и давления при истечении масла че­
рез отверстие малого диаметра (pi=45 • Ш5 Па, //.0=2,5, /=60°С); б — схема
дифференциального поршня; в — влияние воздуха на пульсацию дифферен­
циального поршня (давление рй I — 2,75 • 105 Па; 2 — 9 • 105 Па).
При одинаковых сравниваемых условиях повышение содержания
увлеченного воздуха ср в масле, вызванное, например, неудовлетво­
рительной деаэрацией масла в баке, приводит соответственно к по­
вышению количества выделившегося при дросселировании воздуха.
Однако и при <р=0 во время дросселирования масла будет также
выделяться воздух, растворенный ранее еще при атмосферном дав­
лении ![Л. 141]. Основные результаты испытаний дифференциального
поршня конструкции МЭИ (рис. 1-21,6) приведены на рис. 1-21,в,
где обозначено: а =А у/уо , А у — смещение поршня от равновесного
положения, у 0 — ход поршня на степень неравномерности (Л. 141].
Упругость чистого масла практически не приводит к пульсации диф­
ференциального поршня под воздействием пульсации, начального дав­
ления. Наличие воздуха в масле вызывает значительную пульсацию
поршня с амплитудой, практически линейно возрастающей с увели­
чением содержания воздуха над поршнем.6
6) Регулирование гидромуфт питательных насосов
Гидромуфта предназначена для изменения частоты вращения вала
питательного насоса при неизменной частоте вращения вала электро­
двигателя. Таким образом достигается изменение подачи и напора
насоса |Л . 25, 73, 136— 138].
77
Гидромуфта состоит из двух зависимых между собой колес:
ведомого и ведущего, смонтированных в общем кожухе, заполнен­
ном маслом. Ведомое колесо связано с валом двигателя, ведущее —
с ведомым валом редукторной передачи. Каждое колесо гидромуфты
имеет форму чашеобразных дисков, снабженных прямыми или на­
клонными лопатками. Для уравновешивания осевых сил в гидро­
муфте конструкция ее выполняется симметричной: и ведомый ро­
тор, и ведущий состоят из сдвоенных рабочих колес.
Энергия от ведущего ротора передается ведомому путем гидро­
динамического взаимодействия потока и лопастных систем рабочих
Рис. 1-22. Жиклерная (а) и черпательная (б) гидромуфты.
колес. Такая передача энергии происходит с определенными поте­
рями, внешне выражающимися в том, что ведомый ротор отстает
от ведущего, или, как говорят, «проскальзывает».
Для управления работой гидромуфты применяется система ре­
гулирования. Наибольшее распространение получило регулирование
гидромуфт изменением степени заполнения проточной части гидро­
муфты маслом. В качестве устройств, изменяющих уровень масла
в гидромуфте, применяются черпательные трубки и жиклеры. В свя­
зи с этим различают черпательные и жиклерные гидромуфты.
Принцип регулирования черпательной муфты заключается в сле­
дующем (рис. 1-22,6). В пространстве дополнительного объема А,
образованного наружной стенкой колеса 11 и вращающимся наруж­
ным кожухом 9, установлена скользящая черпательная трубка 8.
Пространство А сообщается с проточной частью гидромуфты посред.ством каналов 10 большого сечения. Под действием статического
напора, создаваемого насосным колесом, масло из проточной части
протекает через каналы 10 в дополнительный объем и заполняет
его. В результате вращения гидромуфты в дополнительном объеме
образуется вращающееся масляное кольцо, причем объем масла
в дополнительном объеме уравновешивает соответствующий объем
в проточной части гидромуфты. Масло в гидромуфте подводится
по трубопроводу 13. В масляное кольцо объема А вводится черпа­
тельная трубка 8. Она загнута против вращения гидромуфты и,
используя скоростной напор жидкости, прокачивает ее через внешний
маслопровод в бак. Черпательная трубка установлена в специаль78
ных направляющих и может передвигаться при помощи колонки,
управляемой автоматически.
Если трубка оттянута к валу, то весь дополнительный объем
и вся проточная часть гидромуфты заполнены маслом; если трубка
выдвинута на периферию, она полностью «вычерпывает» масло из
дополнительного объема, а следовательно, и проточной части. Про­
межуточные положения трубки дают и промежуточные значения за­
полнения проточной части. С уменьшением заполнения проточной
части уменьшается частота вращения ведомого вала 12 при посто­
янной частоте вращения вала электродвигателя 7, и, наоборот,
с увеличением заполнения гидромуфты частота вращения ведомого
вала 12, редуктора 14 и насоса 15 повышается.
В жиклерной гидромуфте (рис. 1-22,а) частота вращения рото­
ра 5 (при неизменной частоте вращения ротора 2) регулируется
изменением количества подводимого к ней масла. При установив­
шемся режиме расход подведенного по трубе 1 масла равен его
сливу 3 из гидромуфты через жиклеры 4. Расход масла через жик­
леры определяется давлением масла перед ними, причем это дав­
ление зависит только от уровня масла 6 в гидромуфте, т. е. от сте­
пени ее заполнения. При изменении расхода масл? изменяется и
уровень масла, и расход через жиклеры. С изменением степени за­
полнения меняется и скольжение ведомого ротора 5 гидромуфты.
При работе гидромуфт происходит интенсивная аэрация масла;
В ряде случаев концентрация воздуха в масле, сливающемся из
гидромуфты, достигает 35—45% {Л. 136— 138].
В черпательной гидромуфте наибольшая аэрация масла воз­
никает в пространстве дополнительного объема А (рис. 1-22,6).
Испытаниями установлено [Л. 70, 137, 138], что входная часть чер­
пательной трубки 8 работает неполным сечением, вследствие чего
создаются условия для свободного поступления воздуха в черпательную камеру. Ввод входного сечения черпака под слой масла
существенно уменьшает аэрацию масла, однако этот прием приме­
няется очень редко, так как он сопровождается дополнительными
потерями энергии. Правильный выбор формы профиля и размеров
заборной части черпательной трубки, а также создание необходи­
мого подпора на сливе масла из нее позволяют снизить аэрацию
масла. Определенная часть воздуха поступает в гидромуфту под
влиянием эжектирующего воздействия струй масла, вводимого по
трубе 13 (рис. 1-22,6). Поэтому все мероприятия, направленные
на герметизацию полостей гидромуфты, являются эффективными
средствами устранения аэрации масла. При этом одновременно сле­
дует избегать и повышенного разрежения в гидромуфте, связанного
с выделением растворенного воздуха из масла и появлением обиль­
ного пенного слоя.
В жиклерной гидромуфте аэрация масла происходит вследствие
подсоса воздуха струями масла, истекающего с большими скоро­
стями из жиклеров. Кроме того, з жиклерной гидромуфте при ча­
стичном ее заполнении образуется устойчивое разрежение, обуслов­
ливающее подсос воздуха в рабочие полости. Для предотвращения
образования вакуума в колесах гидромуфты выполняют наклонные
сверления, соединяющие рабочие камеры g воздушной полостью
корпуса гидромуфты1.
1 Есть мнение о целесообразности ликвидации этих отверстий
]Л. 136].
79
ГЛАВА ВТОРАЯ
СИСТЕМА ПОДАЧИ И РАСПРЕДЕЛЕНИЯ МАСЛА
2-1. МАСЛЯНЫЕ НАСОСЫ
а) Главные масляные насосы
Надежность маслоснабжения в большой мере определя­
ет надежность паротурбинной установки. Значение этой
проблемы состоит прежде всего в том, что прекращение
подачи смазки при номинальной частоте вращения вала
за несколько секунд приводит к расплавлению баббита
в наиболее нагруженных подшипниках, а это вызывает
задевание вала об уплотнения и может привести к рас­
трескиванию шейки вала и повреждению проточной ча­
сти. Тяжелые последствия такой аварии требуют осо­
бенно надежного обеспечения подачи масла в подшип­
ники.
По статистике в США половина всех остановок паро­
вых турбин вызвана неполадками в системе смазки,
. а продолжительность простоев по этой причине в 1.5 раза
больше простоев по всем другим причинам [Л. 108].
Существует большое разнообразие схем маслоснаб­
жения, отличающихся типом применяемых насосов (зуб­
чатые, винтовые, центробежные, струйные), приводом
насосов (от вала главной турбины через понижающий
редуктор или без редуктора, от автономного электриче­
ского или турбинного двигателя), степенью централиза­
ции (совмещенная система регулирования агрегата,смазки подшипников и уплотнения вала генератора; вы­
деление системы регулирования из общей схемы масло­
снабжения; индивидуальная система смазки каждого
подшипника) [Л. 16, 155, 170].
На рис. 2-1,а показана схема маслоснабжения с глав­
ным насосом объемного типа, соединенным с валом тур­
бины редукторной передачей [Л. 16]. Насос подсасывает
масло из бака, повышает давление до величины р0 и по­
дает его в систему автоматического регулирования
(САР). Для поддержания постоянного давления р0 при
перемещениях поршней сервомоторов и других элемен­
тов регулирования на напорной магистрали установлен
редукционный клапан (РК), который перепускает масло
80
в систему смазки (СС) подшипников. Во время переход­
ных процессов регулирования, когда большие расходы
масла направляются для перемещения поршней сервомо­
торов, редукционный клапан прикрывается, а недостаю­
щий расход масла на подшипники восполняется сливом
масла из полостей сервомоторов. Для поддержания не­
обходимого давления масла на смазку подшипников
Рис. 2-1. Схемы маслоснабжения.
1 — картер подшипника; 2 — вал турбины; 3 — дисковый вязкостный насос; 4 —
маслоохладитель; 5 — вкладыш.
устанавливается маслосбрасывающий клапан (МСК).
У насосов объемного типа напорная полость разобщает­
ся со всасывающей механическим образом (зацеплением
зубьев), что обеспечивает надежное всасывание масла из
бака даже при неблагоприятных условиях: при низкой
частоте вращения вала турбины, при скоплении воздуха
во всасывающих магистралях, при неудовлетворительной
деаэрации масла в баке.
В насосах объемного типа возможно возникновение
кавитационных явлений, вызывающих шум, местную
эрозию деталей, снижение подачи. Быстроходность таких
6—501
81
насосов ограничена. Чем больше подача насоса и свя­
занные с ней радиальные его размеры, тем меньше до­
пустимая по условиям кавитации частота вращения на­
соса. При больших расходах масла, применяемых в со­
временных турбинах (10—30 л/с и более), приходится
понижать частоту вращения насосов объемного типа до
700— 1 500 мин-1 и соединять их с валом турбины через
понижающий редуктор. Такая передача усложняет кон­
струкцию блока переднего подшипника, где обычно раз­
мещается насос, и понижает надежность маслоснабжения из-за аварийного разрушения редуктора, нередко
наблюдаемого на практике (Л. 108, 155].
Если недавно подавляющее большинство паровых
турбин поставлялось с объемными масляными насосами,
то в настоящее время широкое распространение получи­
ла схема маслоснабжения с центробежными насосами.
Давление, развиваемое центробежным насосом, пропор­
ционально плотности перекачиваемой жидкости и квад­
рату окружной скорости. При запуске, когда во всасы­
вающей полости находится воздух, насос не в состоянии
сам подсосать масло из бака на высоту более 100—
150 мм. Поэтому центробежные насосы должны быть
всегда заполнены маслом, что достигается установкой
маслоструйного инжектора (рис. 2-1,6— г), погруженного
под уровень масла в баке, или установкой предвключенного насоса объемного типа [Л. 16].
Большим преимуществом центробежного масляного
насоса для маслоснабжения паровых турбин является
возможность его расположения непосредственно на валу
турбины, т. е. без применения редукторной передачи.
Кроме того, для повышения быстродействия системы ре­
гулирования очень полезным является свойство центро­
бежного насоса перегружаться по подаче во время пере­
ходных процессов [Л. 16, 155].
В системах маслоснабжения с центробежными насо­
сами масло в систему смазки подшипников и на уплот­
нив вала генератора обычно подается основным или до­
полнительным инжекторами. Рабочей жидкостью для ин­
жекторов служит масло высокого давления, подводимое
к соплу от центробежного насоса. Всасывающая камера
дополнительного инжектора соединяется при этом либо
с объемом масла в баке, либо с нагнетательной камерой
основного инжектора, обеспечивающей лишь небольшое
избыточное давление во всасывающей линии центробеж­
S2
ного насоса. Двухинжекторные схемы, в особенности
двухступенчатая схема (рис. 2-1,г), обладают высокой
экономичностью по сравнению с одноинжекторными
[Л. 16].
В некоторых системах маслоснабжения ЛМЗ масло
к центробежному насосу системы регулирования и на
смазку подшипников подводится предвключенным винто­
вым насосом, имеющим редукторный привод (рис. 2-1,<3).
В турбинах фирмы Дженерал Электрик для повышения
надежности работы центробежного насоса, установлен­
ного на валу турбины, применяют предвключенный цен­
тробежный насос, расположенный в масляном баке и
приводимый во вращение масляной турбинкой, которая
питается маслом от главного центробежного насоса и
направляет затем это масло пониженного давления на
смазку (рис. 2-1,е). Схема с винтовым предвключенным
насосом обеспечивает весьма надежную работу главного
масляного насоса центробежного типа и, кроме того,
снижает расход энергии, так*как коэффициент полезного
действия винтового насоса значительно выше к. п-. д.
инжектора. Но применение винтового насоса требует
редукторной передачи, что снижает надежность насосной
группы в целом. Схема с предвключенным центробеж­
ным маслонасосом и масляной турбинкой мало уступает
по экономичности схеме с предвключенным винтовым
насосом, но по надежности она уступает всем вышеопи­
санным схемам, в частности инжекторным. Инжектор,
в котором нет ни одной подвижной детали, всегда на­
дежнее турбомасляного агрегата с постоянно вращаю­
щимися роторами [Л. 16].
Все отечественные турбины мощностью до 200 МВт
изготовлялись с главными масляными насосами, приво­
дящимися от вала основного агрегата. Надежность та­
кого привода подтверждена мировым опытом эксплуата­
ции турбин различных типов и мощностей. Однако при
создании паровых турбин большой мощности (300—
800 МВт) создались определенные трудности с размеще­
нием масляного насоса в блоке переднего подшипника
[Л. 103, 108] и трассировкой к переднему стулу масло­
проводов с достаточной самокомпенсацией его больших
перемещений. Требовалось применять повышенное дав­
ление масла в системе регулирования (20-105 Па и бо­
лее), а размещение насосных дисков непосредственно на
валу мощной турбины нередко оказывалось конструк­
6*
83
тивно сложным. Расположение масляного бака большой
емкости вместе с инжекторной группой возле горячих
паропроводов оказалось опасным в пожарном отноше­
нии. Еще более очевидные трудности при компоновке на­
сосов на валу турбины и масляных баков в непосредст­
венной близости от турбины создались при использова­
нии различных жидкостей в системе смазки (нефтяное
масло) и системе регулирования (вода, огнестойкое мас­
ло). Вот почему при проектировании турбин большой
мощности конструкторы вынужденно пошли на установ­
ку автономных масляных насосов с приводом от элек­
трического' двигателя, а масляный бак удалили от основ­
ного узла паропроводов. Одновременно с этим возникла
возможность создания централизованной системы смаз-'
ки, обслуживающей ряд агрегатов, расположенных на
разных уровнях: главную турбину, генератор, питатель­
ный турбонасос, питательный электронасос с гидромуф­
той и редуктором, резервный возбудитель.
Централизованная система смазки содержит два глав­
ных центробежных насоса с приводом от электродвига­
телей переменного тока [Л. 117, 152]. Один из насосов
является поочередно
рабочим, другой — резервным.
В конструктивном отношении эти насосы мало чем от­
личаются от центробежных, построенных для работы на
воде. В последнее время стали применять масляные на­
сосы вертикальные, одноступенчатые, с двусторонним
всасыванием. Уровень дренажной камеры уплотнения
вала такого насоса находится выше максимального уров­
ня масла в баке, вследствие чего отпадает необходимость
в устройстве сальниковых уплотнений вала. Система
смазки с автономными насосами безопаснее в пожар­
ном отношении, так как всегда есть возможность отклю­
чения работающих насосов в случае неблагоприятного
развития пожара из-за возгорания масла. Отметим, что
это мероприятие осуществимо лишь в том случае, когда
подшипники турбоагрегата оборудованы индивидуаль­
ными аварийными бачками (§ 2-2).
Несвоевременное включение в работу резервного маслонасоса
нарушает нормальную подачу масла в систему смазки подшипников
и может привести к развитию аварии. Поэтому все турбины обяза­
тельно оснащаются системой автоматических устройств для пуска
резервных насосов при снижении давления масла в системе смазки,
при отключении электродвигателя рабочего масляного электронасо­
са, при исчезновении напряжения на шинах собственного расхода.
Имеются вполне определенные директивные указания об особеннос­
84
тях включения реле падения
давления в системе смазки
(РПДС) [Л. ПО]. Импульсом
к РГТДС служит падение дав­
ления масла в системе смазки
в общем маслопроводе после
маслоохладителей в непосред­
ственной близости от подшип­
ников турбины. РПДС устанав­
ливается у места отбора им­
пульса на уровне оси вала тур­
9ч8
бины. Чтобы избежать замед­
:1
ления скорости передачи ги­
дравлического импульса, длина
трубки к реле не должна превы­
шать 4—5 м, а внутренний диа­
Рисъ 2-2. Схема включения реле
метр ее должен быть не менее
падения давления масла [Л. ПО].
10—15 мм. Время действия
1 — масло от насоса; 2, 3 — маномет­
РПДС не должно превышать
ры; 4 — реле; 5 — воздушник; 6 — ось
0,2 с. Импульсная трубка при­
вала турбины; 7 — дренаж; 8 — масло
к подшипникам; 9 — гидрозатвор.
соединяется к маслопроводу
таким образом, чтобы обеспечи­
вался U -образный затвор высотой не менее 0,5 м. В верхней части ре­
ле обязательно ставится приспособление для удаления скопившегося
воздуха. Рекомендуется систематически проверять работу РПДС без
снижения давления в системе смазки при работе турбины под
нагрузкой. Для этой цели реле подсоединяется дренажной линией
с вентилем условным диаметром не менее 10 мм к линии смазки
подшипников и к сливному маслопроводу турбины или к маслобаку.
Контрольный манометр, но которому проверяются уставки РПДС,
устанавливается на одном уровне с реле (рис. 2-2).
Для каждого типа турбины устанавливаются конкретные устав­
ки РПДС и других автоматических устройств, записанные в инст­
рукции завода — изготовителя турбины. По ПТЭ пуск турбины при
неисправности одного из масляных насосов или системы их авто­
матического включения запрещается. Резервные и аварийные масля­
ные насосы и устройства их автоматического включения должны
проверяться в работе не реже 2 раз в месяц и перед каждым пус­
ком н остановом турбины.
'tit
(
J
При работе центробежных насосов нередко возникает
пульсация давления масла. Исследованиями ВТИ было
установлено [Л. 16, 17], что пульсация давления вызы­
вается вихревым движением масла, возникшим еще до
рабочего колеса насоса, например, при обтекании како­
го-либо препятствия в инжекторе, во всасывающем тру­
бопроводе, во входном канале перед рабочими лопатка­
ми. Эти вихри вызывают возмущения в насосе и на вы­
ходе из него. Для уменьшения указанных возмущений
на входе в насос устанавливают радиальный направляю­
щий аппарат.
Часть масла после выхода из рабочего колеса воз­
вращается во всасывающую камеру через пазухи между
85
диском и корпусом насоса. Эти утечки отжимают основ­
ной поток масла и вызывают его возмущение. Величина
вихревой зоны зависит от расхода масла через уплотне­
ние, скорости возмущаемого потока, конструкции уплот­
нения и плавности входной части покрывающего диска.
Эффективным уплотнением, почти полностью исключаю­
щим возмущение, является когтеобразное.
Вихреобразование масла может быть вызвано и на
выходе из насоса при отрыве потока от стенок рабочих
и направляющих лопаток, при ударном входе масла при
нерасчетных режимах. Мерами, уменьшающими вихреобразования, являются повышение чистоты обработки
дисков, направляющего аппарата и спиральной камеры;
правильное профилирование лопаток и обязательное
скругление кромок; тщательная зачистка сварочных швов
до устранения неровностей; снижение скорости отвода
масла из камеры за направляющим аппаратом и др.
Пульсация давления масла часто возникает при ра­
боте насоса на аэрированном масле. Воздух и паровые
фракции масла, попадая в насос, снижают его подачу
и напор, а при больших воздухосодержаниях могут даже
полностью сорвать работу насоса. Особенно чувствитель­
ны к попаданию воздуха центробежные насосы.
На рис. 2-3 показано влияние содержания воздуха
в масле на основные параметры центробежного насоса
[Л. 139].
Как видно из графиков, подача и напор, развивае­
мые насосами, снижаются в первом приближении про­
порционально содержанию воздуха в масле. Резко
ухудшается и к. п. д. насоса при работе на аэрирован­
ном масле. С повышением вязкости масла отрицатель­
ное влияние воздуха на основные параметры насоса про­
является еще в большей мере.
Абсолютное давление во всасывающей камере, при
котором происходит срыв работы центробежного насоса,
обычно называют критическим давлением всасывания
рк. Испытания показали [Л. 139], что величина давления
Pi{ также зависит от воздухосодержания <р и температу­
ры t масла. В частности, для насоса 2КМ-6 при <р=0
снижение температуры масла с 49 до 2 7 °С ведет к сни­
жению всасывающей способности 1—рк на 24 %• При
содержании в масле всего лишь 2% воздуха всасываю­
щая способность того же насоса снижается на 40% при
£= 49°С и на 79% при t = 27 °С.
36
Воздух, скопившийся a
-4 9 ° £
в корпусе резервного цен­ 1.0
тробежного насоса, ухуд­ 0,8
зэ °с
27 ° С \
шает его пусковые ха­
1
V
0,6
рактеристики.
Расшиф­
ровка осциллограмм по­ Рг
казала, что при отсутст­ 1.0
1
АГС
вии воздуха в корпусе на­
0,8
27°С*
соса 2КМ-6 пуск его осу­
1
I
ществляется за 0,5 с не­ 0,6
зависимо от положения
7
нагнетательной задвиж­ 1,0
ки.
При температуре 18 °С 0,8
'■Nhsjr Г^40,°С
и объеме воздуха в кор­
0,6
3гсЛs.
пусе насоса 1,5 л разворот
27°С Л
У
насоса увеличивается с OA Г Т1 ~---1
0
10
20
30
40 % 58
1,5 с (при закрытой на­
порной задвижке) до 21 с Рис. 2-3. Влияние воздуха на па­
(при открытой задвижке),
раметры центробежного насоса.
а установившееся давле­ Q = Q /Q o , Р г = Р 2/Рм; 4 = 4 /4 ° ; Q, Р г . Ч "
расход, давление подачи и
ние нагнетания снижается объемный
к. п. д. насоса при наличии в масле
воздуха;
Qo,
Р , Ло — то же, но при
с 4,5-10» до 2 ,9 -105 Па.
отсутствии в масле воздуха.
Повторные пуски насо­
са при закрытой напорной
задвижке приводят к некоторому росту давления нагне­
тания и снижению времени полного разворота насоса,
что вызвано, по-видимому, частичным выталкиванием
скопившегося воздуха через всасывающий патрубок и
его перемешиванием с маслом. При открытой задвижке
время повторного разворота насоса практически стано­
вится одинаковым со временем пуска насоса на чистом
масле. Стендовые испытания и опыт эксплуатации по­
казывают эффективность повторных пусков при подо­
зрениях на скопление воздуха в корпусе насоса. Необ­
ходимо всегда осуществлять тщательную эвакуацию
воздуха из корпуса насоса и осуществлять эффек­
тивный прогрев резервных масляных насосов. Для этой
цели верхние точки тупиковых камер насоса, корпусов
задвижек, всасывающих маслопроводов соединяют дре­
нажными линиями с воздушным объемом сливного
отсека масляного бака; в ряде случаев для отсоса воз­
духа устанавливается маслоструйный эжектор; в тарел­
ках обратных клапанов насосов просверливают отвер­
20
87
стия диаметром 2—3 мм, через которые постоянно цир­
кулирует прогревающее масло [Л. 139, 152].
б) Аварийные масляные насосы
Масляный насос, имеющий привод от вала главной тур­
бины, резервируется пусковым масляным насосом с при­
водом от электродвигателя переменного тока или от
вспомогательной турбинки (в турбоагрегатах прежних
выпусков). При пуске или останове турбины, а также
при неисправностях главного насоса в работу включает­
ся пусковой масляный насос. При потере собственных
нужд на электростанции или при аварийном выходе из
строя котла, когда нельзя включать пусковые масляные
насосы, масло на подшипники останавливаемого турбо­
агрегата подается от аварийных масляных насосов
(АМН) с приводом от электродвигателя постоянного'
тока. Иногда не удается включить в работу АМН, на­
пример, из-за повреждения электрических кабелей пи­
тания двигателя АМН или контрольных кабелей систе­
мы защиты и управления (при пожаре в кабельном ка­
нале), из-за перегорания предохранителей, при отказе
автоматического или дистанционного включения и др.
В такой аварийной обстановке подшипники останавли­
ваемой турбины будут получать постепенно уменьшаю­
щееся, но более или менее достаточное количество мас­
ла от главного насоса 1 вплоть до того момента, когда
этот насос не прекратит подачи масла при пониженной
частоте вращения вала турбины п. Насосы объемного
типа, обладающие большим самовсасыванием, сохраня­
ют подачу масла вплоть до достижения сравнительно'
малых предельных частот « = 400 мин-1. Насосы центро­
бежного типа, установленные на валу турбины, прекра­
щают подачу масла при « = 6 0 0 —800 мин-1, если на
входной части насоса установлен гидравлический за­
твор, и при « = 2 000 мин-1, если указанный затвор отсут­
ствует. При частоте вращения вала турбины ниже пре­
дельной останов турбины происходит без подачи масла
на подшипники. Опасность разрушения подшипников
(особенно упорных) при пониженных частотах враще­
ния ротора турбины оказывается менее значительной.
[Л. 16].
1 Если насос исправен.
88
В системах централизованного маслоснабжения
(рис. 1) турбинного оборудования мощных энергобло­
ков главный масляный насос системы смазки обычно
имеет привод от автономного электродвигателя пере­
менного тока и резервируется аналогичным же насосом
[Л. 117]. Эти насосы поочередно используются при пуске
турбины, ее нагружении, длительной эксплуатации и
плановом останове. При потере собственных нужд пода­
ча масла к подшипникам останавливаемой турбины
производится от одного или двух аварийных масляных
насосов с приводом от электродвигателей постоянного
тока, запитанных от аккумуляторной батареи. Самостоя­
тельно этот резерв недостаточно надежен, так как дви­
гатель не может быть пущен мгновенно и, кроме того,
быстрое включение большой нагрузки на аккумулятор­
ную батарею часто приводит к посадке напряжения на
ее шинах, что в свою очередь снижает надежность ра­
боты как самого АМН, так и других ответственных по­
требителей постоянного тока (устройств АВР, реле за­
щит, сигнализации, аварийного освещения). Из-за ма­
лых маховых моментов масляных насосов с автоном­
ным электроприводом скорость падения давления в си­
стеме смазки после исчезновения напряжения перемен­
ного тока настолько велика (до 0,5-105 П а/с), что под­
шипники почти сразу же (через 2—3 с) остаются без
масла, и запоздалое включение АМН уже не предотвра­
тит аварийного разрушения опор скольжения [Л. 16,
103].
Скорость падения давления масла в системе смазки
после исчезновения напряжения переменного тока мо­
жет быть существенно (в 7— 15 раз) снижена за счет
установки дополнительных маховиков на валу насосно­
го агрегата. В течение 30—40 с после отключения элект­
родвигателя ротор насоса будет вращаться по инерции
и продолжать подавать в систему смазки масло. За это
время может включиться в работу АМН и создать не­
обходимое давление в системе. Однако маховики не ре­
шают проблему аварийного маслоснабжения полностью,
так как при любых неисправностях с АМН подшипники
будут разрушены [Л. 16, 103, 108].
Задача резервирования надежно решается примене­
нием аварийных емкостей в крышках подшипников тур­
боагрегата, предложенных ВТИ [Л. 16] и реализованных
всеми отечественными турбостроительными заводами на
89
агрегатах большой мощности. Правильно выбранный
объем аварийного бачка и надлежащим образом рас­
считанное дозирующее устройство обеспечивают подачу
масла при переключениях главного насоса на резервный
и позволяют осуществить безаварийный останов турби­
ны даже без работающих маслонасосов 1, в том числе
и АМН. Естественно, что сочетание работы АМН и ава­
рийных бачков только повышает надежность маслоснабжения при отключении основных насосов. В этом слу­
чае уже нет нужды в мгновенном включении АМН после
исчезновения напряжения переменного тока, так как
в течение 5— 10 с (и более) после начала аварии непре­
рывность подачи масла на подшипники гарантируется
аварийным бачком. За указанное же время закончится
процесс включения устройств АВР, реле защит и авто­
матики, предъявляющих наиболее жесткие требования
к уровню напряжения на шинах аккумуляторных бата­
рей.
Аварийная обстановка на электростанции, требую­
щая включения в длительную работу АМН, встречается
не так уже и часто. Поэтому нет особой нужды уста­
навливать АМН с такой же подачей и напором, как и
у основных насосов. Необоснованное завышение пода­
чи и напора аварийных насосов приводит к увеличению
мощности их электропривода, усложнению схемы пуска
двигателей, увеличению времени его разворота, возра­
станию емкости аккумуляторных батарей [Л. 103]. Ж е­
лательно применять для привода АМН электродвигате­
ли мощностью 14— 19 кВт и менее, для которых легко
осуществима схема прямого пуска с постоянно вклю­
ченным сопротивлением в цепь якоря и с незначитель­
ным ослаблением потока возбуждения [Л. 98].
Для определения минимально допустимых расходов
масла на подшипники турбины на стенде УралВТИ про­
ведены специальные исследования [Л. 58]. Установлено,
что опорные подшипники обладают определенным на­
сосным эффектом. Например, при подводе масла по схе­
ме рис. 1-2,г к подшипнику 0 500 мм снижение избы­
точного давления р от 1,32-105 Па до 5,9 кПа привело
к уменьшению расхода масла в 1,7—2 раза (частота
1 Останов турбины без работающих маслонасосов необходим
в случае загорания масла (с целью прекращения подвода масла
к месту возникновения пожара).
90
вращения вала составляла величину 3 000 мин-1). Тем­
пература баббитовой заливки при этом возросла на 5—■
8°С. Минимальная толщина смазочного слоя была не
менее 100 мкм. При давлении р ниже нуля возникли
пульсации давления в масляном слое, подшипник завиб­
рировал, хотя температура баббитовой заливки и не до­
стигла предельных величин. Значительного уменьшения
расхода масла за счет снижения давления р удалось до­
стичь на том же подшипнике при подводе масла в на­
чало образования клина (рис. 1-2,а). Подшипник удо­
влетворительно работал при расходе масла Q = 1,25 кг/с
(т. е. в 5 раз меньшем, чем при расчетных режимах).
Вибрации подшипника не наблюдалось. Максимальная
температура баббитового слоя достигла 100— 103 °С
(при частоте вращения вала 3 000 мин-1). Опорный под­
шипник длительное время работал даже тогда, когда
в Аварийных емкостях искусственно создавалось разре­
жение до 9,8 кПа. Температура баббита при этом не
превышала 105 °С, что вполне допустимо при кратковре­
менной аварийной обстановке. Лишь при разрежении
14,7 кПа происходил срыв подачи масла в подшипник.
С уменьшением расхода масла происходит характер­
ный рост общего нагрева масла Ы (рис. 1-7). Высокие
температуры отработанного масла (70—7 5 °С) недопу­
стимы при длительной работе подшипника, но вполне
могут быть оправданы при кратковременной работе во
время аварийного выбега ротора турбины.
Упорные подшипники также допускают определенное
уменьшение расхода масла через них при соответствую­
щем увеличении температуры баббитовой заливки упор­
ных колодок (рис. 1-44). Однако в отличие от опорных
упорные подшипники не обладают самовсасыванием.
Наоборот, при повышении частоты вращения вала рас­
ход масла не только возрастает, но даже уменьшается.
При нулевом избыточном давлении подводимой смазки
расход масла через упорный подшипник прекращается.
Таким образом, минимально допустимое давление мас­
ла на упорный подшипник оказывается значительно вы­
ше, чем на опорные.
Возможность работы подшипников при пониженных
расходах масла и одновременно повышенной температу­
ре (до 55 °С за охладителями) была подтверждена при
промышленных испытаниях турбины К-300-240 на одной
из ГРЭС. Для того чтобы при сниженном давлении мас­
91
ла (0,3• 105 Па) удовлетворительно работали и опорные,
и упорные подшипники, в камеру с упорными колодка­
ми было подведено дополнительное количество масла
по специальной линии 9 (рис. 2-4), байпасирующей ос­
новной маслораздаточный коллектор. Эта линия содер­
жала дозирующую диафрагму 8, рассчитанную на уве­
личенный расход масла при пониженном давлении. При
нормальном маслоснабжении, когда работает основной
насос 1, расход масла по байпасирующей линии отсутст­
вует, так как этому способствует обратный клапан 10,
установленный на перемычке между основным и аварий­
ным подводами масла (Л. 61].
Известны и другие схемы подключения АМН к си­
стеме смазки с целью снижения мощности электропри­
вода постоянного тока. Например, •широко применяется
схема подключения АМН помимо маслоохладителей
(рис. 1) [Л. 117]. Аварийная остановка турбоагрегата
нередко связана с потерей напряжения переменного то­
ка в'системе собственных нужд. В этих условиях будет
прекращен доступ воды к маслоохладителям. Поэтому
нет необходимости включать АМН через маслоохлади­
тели, так как это приводит к дополнительным потерям
напора, развиваемого АМН. Подшипники же останав­
ливаемой турбомашины могут работать и на горячем
масле. Следует отметить, что в рассматриваемом случае
выигрыш в уменьшении мощности привода АМН будет
тем значительнее, чем меньше потери напора, в -перемыч­
ке, байпасирующей маслоохладители, по сравнению
с потерями напора в самих охладителях при данных
ограниченных расходах масла. Вполне возможно, что
в очень длинной перемычке (к тому же малого диамет­
ра) потери напора окажутся выше, чем в маслоохлади­
телях, и тогда байпасирование последних окажется бес­
смысленным.
Подача АМН может быть снижена за счет отключе­
ния ряда потребителей масла, которые не нуждаются
в масле в случае остановки блока (гидромуфта пита­
тельного электронасоса, резервный возбудитель, неответ­
ственные механизмы и др.). Указанное ограничение рас­
хода масла, подаваемого АМН, достигается включением
этих потребителей 2 за обратным клапаном 3 (рис. 2-4).
Значительное снижение потребляемой мощности
АМН достигается при подключении насоса не к масля­
ному баку, а к сливному коллектору турбины, располо­
92
женному вблизи к подшипникам1. Вследствие этого су­
щественно (в 1,5—2 раза) снижается необходимый на­
пор насоса. Для обеспечения нормальной работы АМН
необходимо организовать деаэрацию и фильтрацию мас­
ла непосредственно в сливных маслопроводах (см гл. 4).
При нормальной эксплуатации турбины масло из слив­
ного коллектора 5 (рис. 2-4) сливается в бак через мас­
лосборник-гидрозатвор 11, обеспечивающий надежное
Рис. 2-4. Схема аварийного .маслоснабжения.
1 — рабочий насос; 2 — подвод масла к гидромуфте и резервному возбудителю;
3, 10 — обратные клапаны; 4 — масло на подшипники питательных агрегатов;
5 — сливной коллектор; 6 — опорный подшипник; 7 — упорный подшипник; 8 —
диафрагма; 9 — дополнительный подвод масла; 11 — маслосборник; 12 — ава­
рийный насос; 13 — маслосбрасывающий клапан; 14 — маслоохладитель; 15 —
главный маслобак.
затопление всасывающих линий АМН. При аварии, ког­
да турбомашина останавливается, в работу включается
АМН 12, который в первое время подает охлажденное
масло, из емкости 11. По мере снижения оборотов оста­
навливаемой турбомашины потери мощности на трение
в подшипниках будут уменьшаться, надобность в под­
воде охлажденного масла снижаться, и горячее масло,
поступающее из подшипников б и 7 в емкость 11, не­
1 Эта схема предложена проф. В. Н. Веллером.
9В
смотря на меньшее количество, успешно справится
с охлаждением.
В подавляющем большинстве случаев АМН находят­
ся в состоянии автоматического резерва, однако извест­
ны варианты с постоянно работающими, но не загружен­
ными аварийными насосами [Л. 177]. При отключении
основного насоса аварийный насос будет практически
мгновенно нагружен, предотвратив глубокие провалы
давления масла. Известны так же схемы аварийного
маслоснабжения с АМН, установленным на валу турби­
ны [Л. 176]. Эти насосы забирают масло из сливных тру­
бопроводов и подают его по специальным напорным тру­
бопроводам непосредственно в масляный клин подшип­
ника (рис. 1-2,а). Для привода АМН, кроме электродви­
гателя постоянного тока, применяют паровые, газовые
и гидравлические турбинки, двигатели внутреннего сго­
рания и др., не нашедшие широкого распространения
[Л. 163, 177].
Наиболее часто встречающимся недостатком центра­
лизованных систем смазки, базирующихся на масляных
насосах с автономным приводом, является перерыв
в подаче масла на подшипники не только в аварийных
ситуациях, но и при нормальных пусках и остановах на­
сосов.
В последнее время стали усиленно работать над
созданием независимых систем смазки без примене­
ния автономных главных и вспомогательных насосов.
Концепция индивидуализированной системы смазки
предполагает, что каждый подшипник снабжается всеми
основными функциональными элементами (насосом, ба­
ком, фильтром, охладителем), которые находятся в не­
посредственной его близости, например в стуле подшип­
ника, и поэтому не требует внешних маслопроводов и
общего масляного бака. Одна из таких систем смазки
показана на рис. 2-1,ж. Масляный дисковый насос заби­
рает масло из ванны, расположенной в стуле подшипни­
ка, подает его со скребкового устройства в маслоохла­
дитель и далее к подшипнику. Простота вязкостного
дискового насоса, его высокая надежность и способ­
ность обеспечить нужное количество масла при любой
частоте вращения вала позволяет отказаться от резерв­
ных источников смазки и тем самым упростить систему
смазки [Л. 170]. Такие системы наиболее перспективны
при использовании для смазки огнестойких масел.
94
Известны и другие решения индивидуализированных
систем смазки, например, с использованием' вместо на­
соса самого опорного подшипника1, обладающего, как
это было показано в § 1-2, большим насосным эффек­
том.
2-2. АВАРИЙНЫЕ БАЧКИ
Первая ступень резервирования главных масляных на­
сосов осуществляется применением аварийных насосов
с электроприводом постоянного тока, вторая — примене­
нием аварийных емкостей, расположенных над подшип­
никами. Предложено и реализовано много схем подклю­
чения таких емкостей и к подшипникам, и к масляным
насосам. На рис. 2-5,а показана схема маслопроводов
паровой турбины со вспомогательным верхним баком не­
проточного типа, который заполняется маслом перед
пуском турбины и затем отсекается от системы краном.
При аварийной обстановке поворот крана обеспечивает
подвод холодного масла в общий распределительный
маслопровод, а из него в подшипники агрегата [Л. 151].
По схеме, изображенной на рис. 2-5,6, через аварийный
бак проходит все масло, требующееся, для смазки под­
шипников. При отключении насосов масло самотеком
будет поступать к подшипникам без производства ка­
ких-либо операций по переключениям в схеме маслоснабжения [Л. 98, 129]. По схеме, изображенной на
рис. 2-5,в, аварийный бачок подключен параллельно
с подшипниками агрегата. Через него постоянно проте­
кает масло по переливной линии, вследствие чего
в баке поддерживается необходимая температура мас­
ла. При аварийной обстановке масло из бака будет по­
ступать через распределительный коллектор на смазку
подшипников ]Л. 108].
Схемы с одним аварийным баком обладают сущест­
венным недостатком: они увеличивают пожарную опас­
ность. Действительно, при случайном повреждении бака
масло'с большой высоты (4— ГО м) будет орошать тур­
боустановку, включая горячие детали и трубопроводы,
и содействовать развитию пожара. Более целесообразно
встраивать индивидуальные аварийные бачки в крыш­
ках подшипников, расположив все сливные трубы и ка1 Самовсасывающие подшипники разработаны ВТИ.
95
С©
05
II
Рис. 2-5. Применение аварийных емкостей в системе смазки турбин.
/ — подвод масла от насоса; 2 — перелив; 3 — гравитационный бак; 4 — воздушник; 5 — опорожнение; 6, 7 — опорный и упорный
подшипники; 8 — подвод масла в клииовбй зазор; 9 — индивидуальный бачок; 10 — труба с дозирующими отверстиями; // — масло
к упорному подшипнику; 12 — жиклеры; 13 — основной подвод масла к опорно-упорному подшипнику; 14 — труба с калиброван­
ным дозирующим отверстием.
налы внутри его корпуса, оставив снаружи не более
одного фланцевого соединения (подвод напорного мас­
ла от насоса) и то находящегося под ничтожным избы­
точным давлением после аварийного отключения насо­
са. При такой компоновке бачков их пожарная безо­
пасность существенно возрастает [Л. 16, 34].
Индивидуальные аварийные бачки простейшей кон­
струкции применялись на некоторых турбинах зарубеж­
ных фирм. 'В отечественном турбостроении по рекомен­
дациям ВТИ нашли применение аварийные бачки
с устройством для автоматического, заранее запрограм­
мированного неравномерного
распределения запаса
масла по времени выбега ротора турбины. Каждый ба­
чок при работе масляного насоса заполняется маслом
либо через подшипник благодаря нагнетательному дей­
ствию шипа в суживающемся зазоре (рис. 2-5,г), либо
непосредственно от насоса (рис. 2-5,д). Как только пре­
кращается подача масла от насоса, срабатывает защита
по падению давления смазки, генератор отключается от
сети и турбина останавливается со срывом вакуума.
Давление масла в верхней полости подшипника при
этом падает до атмосферного, и масло из бачка самоте­
ком начинает поступать по трубке к началу масляного
клина. Если бы масло из бачка вытекало с номиналь­
ным расходом в течение всего времени выбега ротора
(15—20 мин), то потребовался бы очень большой запас
его, и решение оказалось бы конструктивно невыполни­
мым. Исследованиями установлено, что количество мас­
ла, подаваемого в клиновидный зазор опорного подшип­
ника, может уменьшаться примерно пропорционально
снижению окружной скорости шейки вала. При этом вы­
деляемое тепло в подшипнике отводится не только мас­
лом, но и поглощается металлом подшипника, что осо­
бенно эффективно сказывается при неустановившемся
режиме аварийного выбега ротора турбины [Л. 16, 17,
34]. Чтобы обеспечить необходимый закон истечения
масла из бачка, по высоте сливной трубки сделаны от­
верстия разного диаметра. В начале выбега при боль­
шой частоте вращения вала масло вытекает через все
отверстия в трубке. По мере опорожнения бачка и одно­
временного снижения частоты вращения вала часть от­
верстий в трубке оказывается над уровнем масла, и ко­
личество вытекающего масла уменьшается пропорцио­
нально не только снижению располагаемого напора, но
7 -5 0 1
97
и уменьшению суммы проходных сечений отверстий
в трубке. Такой способ опорожнения позволяет резко
сократить необходимый запас масла в бачке, обеспечив
одновременно безаварийную остановку турбоагрегата.
Обе схемы заполнения аварийного бачка маслом:
1) из расточки подшипника с использованием частично
отработанного и нагретого масла (рис. 2-5,г); 2) от на­
сосов, подающих свежее масло (рис. 2-5,<?), — в одина­
ковой степени надежны, но каждой присущи и некото­
рые недостатки. Первая схема (рис. 2-5,г) конструктив­
но проще, но температура масла в бачках на 5—7°С
выше температуры свежего масла; из расточки подшип­
ника в бдчок поступает интенсивно аэрированное мае-,
ло; при повышенных зазорах в подшипнике, что возмож­
но при значительном износе баббитовой заливки, нагне­
тательный эффект вала может исчезнуть и бачок ока­
жется пустым. Во второй схеме (рис. 2-5,д) также про­
исходит подпитка бачка отработанным и аэрированным
маслом из расточки подшипника по аварийной трубке,
но в меньшем количестве, так как наличие гарантиро­
ванного подпора в бачке исключает большие перетечки
масла; бачки всегда заполнены независимо от состояния
зазоров между валом и вкладышем; однако бачок нахо­
дится иод избыточным давлением, что предъявляет по­
вышенные требования к его прочности.
Аварийное маслоснабжение упорных подшипников
всегда осуществляется из бачков, заполняемых маслом
только от насосов (рис. 2-5,е). В нормальных условиях
масло от насоса поступает по трубе в емкость и далее
по каналу, содержащему сверления, подводится к упор­
ным колодкам, заполнив маслом всю камеру. Как толь­
ко прекращается подача масла от насоса, давление
в емкости снижается до атмосферного и расход масла
через подшипник уменьшается. При этом количество
вытекающего масла сначала определяется величиной
отверстия в трубе 10 (рис. 2-5,е). После того как основ­
ное количество масла из бачка вытечет, частота враще­
ния вала достигнет 1 000 мин-1, осевые силы значитель­
но уменьшатся, надобность в заполнении маслом каме­
ры с упорными колодками отпадет. Оставшийся объем
масла из бачка будет вытекать лишь через трубку 11,
соединенную специальными каналами с жиклерами 12,
установленными непосредственно у входа перед каждой
колодкой. Этим удается обеспечить необходимую смаз­
98
ку колодок при очень малой подаче масла на конечный
период выбега.
Для комбинированных опорно-упорных подшипников
устанавливается один аварийный бачок с тремя подво­
дами масла к поверхностям трения. По каналу 13
(рис. 2-5,ж) подводится основное количество масла
к упорной 7 и опорной 6 частям подшипника. В трубе
14 основного подвода масла предусмотрено калибро­
ванное отверстие для обильной смазки в первые 5— 10 с
после аварийной остановки масляных насосов. По труб­
ке 10 с дозирующими отверстиями на ее боковой по­
верхности подается ограниченное количество масла из
бачка к опорной части подшипника. Упорные колодки
снабжаются свежей смазкой через жиклеры 12, а так­
же отработанным маслом, сливающимся из торцов опор­
ного вкладыша. Жиклеры устанавливаются у нижнего
основания колодки со стороны входной кромки. Срез
жиклеров находится на расстоянии 2—4 мм от торце­
вой поверхности упорного диска. Масло попадает на
вращающуюся поверхность диска и за счет центробеж­
ной силы растягивается в тонкую пленку и выносится
под колодки [Л. 34, 41].
В некоторых случаях аварийный бачок опорно-упор­
ного подшипника разделяется перегородкой на два от­
сека. Один из них питает маслом только упорную часть
подшипника, другой — опорную. Таким способом не­
сколько облегчается распределение общего объема мас­
ла в бачке по отдельным потребителям.
На стенде УралВТИ проводились испытания опорно­
упорного подшипника при подаче ограниченной смазки
из бачка только по дозировочным трубкам 10 и 14
(рис. 2-5,ж). Отключение индивидуального подвода мас­
ла к каждой упорной колодке через жиклеры 12 не при­
вело к снижению надежности их работы. Важно было
лишь обеспечить поступление к колодкам достаточного
количества масла с торцевых сторон опорного вклады­
ша. В упорных подшипниках, где аварийная смазка
подводится только через жиклеры, случайное отглушепие нескольких жиклеров, например засорение их по­
сторонними частицами, не снижает общей надежности
работы колодок, поскольку масло переносится вращаю­
щимся диском с одной колодки на другую [Л. 41].
Важным условием бесперебойной подачи масла из
бачков является беспромедлительное сообщение его
7*
99
объема с атмосферой. При испытаниях подшипников Па
стенде было обнаружено, что при неудовлетворительной
работе воздушника происходит прекращение истечения
масла из бачка во время имитации аварийного выбега
и как результат резкое повышение температуры бабби­
та. Из-за неисправности в работе воздушников происхо­
дили аварийные разрушения подшипников, несмотря на
то, что резервные емкости были заполнены маслом
[Л. 34].
Рис. 2-6. Результаты испытаний подшипников турбины мощностью
300 МВт без подачи масла от насосов [Л. 34].
U—ti — температура баббита вкладышей опорных подшипников Ms 1—7; t п —
температура баббита верхней колодки упорного подшипника (сторона генера­
тора); Vi—V7/ — количество масла в аварийных бачках подшипников Ns 1—7;
Vyn — количество масла в бачке упорного подшипника; п — частота вращения
вала при выбеге ротора турбины.
100
Емкости аварийных бачков и продолжительность их
опорожнения через дозировочные трубки должны быть
тщательно рассчитаны. Методика расчета содержится
в [Л. 17, 34]. Экспериментально установлено, что необ­
ходимые емкости бачков возрастают на 60—80%1 при
выбеге ротора турбины без срыва вакуума (продолжи­
тельность выбега ротора турбины К-300-240 увеличива­
ется с 15—20 мин со срывом вакуума до 30—35 мин без
срыва его). Подшипники турбомашин допускают безава­
рийную работу при подаче ограниченной смазки из ава­
рийных бачков во время непродолжительного моторного
режима генератора и последующего аварийного выбега
ротора турбины. Длительность моторного режима опре­
деляется конкретным типом подшипника, схемой органи­
зации слива отработанного масла, нагрузкой на подшип­
ники и другими факторами.
Надо всегда стремиться к установке над подшипни­
ками аварийных бачков оптимальной емкости. Если же
учитывать одновременно и длительный моторный ре­
жим генератора, и задержку со срывом вакуума в кон­
денсаторе, то емкости окажутся настолько неоправданно
завышенными, что бачки уже не смогут разместиться
под крышками подшипников, неразумно возрастет по­
жарная опасность, и хорошее по замыслу мероприятие
будет дискредитировано.
На рис. 2-6 приведены результаты испытаний под­
шипников турбины мощностью 300 МВт без подачи мас­
ла от насосов.
Для резервирования насосов системы уплотнения ге­
нератора применяются аналогичные аварийные емкости,
часто называемые «демпферными бачками» (Л. 43].
2-3. МАСЛОПРОВОДЫ
При монтаже маслопроводов предъявляются высокие требования
к чистоте их внутренней поверхности и к плотности фланцевых и
сварных соединений (Л. ПО, 1171, Все внешние маслопроводы изго­
тавливаются из труб повышенной прочности (ГОСТ 9567-60) и укомп­
лектовываются только стальной арматурой. Для сливных маслопро­
водов применяются фланцы с выступом, стальные, плоские, привар­
ные на р у = (1 -ь2,5) 105 Па (ГОСТ 1255-67). Для напорных масло­
проводов системы смазки на р у = 10- 105-н 16-105 Па и для системы
регулирования на ру = 25 ■105ч-4 0 -105 Па применяются фланцы
с выступом и впадиной (ГОСТ 12832-67) или с шипом и пазом
(ГОСТ 12832-67).
Фланцы насаживаются на трубу строго под прямым углом,
а их рабочие поверхности подвергают шабровке или шлифовке.
101
Параллельность уплотняющих поверхностей фланцев должна про­
веряться пластинчатым щупом; отклонение не должно превышать
0,2—0,3 мм. Нередко применяется и такой способ: после насадки
и приварки фланца к трубе патрубок закрепляется на токарном
станке, и производится проточка зеркала фланца. Затем патрубок
монтируется на маслопроводе.
Затяжку крепежа следует производить гаечным ключом с дина­
мометрическим устройством.
Соединительные части маслопроводов (тройники, переходы и
др.) должны быть коваными или точеными (сталь Ст. 3, сталь 20,
сталь 25). Запрещается применение литых тройников и переходов.
Соединения с помощью накидных гаек или муфт тщательно
проверяются па плотность. Подсоединение этих узлов к картерам
подшипников обычно разрабатывается на турбостроительных заво­
дах. В случае недостаточной надежности подобных соединений их
следует заменить фланцевыми. Игольчатые вентили, дроссели и
другие устройства для изменения расхода масла оборудуются огра­
ничителями предельного открытия.
Трасса маслопроводов должна иметь достаточную самокомпенсацию и, как правило, не должна содержать линзовых компенсато­
ров. Все маслопроводы монтируются с уклоном в сторону масло­
бака. Они должны быть доступны для осмотра, дефектоскопии, нане­
сения изоляции, ремонта. Опоры и подвески маслопроводов
должны обеспечивать возможность вырезки арматуры и разъема
фланцев без дополнительного закрепления участков трубопроводов.
Опоры, подвески, сварные стыки не должны заслоняться элемента­
ми другого оборудования и строительными конструкциями. Систему
маслопроводов следует приспособить к очистке ее без разборки
путем прокачивания моющей жидкости.
Все горячие поверхности, расположенные вблизи маслопроводов,
должны тщательно изолироваться. Изоляция опасных участков
оклеивается стеклотканью, раствором жидкого стекла и ошивается
листовой сталью (или алюминием) для предохранения изоляции от
пропитывания маслом. Внешние напорные маслопроводы, находя­
щиеся в зоне горячих поверхностей, заключаются в плотный защит­
ный кожух, изготовленный из листовой стали толщиной не менее
3 мм. Нижняя часть кожуха должна иметь уклон для стока масла
в сборную трубу диаметром не менее 75 мм, соединенную с ем­
костью для аварийного слива масла. Арматура и фланцевые соеди­
нения вне короба, находящиеся вблизи горячих поверхностей, заклю­
чаются в кожухи специальными отбойными щитками со сливом
масла из кожухов в безопасное место.
Фланцы для напорных маслопроводов системы регулирования
собираются на прокладках из электрокартона (прессшпана) толщи­
ной 0,15—0,3 мм, для напорных маслопроводов системы смазки —
из электрокартона толщиной 0,5—0,7 мм, а для сливных маслопрово­
д о в — толщиной 1 — 1,5 мм. Прокладки перед установкой смазыва­
ются с обеих сторон тонким слоем бакелитового лака. Замена про­
кладочного материала без разрешения заводов — изготовителей
турбин не разрешается.
Во фланцевых соединениях маслопроводов, присоединенных
к корпусам заднего подшипника генератора, возбудителя и к кор­
пусам уплотнения вала генератора, устанавливаются дополнительно
изоляционные (хлорвиниловые, текстолитовые, фибровые) прокладки,
а на болты надеваются аналогичные ж е втулки. При установке про­
102
кладок следует обязательно убедиться в том, что они не закрывают
сечения трубы.
При монтаже сначала изготовляют маслопроводы, а потом
производят контрольную сборку, во время которой подгоняют
монтажные стыки, подгоняют и шабрят места присоединения к под­
шипникам и блокам регулирования. Производят электроприхватку
фланцев, вварку штуцеров для КИП, устанавливают опоры и под­
вески, проверяют, выдержаны ли требуемые уклоны и нет ли воз­
душных мешков. Затем разбирают фланцевые соединения, привари­
вают фланцы, шабрят уплотнительные поверхности фланцев и очи­
щают внутреннюю поверхность труб от окалины, ржавчины,
пригоревшего во время гибки песка и сварочного грата. Перед
разборкой маслопроводов смежные детали следует пометить клей­
мом.
После газовой сварки поверхность труб около стыка покрыва­
ется трудноудаляемой окалиной, а при ручной электродуговой свар­
ке не обеспечивается полный провар корня шва и может образо­
ваться грат. Для маслопроводов это недопустимо, тем более что
зачистка поверхности сварных стыков изнутри маслопроводов,
поскольку они имеют небольшой диаметр, очень неудобна и трудо­
емка. Поэтому для сварки корня шва на маслопроводах должна при­
меняться, как правило, ручная аргонодуговая сварка, обеспечивающая
необходимое качество швов без подкладных колец, без грата,
с хорошим формированием обратного валика и достаточно чистой
внутренней поверхностью труб. В виде исключения можно произво­
дить электродуговую сварку маслопроводов, но ее должны выпол­
нять дипломированные сварщики, руководствуясь инструкцией по
ручной электродуговой сварке труб из углеродистых и низколеги­
рованных сталей, выпущенной Оргэнергостроем в 1967 г.
Качество сборки стыков должно отвечать правилам Госгортех­
надзора и МВН 256-63. Стыки для сварки в среде аргона должны
иметь притупление 1± 0,5 мм, а угол скоса кромок должен быть
равен 35°. Внутренние диаметры стыкуемых труб не должны отли­
чаться более чем на 2 мм, а смещение кромок не должно превы­
шать 1 мм. Зазор между кромками должен составлять 1,5+0,5 мм.
Качество монтажных сварных соединений следует проверять мето­
дами ультразвуковой дефектоскопии; па заводские сварные соедине­
ния должна быть документация, представленная заводами —изго­
товителями трубопроводов. Приемка маслопроводов после монтажа
должна производиться в соответствии с требованиями СНиП
Ш -Г 10.4-67 и установочных чертежей.
Очистку маслопроводов выполняют разными способами: меха­
ническим (с помощью ершей) и химическим; применение песка не
допускается санитарными правилами. Очистка металлическими ерша­
ми вручную является очень трудоемкой операцией и не всегда обес­
печивает требуемую чистоту поверхности труб. Применение ершей,
имеющих привод от электродвигателя через гибкий вал, недопусти­
мо для маслопроводов диаметром менее 80 мм и длинных труб, осо­
бенно с изгибами малого радиуса. И главное, механически очищен­
ная поверхность трубы не предохраняется от повторной коррозии.
В связи с перечисленными недостатками механической очистки
маслопроводов наиболее целесообразным способом является химичес­
кая очистка с применением соляной, серной, лимонной или ортофосфорнон кислот [Л. 44, 117, 179]. При использовании ортофосфорной
кислоты очищаемые маслопроводы заполняются раствором 10—
103
15%-ной концентрации и выдерживаются в течение 10— 15 ч. Затем
раствор кислоты вытесняется сжатым воздухом, а окончательное
просушивание маслопроводов производится горячим (70—90 °С)
воздухом. Внутренняя поверхность труб очищается от ржавчины.,
окалины и грязи. Кроме того, на стенках создается защитная пленка,
предохраняющая трубы от повторной коррозии. Поэтому после
применения ортофосфорной кислоты никакой дополнительной обра­
ботки трубопроводов пассивирующими растворами не требуется.
Образовавшаяся защитная пленка является стойкой лишь в сухом
масле. При увлажнении масла эта пленка может отстать от по­
верхности и смыться потоком.
Грат и шлак, образующиеся в сварных стыках, ортофосфорной
кислотой не растворяются, и их приходится удалять механически.
После промывки маслопроводы подвергают гидравлическому
испытанию давлением, превышающим рабочее в 1,5 раза.
Маслопроводы или поверхность их изоляции окрашиваются по
всей длине в желтый или оранжевый цвет.. При покрытии поверх­
ности изоляции металлической обшивкой окраска последней не про­
изводится; на ее поверхности или на специальной табличке, при­
крепленной к маслопроводу, наносится печатная буква М черной
краской.
2-4. ПОЖАРНАЯ БЕЗОПАСНОСТЬ
Большое масляное хозяйство паровых турбин таит в се­
бе значительную потенциальную опасность возникнове­
ния пожара. Современные мощные турбины работают
при температуре свежего пара, значительно превышаю­
щей температуру самовоспламенения обычно применяе­
мых нефтяных масел. Поэтому на электростанции всег­
да существует угроза пожара при соприкосновении мас­
ла с элементами, имеющими температуру выше темпера­
туры самовоспламенения масла (370—380 °С). О том,
что эта угроза реальна, свидетельствуют случаи пожа­
ров (хотя и не частые), которые были раньше и до сего
времени случаются на электростанциях [Л. 16, 17, 90,
108, 114].
Возможности масляных пожаров возрастают в свя­
зи с тенденцией к повышению давления в системах ре­
гулирования турбин, что увеличивает вероятность раз­
рыва маслопроводов и выброса масла на горячие по­
верхности. На электростанциях неоднократно нарушалась
плотность маслопроводов высокого давления (разрыв по
некачественному сварочному шву, раскрытие фланцев,
поломки импульсных линий к манометрам, появление
трещин в трубах и тройниках) вследствие сильных гид­
роударов и интенсивной вибрации маслопроводов при
104
неустойчивой работе регулирования, качаниях нагрузки,
например, при включении регуляторов отборов (на теп­
лофикационных турбинах). Резко реагируют на возму­
щения в масляной системе редукционные клапаны пру­
жинного типа без демпфирующих устройств, увели­
чивая пульсацию давления масла и вызывая усталост­
ные разрушения маслопроводов.
Пожары происходят и при пониженном давлении
масла в системе смазки. Известны случаи обрыва трубо­
проводов, подводящих масло к гидромуфте, главному
масляному насосу, уплотнениям вала генератора.
Иногда пожары возникают из-за нарушения правил
технической эксплуатации и техники безопасности, за­
прещающих производство работ на действующем обору­
довании и на трубопроводах, находящихся под давле­
нием. При работающем масляном насосе разрешаются
лишь замена манометров и наладка системы регулиро­
вания по специальной программе, утвержденной глав­
ным инженером электростанции [Л. НО]. Все дефекты
масляной арматуры следует устранять своевременно на
остановленной турбине. Известны случаи, когда при по­
пытке устранить незначительную течь масла из пробко­
вого краника или дренажного вентиля последние были
сломаны по резьбе и высоконапорное масло (1 2 -105 Па)
попало на непокрытые изоляцией поверхности горячих
труб и воспламенилось. Повышение температуры при
возгорании масла привело к расстройству фланцевых
соединений маслопроводов, выгоранию прокладок на на­
порных и сливных маслопроводах и, таким образом,
к дополнительному поступлению масла к очагу пожара.
Развитию пожара способствовало воспламенение конт­
рольных и силовых кабелей, а также асбестовых изоля­
ционных плит, пропитанных маслом.
Пожары масляной системы возникают из-за взрыва
водородной смеси, попавшей в зону искрообразования,
например, при задеваниях в уплотнениях генератора или
движении ползунка по реостатному датчику уровня мас­
ла в баке. Существующими инструкциями Минэнерго
СССР установка электрических контактов и реле сигна­
лизации внутри масляных баков запрещена [Л. 110].
При воспламенении масла, вызванном нарушением
плотности маслосистемы и невозможностью немедленно
ликвидировать пожар имеющимися средствами, турбина
аварийно останавливается автоматом безопасности со
105
срывом вакуума при отключенном резервном й аварий­
ном маслонасосах. Уплотнения вала генератора снаб­
жаются маслом вплоть до полного вытеснения водорода
из системы. В исключительных случаях для локализа­
ции пожара производится аварийный слив масла из ба­
ка. Перед этой операцией необходимо вытеснить водо­
род из генератора, а в схемах маслоснабжения с демп­
ферными баками— дождаться полного опорожнения их
через уплотнения (Л. ПО].
Аварийный слив масла производится в специальные
емкости, позволяющие опорожнить наибольшую по объ­
ему маслосистему турбоагрегата электростанции. Тру­
бопровод и арматура аварийного слива устанавливают­
ся вне зоны возможного горения масла. Сечение слив­
ного трубопровода должно обеспечить слив масла из
системы в течение 10— 15 мин. По нормам, утвержден­
ным Минэнерго СССР, диаметр сливного маслопровода
не должен быть более 350 мм [Л. 110].
Всегда следует стремиться к снижению уровня ви­
брации маслопроводов. Для уменьшения пульсации дав­
ления масла из-за наличия воздуха в системе необходи­
мо при пусках турбин в течение 15—20 мин производить
прокачку масла при сниженном (до 25—30% от рабо­
чего) давлении. В случае возникновения опасной вибра­
ции, пульсации давления масла и гидравлических уда­
ров, угрожающих плотности маслосистемы, турбина
должна быть аварийно остановлена, причины же нару­
шений в работе маслосистемы выявлены и устранены.
Необходимо проводить мероприятия по уменьшению со­
держания воздуха в масле (§ 4 -4 ).
Масляные пожары наносят большой материальный
ущерб, выводят из строя блочные и центральные щиты
управления, повреждают электродвигатели, уничтожают
кабельные связи блока (до 200 км!), повреждают строи­
тельные конструкции машинного зала (колонны, фермы,
перекрытия, площадки, лестницы, этажерки), приносят
большие убытки, связанные с простоем энергетического
оборудования в ремонте и недовыработкой электроэнер­
гии [Л. 144].
Пожары масляной системы протекают настолько бы­
стротечно, что их нельзя ликвидировать лишь примене­
нием средств пожаротушения. Радикально решается про­
блема пожарной безопасности применением огнестойких
и негорючих заменителей нефтяного масла как в системе
106
регулирования, так и смазки [Л. 17, 18, 46, 47, 56, 59, 90*
144].
В СССР и за рубежом ведутся большие работы по
внедрению таких жидкостей. Наиболее рациональный
путь решения этой задачи — использование воды и па­
ра в системах регулирования и смазки турбомашин.
Вода и водяной пар не только негорючи, но являются
одновременно и рабочими телами паротурбинной уста­
новки, что должно привести к упрощению энергетиче­
ского блока в целом, упрощению схемы питания системы
регулирования рабочей жидкостью; вода и пар очень
удобны в эксплуатации, дешевы, не требуют специально­
го наблюдения за утечками, восполняющимися незави­
симо от нужд системы регулирования и смазки турбины.
В настоящее время разработаны и внедрены эффектив­
ные системы водяного регулирования турбин, позволив­
шие существенным образом уменьшить пожароопасность
агрегата [Л. 17]. Решаются вопросы и относительно при­
менения пара для регулирования. Однако замена нефтя­
ного масла на воду или пар в системе смазки турбин
сопряжена с определенными трудностями. Уже изве­
стны образцы паровых турбин, подшипники которых
работают на водяной смазке [Л. 160]. Паровые же
подшипники пока не вышли из стадии лабораторного
эксперимента. Таким образом, при внедрении воды (или
пара) в системе регулирования пока приходится сохра­
нять нефтяное масло в системе смазки, что не может
являться радикальным решением вопроса о пожарной
безопасности.
Второй путь решения поставленной задачи связан
с применением огнестойких синтетических смазочных
жидкостей и для регулирования, и для смазки подшип­
ников турбин. С 60-х годов начинается применение
огнестойких масел в энергетике Франции и США, про­
изводится проверка работы подшипников, основных
узлов системы смазки и элементов регулирования на
синтетических жидкостях. К настоящему времени уже
накоплен большой положительный опыт применения
таких огнестойких заменителей нефтяного масла [Л. 18].
В Советском Союзе первое синтетическое огнестойкое масло
(иввиоль-1) было разработано во ВТИ в 1958 г. Оно успешно прош­
ло испытания на турбоагрегате небольшой мощности (17 МВт) в те­
чение 5 000 ч. Однако широкому внедрению этого масла воспрепят­
ствовала его токсичность. Для устранения этого недостатка во ВТИ
был создан новый тип масла (иввиоль-2), токсичность которого бы­
107
ла снижена в 7 раз по сравнению с иввнолем-1. Однако стоимость
иввиоля-2 значительно (в 20—30 раз) превышала стоимость нефтя­
ного масла, что явилось основным затруднением при использовании
в мощных турбомашинах, где требуется большое количество масла.
В 1962 г. во ВТИ было разработано новое огнестойкое масло иввиоль-3, обладающее весьма малой токсичностью. Температура само­
воспламенения его превысила 720 °С. Испытания нового масла на
турбине типа Р-Т6 !ГЭС-1 МОСЭНЕРГО показали, что иввиоль-3
по важнейшим характеристикам (термоокислительная стабильность,
склонность к выделению осадка и образованию агрессивных водо­
растворимых кислот) значительно превосходит нефтяное турбинное
масло. Системы регулирования и смазки турбоагрегата на иввиоле-3
работали без каких-либо замечаний в течение 12 000 ч и после окон­
чания испытаний не потребовали очистки '[Л. 47]. В настоящее время
это масло нашло широкое применение в системах регулирования
паровых турбин мощностью 300, 500 и 800 МВт '(ЛМ З). Наконец,
в 1969 г. во ВТИ было разработано нетоксичное огнестойкое масло
типа ОМТИ (огнестойкое масло теплотехнического института), кото­
рое успешно эксплуатируется на той ж е турбине Р-16, на которой
испытывалось масло типа иввиоль-3 *.
Стендовые испытания показали (Л. 56, 59], что опорные и упор­
ные подшипники турбины К-800-240-2 ЛМЗ удовлетворительно ра­
ботают как на нефтяном, так и на огнестойком масле '(типа
иввиоль-3) при номинальных нагрузках, рабочих расходах смазки
и расчетной ее температуре (35—45°С ). Предельные статические
нагрузки, воспринимаемые этими подшипниками, при работе на
огнестойком масле оказались не ниже, чем при работе на нефтяном
масле.
Ииввиоль-3 обладает повышенной динамической вязкостью (на
30% больше, чем у нефтяного масла марки 22) и повышенной
плотностью (тоже на 30% больше). Поэтому при одинаковых усло­
виях эксперимента замена нефтяного масла огнестойким приводит
к увеличению потерь мощности на трение и повышенному нагреву
баббитовой заливки (до 100 °С) верхнего вкладыша опорного под­
шипника с овальной расточкой. Стендовые испытания показали, од­
нако, что существует такая возможность выбора оптимальных зна­
чений удельных нагрузок, расхода и температуры огнестойкого мас­
ла, при реализации которой достигается значительное снижение по­
терь мощности на трение и нормальное состояние баббитовой за ­
ливки. Для крупногабаритных подшипников ( 0 435—500 мм) опти­
мальный расход иввиоля-3 оказался приблизительно в 2 раза меньше
оптимального расхода нефтяного масла.
Для огнестойкого масла, разработанного ВТИ '(типа иввиоль-3,
ОМТИ), характерно возникновение повышенных толщин смазочной
пленки. Например, при аварийном выбеге ротора турбины и останов­
ленных масляных насосах, когда масло к подшипникам в ограни­
ченном количестве поступает из индивидуальных бачков через дози­
рующие трубки, толщина смазочной пленки оказалась равной
300 мкм в начале выбега и 60 мкм в конце выбега (при работе
на иввиоле-3) и 115 и 10 мкм при работе на нефтяном масле.
Стендовые испытания УралВТИ показали, что крупногабарит­
ные подшипники удовлетворительно работают на иввиоле-3 и ОМТИ
в режиме полужидкостного и граничного трения (на валоповороте).
* В 1973— 1974 г. ОМТИ успешно внедрено в системе смазки
турбины К-300-240 ЛМЗ на Кармановской ГРЭС,
108
Огнестойкие масла ВТИ обладают полирующим действием. Коэффи­
циенты трения покоя и трения скольжения сопряженной пары
«стальной вал — баббит» при смазывании огнестойкими маслами
оказываются несколько ниже, чем при смазывании нефтяным мас­
лом. Критическая температура, характеризующая термическую стой­
кость огнестойких масел при граничном трении стальных поверхно­
стей, оказалась на 90—Г20 °С выше, чем для масла ТСп-22. Кроме
того, огнестойкие масла обладают свойством раньше переходить от
граничного трения к полужидкостному, а от последнего — к чисто
жидкостному.
Таким образом, экспериментальные исследования показали боль­
шую перспективность применения огнестойких масел ВТИ для смаз­
ки подшипников мощных турбомашин, возможность не только повы­
сить пожарную безопасность, но одновременно и надежность работы
подшипниковых узлов.
2-5. МАСЛООХЛАДИТЕЛИ
По конструктивным признакам маслоохладители для
паровых турбин можно подразделить на кожухотрубные
(гладкотрубные, ребристо-трубные, с турбулизаторами),
пластинчатые и специальные (змеевиковые, витые идр.).
Наиболее широко распространены кожухотрубные
многоходовые маслоохладители с кольцевыми или сег­
ментными перегородками, обеспечивающими веерное
или зигзагообразное течение масла, близкое по харак­
теру к поперечному обтеканию труб в шахматном пучке
(рис. 2-7,а, б).
Наличие технологических зазоров между корпусом и
перегородками вызывает холостые перетечки масла и
значительно влияет на тепловые и гидродинамические
характеристики маслоохладителей. Значительные по ве­
личине протечки масла (20—30%) могут быть вызваны
относительно небольшими, на первый взгляд несущест­
венными неплотностями. Например, в маслоохладителе
типа МП-37 через зазоры 1 мм (при диаметре корпуса
300 мм) проходит до 33% масла, поступающего в масло­
охладитель [Л. 5]. Между тем на практике указанные
зазоры доходили до 7— 14 мм [Л. 13]. При наличии про­
течки снижаются доля масла, проходящего через труб­
ный пучок, скорость потока и коэффициент теплопереда­
чи. При параллельном включении маслоохладителей
холостые перетечки в одном из них отрицательно сказы­
ваются также и на работе остальных маслоохладителей
турбины, так как из-за неплотностей уменьшается коэф­
фициент гидравлического сопротивления маслоохлади­
теля, а это приводит к увеличению расхода через не­
плотный маслоохладитель и к соответствующему, иногда
109
значительному уменьшению расхода через параллельно
подключенный маслоохладитель, в котором произойдет
снижение коэффициента теплопередачи [Л. 125].
Снижение холостых перетечек масла достигается
различными способами: установкой внутренних кожухов
Рис. 2-7. Кожухотрубные маслоохладители (М О ).
а — МО с кольцевыми перегородками; б — МО с сегментными перегородками;
в, г, д, е — варианты расположения трубной системы МО (узел М); 1 — кор­
пус; 2 — перегородка; 3 — кожух внутренний; 4 — внутренний маслоподводящий
штуцер; 5 — трубная доска; 6 — мембрана.
ПО
[Л. 2, 5, 13, 82, 125, 126], приваркой металлических коЛёЦ
к направляющим перегородкам |Л. 13], применением
полимерных уплотняющих прокладок [Л. 35], пружиня­
щих колец [Л. 5].
Маслоохладитель с внутренними кожухами показан
на рис. 2-7,а. Трубный пучок снаружи закрыт секциями
из листовой стали, зажатыми между большими пере­
городками. Для- поступления масла внутрь кожуха
к входному патрубку подсоединяется штуцер, который
плотно входит в кольцо, приваренное к нижней секции
кожуха. Кольцевой зазор между большими перегород­
ками и наружным корпусом уже не должен бы влиять
на работу аппарата и поэтому был принят большим
(8— 10 мм). В ходе испытаний было установлено ,{Л. 82,
125], что при высоком качестве изготовления и тщатель­
ной сборке кожухов холостые протечки масла невелики.
При неплотном прилегании кожухов к перегородкам
протечки значительно возрастают. При ревизиях и чист­
ках маслоохладителей часто не обращают внимания на
указанные факторы и небрежно собирают трубные си­
стемы и кожухи. Были случаи, когда внутренний масло­
подводящий штуцер при повторной сборке вообще не
устанавливался, что сводило к нулю все преимущества
рассматриваемой конструкции охладителя [Л. 82].
Коэффициент теплопередачи в охладителях типов
М-37, МП-21, МП-37 не превышает 150— 180 Вт/(м2-К),
гидравлическое сопротивление по маслу находится в пре­
делах 104—4 - 104 Па, а по воде — менее 104 Па. В более
совершенных поздних конструкциях маслоохладителей
(типа МП-65) за счет введения механической обработки
корпуса уменьшены холостые протечки масла, повыше­
ны скорости воды и масла, достигнут коэффициент теп­
лопередачи до 400—520 Вт/(м2-К ), при этом сопротив­
ление по маслу возросло до 2 - 105 Па, а по воде до
3 -1 0 4 Па. Расчетный анализ процесса теплообмена
в гладкотрубных маслоохладителях и данные исследо­
ваний показывают, что коэффициент теплоотдачи в них
с масляной стороны в 10—20 раз меньше, чем с водяной.
Поэтому увеличивать поверхность и интенсифицировать
теплообмен целесообразно со стороны масла; при этом
одновременно будет решаться задача по снижению ме­
таллоемкости охладителей [Л. 2].
В последние годы находят применение маслоохлади­
тели с ребристыми трубками, позволяющими в несколь-
ко (6—9) раз повысить коэффициент теплопередачи и
резко сократить число трубок, массу цветного металла
и размеры трубного пучка. Сокращение числа мест
крепления трубок упрощает изготовление аппарата и
повышает надежность его работы [Л. 1, 80, 100, 146, 147].
Так, для охлаждения масла в системе смазки турбины
К-300-240 ЛМЗ установлены маслоохладители типа
М-240 [Л. 100], рабочая поверхность которых набрана
из латунных трубок с наружным проволочным оребрением. Вода движется внутри трубок, масло — в продоль­
ных каналах, образованных специальными вставками,
закрывающими промежутки между соседними оребренными трубками. Преимуществом такого охладителя по
сравнению с гладкотрубным является и применение
корпуса, внутренняя поверхность которого не требует
трудоемкой проточки.
Более перспективными являются маслоохладители
с трубками, снабженными низким накатным винтовым
оребрением по наружной поверхности ]Л. 80, 100]. В за­
рубежной практике применяются маслоохладители из
латунных трубок, оребренных волнистой железной лен­
той (завод «Шкода»), медной проволокой (фирма
Вроун-Бовери), с низкими спиральными ребрами. При
одинаковой тепловой мощности такие маслоохладители
по сравнению с гладкотрубными имеют примерно
в 5 раз меньшие габариты и в 2,7 раза меньшие расходы
цветного металла [Л. 1, 2].
Интенсификация процесса теплообмена в маслоохла­
дителях может быть также достигнута путем увеличения
числа трубок при уменьшении их диаметра [Л. 106].
В зарубежной практике для получения высоких зна­
чений удельной поверхности теплообмена появилась тен­
денция к созданию компактных пластинчато-оребренных
маслоохладителей, набираемых на прокладках из штам­
пованных пластин различной формы и стягиваемых дву­
мя нажимными плитами ![Л. 168]. Обычно пластины
изготавливаются из нержавеющей стали. Достоинством
такой конструкции является возможность быстрой раз­
борки маслоохладителя и легкость очистки поверхностей
теплообмена,
недостатками — сложность достижения
надлежащей плотности при сборке и возможность при­
менения невысоких давлений воды и масла.
Температура масла, поступающего, в охладитель,
может быть довольно высока (75 °С) и непостоянна.
112
В кожухотрубных маслоохладителях для компенсации
удлинений трубок верхняя трубная доска делается по­
движной и поэтому нуждается в уплотнении. В совре­
менных маслоохладителях применяется, как правило,
мембранное уплотнение кольцевого типа (рис. 2-7,в).
Известны нередкие случаи выхода из строя этой мембра­
ны [Л. 82]. При наличии перекоса (рис. 2-7,д) верхней
трубной доски относительно фланца корпуса на вели­
чину 4—5 мм мембрана, обычно изготовляемая из ла­
тунного листа, выходит из строя за 3—4 месяца работы.
Недопустимо и эксцентричное расположение трубной
системы относительно вертикальной оси корпуса
(рис. 2-7,а). При изготовлении маслоохладителей строго
следят за тем, чтобы верхняя плоскость верхней трубной
доски находилась точно на уровне обработанной плоско­
сти верхнего фланца корпуса (рис. 2-7,в). Между тем
известны случаи, когда на электростанциях используют
укороченные трубки для восстановления трубной систе­
мы охладителя и занижают ее на 10—15 мм. Увеличение
или уменьшение осевых размеров трубной системы вы­
зывает изгиб мембраны уже при сборке. Предваритель­
но изогнутая мембрана менее надежна в эксплуатации
(рис. 2-7,е).
Для уменьшения деформации мембраны в верхней
части корпуса иногда устанавливаются линзовые ком­
пенсаторы. Проверка работы охладителей при подаче
масла с температурой 70 °С и прекращении подвода
воды показала [Л. 101], что максимальные раскрытия
компенсаторов не превышают 2—2,5 мм, поэтому в по­
следнее время отказываются от их установки.
При эксплуатации нередко нарушается герметич­
ность трубной системы. По правилам ПТЭ в охладите­
лях давление масла поддерживается всегда выше дав­
ления воды 1. Поэтому масло утекает через неплотности,
увеличиваются доливки свежего масла, интенсивно за­
грязняется водяной бассейн. Проблема снижения загряз­
нения сточных вод на электростанциях настолько серьез­
на, что в ряде случаев вынуждены выделять маслоохла­
дители в замкнутый контур охлаждения. Масло в водяную
полость охладителя протекает через неплотности в валь­
цовке трубок, места сквозной эрозии или коррозии
1 При использовании дорогостоящих или токсичных огнестойких
синтетических масел давление воды в охладителях следует держать
выше давления масла.
8—501
113
трубок, разорванные или поломанные трубки. Методами
борьбы с коррозией являются выбор устойчивого мате­
риала и правильная термическая обработка трубок.
Например, вместо недостаточно коррозионно-стойких
трубок из латуни Л-68 рекомендуется применять трубки
из латуни ЛО-70-1 {Л. 101]. Есть сведения о применении
в опытных маслоохладителях латунных и стальных тру­
бок с антикоррозионным покрытием и даже алюминие­
вых [Л. 168].
При проектировании маслоохладителей конструктор
обычно располагает данными по теплоотдаче и сопро­
тивлениям какой-либо поверхности теплообмена в широ­
ком диапазоне ее геометрических размеров. В [Л. 101,
106, 125— 127, 146—150] приведены критериальные зави­
симости для конкретных типов маслоохладителей и ука­
заны границы их применения. Единые расчетные зависи­
мости, обобщающие опыты по теплопередаче и сопро­
тивлению натурных маслоохладителей с гладкими и
оребренными трубками, собранными в пучок с шахмат­
ной разбивкой, приведены в [Л. 81].
Следует заметить, что выбор конструктивных пара­
метров маслоохладителей и потерь давления в них яв­
ляется технико-экономической задачей [Л. 147]. Допу­
стимое гидродинамическое сопротивление по маслу Ар
существенно влияет на размеры и массу маслоохлади­
теля. При прочих равных условиях с увеличением Ар
существенно уменьшаются необходимая поверхность
теплообмена, масса и размеры аппарата, одновременно
повышаются затраты электроэнергии на прокачивание
масла.
Сопротивление по воде в гладкотрубных маслоохла­
дителях выбирается исходя из условия получения кри­
терия Re = 5 000—10 000. Дальнейшее увеличение скоро­
сти воды нецелесообразно, поскольку теплопередача бу­
дет ограничиваться термическим сопротивлением со сто­
роны масла. Однако не следует допускать и ламинар­
ного режима движения воды в трубках, так как при
этом очень возрастает термическое сопротивление по
отношению к воде. Например, в маслоохладителе типа
МП-37 из-за малой скорости «воды (R e < 2 300), движу­
щейся сверху вниз, выделившийся при нагревании воздух
образует на стенках трубок пленку, ухудшающую теп­
лообмен. Целесообразно изменить направление тепло­
носителей, что и было сделано в эксплуатации.
114
В трубках оребренных охладителей термические со­
противления с масляной и водяной стороны сопостави­
мы, поэтому в них принимают наибольшую скорость во­
ды (2—3 м/с), которая бы только исключала эрозионно­
коррозионные разрушения материала трубок.
Результатом расчета маслоохладителя на перемен­
ный режим является его характеристика, связывающая
температуру масла tzM на выходе из аппарата с темпе1
2
1
г
1
г
1
г
10
Рис. 2-8.
Паспорт
маслоохладителя
[Л. 1].
20
SO °С 40
типа МБ-90-135
ХТГЗ
Расход охлаждающей воды: 1 — 27,8 кг/с; 2 — 69,5 кг/с.
ратурой входа охлаждающей воды tlB для различных
значений расхода масла G, воды Q и температуры
входящего масла tiM. Эта характеристика может слу­
жить паспортом маслоохладителя, позволяющим сле­
дить за состоянием аппарата в условиях эксплуатации
[Л. 127, 149]. Надежнее, однако, использовать не рас­
четные, а опытные зависимости /гм=/(Лв, fiм> G, Q),
полученные при теплотехнических испытаниях серийных
маслоохладителей (рис. 2-8).
На паровой турбине устанавливают несколько мас­
лоохладителей (3—6 шт.) с таким расчетом, чтобы
иметь возможность отключать их для чистки при пол­
ной нагрузке турбины и температуре охлаждающей
воды до 3 0 °С. Включение маслоохладителей по воде и
8*
115
маслу чаще всего бывает параллельное. В ряде случаев:
для интенсификации теплообмена производят последо­
вательное и смешанное (параллельно-последовательное)
включение '[Л. 13]. Например, маслоохладители типа
МП-37, широко применяемые на турбинах средней мощ­
ности, имели низкие технико-экономические показатели
и требовали модернизации. Последовательное включе­
ние их по маслу заметно интенсифицировало тепло­
обмен.
В каждом отдельном случае при переходе схемы
включения маслоохладителей с параллельной на парал­
лельно-последовательную необходимо производить рас­
чет. Основным показателем, характеризующим работу
всей системы маслоохлаждения, является произведение
поверхности теплообмена и усредненного коэффициента
теплопередачи [Л. 13]. Если обозначить через /д и F2
суммарные поверхности маслоохладителей до и после
изменения схемы, а через ki и k2— усредненные коэф­
фициенты теплопередачи, то при Flki = F2k2 изменение
схемы включения маслоохладителей эффекта не дает;
при F2k2~>Fiki изменение схемы целесообразно; при
F2k2<Fiki работа маслоохладителей ухудшится. Кроме
того, при реконструкции схем необходимо контролиро­
вать общее сопротивление маслоохладителей по маслу
и воде.
При наличии избыточной производительности масля­
ных насосов для интенсификации отвода тепла в охла­
дителях может быть использована схема с увеличенным
сбросом масла через сливные клапаны в бак [Л. 109].
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ
И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА
ТУРБИННОГО МАСЛА
3-1. ХИМИЧЕСКАЯ ПРИРОДА ТУРБИННОГО МАСЛА
В предыдущих главах было показано, в каких напряженных усло­
виях работают детали турбоагрегата, так или иначе связанные с мас­
лом. Повышенный нагрев, аэрация, обводнение и загрязнение масла
приводят к постепенному изменению его физико-химических харак­
теристик: увеличению вязкости, кислотности, коррозионной агрес­
сивности, вспенивания, осадкообразования (Л. 44, 77, 85, 124, 442,
116
[143]. Эти изменения непосредственно или косвенно содействуют на­
рушению нормального режима системы смазки и вызывают необхо­
димость смены масла. Существуют большие возможности увели­
чения срока службы масла путем улучшения исходного его каче­
ства и создания оптимальных условий для эксплуатации. Персонал
турбинных цехов тепловых электростанций интересуется маслом для
систем смазки преимущественно с точки зрения его эксплуатацион­
ных показателей. Однако работа масла в системе зависит от всех
его показателей, в том числе и от тех, которые связаны с химиче­
ским составом масла. Поэтому знание химической природы масла,
представление о влиянии физических и химических свойств масел
на его эксплуатационные характеристики очень важны для надеж ­
ного и экономичного обслуживания систем смазки паровых турбин.
Рассмотрим химическую природу и основные свойства нефтяно­
го турбинного масла, нашедшего наибольшее применение на стацио­
нарных паротурбинных установках *.
Турбинное масло является продуктом переработки нефти — слож­
ной смеси углеводородов различного строения и происхождения.
Химическую основу турбинных масел составляют нафтеновые угле­
водороды. В масле также содержатся предельные углеводороды
ряда метана, ароматические и смешанные углеводороды. Кроме
того, в масле имеются смолы, асфальтены, карбены, серо- и азотсо­
держащие органические соединения, нафтеновые кислоты, эфиры,
спирты. Соединения этого типа, несмотря на сравнительно невы­
сокую их концентрацию, оказывают существенное влияние на экс­
плуатационные свойства турбинных масел. Так, асфальтосмолистые
соединения придают маслу характерный цвет; одни из них обладают
ингибирующим действием, другие, наоборот, пассивируют противоокислительные присадки; смолы при окислении переходят в состав
осадка. Среди сернистых соединений, содержащихся в товарных
турбинных маслах, могут находиться коррозионно-активные соеди­
нения. Ряд азотистых соединений является катализатором окисле­
ния, остальные — активными антиокислителями.
После первичной перегонки нефти при атмосферном давлении
получают легкокипящие бензиновые, лигроиновые, керосиновые и
газойлевые фракции, а также остаток — мазут, продуктом вакуумной
перегонки которого являются масляные дистилляты. Турбинные мас­
ла получают путем специальной очистки указанных дистиллятов.
Цель очистки — удаление тех компонентов, которые ухудшают ста­
бильность масла, повышают коррозионную агрессивность, снижают
текучесть. Способ очистки масляных дистиллятов от нежелательных
примесей в значительной мере влияет на качество готового масла,
поэтому очень часто в названии масла указывают и его способ
очистки.
Турбинные масла по способу очистки классифицируются на мас­
ла кислотной, селективной, гидрогенизационной и земельной очистки.
В зависимости от качества сырой нефти и мазута, а также от
назначения получаемых масел используются те или иные способы
очистки, причем в большинстве случаев применяют комбинацию раз­
личных способов ее. Известны, например, турбинные масла селектив­
ной очистки с последующей гидроочисткой или кислотно-земельной
и т. д.1
1 Основные характеристики отечественных синтетических огне­
стойких турбинных масел приведены в приложении 2.
117
В -настоящее время масла иногда все еще классифицируют по
географическому признаку: бакинское, уфимское, ферганское и др.
В связи с применением современных методов очистки -подобная
классификация в большинстве случаев потеряла смысл.
Кислотная очистка сводится первоначально к обработке масля­
ного дистиллята серной кислотой. Непредельные и некоторые аро­
матические углеводороды, вступая в реакцию с серной кислотой, об­
разуют кислый гудрон, который осаждается на дно реакционного
аппарата и удаляется. Асфальтосмолистые вещества частично рас­
творяются в кислоте без изменения, частично осаждаются с кислым
гудроном. Азотистые соединения почти полностью переходят в кис­
лый гудрон. Нафтеновые кислоты растворяются и сульфируются.
Увеличивая концентрацию и количество кислоты, можно до­
биться почти полного удаления смолистых веществ и ароматических
углеводородов. Однако такое переочищенное масло будет неста­
бильным.
Кислотной очистке масла присущи существенные недостатки:
серная кислота взаимодействует с рядом ценных компонентов масла;
не полностью удаляются из сырья нежелательные низкоиндексные
ароматические углеводороды и некоторые сернистые соединения;
получается большое количество кислого гудрона, содержащего около
50% непрореагировавшей серной кислоты, регенерация которой за ­
труднительна.
Кислотный способ очистки масел до середины 30-х годов счи­
тался основным. В настоящее же время все большее применение на­
ходит селективная очистка масла, позволяющая более полно и ка­
чественно использовать сырье. Она заключается в избирательном
извлечении растворителем из масляных дистиллятов определенных
компонентов. Масло смешивается с растворителем, в результате чего
получаются две жидкие фазы. Верхняя, более легкая (рафинатная)
фаза содержит нафтеновые и парафиновые углеводороды и опре­
деленное количество растворителя, нижняя, более тяжелая фаза
(экстрактный раствор) — растворитель и нежелательные компоненты
масла. Избирательный растворитель не взаимодействует с масляным
сырьем и может полностью регенерироваться. После отгона раство­
рителя из рафинатной фазы получается целевой продукт экстрак­
ции— рафинат (масло). В настоящее время применяют в качестве
селективных растворителей фенол и фурфурол, а иногда нитробен­
зол, пропан, ацетон и др.
Способом селективной очистки получают высококачественные
турбинные масла, в частности, из сернистых нефтей. Однако при
фенольной и фурфурольной очистке, так ж е как и при кислотной,
не удается удалить твердые -парафиновые углеводороды. Для извле­
чения из масла указанных продуктов применяют способ очистки,
называемый депарафинизацией. Масло растворяют в лигроине, ж ид­
ком пропане или другом разбавителе, снижающем вязкость смеси,
затем охлаждают, фильтруют или центрифугируют.
При селективной i(фенольной и фурфурольной) очистке масля­
ных дистиллятов одновременно с удалением смолистых веществ и
ароматических углеводородов идет частичная экстракция сернистых
соединений. Для более глубокой очистки масляного сырья от серы
производят обработку масла водородом, -под воздействием которого
сера в присутствии катализатора (кобальта или молибдена) пере­
ходит в сероводород, уходящий с газообразными продуктами. Обра­
зовавшиеся при этом в углеводородах свободные валентности насы118
Щйкэтся водородом. Йри гидроочистке сернистых масел содержание
серы снижается до 0,2%• Во многих случаях масло подвергается
вначале селективной очистке, а гидрогенизация используется как
дополнительный способ очистки.
Завершающей операцией после кислотной, селективной и гидрогенизационной очистки является очистка масла отбеливающими
землями. В некоторых случаях последний вид очистки может при­
меняться самостоятельно, например, для очистки дистиллятных ма­
сел из маслосмолистых нефтей.
Отбеливающие земли — различные виды природных гидросили­
катов алюминия. Их действие основано на адсорбции, т. е. на по­
глощении порами твердого сорбента жидких и полужидких веществ
различного химического состава. Контактная очистка заключается
в том, что масло смешивается с размолотой отбеливающей землей,
подвергается нагреву в течение времени, необходимого для заверше­
ния процесса адсорбции, и фильтруется. В процессе контактной
очистки турбинное масло окончательно «шлифуется» и приобретает
хорошие качества и цвет.
Кроме контактной очистки масла отбеливающими землями,
иногда применяется перколяционная очистка, заключающаяся в том,
что нагретое масло пропускается через слой зернистого адсорбента.
Многолетний опыт производства и применения нефтяных турбинных
масел показал, что использование самых совершенных методов пере­
гонки и очистки не позволяет получать масла, полностью удовлетво­
ряющие требованиям современных паровых турбин.
В таких случаях улучшение эксплуатационных свойств масел
достигается добавлением к ним в небольших количествах (от 0,01
до ’1%> иногда и более) различных химических соединений — приса­
док, являющихся обычно продуктами химического синтеза <(см. при­
ложение 3).
3-2. ПЛОТНОСТЬ И ВЯЗКОСТЬ МАСЛА
а] Плотность масла
Плотность имеет чрезвычайно большое значение при
расчете режимов течения масла через различные сопро­
тивления (дроссели, золотники, трубопроводы, подшип­
ники), так как перепад давления Ар на них зависит от
плотности р {Л. 3, 50, 94]:
Ap = -^-pv2
(3-1)
(v — скорость потока). Знание плотности необходимо и
для расчета процесса выделения примесей из масла
в баке (§ 4-2).
Плотность измеряется массой тела, заключенной
в единице его объема, и в системе единиц СИ имеет
единицу измерения кг/м3. По ГОСТ 3900-47 плотность
масла определяется ареометром. Для более точных
измерений пользуются гидростатическими весами или
119
Пикнометром. С повышением температуры пЛотн'ость
масла уменьшается. Температурный коэффициент объелТ
ного расширения масла а характеризует относительное'
изменение объема (а следовательно, и плотности) при
повышении температуры на 1 °С.
'Значения температурного коэффициента объемного
расширения масла изменяются в зависимости от плот­
ности и давления. Для турбинных масел при давлении
в системе до 100- 105 Па величина а = 6,4- 10~4 1/К.
а)
5)
Рис. 3-1. Модуль упругости масла (а) и газомасляных сме­
сей (б).
Справочные данные по температурной зависимости
плотности турбинного масла марки 22 приведены в при­
ложении 4.
При повышении давления плотность масла несколько
возрастает вследствие его сжимаемости. Сжимаемость
масла характеризуется величиной коэффициента объем­
ного сжатия р, равного относительному изменению
объема жидкости ЛУ/У при воздействии перепада дав­
ления Ар.
Величина Е, обратная коэффициенту объемного сжа­
тия |3, называется модулем объемной упругости.
120
С увеличением температуры модуль объемной упру­
гости масла понижается, а с увеличением давления —
повышается. Для турбинного масла марки 22 зависи­
мость модуля упругости от абсолютного давления р и
температуры t показана на графике (рис. 3-1,а). Раство­
ренные газы незначительно снижают модуль объемной
упругости жидкостей. Известна следующая эмпириче­
ская зависимость |[Л. 50]:
Д =Д *(1 + тс),
(3-2)
где Д* и Е — модуль упругости вакуумированной жид­
кости и жидкости, содержащей растворенные газы; с —
объемная концентрация растворенных газов; т — эмпи­
рический коэффициент.
Для турбинного масла марки 22 при атмосферном
давлении и температуре 20—50 °С коэффициент т = 0,324,
максимальное значение с= 0,12 (§ 3-3) и отношение
Д/Д* = 1,04.
Нерастворенные газы в значительной мере влияют
на упругость газомасляной смеси. Коэффициент объем­
ного сжатия Рем такой смеси подчиняется закону адди­
тивности:
(3-3)
где ср— объемное содержание нерастворенных газов;
Р" и р'— коэффициенты объемного сжатия газа и масла.
Даже при незначительном содержании газа (0,1—0,5%)
сжимаемость смеси (при атмосферном давлении) повы­
шается в сотни и тысячи раз. При повышении давления
р сжимаемость газомасляной смеси снижается. _На
рис. 3-1,6 представлена графическая зависимость Е —
= ECM/E=f ( p) при различных значениях объемного
содержания газа ф, измеренного при атмосферном дав­
лении ра (т. е. до сжатия).
Эффект сжимаемости масла является важным фак­
тором при определении динамических характеристик
подшипников скольжения, при расчете гидравлических
сервомеханизмов, насосов высокого давления и др.
т
б] Вязкость масла
Одним из важнейших свойств турбинных масел явля­
ется вязкость —■способность жидкости сопротивляться
деформации сдвига ее слоев под действием приложенной
силы |[Л. 3, 50, 77, 86, 93, 94, 158]. Вязкость влияет на
несущую способность масляного слоя в подшипниках; от
нее зависят потери мощности на трение в насосах,
гидромуфтах, опорах скольжения; вязкость определяет
величину утечки масла через уплотнения, пропускную
способность маслопроводов и дроссельных элементов,
скорость отстоя примесей от масла в баке, скорость
опорожнения емкостей и др.
Различают динамическую и кинематическую вяз­
кость; динамическая применяется для выражения абсо­
лютных сил сдвига, действующих между слоями масла,
кинематическая— для выражения сил сопротивления
при скольжении слоев масла под действием собственной
силы тяжести.
Математически коэффициент динамической вязкости
р выражается следующим образом:
^=
S(dv/dh) '
(3'4)
где F — сила вязкого сдвига (сила жидкостного тре­
ния); S — площадь слоя; v — скорость скольжения од­
ной поверхности масла относительно другой; h —
толщина слоя масла; dv/dh — поперечный градиент ско­
рости.
Если F = \ H , S = 1 м2, dvjdh —\lz, то коэффициент
динамической вязкости р в системе СИ будет измерять­
ся единицей абсолютной вязкости, называемой Паскальсекундой (П а-с).
Кинематическая вязкость v представляет отношение
коэффициента динамической вязкости р к плотности р
при одних и тех же температуре и атмосферном дав­
лении.
В системе СИ величина v измеряется в м2/с.
На практике вязкость масла довольно часто опреде­
ляют в условных единицах, получаемых измерением
времени истечения определенного объема масла из со­
суда через относительно короткие трубки, изготовлен­
ные из необычного материала (агат, платина и др.).
В различных странах пользуются вискозиметрами
122
Энглера, Сейболта, Редвуда, Барбэ и др. В настоящее
время наблюдается тенденция выражать вязкость в аб­
солютных, а не условных единицах, основанных на
геометрии уникальных испытательных аппаратов. Ныне
действующий стандартный метод определения вязкости
турбинных масел (ГОСТ 33-66) состоит в установлении
времени истечения определенного объема масла через
круглый калиброванный капилляр под влиянием силы
тяжести. Применяемые в этом случае приборы типа
Пннкевича или типа ВПЖ-2 позволяют сразу опреде­
лить кинематическую вязкость в сантистоксах (1 сст =
= 10~6 м2/ с ) .
Вязкость нефтяных масел в значительной мере за­
висит от температуры. С понижением температуры мас­
ло постепенно загустевает, его подвижность снижается,
а вязкость растет. Существует температура, называе­
мая температурой застывания, при которой охлажден­
ное в пробирке масло загустевает настолько, что при
наклоне пробирки на 45° уровень масла в ней остается
неподвижным в течение 1 мин. При температуре засты­
вания парафин, несмотря на его небольшое содержание,
образует объемистую и хрупкую кристаллическую ре­
шетку, однако достаточно прочную для того, чтобы
сделать жидкость неподвижной и создать впечатление
застывшего состояния. По ГОСТ 32-53 предельная
температура застывания турбинного масла марки 22 не
должна превышать 15 °С ниже нуля.
Выгоднее применять масла, у которых зависимость
вязкости от температуры является наиболее пологой.
Это важно для обеспечения максимальной несущей спо­
собности масляного клина в подшипниках, для стабиль­
ной работы системы регулирования. Степень пологости
вязкостно-температурных кривых турбинных масел оце­
нивается так называемым индексом вязкости (ИВ),
устанавливающим характер изменения вязкости v в за­
висимости от температуры t по сравнению с двумя
эталонными маслами, вязкость которых при 98,8 °С рав­
на вязкости испытуемого масла. Индекс вязкости масла
с крутой характеристикой (кривая 1, рис. 3-2,а) счи­
тается равным нулю, с пологой (кривая 2 ) — рав­
ным 100:
=
V,—v2
ЮО,
(3-5)
'
123
гДё Vi — вязкость при 3?,8°С эталонного масла с нуле­
вым значением ИВ; v2 — то же, что и лч, но для масла
с ИВ = 100; v — вязкость данного масла при 37,8 °С.
Значения индекса вязкости примерно 80— 100 и выше
характеризуют хорошие вязкостно-температурные свой­
ства масла; значения ИВ, равные 50—60 и ниже, —
неудовлетворительные. ИВ турбинных масел ГОСТ не
регламентирует. По ТУ 39-1-01-100-71 ИВ турбинного
масла марки Ткп должен быть не менее 90.
Рис. 3-2. Изменение вязкости масла от температуры и
давления.
Справочные данные по вязкости турбинного масла
марки 22 приведены в таблице (приложение 4).
Вязкость масел возрастает с повышением давления.
Взаимосвязь между вязкостью, температурой и давле­
нием турбинного масла показана на графике (рис. 3-2,6).
У высоконагруженных деталей (зубчатые передачи,
подшипники качения и др.) локальные давления в мас­
ляном слое иногда достигают 4 - 109 Па и масло превра­
щается в пластическое («квазитвердое»)
состояние.
Возрастание вязкости масла при повышенных давле­
ниях учитывается при точных расчетах подшипников,
в масляном клине которых могут возникать локальные
давления до 3 • 107 Па.
124
Во врёМя эксплуатаций турбины вязкость масла по­
вышается за счет окисления, загрязнения, зашламления,
обводнения и аэрации масла. Растворенные продукты
старения масла, как правило, обладают большей вяз­
костью, чем исходный для окисления материал. Частич­
но вязкость масла увеличивается за счет испарения
летучих фракций, вследствие чего так же повышается
плотность и температура вспышки. Вода, растворенная
в масле, практически не влияет на его вязкость. Вязкость
же масловодяной эмульсии (т. е. эмульсии типа «вода
в масле») всегда оказывается выше вязкости воды и
масла, взятых отдельно1. Например, содержание 5%
(по объему) диспергированной воды (в виде капель)
увеличивает коэффициент динамической вязкости эмуль­
сии на 15—20% (Л. 93], что служит причиной повыше­
ния потерь напора в трубопроводах и дроссельных эле­
ментах, увеличения потерь энергии в подшипниках.
Воздух и другие газы, растворенные в масле, несколько
снижают его вязкость. Наоборот, вязкость аэрированно­
го масла цсм (механической смеси масла и пузырьков
воздуха) оказывается выше и вязкости масла ц', и воз­
духа ц", рассматриваемых отдельно [Л. 158]. Известна
следующая зависимость (справедливая при ф<^;15%
[Л. 3]):
Цсм=Ц/(1+°ф).
(3-6)
где а = 0,015 — эмпирическая константа; ср— объемное
содержание воздушных пузырьков, %•
3-3. АЭРАЦИЯ МАСЛА
При работе паровой турбины масло перемешивается
с газами: атмосферным воздухом, водородом, газообраз­
ными продуктами окисления углеводородов. Наиболь­
ший контакт образуется между маслом и воздухом, по­
скольку масляные системы паровых турбин не гермети­
зированы. Часть воздуха растворяется в масле, часть
же образует с маслом механическую смесь различной
структуры: в виде больших пузырей, «снарядов» и по1 Увеличение содержания воды в масле приводит к росту дина­
мической вязкости эмульсии до определенного значения, после чего
наступает или разрушение эмульсии, или ее обращение (образуется
эмульсия типа «масло» в воде, для которой аномального роста дина­
мической вязкости не наблюдается).
125
лостей, не заполненных маслом; в виде взвеси (эмуль­
сии) мелких пузырьков (диаметром 50—500 мкм), рав­
номерно распределенных по всему объему масла; в виде
пены — ячеистой системы, в которой масло вытянуто
в тонкие пленки, обволакивающие воздушные пузырьки.
а| Растворимость газов в масле
Нефтяные смазочные масла обладают способностью
растворять в себе газы [Л. 3, 20, 50, 85]. При нормаль­
ных температуре и давлении турбинное масло может
содержать растворенный воздух в количестве до 8—12%
своего объема. С увеличением давления растворимость
газов, в том числе и воздуха, в масле увеличивается,
подчиняясь закону Генри:
V" = (xV'p,
(3-7)
где V" — максимальный (равновесный) объем раство­
ренного газа, отнесенный к атмосферному давлению;
V' — объем масла; р — абсолютное давление газа, на­
ходящегося в контакте с маслом; а — коэффициент
растворимости, характеризующий концентрацию полного
насыщения масла газом. Для нефтяных масел закон
Генри справедлив при давлениях не выше 7 0 - 105 Па.
Для турбинного масла марки 22 (ГОСТ 32-53) коэф­
фициенты растворимости а принимают значения, приве­
денные в табл. 3-1.
При растворении воздуха в масле соотношение меж­
ду входящими в состав воздуха газами изменяется. Так,
атмосферный воздух содержит азота и кислорода соот­
ветственно 78 и 21% объемных долей. В масле же рас­
творяется азота 69,8, а кислорода 30,2%' объемных до­
лей. При снижении давления выделяющийся из раствора
воздух будет содержать кислорода примерно на 40—
50% больше, чем его содержится в атмосферном воз­
духе. Вследствие этого значительно повышается взрыво­
опасность таких масляных паров. С повышением тем­
пературы от 20 до 80 °С растворимость воздуха, водо­
рода и азота в турбинном масле несколько возрастет
(табл. 3-1), кислорода слегка снижается, углекислого
1 аза резко снижается.
Снижение поверхностного натяжения масла на гра­
нице с газом, вызванное, например, введением специаль­
ных присадок (полиметилсилоксана и др.), не умень126
Таблица
3-1
Растворимость газов в турбинном масле
Коэффициент растворимости а, %
Темпера­
тура, °С
20
50
100
возду­
ха
водорода
азота
кислорода
9 ,0
10,2
12,3
5 ,0
5,5
6 ,5
7 ,5
7 ,7
8 ,0
14,5
13,7
13,0
Поверхностное
напряжение
на границе с
углекис­
воздухом
лого газа
«7-104 Н/м
85— 120
—
—
329
303
260
шает максимально возможного (равновесного) объема
растворенного газа, но заметно замедляет скорость
диффузии газа в масло, иначе говоря, увеличивает вре­
мя для полного насыщения масла данным газом.
Насыщение масла газами растянуто по времени.
В поверхностном слое масла, находящемся в непосред­
ственном соприкосновении с газом, при повышении дав­
ления практически мгновенно устанавливается концен­
трация растворенного газа а, соответствующая полному
насыщению при данных условиях. В частности, в этот
первоначальный период времени (длительностью не бо­
лее 1 с) может раствориться сразу до 25% общего
объема воздуха, заключенного в диспергированных пу­
зырьках. Затем наступает режим стационарного раство­
рения воздуха. В результате конвективной диффузии
частицы масла с повышенным содержанием растворен­
ного воздуха постепенно переходят в более отдаленные
слои объема масла. Практически во всем объеме масла
(за исключением поверхностного слоя) концентрация
раствора с поддерживается одинаковой. Скорость же
проникновения воздуха через поверхностный слой ока­
зывается прямо пропорциональной разности концентра­
ций воздуха а—с. Время, необходимое для полного на­
сыщения заданного объема масла растворенным газом,
можно найти, решив следующую систему дифферен­
циальных уравнений:
= kS(a — с)]
d V " __ и ,
dc
I h
~ЗГ’
' ^
v
(3-8)
(3-9)
где k — коэффициент скорости адсорбции; V" — объем
растворенного в масле газа; V' — объем масла; с —
127
объемная концентрация растворенного газа в масле;
S — площадь соприкосновения масла с газом; х —
время.
На величину коэффициента k оказывают влияние
сорт масла (вязкость и плотность), температура, нали­
чие поверхностно-активных веществ и, главное, интен­
сивность перемешивания масла с газом. Ниже приведе­
на зависимость коэффициента скорости адсорбции воз­
духа в турбинном масле марки 22 от температуры t при
отсутствии перемешивания масла и воздуха:
t , °С
6-10е, м/с
20
1,15
30
1,45
40
1,85
50
2,45
60
3,5
Скорость растворения воздуха в масле при переме­
шивании увеличивается в 20—30, а в некоторых случаях
даже в 100 раз.
Кислород, растворенный в масле, является основной
причиной окисления углеводородов. Все остальные газы,
растворенные в масле, не оказывают существенного
влияния на его свойства до того времени, когда при
определенных условиях (например, при снижении дав­
ления ниже атмосферного) они не выделятся в виде
пузырьков и не образуют механическую смесь с маслом.
б] Объемная прочность масла
Объемная прочность масел, как и любых других жидко­
стей, характеризуется тем отрицательным давлением
(напряжением растяжения), при котором происходит
«разрыв сплошности» однородной среды, образуется га­
зожидкостная смесь. Знание величины объемной проч­
ности масла необходимо при решении задач о повыше­
нии виброустойчивости подшипников турбомашин, при
разработке методов повышения кавитационной стойкости
элементов маслосистемы (насосов, редукционных клапа­
нов, золотников), работающих на новых маслах (синте­
тических или нефтяных, но с присадками). Для опреде­
ления объемной прочности масел разработано много при­
боров, работа которых основана на различных принци­
пах: капиллярном, ультразвуковом, механическом [Л. 78].
Для экспресс-анализа объемной прочности масла
в УралВТИ разработан простой прибор, основанный ца
12&
Рис. 3-3. Прибор для определе­
ния объемной прочности масла
[Л. 51].
1 — пробка; 2 — прозрачный сосуд;
3 — донышко; 4 — сильфон; 5 — кор­
пус; 6 — тяга; 7 — пружина; 8 —
шпонка; 9 — упор; 10 — гайка; 11 —
резьбовая втулка; 12 — индикатор.
механическом
растяжении пробы масла в силь­
фонной камере. В нем в
отличие от аналогичных
приборов исследуемое ма­
сло заливается в прозрач­
ную камеру с наружной
стороны сильфона (рис.
3-3). Это позволяет обна­
руживать скопление воз­
духа между гофрами силь­
фона, легко и быстро уда­
лять его, визуально опре­
делять места разрыва ма­
сла при нагружении силь­
фона, получать более до­
стоверные
результаты
эксперимента [Л. 51].
В результате деформа­
ции сильфона происходит
разрыв масла, сопровождающийся характерным щелчком;
одновременно идет бурное «кипение» масла с выделением
пузырьков газа. Давление р, при котором происходит
«разрыв сплошности» масла, подсчитывается по формуле
Р ~ -р- [Р*Р + Кх — К { у — X)],
(3-10
где F — эффективная площадь
поперечного сечения
сильфона; х, у, — перемещение дна сильфона и нижнего
конца пружины; р а — барометрическое давление; k i , k 2 —
коэффициенты жесткости сильфона и пружины.
Опыты УралВТИ показали, что объемная прочность
эксплуатационного турбинного масла равна р = —45 кПа
для огнестойкого масла иввиоль-3, р = —25 кПа для
масла марки ТСп-22 по MPTH 12Н18-63, р = — 10 кПа
для масла марки ТСп-22 с антипенными (0,001%) и де­
эмульгирующими (0,005%) присадками.
9 -5 0 1
' 129
в) Механическая смесь масла и воздуха
Нерастворенный воздух, присутствующий в масле, умень­
шает модуль объемной упругости рабочей жидкости,
замедляет скорость передачи гидравлических импульсов
в системе регулирования, вызывает пульсацию диффе­
ренциальных поршней, снижает устойчивость шипа на
масляной пленке, способствует эрозийному износу дрос­
селирующих поверхностей, снижает подачу и напор мас­
ляных насосов, ускоряет окисление масла и вызывает
повышенные потери его (пена очень текуча и проникает
через незначительные неплотности), ухудшает теплооб­
мен в маслоохладителях, усложняет эксплуатацию эле­
ментов масляной системы и прежде всего масляного бака
[Л. 50, 52]. Известен случай аварийного разрушения
маслопроводов на работающей турбине 25 МВт из-за
интенсивных гидравлических ударов в масляной системе,
появившихся вследствие недопустимых пульсаций золот­
ников и качания нагрузки. Было обнаружено, что от­
верстия для эвакуации воздуха из тупиковых камер про­
точно-импульсных линий системы регулирования заби­
лись смолистыми продуктами окисления чрезмерно об­
водненного и аэрированного масла [Л. 50].
Важно знать количественное содержание воздуха
в масле.
Согласно общепринятой терминологии под относи­
тельным объемным воздухосодержанием 'ср масловоздуш­
ной смеси понимают отношение объема всех воздушных
включений V" к суммарному объему смеси VCM= V ' + V",
Т’ 6'
<p=V"/{V' + V").
(3-11)
Величину ф> иногда называют «концентрацией возду­
ха», степенью аэрации масла или просто воздухосодер­
жанием масла.
Для его измерения применяют различные методы: не­
посредственное взвешивание отобранной пробы масла;
гидростатическое взвешивание поплавковыми приборами
или дифференциальным манометром; отстаивание ото­
бранной пробы масла; фотоэлектроколориметрический,
радиоактивный, ультразвуковой, компрессионный, электроемкостный способы [Л. 20, 50, 53, 54, 178].
Для измерения воздуха в масляных баках часто при­
меняют поршневые герметичные пробоотборники, одна
из конструкций которого показана на рис. 3-4,а [Л. 54].
130
Пробоотборник состоит из прозрачного стакана 5, в ко­
тором перемещается золотник 6, снабженный резиновы­
ми уплотнениями 4 и 8. К стакану привернута труба 3,
через которую проходит шток 2. Стакан и золотник мо­
гут быть плотно прижаты друг к другу накидной гайкой
1. К золотнику гайкой 9 крепится протарированная
в объемных единицах измерительная трубка 10 из орга­
нического стекла. Чтобы избежать сжатия воздуха при
отсечении пробы масловоздушной смеси, в гайке 7 сде­
лан специальный вырез.
Пробы отбираются в три этапа:
1. Измерительная трубка заливается чистым маслом,
ч открытый прибор осторожно погружается в исследуе­
мую точку бака (рис. 3-4,6).
О*
131
2. После прогрева прибора в течение 2—3 мин в по­
токе масла быстрым смещением стакана относительно
золотника отсекают пробу масла (рис. 3-4,в). Затем
отборник следует оставить в потоке масла на 5—6 мин.
3. После того как выделятся все воздушные пузырь­
ки, прибор извлекают из бака и переворачивают измери­
тельной трубкой кверху (рис. 3-4,г). В таком положении
определяется абсолютный объем воздуха V" в отобран­
ной пробе масловоздушной смеси 1/См. Относительное
объемное воздухосодержание подсчитывается по фор­
муле
Ф '=
V'jVcu—аД/,
(3-12)'
где а—термический коэффициент объемного расширения
масла; A t — разность температур масла в баке (в мо­
мент отбора пробы) и в приборе (в момент измерения).
Если пробоотборник не извлекается из бака сразу же
после взятия пробы и процесс выделения воздуха не со­
провождается охлаждением масла, то разность темпера­
тур At равняется нулю и вторым членом в формуле
(3-12) можно пренебречь. В противном случае возможны
погрешности измерений.
В ряде случаев, например для расчета масловоздуш­
ных отстойников; определения скорости растворения
пузырьков, попавших с маслом в систему регулирования;
изучения процессов зарождения и развития аэрации
масла; определения влияния антипенных присадок на
дробление воздушных пузырьков в сливных трубопро­
водах и др., необходимо знать спектр размеров пузырь­
ков.
Обычно для этой цели применяют метод микрофо­
тографирования небольшого объема масловоздушной
смеси, отобранной в прозрачные ловушки [Л. 53, 55].
По данным измерений пузырьков строят интеграль­
ные кривые N(d) счетного распределения пузырьков по
размерам. В вероятностно-логарифмических координа­
тах эта зависимость представляется
прямой линией
(рис. 3-5,6). Графическим дифференцированием интег­
ральной зависимости получаются дифференциальные
кривые n(d) счетного распределения пузырьков по раз­
мерам (рис. 3-5,а). Максимум функции ti(d) определяет
модальный размер пузырька, т. е. размер наибольшего
по счету пузырька. Аналогичным способом можно по­
строить интегральные M(d) и дифференциальные m(d)
132
Рис. 3-5. Дифференциальные (а) и интегральные (б) кри­
вые счетного (1) и объемного (2) распределения размеров
воздушных пузырьков в турбинном масле [Л. 55].
кривые объемного распределения пузырьков по размерахМ. Для характеристики спектра размеров пузырьков
могут быть использованы среднеарифметический, сред­
неквадратичный и среднекубический радиусы или диаме­
тры пузырьков.
г) Пенообразование масла
Пенообразование — это результат сложения ряда непре­
рывно протекающих процессов: образования в слое мас­
ла газовой эмульсии, выделения пузырьков газа на по­
верхность и образования пенного слоя, разрушения
пенного слоя из-за ограниченной его устойчивости. Мас­
ловоздушная эмульсия образуется в результате: 1) выде­
ления растворенного воздуха или другого газа при сни­
жении давления ниже той величины, при которой проис­
ходило насыщение масла воздухом (или другим газом);
2) «вскипания» масла, т. е. образования кавитационных
паровых пузырьков при снижении давления ниже пре­
дела упругости масляных паров; 3) увлечения тонкой
кольцевой прослойки воздуха струями отработанного
масла и последующего распадения ее на множество
пузырьков [Л. 3, 52, 174].
133
Когда пузырек находится в слое масла, избыточное
давление газа и пара р" внутри него уравновешивается
гидростатическим давлением и силами поверхностного
натяжения [Л. 32]:
р"=р + 2о/Д,
(3-13)
где R — радиус пузырька; гг — коэффициент поверхност­
ного натяжения.
Под влиянием подъемных сил пузырек всплывает, и
в момент прорыва его через поверхность состояние его
резко нарушается: вследствие быстрого уменьшения гид­
ростатического давления он начинает расширяться и де­
формироваться. Если прочность поверхностной пленки
окажется недостаточной, избыточное давление р" приве­
дет пузырек к разрушению. Так и происходит обычно
с чистыми (гомогенными) жидкостями, у которых по­
верхностная прочность мала, а поверхностное натяже­
ние, обеспечивающее значительную величину р", доста­
точно велико [Л. 32].
Нефтяные масла не являются гомогенными жидко­
стями. Они представляют сложную смесь различных
углеводородов (§ 3-1), содержащую поверхностно-актив­
ные и иные вещества в форме грубых дисперсоидов, кол­
лоидных систем и истинных растворов. Эти вещества по­
нижают поверхностное натяжение, а следовательно, обу­
словливают сравнительно небольшое избыточное давле­
ние в пузырьке. Кроме того, поверхностный слой такого
пузырька, насыщенный различными дисперсоидами, об­
разует достаточно прочную, эластичную и подвижную
пленку. В момент выхода пузырька на поверхность проч­
ность адсорбированной пленки оказывается вполне до­
статочной для сохранения «жизни» пузырька. Так обра­
зуется пенный слой, состоящий из множества элементар­
ных пенных ячеек [Л. 32, 42, 105].
Ячейки пены постепенно разрушаются. Это происхо­
дит вследствие стекания масла между тонкими адсорби­
рованными слоями, нарушения связующей способности
углеводородных молекул и других особенностей строения
поверхностных пленок. Время существования ячейки
пены определяют устойчивость ее и всего пенного слоя.
На место разрушенных ячеек поступают новые порции
всплывающих пузырьков. Таким образом, высота пенно­
го слоя, находящегося в динамическом равновесии, за­
висит от количества ячеек пены, образующихся в еди134
ницу времени над поверхностью, и от устойчивости пены
к разрушению (рис. 3-6).
На процесс образования и разрушения пены оказы­
вают совокупное влияние физико-химические свойства
масла (поверхностное натяжение, характер и концентра­
ция растворенных веществ; гетерогенность раствора, т. е.
разность концентрации веществ в поверхностном слое и
в остальной массе масла; вязкость; упругость паров
и др.) и вся гидродинамическая обстановка.
Гетерогенность раствора одинаково влияет и на об­
разование пены, и на ее устойчивость. Опыты показали
[Л. 32], что наибольшее вспенивание отвечает условиям
максимальной гетерогенности раствора веществ в масле.
При последовательном увеличении концентрации поляр­
ных и других пенообразующих компонентов высота пен­
ного слоя сначала возрастает до момента достижения
наибольшей гетерогенности, а затем падает, несмотря на
непрерывное уменьшение поверхностного натяжения. На­
сыщенные растворы, как и чистые жидкости, не способны
к пенообразованию, так как их гетерогенность равна
нулю.
Вещества, стабилизирующие пленку пены, теряют
свои свойства после отекания масла из пленки. Это про­
исходит вследствие синерезиса, который способствует
оставлению адсорбированных веществ как бы в твердом,
хрупком, неподвижном состоянии в противоположность
жидкому, эластичному и подвижному состоянию, пред­
шествовавшему разрушению ячейки пены. Для полез­
ного использования этих свойств пленок в масло иногда
вводят антипенные присадки, например, силиконового
происхождения. Силиконы способны образовывать в мас­
ле быстро насыщающиеся коллоидные растворы. При
очень малых концентрациях силикона гетерогенность
раствора велика и масло интенсивно вспенивается
(в данном случае силиконы ведут себя как пенообра­
зующие агенты). Добавление силикона выше предела
растворимости устраняет гетерогенность раствора и обу­
словливает такое состояние пленки, при котором она
теряет эластичность, а потому быстро разрушается
[Л. 42].
Вязкость масла оказывает двустороннее влияние на
пенообразование. С одной стороны, если масло имеет
пониженную вязкость, то оно способно интенсивнее вы­
делять ранее растворенный газ, увлекать больше газа
Рис. 3-6. Влияние отдельных факторов на пенообразование масла
[Л. 32].
и затем дробить его на пузырьки; с понижением вяз­
кости ускоряется подъем пузырьков на поверхность.
Иначе говоря, чем ниже вязкость, тем больше «приход­
ная» составляющая пенного слоя. С другой стороны, изза быстрого стекания маловязкого масла между адсор­
бированными слоями пенных ячеек устойчивость их сни­
жается, вследствие чего возрастает и «расходная» со­
ставляющая пенного слоя. В зависимости от того, какой
процесс будет превалировать (образование пены или раз­
рушение), будет и конечный эффект пенообразования.
Например, с повышением температуры и уменьшением
130
вязкости турбинного масла ценообразование вначале
возрастает, причем с тем большей интенсивностью, чем
меньше номинальная вязкость исходного масла. В этом
случае образование пены превалирует над ее устойчиво­
стью. Однако при достаточно высокой температуре
(90—95°С), несмотря на интенсивное пополнение пенно­
го слоя новыми пузырьками, на поверхности остается
весьма рыхлый и неустойчивый тонкий слой пены. При
умеренной температуре (40—6 0 °С) образуется наиболее
толстый слой пены турбинного масла.
При попадании в масло воды или другого активного
агента, снижающего упругость насыщенного пара жидко­
сти, интенсивно образуется устойчивая пена [Л. 3].
При пенообразовании большую роль играют гидро­
динамические факторы. Образование масловоздушной
эмульсии, количество и размер пузырьков, скорость их
подъема на поверхность во многом зависят от динамиче­
ской и кинематической обстановки процесса. Известно,
что выделение растворенного газа из циркулирующего
или иным способом возмущенного масла протекает за
несколько секунд. При спокойном же состоянии масла
этот процесс протекает медленнее, и в известных усло­
виях масло может находиться даже в пересыщенном со­
стоянии. Пузырьки воздуха, подсасываемого в насос
через негерметичный трубопровод или через уплотнение
вала, размельчаются настолько, что могут находиться
в смеси с маслом в течение многих часов. Бурное движе­
ние отработанного масла по сливным трубопроводам со­
провождается захватом воздуха и его дроблением на
мельчайшие пузырьки. При упорядоченном же движении
масла в тех же трубопроводах происходит, наоборот,
процесс слияния (коалесценции) пузырьков. Крупные
пузырьки быстрее выделяются на поверхность и быстрее
разрушаются, чем мелкие. Перемешивание и возмуще­
ние пенного слоя иногда ускоряют его разрушение. И з­
вестна, например, высокая эффективность воздействия
ультразвука на разрушение пены [Л. 4].
Гидродинамическая обстановка влияет на образова­
ние и разрушение пены, не только прямым, но и косвен­
ным путем изменяя физико-химические свойства адсор­
бированных пленок. Например, упорядоченное движение
масла в баке способствует выделению шлама, воды и
других активных (в отношении вспенивания) компонен­
тов. Это приводит к изменению поверхностного натяже137
Мйя, гетерогенности раствора таких веществ, к измене­
нию прочности и других свойств пленок, совокупность
которых определяет весь процесс ценообразования.
С другой стороны, свойства масел и характер их загряз­
нений влияют на кинематические условия образования
масловоздушной эмульсии. Например, снижение поверх­
ностного натяжения приводит к интенсивному дроблению
пузырьков, к образованию высокодисперсной вязкой
пены.
Следует еще раз подчеркнуть, что ни вязкость, ни по­
верхностное натяжение, ни гидродинамическая обстанов­
ка процесса не могут исчерпать в отдельности все мно­
гообразные физико-химические свойства масла и физикотехнические факторы, определяющие сложный процесс
пенообразования.
3-4. ОБВОДНЕНИЕ МАСЛА
а] Гигроскопичность масла
Масло способно поглощать воду и водяные пары из
окружающей среды [Л. 85]. Гигроскопичность турбинного
масла хотя и незначительна, но она оказывает большое
каталитическое воздействие на процессы старения масла.
Содержание поглощенной (растворенной) воды в нефнятом масле при данной температуре определяется за­
коном Генри (рис. 3-7,а ) :
X= Хмаксф= ХмаксР/ра = kp,
(3-14)
где х — равновесная концентрация воды, % массы;
хМакс — максимально возможная концентрация раствори­
мой воды при данной температуре, % массы; ф — отно­
сительная влажность воздуха, %; р — упругость паров
воды в воздухе; ря — упругость насыщенных паров воды
в воздухе при данной температуре; k—xM&KC/pH.
Нагрев масла при неизменных температурах и влаж­
ности окружающего воздуха сопровождается осушкой
масла. Наоборот, при охлаждении масла (но неизменной
температуре и влажности воздуха) часть ранее раство­
ренной воды выделяется в виде мелких капель, образуя
эмульсию «вода в масле». Наличие в масле продуктов
окисления, полярных компонентов (кислот, мыл, спир­
тов) ведет к повышению гигроскопичности масла и на138
Рис. 3-7. Влияние температуры (а) и кислотности (б) на гигроско­
пичность нефтяного масла [Л. 85].
Кислотность в мг КОН на 1 г масла: 1 — 0,02; 2 — 0,17; 3 — 0,21.
рушению линейной зависимости поглощающей способ­
ности от влажности воздуха (рис. 3-7,6). Наиболее ин­
тенсивно повышают гигроскопичность масла низкомоле­
кулярные кислоты (муравьиная, пропионовая, уксусная)
и нафтенаты некоторых металлов. Поэтому масло, недо­
статочно очищенное или сильно окисленное в процессе
эксплуатации, обладает большей гигроскопичностью и
труднее поддается обезвоживанию. Насыщение масла во­
дой, так же как и обратный процесс — выделение влаги
из масла в виде капель, происходит с определенной ско­
ростью, зависящей от толщины слоя масла, размеров
свободной поверхности, соотношения между упругостями
паров воды в масле и воздухе, температуры и других
факторов.
Для определения количества растворенной влаги
в нефтяном масле используют стандартизированные ме­
тоды (ГОСТ 1574-42, 7822-50).
6] Эмульгируемость масла
Попадание воды в масло — весьма распространенное
явление при эксплуатации паровых турбин. Если вода
не смешивается с маслом, она опускается на дно масля-
139
ного бака, откуда может быть удалена через дренажное
отверстие. Однако в ряде случаев турбинные масла при
обводнении образуют стойкие масловодяные эмульсии,
недопустимые по следующим причинам:
1) при эмульгировании масла увеличивается его вяз­
кость [Л. 93], что ухудшает условия транспортировки
масла по трубопроводам, снижает надежность работы
подшипников;
.
2) масло перестает быть однородным, ухудшаются
его смазочные свойства в условиях граничного трения
[Л. 105];
3) вода в эмульсии способствует окислению масла,
ржавлению смазываемых деталей, эрозийному износу и
окислению баббита [Л. 8, 15];
4) эмульсии служат переносчиками по системе абра­
зивных примесей.
'
Для систем, работающих на обводненном масле, ха­
рактерны частые доливки свежего масла. Периодический
слив отстоявшейся в баке воды всегда сопровождается
потерями той части эмульгированного масла, которая
собирается на границе раздела между водой и маслом
[Л. 86].
Всякая эмульсия представляет собой однородную дис­
персию одной жидкости в другой. Такая система не яв­
ляется стабильной, однако время, необходимое для раз­
деления фаз эмульсии, может различаться очень сильно,
в пределах от нескольких секунд до многих часов (и
даже суток) [Л. 42]. Образование масловодяных эмуль­
сий стимулируется полярно-активными веществами, ко­
торые в маслах могут содержаться в качестве естествен­
ных компонентов, перешедших из сырой нефти, несмотря
на предпринятую очистку. Масла селективной очистки
обычно содержат меньше полярных веществ, стимули­
рующих эмульгирование, чем масла кислотной очистки
[Л. 8, 77]. Ухудшение качества масла вследствие окисле­
ния может привести к накоплению растворимых в масле
полярных продуктов, например металлических мыл, спо­
собных оказывать эмульгирующее влияние даже тогда,
когда они находятся в малых концентрациях, поскольку
эти вещества адсорбируются на граничной поверхности
масло — вода [Л. 86]. Эмульгаторами могут быть и вы­
сокодисперсные твердые вещества, например механиче­
ские примеси, попадающие в масло из воздуха при вен­
тиляции системы смазки. Шлам, отбеливающие земли,
140
оставшиеся в масле после некондиционной фильтрации,
металлическая пыль, зола, цемент — все эти загрязните­
ли способствуют образованию эмульсии и сохранению
ее устойчивости к разрушению.
Вода легко обнаруживается в светлых турбинных
маслах, которые мутнеют от воды при нормальной тем­
пературе. Малые примеси воды определяются или «по
потрескиванию» [Л. 77] или стандартизированным гидро­
кальциевым способом [Л. 94]. Для количественного опре­
деления большого содержания воды в эмульгированном
масле обычно применяют способ Дина и Старка [Л. 77,
94]. Время расслоения заданного столба эмульгирован­
ного масла на составляющие его компоненты зависит
от концентрации и дисперсности водяных капель, от сте­
пени чистоты и температуры масла. Важно знать спо­
собность турбинного масла к деэмульсации. Для этой
цели обычно используют стандартный метод определения
скорости деэмульсации масла [Л. 94], основанный на
визуальном определении времени полного отделения во­
ды при 55°С после окончания барботирования пара че­
рез слой воды и масла, залитых до начала испытаний
в определенных соотношениях в измерительный цилиндр.
Если 20 мл воды и 100 мл масла, налитые в цилиндр
вместимостью 250 мл (ГОСТ 1770-64), после пропуска­
ния пара (в течение 10 мин) снова отделятся друг от
друга четким мениском за время не более 8 мин, то
считают, что масло обладает удовлетворительной (допу­
стимой) способностью к деэмульсации. Для высокока­
чественных турбинных масел время деэмульсации со­
ставляет иногда даже 4—5 мин, а специальные деэмуль­
гирующие присадки способны уменьшить это время до
1—2 мин [Л. 157]. Наоборот, для окисленного и зашламленного масла время деэмульсации 10—20 мин (и бо­
лее).
3-5. СТАРЕНИЕ МАСЛА
а) Окисление масла
В процессе эксплуатации паровых турбин залитое в их
системы смазки масло постепенно претерпевает глубо­
кое изменение, которое обычно характеризуется поняти­
ем «старение», включающим изменения его химических
и физических свойств [Л. 85, 86, 94, 143]. Старение масла
происходит в результате контакта углеводородов с кис141
лородом воздуха, стимулируется каталитическим дейст­
вием воды и металлов, с которыми соприкасается масло,
и быстро прогрессирует с повышением температуры.
В результате окисления масла повышаются его плот­
ность и вязкость, ухудшается деэмульгирующая способ­
ность, образуются растворимые в масле, а также лету­
чие кислые продукты, обусловливающие коррозионную
агрессивность масла; плотные продукты окисления вы­
падают в осадок; появление в масле смол приводит
к его потемнению.
Окисление углеводородов происходит постадийно,
проходя через различные промежуточные ступени, и за­
висит от строения молекул углеводородов и условий,
в которых происходит окисление.
Установлено, что во всех случаях, когда в масле
отсутствует кислород и вода, никаких окислительных ре­
акций не происходит. Например, предварительно вакуумированное и обезвоженное масло при нагревании в ва­
кууме при 150 °С в течение 14 000 ч совершенно не окис­
лилось и даже не изменило своего первоначального цвета.
На окисление масла (в большой степени влияет ско­
рость диффузии кислорода в слой масла, которая зави­
сит от парциального давления кислорода и площади со­
прикосновения последнего с маслом. Распыливание и
разбрызгивание масла, барботирование его воздухом,
вспенивание — все это создает наибольшую поверхность
соприкосновения масла с воздухом и, таким образом,
ускоряет окисление масла. Есть данные, согласно кото­
рым при изменении поверхности контакта в 2,8 раза од­
ного и того же количества масла с воздухом количество
осадка возросло в 58 раз!
Скорость окислительных реакций существенно зави­
сит от температуры. Известно, что окисление масла, хо­
тя и замедленное, происходит при комнатной темпера­
туре и даже при температуре ниже 0°С. При высоких
температурах способность масел к окислению настолько
велика, что достаточно даже следов кислорода, чтобы
началось интенсивное образование продуктов окисления.
Установлено, что повышение температуры на каждые
10°С сверх 110°С ускоряет реакцию окисления масла
приблизительно в 2 раза, а повышение температуры от
220 до 275 °С увеличивает скорость реакции в 42 раза!
При температуре 310—350 °С происходит самовоспламе­
нение масла (в кислородной среде).
142
Окисление углеводородов ускоряется в присутствии
положительных катализаторов: металлов, солей органи­
ческих кислот, воды. Наиболее активными катализатора­
ми являются медь и ее сплавы, свинец; менее активны
никель, железо, цинк, олово; алюминий практически не
оказывает никакого влияния на процесс окисления мас­
ла. Интенсивность воздействия металла при прочих рав­
ных условиях зависит от величины его поверхности. Со­
ли металлов органических кислот (нафтенаты меди,
свинца, железа, кадмия), окислы и другие производные
металлов способны ускорить окисление масла, причем
в ряде случаев эти продукты являются более активными
инициаторами окисления, чем сами металлы. Изучение
старения и коррозионного действия турбинных масел
в присутствии воды показало, что ускорение окисления
масла в этом случае вызвано обогащением его катиона­
ми (Fe, Mg, Na и др.), содержащимися в виде следов
в воде и образующими е кислотами растворимые мыла,
ускоряющие окисление масла [Л. 45].
Неметаллические материалы, применяемые в турбо­
строении (картон, бумага, ткани, бакелит, древесина,
гетинакс), не оказывают проокислительного воздействия
на масло. Маслостойкая резина иногда после 1—2 лет
эксплуатации частично разрушается с образованием
осадка, содержащего окись цинка (которая входит
в число ингредиентов резины), вследствие чего масло
быстро стареет. Более стойкой оказывается кремнийорганическая резина марки 5р-129, подвергнутая термо­
обработке [Л. 85]. Продукты окисления- могут сами по
себе служить катализаторами «старения» масла. Из
опыта эксплуатации известно, что смешение свежего
масла с окисленным и зашламленным не приостанавли­
вает, а, наоборот, вызывает усиленное окисление полу­
ченной смеси. Поэтому при смешении масел, доливаемых
в бак, следует строго руководствоваться рекомендация­
ми [Л. 44].
Способность масла противостоять окислительному
воздействию кислорода воздуха при повышенной тем­
пературе называется стабильностью. По методу ВТИ
(ГОСТ 981-55) стабильность характеризуется содержа­
нием водорастворимых кислот (нелетучих и летучих)
после окисления масла в легких условиях, отвечающих
начальной стадии его старения, а также кислотным чис­
лом и количеством осадка в масле, подвергнутом глубо143
кому искусственному старению (общая стабильность).
Основным показателем стабильности является способ­
ность масла образовывать водорастворимые кислоты
в начале старения. По расходу едкого кали (в мг), по­
шедшего на нейтрализацию водорастворимых кислот,
извлеченных из 1 г масла в водную вытяжку, судят о ко­
личественном содержании нелетучих низкомолекуляр­
ных кислот. Если масло не содержит водорастворимых
кислот, то реакция водной вытяжки из такого масла бу­
дет нейтральной или даже слабощелочной. Общее содер­
жание кислот в масле выражают кислотным числом,
представляющим расход (в миллиграммах) едкого ка­
ли (КОН), требующегося для нейтрализации 1 г масла.
Кислотное число после искусственного старения масла
марки 22п не должно быть более 0,2 мг КОН на 1 г мас­
ла.
По ПТЭ [Л. 102] эксплуатационные нефтяные масла
должны удовлетворять следующим нормам: кислотное
число — не выше 0,5 мг КОН; реакция водной вытяж­
ки— нейтральная; вода и шлам — полностью отсутст­
вовать. Масло, залитое в систему, должно подвергаться
сокращенному анализу1 не реже 1 раза в 2 месяца при
кислотном числе не выше 0,2 мг КОН и полной прозрач­
ности масла, 1 раз в 2 недели при превышении кислот­
ного числа 0,2 мг КОН или при наличии в масле шлама
н воды; при резком ухудшении качества масла произво­
дится внеочередной анализ. Один раз в сутки (в днев­
ную смену) оно подвергается цех-овому контролю12.
6) Коррозионные свойства масла
Коррозионная агрессивность смазочных масел оценива­
ется потерей массы металла в граммах с 1 м2 поверхно­
сти. По современным представлениям коррозия метал­
лов в масле обусловлена воздействием на них перекисей
и кислот. Свежие турбинные масла обладают наимень­
шей коррозионной активностью. Коррозия металлов по­
является с того момента, когда в масле начнут скапли­
ваться первые продукты окисления углеводородов. Вода,
которая попадает в масло извне или же образуется в ре­
1 В объем сокращенного анализа масла входит определение кис­
лотного числа, реакции водной вытяжки, наличия примесей и воды.
2 Цеховой контроль масла заключается в проверке его по внеш­
нему виду на содержание воды, шлама, механических примесей.
144
зультате окисления самого масла, является главной
причиной, резко усиливающей коррозию [Л. 86, 142].
Высокомолекулярные органические кислоты, образу­
ющиеся при окислении масла, не способны воздейство­
вать на металл непосредственно. Однако они активно
реагируют в присутствии воды с окислами металлов.
В результате получаются металлические мыла органи­
ческих кислот, растворимые в масле или выпадающие
в осадок и являющиеся сильными катализаторами даль­
нейшего окисления масла.
Действие воды наиболее сказывается в тех случаях,
когда в масле накапливаются низкомолекулярные кис­
лоты (муравьиная, уксусная, серная).
Турбинные масла, изготовленные из нефтей различ­
ных месторождений, обладают неодинаковой коррозион­
ной активностью. Более того, нефтяная промышленность
иногда выпускает неравноценные по качеству (в том
числе и по коррозионности) партии масел, изготовленных
даже из нефти одного и того же месторождения. Бакин­
ские турбинные масла (ГОСТ 32-53) обычно являются
менее коррозионными, чем сернистые турбинные (МРТУ
12Н № 18-63). Однако в присутствии воды и бакинское
масло все же вызывает интенсивную коррозию, в особен­
ности черных металлов [Л. 45].
Сернистые масла, несмотря на содержание в них
0,2% антиокислительной присадки ионол, обладают бо­
лее высокой коррозионной агрессивностью, чем бакин­
ские. Коррозия стальных пластин в обводненном серни­
стом масле начинается при весьма низком кислотном
числе (0,003 мг КОН), т. е. практически в свежем масле.
С увеличением продолжительности работы обводненного
масла глубина окисления и коррозионная активность
масла возрастают [Л. 45]. Однако между возрастанием
кислотности масла и коррозионной агрессивностью не
существует строгого соответствия ]Л. 85]. Объясняется
это тем, что в разных маслах при окислении образуются
неодинаковые кислые продукты, характер и коррозион­
ное действие которых по отношению к металлам могут
быть резко отличными. При эксплуатации паровых тур­
бин и при лабораторных испытаниях нередко наблюда­
лись случаи, KOI да сернистое масло имело весьма благо­
приятные показатели окисления (низкое кислотное чис­
ло, малое содержание водорастворимых кислот), однако
коррозия стальных деталей была значительно большей,
10—501
145
чем при эксплуатации бакинских масел с менее благо­
приятными показателями окисления.
По данным ВТИ [Л. 45], коррозия цветных металлов
вызывается продуктами старения турбинных масел в при­
сутствии воды значительно ниже, чем коррозия черных
металлов.
На интенсивность коррозии, кроме воды, влияют и
другие факторы: температура, нагрузка на подшипники,
термоокислительная стабильность масла, характер про­
дуктов окисления [Л. 86, 142]. При повышении темпера­
туры масла ускоряется процесс окисления. Быстрое на­
копление кислых продуктов вызывает повышение интен­
сивности их корродирующего воздействия на металлы.
Особенно резко возрастает коррозия цветных сплавов
при увеличении температуры выше 100 °С.
Особо стоит вопрос, в какой степени сернистые сое­
динения масла оказывают влияние на его коррозионную
агрессивность. Опыты показали, что между количеством
природных сероорганических соединений, обычно содер­
жащихся в нефтяных маслах, и их коррозионной агрес­
сивностью нет четкой зависимости. Однако механизмы
этих процессов еще нельзя считать вполне изученными
[Л. 85].
в) Посторонние примеси в масле [Л. 77, 86, 94, 143]
Под общим понятием посторонних примесей имеются
в виду нежелательные продукты, снижающие эксплуа­
тационные свойства масла. Механическими примесями
считают все нерастворенные вещества, находящиеся
в масле в виде загрязнений или осадков, которые могут
быть задержаны при фильтровании как самого масла,
так и его бензинового или бензолового растворов. З а­
грязнениями называются посторонние вещества, которые
тем или иным путем попали в масло и не вступили с ним
в химическое соединение (пыль, волокна тряпок, зола,
сажа). Осадками называются нерастворенные (в дан­
ных условиях) продукты распада или старения масла,
а также продукты реакции окислов металлов с органи­
ческими кислотами.
Различные механические примеси (осадки и загряз­
нения) всегда перемешаны между собой и представляют
обычно липкую массу, обогащенную окислами железа,
мылами и смолами. Такая смесь называется шламом.
Многие компоненты шлама растворимы в горячем мас146
ле, но выпадают в осадок при охлаждении. Наблюда­
лись случаи, когда горячее, и внешне совершенно про­
зрачное масло при циркуляции через маслоохладители
оставляло на холодных стенках трубок обильный шлам,
бывший до этого в растворенном состоянии. На различ­
ной растворимости части шлама в горячем н холодном
масле основан и способ его выявления: отбирается про­
ба масла из системы смазки работающей турбины и по­
степенно охлаждается до 12—15 °С. Помутнение масла
будет свидетельствовать и о наличии в нем растворимо­
го шлама. Такое масло считается ненадежным, и его
следует сменить при первой возможности.
Нормы на содержание растворимого в масле шлама
еще не установлены. В свежем масле механические при­
меси должны отсутствовать, в эксплуатационном содер­
жание веществ, нерастворимых в нормальном бензине,
не должно превышать 0,1%. Метод количественного оп­
ределения механических примесей по ГОСТ 6370-59 тре­
бует не менее 2 суток, поэтому в настоящее время рядом
организаций (ВТУЗ ЛМЗ, ВТИ) разработаны экспрессметоды для количественной оценки загрязненности тур­
бинного масла.
Масло содержит определенное количество растворен­
ных примесей, в частности первичные и вторичные про­
дукты окисления его: низкомолекулярные водораствори­
мые кислоты, высокомолекулярные кислоты, раствори­
мые в масле и практически нерастворимые в воде, фенолы,
асфальтены, смолы, мыла органических кислот и др.
Следует отметить, что не все смолистые вещества яв­
ляются посторонними примесями. Содержание в масле
некоторого количества смол (до 1%) даже необходимо,
так как они способствуют стабильности масла, являясь
естественными антиокислителями.
Специфическим загрязнителем масла является сера.
В турбинных маслах из сернистых нефтей восточных
районов СССР активной (свободной) серы не содержит­
ся. Сера входит в структуру органических соединений и
находится как бы в скрытом состоянии. Иногда (при не­
кондиционной очистке масла) встречаются и непрочные
сернистые ингредиенты, увеличивающие коррозионную
активность масла. Благодаря селективной и гидрогенизационной очистке масляных дистиллятов сернистых неф­
тей в товарных турбинных маслах содержание серы
даже в малоактивных соединениях обычно не превыша­
10*
147
ет 0,6— 1,0%. В гидроочищенном масле обычно содер­
жится меньше серы (до 0,2—0,3%), чем в масле фе­
нольной очистки (0,5—0,7%).
В состав примесей, содержащихся в масле, входят
как органические, так и неорганические соединения. Не­
органическая часть (называемая также зольной частью
примесей) характеризует содержание в масле солей
органических и минеральных кислот, продуктов корро­
зии и износа металлов, шеллака, пыли, отбеливающих
земель и других несгораемых примесей. Заметное коли­
чество золы получается только в плохо очищенных мас­
лах. В свежем турбинном масле марки 22 зольность не
должна превышать 0,005% массы. По мере эксплуатации
зольность масла растет в основном за счет попада­
ния металлической пыли (износ деталей), загрязнения
пылью, вносимой вместе с вентилируемым воздухом из
машинного зала (все то, что принято называть пылью,
на 70% состоит из кварцевого песка; органическая часть
пыли не превышает 25%, окислы железа составляют 3—
5%). Однако накопление зольной части примесей масла
идет значительно медленнее, чем накопление органиче­
ской части примесей.
Прозрачность и цвет масла являются важнейшими
характеристиками, по которым можно качественно су­
дить о содержании посторонних примесей. Свежие тур­
бинные масла обычно светлого цвета с желтоватым от­
тенком. Несколько темнее цвет у сернистых масел.
Характерна зеленая подцветка у гидроочищенных масел.
Эксплуатационное масло под влиянием смол, осадков
и загрязнений темнеет, приобретает различные тона
вплоть до темно-красного. Цвет масла с присадками за­
висит от типа присадок. Быстрое и сильное потемнение
масла указывает на его быстрое изнашивание.
Одним из показателей хорошей очистки масла явля­
ется наличие флюоресценции (отсвечивания). Если рас­
сматривать свежее масло в проходящем свете, то на его
поверхности всегда бывает голубоватое или зеленоватое
отсвечивание. Специфической ярко-зеленой флюоресцен­
цией (иногда с синеватым оттенком) обладают гидро­
очищенные сернистые масла. В окисленных, загрязнен­
ных маслах флюоресценция выражена слабо (матовая
или слегка голубоватая) или совсем отсутствует {Л. 77].
Характеристика свежих турбинных масел приведена
в приложении 5.
148
3-6. СМАЗЫВАЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ МАСЛА
Смазывающая способность масла [Л. 105] определяется
различными механизмами, основанными на двух эффек­
тах: объемном и поверхностном. Объемные (физические)
эффекты проявляются при жидкостном режиме трения
и характеризуются способностью создавать несущий
масляный слой, полностью разделяющий трущиеся по­
верхности. Образование такого слоя происходит в ос­
новном за счет важнейшего объемного свойства масла—
вязкостного эффекта, обусловливающего в свою очередь
гидродинамический эффект, гидростатический и эффект
вязкоупругости.
Поверхностные (физико-химические, химические) эф­
фекты проявляются при граничном режиме трения и ха­
рактеризуются способностью создавать на трущихся
поверхностях тонкие, но прочные несущие адсорбиро­
ванные слои смазочного вещества (или отдельных его
активных компонентов), химические слои окислов, мыл
или присадок.
Трение смазанных поверхностей основано на взаимо­
действии системы «металл — масло — металл», которую
можно назвать «триадой трения». Эффективность сма­
зочного действия масел зависит не только от его свойств,
но и от сложной системы взаимодействия между всеми
составляющими «триады трения», а эти взаимодействия
определяются многочисленными факторами физическо­
го, химического, геометрического и кинематического
свойств. Поэтому нельзя оценивать износные и фрикци­
онные свойства масла безотносительно к конкретным
условиям его применения. «Хорошие» по смазывающим
свойствам масла в одних условиях применения могут
оказаться «плохими» при ином сочетании внешних фак­
торов: режима трения, свойств материала, геометрии
трущейся поверхности и др.
Механизм действия граничной смазки достаточно
сложен. На чистых, не защищенных пленками (ювениль­
ных) поверхностях трения создается сильное электроста­
тическое силовое поле. При достаточно тесном сближео
нии таких поверхностей (5— 10 А) возникают огромные
силы взаимного притяжения (до 200 0 0 0 -105 П а), обус­
ловливающие ювенильное трение. При обработке метал­
лических поверхностей в воздухе они покрываются перО
вичной пленкой окислов
(10—50 А).
Пленки окислов
149
значительно экранируют силовое поле металлической
поверхности, однако и их слабое собственное силовое
поле способно формировать вторичные пленки из ком­
понентов масла.
Вторичные пленки образуют с поверхностью физиче­
скую связь (адсорбционные пленки) либо химическую
(пленки мыл, окислов, присадок).
Адсорбционная пленка образуется в результате
взаимодействия активных центров твердой поверхности
с полярными группами, входящими в состав молекул
углеводородов масла и их производных, содержащих
кислород, серу, азот и другие элементы. К полярным
соединениям относятся карбоновые кислоты, спирты,
эфиры, смолы, сернистые соединения, различные про­
дукты окисления масла. Основные компоненты нефтя­
ного масла — нафтеновые углеводороды — состоят из
полярно инертных молекул и не способны создавать
прочные граничные слои.
Не все адсорбционные слои имеют достаточную проч­
ность в условиях трения. Наиболее прочные слои обра­
зуют те молекулы, которые приобретают определенную
ориентацию относительно поверхности. В классическом
адсорбционном слое полярные молекулы ориентированы
параллельно друг другу, направлены хвостами неполяр­
ных цепей кверху и образуют нечто похожее на ворс.
При достаточной концентрации полярных веществ в мас­
ле к свободным концам молекул первичного ворса при­
соединяется второй ряд молекул и т. д. до образования
слоя толщиной до 0,1 мкм. Представление о классиче­
ском слоистом строении граничного слоя смазки являет­
ся лишь идеализированной схемой. Исследованиями
установлено, что на поверхностях трения образуются
ориентированные слои с различным углом наклона
молекул в монослое и даже располагающиеся парал­
лельно поверхности.
Адсорбированные слои смазки изменяют свои физи­
ческие свойства под воздействием силового поля твер­
дого тела. Тонкая пленка ведет себя почти как много­
слойное кристаллическое образование высокой упруго­
сти, способное выдерживать без разрушения большие
нормальные давления (модуль Юнга для адсорбирован­
ных пленок в 2 раза выше, чем у стали!). В то же вре­
мя для сдвига пленки в тангенциальном направлении
требуются весьма малые силы. Эти свойства и обеспе150
Чйвают эф ф ек ти в н ую
ном трении.
с м а зк у п ов ер хности
при гр ан и ч ­
По мере удаления от металлической поверхности и
ослабления ее силового поля стройная ориентация цеп­
ных молекул активных веществ нарушается. Образуется
зона постепенного перехода от граничной адсорбиро­
ванной пленки к области жидкостной смазки, если она
имеется.
Адсорбционный граничный слой на поверхности тре­
ния разрушается от термических и механических воз­
действий. При значительном повышении температуры
кинетическая энергия адсорбированных молекул может
превысить энергию их связи с поверхностью, и в ре­
зультате произойдет десорбция молекул в жидкую фазу.
Существует критическая температура /, соответствую­
щая температуре полной дезориентации граничного
слоя конкретного масла и при определенных материа­
лах поверхностей трения, при которой смазка не спо­
собна защитить поверхности от непосредственного кон­
такта. Для поверхностей трения «сталь — баббит» кри­
тическая температура турбинного масла марки 22
(ГОСТ 32-53) равна ПО— 130°С, турбинного масла
марки 30 140 °С, авиационного масла МС-20 165 °С.
Следует отличать критическую температуру граничного
слоя от температуры разрушения i* всего смазочного
слоя. Величина t* зависит от специфических условий
работы трущегося сопряжения в узлах машин и может
изменяться под воздействием ряда факторов: режима
смазки (гидродинамический или гидростатический),
возникновения пластической деформации в контакте,
изменения свойств материала поверхностей под воздей­
ствием окисления в процессе трения. Так, например,
для поверхностей трения «сталь — баббит» граничная
пленка турбинного масла разрушается при 120°С, а гид­
родинамическая в упорных подшипниках турбомашин —
при 150— 170ЧС.
3-7. ПРОЧИЕ СВОЙСТВА МАСЛА
а] Огнестойкость масла
В о в р е м я р а б о т ы т у р б и н ы м а с л о -н а г р ев а е т с я и н а и б о л е е л е т у ч и е
е г о ф р а к ц и и н а ч и н а ю т и с п а р я т ь с я . П о д а н н ы м [Л . 33], т у р б и н н о е
м а с л о м арки 22 при и зотер м и ч еск ом и спар ен и и в а т м о с ф е р е и н ер т­
н о ю г а за , обесп еч и в а ю щ е го б еск он еч н о бол ьш ой о б ъ е м , з а 2 0 0 мин
151
Т еря ет с л е д у ю щ е е к о л и ч е с т в о п а р о в :
Т е м п е р а т у р а , °С .
У бы л ь м ассы , % .
. .
. .
.
.
70
0 ,8 5
100
1 ,0 0
120
2 ,0 0
1 6 0 ,'
6 ,3 0
185
1 7 ,0
'П ары н а г р е т о г о м а с л а о б р а з у ю т с о к р у ж а ю щ и м в о з д у х о м см е с ь ,
в сп ы хи в аю щ ую при п одн есен и и откры того и сточ н и к а огн я . П о Г О С Т
4 3 3 3 -4 8 т е м п е р а т у р а о б е з в о ж е н н о г о м а с л а , п р и к о т о р о й у к а з а н н а я
см есь за г о р а ет ся на 2 — 3 с , а за т ем гасн ет, н азы в ается тем п ер атур ой
всп ы ш к и м а с л а . Т е м п е р а т у р а , п ри к о т о р о й з а г о р а ю т с я о т п о д н е с е н ­
н ого откры того и сточни к а огня н е тольк о п ары , н о и с а м о н агр ет ое
м а с л о и п р и э т о м г о р и т н е м е н е е 5 с, н а з ы в а е т с я т е м п е р а т у р о й в о с ­
п лам енени я.
Т е м п е р а т у р ы в сп ы ш к и и в о с п л а м е н е н и я т у р б и н н о г о м а с л а о п р е ­
д е л я ю т с я в о т к р ы т о м т и г л е н а с п е ц и а л ь н о м п р и б о р е '(1Г О С Т 4 3 3 3 - 4 8 ).
Д л я св еж его тур би н н ого м асл а м арки 22 т ем п ер а т у р а
всп ы ш к и
д о л ж н а бы ть н е м е н е е 1 8 0 °С . Т е м п е р а т у р а в о с п л а м е н е н и я м а с л а н а
2 0 — 3 0 °С (а и н о г д а и б о л ь ш е ) в ы ш е т е м п е р а т у р ы в сп ы ш к и . И н т е н ­
си вн ое ж е и спар ен и е л етуч и х фракций м асла н ач ин ается при т е м ­
п е р а т у р е н а 6 5 — 8 5 °С н и ж е т е м п е р а т у р ы в сп ы ш к и . Т а к и м о б р а з о м ,
т е м п е р а т у р а всп ы ш к и я в л я е т с я в а ж н о й х а р а к т е р и с т и к о й , п о с к о л ь к у
он а о п р ед е л я ет и сп ар я ем ость м асла; чем н и ж е тем п ер а т у р а вспы ш ­
ки, т е м б о л ь ш е и с п а р я е м о с т ь , т е м б о л ь ш е й п о ж а р н о й о п а с н о с т ь ю
о бл адает м асло.
Н и з к у ю т е м п е р а т у р у всп ы ш к и с о о б щ а ю т м а с л у с в е т л ы е н е ф т е ­
п р о д у к т ы '(б е н з и н , к е р о с и н и д р . ) , т е м и л и и н ы м о б р а з о м п о п а в ш и е
в м а с л о , а т а к ж е б е н з о л , т о л у о л , и н о г д а п р и м е н я е м ы е к ак п р о м е ­
ж уточ н ы е р аствор и тели н екоторы х п р и садок . П о н и ж ен и е т ем п ер а ­
т ур ы всп ы ш к и м а с л а м о ж е т п р о и з о й т и в р е з у л ь т а т е е г о т е р м и ч е с к о ­
го р а з л о ж е н и я , п р о и с х о д я щ е г о и н о г д а и з - з а в ы с о к о г о м е с т н о г о н а ­
г р е в а . О п а с н о с т ь в о с п л а м е н е н и я м а с л я н ы х п а р о в в о з р а с т а е т п ри
обогащ ен и и их к и сл о р о д о м и в о д о р о д о м , вы деля ю щ и м и ся из м асла
п ри о п р е д е л е н н ы х у с л о в и я х (§ 3 -3 ,а ) .
Н еф т я н о е м асл о м о ж е т в осп л ам ен и т ь ся в с р е д е в о з д у х а или
ч и с т о г о к и с л о р о д а и б е з п о д н е с е н и я о т к р ы т о г о п л а м е н и . Т а н а и н и зш ая тем п ер а ту р а , при к отор ой м асл о за г о р а е т с я б е з п о стор он н его
и ст о ч н и к а з а ж и г а н и я , н а з ы в а е т с я т е м п е р а т у р о й с а м о в о с п л а м е н е н и я .
Г О С Т он а не р егл а м ен т и р у ется . И сп ы тани я п о к а за л и , что д л я м а с л а
м а р к и Т С п -2 2 т е м п е р а т у р а с а м о в о с п л а м е н е н и я (п р и а т м о с ф е р н о м
д а в л е н и и ) р а в н я е т с я 3 1 0 — 3 5 0 °С в к и с л о р о д н о й с р е д е и 3 7 0 — 3 8 0 °С
в атм осф ерн ом в о зд у х е. Т ем п ература сам овосп л ам ен ен и я п о н и ж а ет ­
ся в п р исутств ии к а та л и за т о р о в , н апр и м ер ок и сл ов м етал лов .
б| Теплоемкость и теплопроводность масла
Д л я п о д д е р ж а н и я эф ф е к т и в н о й р а б о т ы э л е м е н т о в с и с т е м ы с м а з к и
н е о б х о д и м о о т в од и ть теп л о, о б р а зу ю щ е е с я при тр ени и в п одш и п н и ­
к ах, ги д р о м у ф т а х , р ед у к т о р а х . Д л я р асч ета т еп л ов ы х п р оц ессов н е­
о б х о д и м о зн ать уд ел ь н у ю теп лоем к ость и к оэф ф и ц и ен т т еп л о п р о в о д ­
н о с т и м а с л а [ Л . 3 , 8 5 , (105, 124]. С р е д н я я в е л и ч и н а у д е л ь н о й т е п л о ­
ем к ости с т у р би н н ого м асла м арки 22 н а х о д и т ся в п р е д е л а х от
1,8 д о 2,1 к Д ж / ( к г - К ) . Г О С Т э т а в е л и ч и н а н е у с т а н а в л и в а е т с я .
В р асч етах м ож н о приним ать
с = 1 ,7 3 + 0 ,0 0 4 6 2 * , к Д ж / ( к г - К ) ,
1 52
(3 -1 5 )
г д е t — т е м п е р а т у р а м а с л а , °С . С р е д н е е з н а ч е н и е к о э ф ф и ц и е н т а т е п ­
л о п р о в о д н о с т и Я д л я т у р б и н н о г о м а с л а м о ж н о п р и н и м а т ь р ав н ы м
0 ,1 2 — 0 ,1 3 В т /'( м - К ) . Б о л е е т о ч н ы е д а н н ы е п о л м о ж н о в ы ч и сл и т ь
по ф ор м ул е
Л=0,1131—7,8 ■•10-5/, Вт/(м • К ),
(3-16)
г д е t — т е м п е р а т у р а м а с л а , °С . Б о л е е п о д р о б н ы е д а н н ы е п о с и Я
д л я т у р б и н н о г о м а с л а м а р к и 2 2 п р и в е д е н ы в п р и л о ж е н и и 4.
Т у р би н н ое м асл о я вл я ется п лохи м п роводн ик ом теп л а. Так, т еп ­
л о п р о в о дн о ст ь воды в 4 — 5 р аз, а стали в 500 р а з вы ш е т еп л о п р о ­
водн ости м асла.
в] Радиационная стойкость масла
О б л у ч е н и е м и н е р а л ь н о г о м а с л а в ы зы в а е т и з м е н е н и е е г о х и м и ч е с к о г о
с о с т а в а , у с к о р я е т п р о ц е с с о к и с л е н и я и в ы д е л е н и я г а з а (в о с н о в н о м
в о д о р о д а ), п овы ш ает вязкость, у в ел и ч и вает и сп ар я ем ость , сн и ж а ет
т е м п е р а т у р у всп ы ш к и п а р о в м а с л а , с к а ч к о о б р а з н о у х у д ш а е т с м а з ы ­
в а ю щ и е и о х л а ж д а ю щ и е с в о й с т в а [Л . 7]. М а с л о п о с т е п е н н о т е м ­
н еет , п р и о б р е т а е т к р а с н о -к о р и ч н е в ы й о т т е н о к . П р и б о л ь ш и х д о з а х
обл уч ен и я м асл о м о ж ет п р евр ати ться в ж ел ео б р а зн ы е и д а ж е т в ер ­
ды е продукты .
П р и д о з а х о б л у ч е н и я в ы ш е 105 Д ж / к г в о з р а с т а е т т е н д е н ц и я
м а с л а к в с п е н и в а н и ю , х о т я с т а б и л ь н о с т ь п ены п р и э т о м п р а к т и ч е ­
ск и н е и з м е н я е т с я . А н т и о к и с л и т е л ь н ы е п р и с а д к и (т и п а и о н о л ) , а н т и ­
в с п е н и в а ю щ и е д о б а в к и (м е т и л с и л о к с а н ы ) и и н г и б и т о р ы к о р р о з и и
п о л н о с т ь ю р а з р у ш а ю т с я п о д в л и я н и е м и зл у ч е н и я .
П о д в ли я ни ем я д ер н о го и зл уч ен и я у в ел и ч и в ается к о р р о зи о н н а я
а г р е с с и в н о с т ь м а с л а , х о т я и н е в с е г д а с о п р о в о ж д а ю щ а я с я р е зк и м
в о зр а ст а н и ем к и сл отн ого ч и сла.
П р и д о з е о б л у ч е н и я 104 Д ж / к г ’(и л и м е н ь ш е ) н а л и ч и е я д е р н о г о
и з л у ч е н и я о б ы ч н о н е в ы зы в а е т з а т р у д н е н и й п р и э к с п л у а т а ц и и н е ф ­
т я н ы х т у р б и н н ы х м а с е л . О д н а к о п р и д о з а х п р и м е р н о 5 - 1 0 4 Д ж /к г
и вы ш е обы чн ое тур би н н ое м асло за м ет н о у х у д ш а ет свои свойства.
С п ец и ал ь н о п о до б р а н н ы е п р и садк и м о гу т сн изить р а д и а ц и о н н о е р а з­
р уш ен и е н еф тя н ого м асла, хотя бол ьш его эф ф ек та м ож н о д оби ться
л и ш ь п р и и с п о л ь з о в а н и и с п е ц и а л ь н ы х р а д и а ц и о н н о -у с т о й ч и в ы х м а ­
сел .
Н а сов р ем ен н ы х атом н ы х эл ек т р о ста н ц и я х д л я см азк и п о д ш и п ­
н и к ов п р и м е н я е т с я о б ы ч н о е т у р б и н н о е м а с л о с к о м п о з и ц и е й п р и с а ­
д о к , п о с к о л ь к у у р о в е н ь р а д и а ц и и в м а ш и н н о м з а л е в е с ь м а н и зо к .
г) Диэлектрическая проницаемость
Д и эл ек тр и ч еск ая п р он и ц аем ость я в л я ется осн овн ой
м ак роск опи че­
ск о й п о с т о я н н о й , х а р а к т е р и з у ю щ е й с в о й с т в а д и э л е к т р и к а . З'н ач ен и е
э т о й в ел и ч и н ы о п р е д е л я е т с я р а в е н с т в о м
С =вС *,
(3 -1 7 )
г д е С — ем к ость к о н д ен са то р а ; е — ди эл ек тр и ч еск ая п рони ц аем ость;
С* — е м к о с т ь к о н д е н с а т о р а в в а к у у м е .
Д л я г а з о в 6 р а в н о н е м н о г и м б о л е е 1, д л я н е ф т я н о г о т у р б и н н о г о
м а с л а 2 ,3 — 2 ,5 и м а л о з а в и с и т о т и х с о с т а в а и с т е п е н и с т а р е н и я ,
д л я о г н е с т о й к о г о м а с л а и в в и о л ь -3 8 ,0 , д л я в о д ы 7 9 ,5 .
153
Д л я н еп ол яр н ы х в ещ ест в , каким и м о гу т счи таться неф тян ы е
тур би н н ы е м асл а, с п овы ш ен ием тем п ер атур ы величина в у м е н ь ш а е т ­
ся ( д л я м а с л а п р и б л и з и т е л ь н о на 0,1 п р и п о в ы ш е н и и т е м п е р а т у р ы
от 2 0 д о 1 0 0 °С ).
Т у р б и н н о е м а с л о о ч ен ь р е д к о и с п о л ь з у е т с я к а к с п е ц и а л ь н о э л е к ­
трои золяц и он н ое м асло. Л иш ь в отдельн ы х сл уч аях в тур би н н ое
м а с л о п о г р у ж а ю т с я эл е к т р и ч е с к и е к о н т а к т ы у р о в н е м е р н ы х д а т ч и к о в ,
эл е к т р о г и д р а в л и ч е с к и х п р и с т а в о к , эл е к т р и ч е с к и х у с т р о й с т в д л я р а с ­
хаж и в ан и я бой ков ав том ата б езоп асн ост и и д р . П о эт о м у в усл о в и я х
р аботы п ар ов ой тур бин ы н еф тя н о е м а с л о очен ь р ед к о п р ов ер я ется
с ц ел ь ю о п р е д е л е н и я д и э л е к т р и ч е с к о й п р о н и ц а е м о с т и .
И н т е р е с к и зу ч е н и ю д и э л е к т р и ч е с к и х с в о й с т в т у р б и н н о г о м а с л а
и е г о с м е с е й с в о з д у х о м , в о д о й и ш л а м о м в о зн и к в с в я з и с в о з м о ж ­
ностью и сп ол ь зов ан и я эл ек т р о ем к о ст н о го м е т о д а д л я и зм ер ен и я с о ­
д е р ж а н и я в м а с л е п о с т о р о н н и х п р и м е с е й [Л . 5 0 , 5 3 , 141].
И с с л е д о в а н и я м и у с т а н о в л е н о , ч то д и э л е к т р и ч е с к а я
прони ц ае­
м ость м асл о в о зд у ш н о й см еси в усл о в и я х п ол н ого рассл оен и я к ом ­
п онен тов п одч и н я ется за к о н у ад д и т и в н о ст и
е См = е '(!1^ср) +е"кр,
(3 -1 8 )
где е , е , е с м — диэлектри ческ ая
п рони ц аем ость
м асла, в озд уха,
с м е с и м а с л а и в о з д у х а ; ср — о б ъ е м н а я к о н ц е н т р а ц и я в о з д у х а .
П р и р а в н о м е р н о м р а с п р е д е л е н и и в о з д у ш н ы х п у зы р ь к о в в м а с л е
(э м у л ь с и о н н а я с т р у к т у р а ) к а ж у щ а я с я
диэлектри ческ ая п р он и ц ае­
м ость см еси о п р ед е л я ет ся в ы р аж ен и ем
«« =
где
«'—
4 — полное расслоение компонентов;
3, 5 — эмульсионная структура; 2 —
вода содержит 2 N раствор хлористого
натра.
154
( 3 -1 9 )
к — эк сп е р и м е н т а л ь н ы й к о э ф ф и ц и е н т , за в и с я щ и й о т с т р у к т у р ы
п о т о к а ; к —I в с л у ч а е п о л н о г о
Р и с. 3 -8 . Д и э л е к т р и ч е с к а я п р о н и ­
ц а е м о с т ь о б в о д н е н н о г о ( / , 2, 3) и
а э р и р о в а н н о г о (4, 5) м а с л а
[Л . 5 0 ].
},
2,
(«'-«").
р а с с л о е н и я п о т о к а на д в е ф а зы
(« с н а р я д н ы й » р е ж и м ) , & = 0,8.3
для
эм у л ь си о н н о й структуры
ч ол иди сперсны х см есей , х а р а к ­
тер и зую щ и хся сл едую щ и м и р а з ­
м е р а м и п у зы р ь к о в : м о д а л ь н ы й
диам етр
0 ,1 — 0 ,2 м м , с р е д н е ­
ар и ф м етич ески й
0 ,1 — 0 ,3
мм,
средн еквадрати чн ы й
, 0 ,1 5 —
0 ,5 м м [Л . 53].
К аж ущ аяся
ди эл ек три ч е­
ская п рони ц аем ость о б в о д н ен ­
н о г о м а с л а 8 см
(с м е с ь м а с л а
и дисп ерги рован н ой воды ) при­
бл и зи тел ь н о
подчи н яется
т ой
ж е з а в и с и м о с т и ( 3 - 1 9 ) , п р и ч ем
стр уктур н ы й к оэф ф ф и ц и ен т k
ок азы в ает ся
равны м
1 0 — 12
(д л я эм у л ь с и о н н о го р е ж и м а ),
т. е в 1 2 — 13 р а з б о л ь ш е , чем
для
дм еси
м асла и в оздуху.
П р и м еч атель н ы м о к а за л с я т о т ф ак т, что д о б а в л я ем ы е в в о д у сол и ,
к и сл о т ы , щ е л о ч и о к а зы в а ю т н а еСм о б в о д н е н н ы х м а с е л п р е н е б р е ж и ­
м о м а л о е , вли яни е, хо тя д и эл ек тр и ч еск ая п р он и ц аем ость с о б ст в ен н о
эл ек тр ол и тов в деся тк и и сотни р а з вы ш е диэл ек тр и ч еск ой п р о н и ц а е­
м о с т и м а с л а (р и с . 3 - 8 ) .
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
УЛУЧШЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ СВОЙСТВ
ТУРБИННОГО МАСЛА
4-1. ИСТОЧНИКИ ЗАГРЯЗНЕНИЯ МАСЛА
Надежность работы паровых турбин во многом зависит
от чистоты масла, циркулирующего в системе. Во время
работы турбины происходит загрязнение масла как
внешними, так и внутренними примесями (рис. 4-1).
Влага, пыль, окалина, песок, зола и сажа, попавшие
в систему смазки через вентиляционные устройства,
составляют внешние примеси, которые могут находиться
и в свежем, и в работавшем масле. Особым видом внеш­
них примесей является воздух, образующий с маслом
газожидкостную смесь (аэрированное и вспененное
масло). К внутренним загрязнениям относятся шлам,
продукты износа деталей турбины (баббит от вклады­
шей подшипников, бронзовая пыль от зубчатых колес),
формовочная земля, оставшаяся в плохо очищенном
литье; адсорбенты (силикагель, отбеливающие земли),
проникшие в систему через неплотные фильтры в адсор­
бере; краска, отслоившаяся от стенок масляного бака
или картеров подшипников; продукты разложения при­
садок и др. К внутренним загрязнениям относится и
водород, проникший в систему в виде газомасляной
эмульсии или (при аварийной обстановке) в виде боль­
шого газового потока.
В исполнительных механизмах турбины (подшипни­
ках, уплотнениях генератора, гидромуфте, редукторах
и др.) масло нагревается, перемешивается с газами
(воздухом, водородом, летучими продуктами окисления
масла), обводняется, окисляется, запыливается. Такое
масло нельзя повторно подвести к исполнительным ме­
ханизмам, не подвергнув его вначале деаэрации, обез­
воживанию, очистке от шлама и грязи. Фактическое
155
------------------- — --------------------
Асфальтены —
______________________
-* ■
Продукты
о к и сл е н и я
углеводородов
О
СП
П р им еси 6 м а с л е
Р и с . 4 -1 . К л а с с и ф и к а ц и я
п осторон н и х п рим есей
в тур би н н ом м асле.
содержание различных примесей в масле зависит йо
многом как от эффективности применяемых средств
отстоя и фильтрации масла, так и от конструктивных
особенностей тех деталей турбоагрегата, которые в про­
цессе эксплуатации соприкасаются с маслом.
Иногда бытует мнение, что быстрое старение тур­
бинных масел является исключительно результатом
ухудшения их качества. Стремясь удлинить срок службы
масла только применением непрерывной регенерации,
адсорбентами или введением антиокислительных при­
садок, не учитывают при этом других факторов старе­
ния масла. На длительность работы масел существенное
влияние оказывают конструктивные особенности турбо­
агрегата. Анализ работы турбинных масел показывает,
что при одинаковом качестве залитых и доливаемых
масел и при одинаковом уровне эксплуатации продол­
жительность работы масел для различных типов турбин
различна. На работу масел, кроме его исходных антпокислительных, антикоррозионных, деэмульгирующих и
антипенных свойств, влияют емкость масляной системы
и бака, форма и конструкция маслобака, эффективность
сетчатых фильтров, кратность циркуляции масла в баке
и системе, эффективность маслоохладителей, состояние
концевых паровых уплотнений и уплотнений картеров
подшипников, конструкция подшипников и их картеров,
трассировка сливных маслопроводов, наличие отсосов
паров и газообразных продуктов окисления масла, кон­
струкция узла валоповорота и муфт, состояние тепловой
изоляции и многие другие факторы.
Основным внутренним источником загрязнения мас­
ла и всей масляной системы является шлам. В неблаго­
приятных условиях эксплуатации и при низком качестве
турбинного масла в системе может происходить значи­
тельное выпадение шлама. Например [Л. 48], на одной
из турбин типа К-160-130 за 8 месяцев эксплуатации
кислотное число увеличилось с 0,05 до 1,6 мг КОН.
Во время капитального ремонта было обнаружено сле­
дующее: на дне масляного бака слой шлама достигал
100— 120 мм с содержанием в нем до 15% окислов
железа и 85% продуктов старения масла; в сливных н
напорных маслопроводах слой плотного шлама темнокоричневого цвета достигал 3—5 мм; верхняя часть
сливных маслопроводов и внутренняя поверхность
крышки бака покрылись бугорчатой ржавчиной; на де­
157
талях системы регулирования и в пазах соединительных
муфт появились отложения густого смолистого осадка;
поршневые кольца сервомоторов были занесены шла­
мом, что привело к потере подвижности пружин; про­
странство между латунными трубками маслоохладите­
лей полностью забилось шламом, и масло протекало
по корпусу через зазоры в трубных перегородках, минуя
зашламленный пучок трубок.
Как уже было рассмотрено выше (§ 3-5), окисление
масла происходит только в присутствии кислорода и
ускоряется при повышенной температуре, наличии вла­
ги, цветных металлов и других положительных катали­
заторов. Обычно масло перед подшипниками и другими
узлами турбины охлаждается до 35—45 °С. Средний
нагрев масла в малогабаритных опорах скольжения
при оптимальном расходе масла составляет 10— 12 °С
(редко 15). Интенсивнее нагревается масло в крупнога­
баритных подшипниках ( 0 400 мм и выше), в которых
при номинальной частоте вращения вала (3 000 мин-1)
возникает режим турбулентной смазки; в этом случае
принудительное увеличение расхода масла для уменьше­
ния нагрева подшипника не достигает цели (рис. 1-6,в):
обильная смазка лишь увеличивает потери мощности на
трение и не улучшает (а в ряде случаев даже ухудшает)
тепловой режим подшипника [Л. 62]. Следует заметить,
что в малогабаритных подшипниках, работающих в ре­
жимах ламинарной смазки, изменением расхода масла
удается довольно просто наладить нормальный тепло­
вой режим, однако и там возможно проявление отрица­
тельного действия обильной подачи масла; при больших
расходах увеличиваются потери на «продавливание»
масла через ненагруженные части подшипника. Таким
образом, оптимизация расходов масла через подшип­
ники является важным мероприятием по снижению
потерь мощности на трение и одновременно по преду­
преждению окисления масла [Л. 153].
Энергичному окислению способствуют местные пере­
гревы масла. Д аже в подшипнике с оптимальным рас­
ходом и допустимым средним нагревом масла (12—
15°С) могут быть зоны, в которых баббитовая заливка
и масло нагреваются до 100°С и выше. Например, при
больших перекосах вала в опорных подшипниках в зо­
не наименьшей толщины смазочной пленки нередко
баббит м омывающее его масло нагреваются до 120°С.
158
Наблюдаются недопустимо повышенные нагревы упор­
ных колодок (до 130°С) при неравномерном распреде­
лении осевой нагрузки по комплекту колодок. Повы­
шенная вибрация шейки вала или упорного гребня еще
более способствует нагреву масла и баббита [Л. 22].
Существенное влияние на окисление масла оказы­
вает конструкция узла валоповорота. При вращении
шестерни валоповорота, насаженной на полумуфту, по­
вышается температура шестерни и окружающего ее
воздуха до 90—100°С. Вращающаяся шестерня нагре­
вает и перемешивает с воздухом масло, частично попав­
шее в полость кожуха, защищающего муфту. Энергич­
ное перемешивание масла с воздухом и высокие местные
нагревы способствуют быстрому окислению масла в рас­
сматриваемом узле, однако через некоторое время ин­
тенсивному старению будет подвергнуто все масло в си­
стеме.
Во избежание этих неприятностей не следует
размещать на валу турбины большие открытые вра­
щающиеся массы шестерни, полумуфты с выступающи­
ми головками болтов, гребни, не следует подавать масло
на смазку узлов отключенного валоповоротного устрой­
ства, не следует допускать подпора масла в картере и
затоплять (через дренажные отверстия) защитный
кожух муфты [Л. 14].
Ускоренное окисление масла усугубляется повышен­
ным его нагревом за счет излучения тепла от горячих
деталей турбины (цилиндров, клапанов, паровых уплот­
нений и др.). Напорные маслопроводы, проходящие
вблизи нагретых деталей турбины и паропроводов,
должны быть надежно изолированы и заключены в ме­
таллический кожух. Валоповоротные устройства..жела­
тельно располагать между ЦНД и генератором. Во мно­
гих случаях рекомендуется не только тщательная изо­
ляция паропроводов, цилиндров и маслопроводов, но и
установка водяных экранов, отгораживающих картеры
подшипников с маслопроводами от турбины. Конструк­
ция картера должна способствовать снижению времени
пребывания масла в зоне высоких температур, сниже­
нию продолжительности контакта масла с горячим воз­
духом. Наиболее удачным является сферическое или
наклонное днище картера, к нижней точке которого
подсоединен сливной маслопровод, обеспечивающий
спокойный, безнапорный слив масла [Л. 14).
,159
Повышенный нагрев масла и связанное с этим быст­
рое окисление масла нередко наблюдаются в гидромуф­
тах питательных насосов |Л. 136—138].
Масло в условиях работы паровых турбин часто
обводняется. В ряде случаев это нежелательное явление
превратилось в постоянно действующий фактор, суще­
ственно усложняющий эксплуатацию масляных систем
турбомашин. Обычно обезвоженное турбинное масло
окисляется очень слабо, а коррозионная активность его
незначительна. В присутствии же воды скорость окисли­
тельных процессов возрастает в 3—5, содержание агрес­
сивных водорастворимых кислот — в 40—50, а количе­
ство продуктов коррозии стальных деталей — в 300—
5 000 раз [Л. 45].
Основная доля воды, находящаяся в масле, прони­
кает в систему из-за несовершенства конструкции от­
дельных узлов паровой турбины или нарушения нор­
мальных условий их эксплуатации (§ 4-5), и лишь
только незначительная доля образуется как продукт
окислительной реакции углеводородов, составляющих
масло. При нормальной эксплуатации турбины в мас­
ляной системе не должно быть эмульгированной воды.
При неблагоприятных же условиях в масле иногда со­
держится до 2—3%, а в единичных случаях даже до 5%
диспергированной воды. Отстоявшейся воды из бака
может сливаться до 80 л за 8 ч (одну смену) работы
турбины [Л. 48]. Однако прямой зависимости между
содержанием воды в циркулирующем масле и количе­
ством слитой воды из нижних точек бака не существует.
Масло с высокими деэмульгирующими свойствами, на­
пример содержащее дипроксамины, очень быстро осво­
бождается от воды. Подшипники при этом снабжаются
обезвоженным маслом, так как, несмотря на большое
попадание воды в систему, она быстро отделяется от
масла и полностью удаляется при периодических сли­
вах отстоя из бака.
Основным источником аэрации масла являются под­
шипники, гидромуфты, зубчатые редукторы и другие
узлы и механизмы паровой турбины, в которых струи и
брызги отработанного масла увлекают за собой в силу
вязкого трения тонкую кольцевую прослойку воздуха,
а затем разрушают ее на отдельные пузырьки при тур­
булентном движении потока, возмущении свободной
поверхности масла дли падении струй и брызг на твер­
160
дую поверхность (стенки картера, отбойные щиты)
[Л. 52, 174]. Неорганизованный, открытый слив масла нз
полостей главного сервомотора регулирующих клапанов
турбины всегда связан с интенсивной аэрацией масла;
то же масло, отведенное по напорному трубопроводу
в линию системы смазки (до маслоохладителей), не
подвергается аэрации и надежно смазывает подшипни­
ки без дополнительной очистки или фильтрации.
Попадание масла на ведомое зубчатое колесо валоповоротного устройства вызывает интенсивное переме­
шивание масла с воздухом. Простое средство позволяет
освободиться от чрезмерной аэрации: у вкладышей по
торцам, обращенным в сторону кожуха полумуфты,
следует поставить отбойные щитки, аналогичные масло­
защитным кольцам, которые обычно устанавливаются
со стороны концевых уплотнений турбины {Л. 118].
Аэрация масла, характерная для черпательных гид­
ромуфт, существенно снижается при надлежащем выбо­
ре размеров черпательного устройства с учетом действи­
тельных скоростей потока масла в камере {Л. 136, 138].
Аэрация масла, неизбежная при открытом сливе избы­
точного масла из системы через сливные и предохрани­
тельные клапаны, прекращается при отводе этого же
масла по затопленному маслопроводу под уровень
масла в баке.
Можно привести много других примеров, наглядно
иллюстрирующих влияние правильной организации сли­
ва отработанного масла на снижение или полное пре­
кращение аэрации его.
Определенная часть пузырьков воздуха и других
газов примешивается к маслу при снижении давления
ниже атмосферного (в нерабочих, вакуумных зонах
опорных и упорных подшипников, в полостях гидромуфт
и насосов), при контакте с водородом в уплотняющих
подшипниках вала генератора н др.
От организации слива отработанного масла зависят
и объемное содержание воздуха, и размеры пузырьков.
На сливе масла из картеров подшипников содержание
воздуха обычно равно 10—15%, на сливе из черпательной гидромуфты 35—40%. Данные о спектре размеров
пузырьков,
содержащихся в масле,
иллюстрирует
табл. 4-1.
По мере движения отработанного масла по сливным
трубопроводам пузырьки могут укрупняться, выделять1 1 -5 0 1
161
Т аблица
4-1
Размеры пузырьков воздуха в масле
Место отбора пробы масла
Модальный диаметр
пузырька, мкм
На сливе из опорно-упорных подшипников тур­
бин типа:
К-160-130
К-200-130
На сливе из опорного подшипника 0 ЗСО мм
турбин типа:
К-200-130
К-300-240
В сливном отсеке маслобака турбин типа:
К-160-130
К-200-130
К-300-240
250
370
320
330
330
420
375
ся на поверхность и разрушаться. При бурном движении
масла, наоборот, пузырьки могут дробиться, захваты­
ваться потоком извне и, таким образом, ухудшать в по­
следующем процесс деаэрации масла в баке. Интенсив­
ное дробление пузырьков происходит при введении
в масло некоторых присадок (антипенных, деэмульги­
рующих), снижающих поверхностное натяжение масла
и поверхностную прочность пузырьков. Окисленное мас­
ло тоже снижает поверхностную прочность пузырьков
и затрудняет их коалесценцию.
4-2. УДАЛЕНИЕ ПРИМЕСЕЙ ИЗ МАСЛА В БАКЕ
а) Конструкция масляного бака
Масляный бак — это резервуар, в котором собирается,
хранится и отстаивается от посторонних примесей (воз­
духа, воды, шлама) масло, сливающееся из подшипни­
ков, уплотнений генератора, системы гидроавтоматики
и других элементов масляной системы. Опыт эксплуа­
тации показывает, что качество масла в системе смазки
сохраняется тем лучше, чем интенсивнее отделяются
в нем посторонние примеси. При хорошей организации
потоков масла в баке можно достигнуть длительной
работы масла (свыше 10 лет), и, наоборот, при неудов­
летворительной организации отстоя масла срок службы
его сокращается до 1 года,
162
Масло, находящееся в системе, распределяется меж­
ду баком и элементами коммуникаций системы смазки
и регулирования. Емкость масла в системе определяет­
ся следующим выражением:
,=^г(^г+в»)'
(4-|)
1
где W — общее количество тепла, которое должно отво­
диться маслом от подшипников, уплотнений генератора,
гидромуфты и других узлов агрегата, сопряженных
в процессе эксплуатации с маслом; с — теплоемкость
масла; At — перепад температур в маслоохладителях;
Qp — расход масла на регулирование; Zc — кратность
циркуляции масла в системе, т. е. часовой расход мас­
ла Q, отнесенный ко всему количеству масла V, зали­
того в систему. Кратность циркуляции Zc показывает,
сколько раз в течение часа все количество масла про­
качивается через систему маслоснабжения. На практике
обычно принимают Zc= 8 h-12 ч - 1 , х о т я в последнее вре­
мя для турбин большой мощности стали задавать по­
вышенную кратность циркуляции (Zc = 20-r-30 ч-1) [Л. 71].
Как будет показано ниже, эффективность осаждения
примесей зависит от времени пребывания тр масла в ба­
ке. Величина, обратная тр и измеренная в ч-1, по анало­
гии с Zc называется кратностью циркуляции масла
в баке и обозначается через Z. Очевидно, что Z > Z C.
Емкость масляного бака должна обеспечивать воз­
можность полного опорожнения всей масляной системы
после останова масляных
насосов без опасности его
переполнения.
Емкость
масляной системы и бака
увеличивается с ростом
мощности турбоагрегата
(рис. 4-2) и усложнением
системы регулирования.
У теплофикационных тур­
бин емкость масляной си­
стемы, объединяющей си­
стемы смазки и регулиро­
вания, всегда выше, чем
у конденсационных тур­ Рис. 4-2. Емкость масляных си­
стем одновальных конденсацион­
бин.
ных турбин.
Часто встречающаяся
/ — данные [Л. 6, 1241; 2 — данные
конструкция
масляного
ASME [Л. 168].
11*
163
бака содержит три отсека: сливной для приема и предва­
рительной очистки «грязного» масла, промежуточный для
основной очистки масла от примесей, «чистый» для
сбора очищенного и отфильтрованного масла. Отсеки
отделяются двойными вертикальными сетками, установ­
ленными в шандорах, и могут выниматься последова­
тельно через люк для очистки во время работы турбины.
Наиболее часто применяются латунные тканые прово­
лочные сетки квадратного переплетения (ГОСТ 6613-53).
В ряде случаев применяют более прочную сетку из фос­
фористой бронзы, а в случае необходимости — сетки
повышенной антикоррозионной стойкости из никеля,
монель-металла, нержавеющей стали. Тонкость очистки,
обеспечиваемая сетками, определяется размерами ячей­
ки в свету, поэтому уменьшение их с этой точки зрения
является желательным. Однако уменьшение размеров
ячеек ведет к уменьшению коэффициента живого сече­
ния и как следствие к увеличению гидравлического
сопротивления сетки. Первый ряд сеток, отделяющий
сливной и промежуточный отсеки бака, обычно имеет
размер ячейки в свету 250—400 мкм; перед отсеком
«чистого» масла устанавливаются сетки с размером
ячейки в свету 125— 100 мкм и меньше. Необходимая
площадь поверхности сеток F определяется зависи­
мостью (Л. 3]
Qh
(4-2)
F = kA р ’
где Q — расход масла через сетки, м3/с; ц — коэффи­
циент динамической вязкости, П а-с; Ар — перепад дав­
ления на сетках, Па; k — удельная пропускная способ­
ность сетки. Практические значения коэффициента k
для металлических сеток приведены ниже:
Размер ячейки сетки
в свету, мкм
Коэффициент /г-107
250
200
150
100
71
60
20
63
47
33,2
18,7
11,5
10
1,93
Для более тонкой фильтрации масла от механиче­
ских примесей на обычные сетки накладывают неболь­
шие участки более плотной сетки, например, с разме­
ром ячейки в свету 20—40 мкм (и меньше). Таким
способом осуществляется частично-поточная тонкая
фильтрация масла, и с течением определенного времени
164
все масло будет тщательно очищено от мельчайших
частиц [Л. 156].
Масло, поступающее в сливной отсек, не должно
возмущать свободную масляную поверхность. Для за­
медления потока применяют отбойные щитки, карманы,
небольшие гидрозатворы, сетчатые и дырчатые поддоны,
специальные лотки. Масло, которое не подвергается
аэрации, обводнению и загрязнению, а поэтому и не
требует очистки, не следует направлять в сливной отсек
п перегружать бак. Эти потоки (слив избыточного мас­
ла через маслосбрасывающне клапаны, возврат после
центрифуги, пресс-фильтра пли адсорбера, слив нз на­
порных импульсных линий системы регулирования и др.)
полезно направлять в промежуточный или даже в «чи­
стый» отсек бака под уровень масла с тем, чтобы избе­
жать заражения этих потоков воздухом при свободном
сливе их на поверхность.
Дно бака делается с уклоном к центру отстойника
или в сторону сливного отсека. К нижней точке бака
подсоединяются магнитные улавливатели частиц желе­
за, дренажный маслопровод и аварийный сброс. Масло
к насосам должно отводиться с уровня не менее 150 мм
от дна бака. Место отвода масла защищается карма­
ном или дырчатым листом во избежание случайных по­
паданий различных предметов во всасывающий масло­
провод.
На крышке бака устанавливаются дефлекторы, шту­
цера для подсоединения газопроводов к эксгаустеру,
маслоуказательные колонки, лючки для различных це­
лей (доливки масла, чистки сеток, ремонтные лазы идр.).
Между крышкой бака и свободным уровнем масла
размещается сеть дырчатых трубопроводов для подвода
углекислоты (из баллонов) для тушения пожара. Для
уменьшения пожарной опасности масляный бак вместе
с насосами удаляют от турбины на пол конденсацион­
ного помещения, а в некоторых случаях выносят в спе­
циальное помещение вне машинного зала (Л. 168].
Стенки масляного бака покрывают защитной краской,
которая иногда оказывается нестойкой и разрушается,
например, от воздействия некоторых сортов сернистого
масла. Такую краску следует удалить во избежание
ненормальной работы системы смазки (закупоривание
воздушников и дренажных сверлений в системе регу­
лирования, загрязнения сеток) и ухудшения качества
16 5
масла (краска образует коллоидный раствор, ухудшаю­
щий деэмульсационные и другие свойства масла).
б) Процессы осаждения примесей из масла
Из всех примесей, содержащихся в масле, наибольший
объем занимают воздушные пузырьки, поэтому процесс
выделения воздуха из масла рассмотрим подробнее.
Скорость движения v" единичного сферического
пузырька диаметром d, всплывающего в большом объе­
ме масла, определяется по теоретической формуле Сток­
са с поправками Адамара — Рыбчинского v" =g d zl 12v
(g — ускорение свободного падения, v — кинематическая
вязкость масла), справедливой при числах Рейнольдса
Re = d i» 7 v < 2 {Л. 83].
Ниже приведены расчетные значения скорости сво­
бодного подъема единичного пузырька в турбинном
масле марки 22 при 50 °С и атмосферном давлении:
d -Ш3, м
у'М О 3, м /с
0,1
0,38
0 ,2
1,5
0 ,5
9 ,5
0 ,8
2 4 ,5
1,0
38
1,2
55
Скорость пузырька в масле замедляется тем силь­
нее, чем меньше газа растворено в масле, так как из-за
диффузии воздуха в масло происходит уменьшение
размера пузырька. Наблюдались случаи, когда пузырек,
введенный в вакуумированное масло, как бы «таял»
и даже совершенно исчезал, растворяясь в масле
[Л. 50, 79].
Поверхностно-активные вещества оказывают тормо­
зящее влияние на скорость подъема воздушных пузырь­
ков. Даже незначительные следы поверхностно-актив­
ных веществ в масле как бы сообщают пузырьку свой­
ства твердого шарика, затрудняют диффузию воздуха
через адсорбционный слой на поверхности пузырька,
увеличивают устойчивость пузырьков к слиянию друг
с другом. Движение вблизи границы раздела жид­
кость— газ в таких пузырьках нарушается, перепад
скорости между жидкостью и поверхностью пузырька и
связанная с этим перепадом диссипация энергии уве­
личиваются. При числах R e< 2 значение коэффициента
сопротивления для таких пузырьков в 1,5 раза больше,
чем для «неотвердевшего» пузырька. Еще более замед­
ленное движение пузырька в масле происходит при
166
введении добавок, способствующих образованию полимолекулярных коллоидизированных слоев на границе
масло — воздух. К таким веществам относится, напри­
мер, полнметилсилоксан — антипенная присадка. Д о­
статочно чрезвычайно малых количеств поЛиметилсилоксана, чтобы затормозилось тангенциальное движение
жидкости у поверхности пузырька, изменилась вязкость
дисперсионной среды вблизи границы раздела, накопил­
ся тяжелый коллоидный слой вещества вокруг пузырь­
ка. Скорость подъема пузырька в таком масле не только
замедленна, она уже не пропорциональна квадрату
диаметра, как это отражено в расчетной формуле для
чистых жидкостей [Л. 79].
Пузырьки, движущиеся в турбинном масле марки 22,
сохраняют сферическую форму лишь при диаметре по­
рядка 4—5 мм |[Л. 83]. Чем больше объем пузырька, тем
больше его форма отличается от шара, принимая сплю­
щенные, грибообразные, весьма неустойчивые формы.
Деформированные пузыри движутся по сложным траек­
ториям с большими колебаниями скоростей. Очень
часто такие пузырьки дробятся на ряд мел'ких при бур­
ном движении масла в сливных трубопроводах.
В реальных условиях приходится иметь дело не
с одним пузырьком, а с огромным их количеством.
Между движущимися пузырьками существует гидро­
динамическое взаимодействие, оказывающее двоякое
влияние на скорость подъема пузырьков: ускоряющее и
замедляющее. Взаимно вертикальное расположение пу­
зырьков, оформление в объеме смеси струйчатого,
цепочечного движения групп пузырьков, неравномер­
ность концентрации воздуха по ширине слоя способст­
вуют ускоренному их подъему. В простейшем случае,
когда взаимодействуют только два пузырька диаметром
di и d2, движущиеся в одинаковом направлении, сопро­
тивление второго («хвостового») уменьшается в (1 —
3/4 djl ) раз, где / — расстояние между пузырьками
(рис. 4-3). При l = d i сопротивление движению второго
пузырька уменьшается в 4 раза, при 1=1,5di — в 2 раза,
при l = 2di — в 1,6 раза. При большом количестве пузырь­
ков взаимодействия между ними суммируются. Однако
величину этого взаимодействия не удалось определить
теоретически даже для случая совместного движения
трех пузырьков. Экспериментальный коэффициент вза­
имодействия а, определяемый отношением «групповой»
167
скорости подъема системы пузырьков к скорости подъе­
ма изолированного пузырька, оказывается равным 2—3.
Нарушение цепочечного движения пузырьков, равно­
мерное распределение их по объему сосуда, перемеши­
вание масла, турбулизация потока приводят к замедле­
нию подъема пузырьков на поверхность.
Рис. 4-3. Всплывание единичного пузырька и «ансамбля» пузырьков.
Пузырек, всплывая, увлекает за собой масло (а), что приводит к возникнове­
нию обратного движения среды (б). Когда расстояния между пузырьками не­
велики, взаимное влияние их ускоряет подъем (я); при стесненном всплыва­
нии (г) скорость подъема пузырьков замедляется; цепочечное движение (д)
ускоряет подъем пузырьков; облако пузырьков (£) поднимается со скоростью,
превышающей скорость всплывания единичного пузырька.
При массовом всплывании пузырьков, сопровождаю­
щемся перемешиванием среды, не представляется воз­
можным определить скорость отдельных пузырьков раз­
личных размеров. К тому же эта скорость и не является
характерной, так как по ходу подъема скорость отдель­
ных пузырьков меняется вследствие изменения условий
стеснения и наличия нисходящих токов масла. Вначале,
когда содержание воздуха в масле велико, а распреде­
ление пузырьков, по размерам неравномерное, происхо­
дит бурное выделение воздуха, пузырьки при движении
обгоняют друг друга, трутся, ударяются. Краска, вве­
денная в верхние слои масла в экспериментальном баке,
довольно быстро окрашивает почти весь объем масла.
Явно обнаруживаются нисходящие токи его, увлекаю­
щие вниз мельчайшие пузырьки воздуха. В конечном
168
периоде процесса воздуховыделения, когда перемешива­
ние практически прекращается, на границе раздела
чистого масла и эмульсионной структуры оформляется
цепочечное движение пузырьков.
Для математического описания процесса выделения
пузырьков воздуха из аэрированного масла применяют­
ся теории конвективной диффузии, вероятностные и дру­
гие методы. Результаты, полученные при расчетах, не
являются точными из-за осложнений, возникающих при
совместном подъеме пузырьков различной крупности
(перемешивание, нисходящий поток, образование цепо­
чек и др.). Поэтому для практических целей обычно
ориентируются не на аналитические зависимости, а на
экспериментальные данные. С точки зрения работы
масляного бака как отстойника важно знать, как
быстро уменьшается содержание пузырьков воздуха
в заданном объеме смеси с течением времени, а также
суммарное время для полного выделения всех пузырь­
ков из слоя масла. В УралВТИ (Л. 63] для определения
указанных выше зависимостей применяется вертикаль­
ная теплоизолированная колонна 1 (рис. 4-4), содержа­
щая клапан-отсекатель 2 и пьезометр 3. Масло, сли­
вающееся из подшипников или экспериментальных аэра­
торов. прокачивается через колонну снизу вверх до
установления стационарного режима. Затем быстрым
закрытием клапана 2 поток масла в колонне отсекается.
Из оставшегося в колонне слоя масла постепенно вы­
деляются воздушные пузырьки, о чем свидетельствует
снижение уровня масла в пьезометре. Эксперимент
прекращается, когда уровень масла /Д в пьезометре
остается неизменным. Содержание воздуха <pi и ф2
в колонне на участке между отсекателем и место при­
соединения пьезометра соответственно в начальный
(т = 0), т. е. сразу же после отсечения потока, и в любой
промежуточный момент времени т можно определить по
формулам:
Р + Н
;
? а = -М <Р, (P + H ) - P + h , ^
(4-3)
(4-4)
где Р, Н — размеры участков колонны (рис. 4-4); pi —
плотность масла в пьезометре; р2 — плотность масла
(без воздуха) в колонне.
169
На рис. 4-4,6 показаны временные зависимости отно­
сительного изменения воздухосодержания масла ф2/ф1
для различных условий эксперимента.
Опыты показали, что любое свежее турбинное масло
марки 22 (Л-22, ТСп-22,. Т-22П, Ткп-22) и их смесь
в любых пропорциях обладают приблизительно одина-
Рис. 4-4. Определение скорости выделения воздуха из неподвижного
слоя масла [Л. 63].
а — схема установки; стадии расслоения масловоздушной смеси: / — началь­
ная, / / — промежуточная, / / / — конечная; / — колонна, 2 — клапан-отсекатель,
3 — пьезометр; б — результаты эксперимента: 1 — Н= 2 м, / —40 °С; 2 — Н —2 м,
?=50 °С; 3 — И= 1 м; /=40 °С; 4 — Н = 1 м, Ы 50 °С.
ковой деаэрируемостью. С увеличением кислотности
масла скорость выделения воздуха резко замедляется,
а время полного удаления воздуха увеличивается.
Характерен в этом отношении следующий лабораторный
эксперимент (Л. 64]: метровый слой турбинного масла
марки 22 освобождается полностью от воздушных пу­
зырьков при температуре 50°С за время т = 240—250 с,
если кислотность масла не превышает 0,1 мг КОН на
170
1 г масла; при кислотности 0,25 мг К'ОН на 1 г масла
деаэрирующие свойства масла ухудшились приблизи­
тельно в 2 раза, время т составило величину 480—500 с;
при кислотности масла 0,5 мг КОН на 1 г масла время
т увеличилось до 900 с.
Отдельные капли воды, частицы металла и шлама
осаждаются в большом объеме неподвижного слоя мас­
ла со скоростью, равной:
о* =
2g (?* -
?')У
(4-5)
Фр'5
Г'
где р*, р' — плотность частицы и масла; V, S — объем
и площадь миделева сечения частицы; ф — коэффициент
сопротивления движению частицы.
Для шарообразных частиц диаметром d при числах
Рейнольдса Re = v*d/v.^2 коэффициент сопротивления
-i|) = 24/Re, и тогда скорость осаждения частицы будет
определяться известной формулой Стокса
w* = i i r ( p* ~ р' ) ^ 2-
(4’6)
Из-за малой разности плотностей воды и масла
р*—р' скорость осаждения даже больших капель влаги
оказывается незначительной. Медленно осаждается
в масле и шлам.
Ниже приведены значения скорости свободного оса­
ждения единичных капель воды в чистом турбинном
масле марки 22 при 50 °С:
Диаметр водяных капель 0,1
0 ,2
0 ,5
сМО3, м
Скорость v *- \ 03, м /с
0 ,0 4 0,153 0,95
0 ,8
1,2
2 ,4 4
5 ,5
Рядом исследований было установлено, что при ма­
лых концентрациях загрязнений (до 1 объемн. %) ско­
рость осаждения примесей значительно превышает ско­
рость свободного падения отдельной частицы. При
повышенной же концентрации ‘загрязнений происходит
«стесненное», а поэтому и замедленное (по сравнению
с единичной частицей) осаждение примесей [Л. 26].
В аэрированном масле скорость осаждения тяжелых
примесей замедляется. Действительно, плотность и вяз­
кость аэрированного масла равны:
Рсм = срр/ +
(1—с р ) р " ;
рсм= р(1 + 1,5ср),
(4-7)
(4-8)
171
где р" — плотность воздуха; р — динамическая вязкость
чистого масла; ф — объемная концентрация пузырьков
воздуха в масле.
Подставив в формулу (4-6) вместо р' и р выраже­
ния (4-7) и (4-8) и приняв с целью упрощения р" = 0,
получим:
v* = gd2(p*—фр')/18р(1 + 1,5ф).
(4-9)
Анализ выражения (4-9) показывает, что с увеличе­
нием воздухосодержания масла скорость V* уменьшает­
ся. Таким образом, отмеченные выше нежелательные
свойства аэрированного масла дополняются еще одним:
ухудшать осаждение механических примесей и капель
воды. Некоторые частицы шлама, коллоидные вещества
прочно прилипают к воздушным пузырькам и вместо
свободного падения, наоборот, выносятся на поверх­
ность, в пенный слой. С течением времени пена разру­
шается, а грязевые частицы, предоставленные сами
себе, снова опускаются вниз до очередной встречи
с пузырьками воздуха.
в) Организация потоков масла в баке
Эффективность выделения воздуха и других примесей
из масла в баке зависит от соотношения фактического
времени пребывания масла Тф в отстойнике и времени т0,
необходимого для удаления нежелательных примесей.
Существует очевидная зависимость '[Л. 63]
Z- с„
V i - V i
v"
V,
~1Г
v±_
Q
(4-10).
где fi=(Vi—Vz)/Vf, тр= ViJQ; т0 = #/ц"; Z = Q /V i= 1/тр;
Q — расход масла через бак; Vi — полный объем масла
в баке; V2 — объем застойных зон и областей с пассив­
ным циркуляционным движением масла; v" — средняя
скорость выделения примесей; И — средняя глубина
потока масла; Z — расчетная кратность циркуляции мас­
ла в баке; тр — расчетное время пребывания масла
в баке; т0 — время, необходимое для полного выделения
примесей; (5— коэффициент использования объема бака.
Связь между величинами Т ф /т 0 , тр/т0 и р наглядно
иллюстрирует график (рис. 4-5). Если отношение времен
Тф/т0^ 1 , то процесс отстоя масла от примесей успеет
завершиться в баке; при Т ф /т 0 < 1 масло будет откачано,
172
не успев полностью очиститься от примесей. В баке
с большими застойными зонами (|3<ICl) для достижения
удовлетворительного отстоя примесей (получить Тф^>т0)
необходимо увеличивать время тр, т. е. развивать габа­
риты бака или сокращать расход масла через него,
в существующем баке е заданным отношением тр/т0
доведение коэффициента р до 1,0 позволит повысить
эффективность выделения примеси за счет простого
упорядочения потоков, рационального размещения се­
ток, порогов, лотков. Однако эти возможности ограни­
чены. Так, при тр/то< 1 (бак с повышенной кратностью
циркуляции) при любом значении р вплоть до 1,0 прин­
ципиально невозможно осуществить полную очистку
масла, и все попытки интенсифицировать выделение воз­
духа и осаждение грязи путем простого упорядочения
потоков в баке оказыва­
ются безрезультатными,
поскольку
по-прежнему
Тф/то<1. В этом случае
интенсифицировать про­
цесс отстоя масла в баке
возможно при использо­
вании пакетов наклонных
перегородок, сепараторов
и других устройств, кото­
рые смогли бы сущест­
венно
уменьшать вре­
Р и с . 4 -5 . Р а с ч е т н о е и ф а к т и ч е с к о е
мя т0.
врем я пр ебы в ани я м асла в бак е.
Гидродинамическое со­
вершенство формы и кон­
струкции бака можно оценить при его испытании на элек­
тростанции. Однако результаты таких испытаний лишь
с осторожностью могут быть использованы для теорети­
ческих обобщений. Для последних большую ценность
представляют данные, полученные при помощи лабора­
торных методов, где влияние различных факторов не на­
кладывается п где легче добиться отсутствия трудноучитываемых факторов. Испытания масляных баков
турбомашин на прозрачных моделях производились
в МЭИ и УралВТИ [Л. 50, 63, 119]. Вопросы подобия
движения взвесенесущих потоков в натурных отстойни­
ках и их моделях изложены в [Л. 50, 166]. Испытания
на моделях и натурных баках показали, что аэрирован­
ное н нагретое масло ведет себя в отстойниках как
173
поток плотности. В баке простейшей конструкции
(рис. 4-6,а) поток газожидкостной смеси сосредоточен­
ной струей направляется вдоль поверхности и занимает
небольшую часть живого сечения отстойника. Постепен­
но расширяясь, стру'я образует и в плане, и по высоте
\м
F4L
J tk
О)
Р и с . 4 -6 . С х е м ы д в и ж е н и я а э р и р о в а н н ы х п о т о к о в м а с л а в п р о з р а ч ­
ны х м о д ел я х бак ов [Л . 1 1 9 ].
« — простейший бак; б — бак для турбин серии «В» ЛМЗ; в — многокамерная
■конструкция бака Харьковского филиала ЦКБЭНЕРГО; 1 сетчатый плоский
фильтр.
174
бака вихревые зоны с обратными токами жидкости.
Из-за интенсивного перемешивания выделение воздуха
происходит крайне плохо. Нижние слои в обменном
движении не участвуют. Перед всасывающим устрой­
ством поток снова сужается и, опускаясь, увлекает за
собой с поверхности большое количество пузырьков.
Возникающий возле всасывающего устройства вихрь
препятствует поступлению чистой жидкости из нижних
слоев бака.
В многокамерной конструкции бака (рис. 4-6,в) по­
перечные перегородки турбулизируют поток и ухудшают
отделение примесей. Более целесообразна установка
в «грязном» отсеке бака отражательных щитов, дырча­
тых листов и других устройств, которые гасят кинети­
ческую энергию потока и равномерно распределяют
поток по ширине бака.
Сетки, обычно устанавливаемые в баке для тонкой
фильтрации масла, непосредственно задерживают круп­
ные пузырьки и, кроме того, заставляют вступить в ра­
боту практически все поперечное сечение бака. Аэриро­
ванный поток, опускаясь по сетке в глубь бака, замед­
ляет свое движение, чем способствует выделению тех
пузырьков, скорость всплывания которых больше ско­
рости опускания жидкости. Однако сетки, дырчатые
листы, вертикальные стенки деформируют основной
поток, способствуют возникновению вторичных, вихре­
вых течений, ухудшающих работу бака. Как правило,
в таких водоворотных зонах в движении участвуют са­
мые мелкие пузырьки, которые постепенно сосредоточи­
ваются в верхней половине вихря и уносятся в следую­
щий отсек. Особенно вреден вихрь перед всасывающим
устройством (рис. 4-6,а, б).
При визуальном наблюдении за распределением
окрашенных струй в моделях можно было установить,
что движение потока турбулентное. Даже при отсутст­
вии в потоке пузырьков не удавалось получить лами­
нарного режима при числах Re вплоть до 600 (за харак­
терный размер принимался средний гидравлический
радиус бака). Это вызывалось тем, что поток не запол­
нял равномерно живое сечение отстойника, и фактиче­
ские скорости в 3—6 раз превышали средние расчетные
скорости, принятые при вычислении критерия Re. Турбулизации потока способствуют процесс барботажа слоя
пузырьками, отсутствие равномерного движения среды,
175
относительно малая длина бака, недостаточная для
стабилизации потока, наличие вертикальных перегоро­
док и порогов, температурный градиент по высоте бака
и др.
4-3. МНОГОЯРУСНЫЕ МАСЛЯНЫЕ БАКИ
В турбинах малой мощности устанавливаются масляные
баки небольшой емкости (1—5 м3). Средняя толщина
слоя масла в таких баках настолько незначительна
(300—500 мм), что примеси успевают довольно быстро
выделиться даже при повышенной кратности циркуля­
ции. В турбинах средней мощности (25— 100 МВт) ем­
кость баков возросла до 10— 15 м3, глубина их увеличи­
лась до 1 м и более, а время пребывания -масла в баке
тр задавалось по-прежнему равным 300—360 с (крат­
ность циркуляции 10— 12 ч-1), как и для турбин малой
мощности. Это привело к тому, что при сниженных зна­
чениях величин тр/-То и р нарушилось условие
Тф/ t o ^ l (рис- 4-5). Такие баки перестали справляться
с функциями отстойника. Любые мероприятия, направ­
ленные на улучшение формы бака, снижение застойных
зон, уменьшение глубины бака при одновременном раз­
витии его размеров в плане давали положительные ре­
зультаты. В турбинах большой -мощности (200—800
МВт) емкость :масляного бака увеличилась до 30—50-м3,
а глубина до 1,5—2 -м и более (рис. 4-7). Все -попытки
повысить деаэрирующую способность бака за счет по­
вышения коэффициента использования объема масла
в нем вплоть до значений [3=1 оказались безуспешны­
ми, поскольку при задаваемой кратности циркуляции
Z — 10— 12 ч-1 (и больше) оказалось совершенно невоз­
можным выполнить условие Тф/т0 > 1. К насосам посту­
пало масло, содержащее 4—8% воздуха, вследствие
чего они работали явно в нерасчетных условиях [Л. 63].
Наиболее простым и эффективным -мероприятием по
улучшению деаэрирующих способностей бака явилось
уменьшение глубины слоя -масла в баке. Однако при
заданной емкости снижение высоты бака означало бы
существенное увеличение его размеров в плане, что не­
приемлемо. Избежать увеличения габаритов можно,
применив многоярусную конструкцию бака [Л. 65]. Дей­
ствительно, если слой масла в баке рассечь -перегород­
ками на п ярусов, то время т0, необходимое для полной
1 76
я
Б-S
&
Tl
Н“ JLA
Cs
o>
eg
500
_
2 5 50
hr
jA
- F
'8
to
V
—
Г--
оо
to
и?
________)________
ту
-Л
)
Ф У
н-З I—
'
|
/
—
— ь-
7200
e)
Р и с . 4 -7 .
С хем ы
м асляны х бак ов д л я
турбин
м ощ ностью
300 М В т
[Л. 63].
0 простейший бак; 6 бак с выносными фильтрами; в — бак с встроенными
фильтрами; 1, 2, 3 - сетчатые фильтры; 4, 5 -п ороги; б-н акл он н ы й щит;
'• 3, 9 — дырчатые листы; размеры, мм: а=2 400, 6=2 000, с=3 000 /=1 380
rf—800, е=5 200.
1 2 -5 0 1
177
деаэрации масла, тоже уменьшится в п раз. С конструк­
тивной точки зрения оказалось проще не рассекать весь
бак на ярусы, а установить в одном из его отсеков
устройство — пакет наклонных перегородок
(ПНП).
Когда пузырьки при всплывании касаются перегородки,
они, скапливаясь, образуют пенный слой, сопротивление
движению которого вдоль стенки значительно меньше,
чем сопротивление движению отдельных пузырьков
в слое масла.
Испытания единичного наклонного канала с прозрач­
ными стенками показали [Л. 63], что простой сосредоточен-
Рис. 4-8. Схемы организации потоков аэрированного масла в на­
клонных каналах. Оптимальные .соотношения размеров: # i / # 2 =
=2ч-2,5; Z,i/L 2 ^ 2 ; # i/(L 2 sin а) = 0 ,4 + 0,75.
178
ный подвод масла (рис. 4-8) оказался неудовлетворитель­
ным: в канале возникает интенсивное циркуляционное
движение, отделение воздуха происходит неэффективно.
Установка козырька Д (рис, 4-8,6) на входе в канал
упорядочивает движение масла, выделившийся воздух
организованно отводится в пенный отсек Е. Благоприят­
ным для выделения воздуха оказался и боковой подвод
масла к каналам (рис. 4-8,б). При повышенных скоро­
стях масла (0,04 м/с) во избежание «сдувания» выде­
лившегося воздуха целесообразно развернуть канал от­
носительно вертикальной плоскости. Тогда пенный слой
будет отводиться в боковой отсек, не мешая нисходя­
щему движению основного потока масла (рис. 4-8,6, вид
Т, вариант 2). Можно также организовать ступенчатый
отвод скопившегося в специальных ловушках воздуха
через дренажные трубки наружу [Л. 120].
При нисходящем движении масла в канале по вы­
соте h отчетливо вырисовываются слои чистого масла
А, масловоздушной смеси В и пены С (рис. 4-8,6). По ме­
ре продвижения .масла толщина чистого слоя х посте­
пенно увеличивается, и на некотором расстоянии L весь
воздух практически выделяется. Средняя скорость воздуховыделения v", т. е. скорость подъема фронта эмуль­
сии а — а (рис. 4-8,6), отделяющего чистое масло от
аэрированного, может быть найдена из выражения
v"— v'h/L cos а,
(4-И)
где v' — средняя скорость движения масла; h, а — высо­
та и угол наклона. Зависимость v" (г/, h) при ot=50°,
^ = 50°С для турбинного масла марки ТСп-22 (без антипенных и деэмульгирующих присадок) .показана на
рис. 4-9. С увеличением скорости масла v' величина v"
вначале возрастает, достигает
максимума и затем
уменьшается. Увеличение h от 18 до 100 мм сопровож­
дается ростом v". Положение максимума v" с увели­
чением h смещается в сторону больших значений v'.
Характер кривых на рис. 4-9 можно объяснить влия­
нием на процесс воздуховыделения гидродинамических
сил, обусловленных эффектами Магнуса — Жуковского
и Сегре — Зильберберга |[Л. 36].
Вода и шлам, введенные в канал, постепенно осаж­
даются, скапливаются на дне и затем сползают по на­
клонной плоскости вниз, если угол наклона канала ока­
зывается больше некоторой предельной величины а*.
12*
179
Для единичных частиц и капель угол а* = 70—80°. Для
слоя эмульгированной воды а* = 10=15°. Стабильное
сползание слоя шлама начинается при а7>35°. Увеличе­
ние скорости потока масла способствует очищению дна
канала от осадка, хотя эффективность осаждения при­
месей при этом несколько ухудшается. В нижней части
высоты канала h на среднюю скорость полного
воздуховыделения v" из турбинного масла мар­
ки 22 в наклонных каналах [Л. 63].
канала следует делать отсек для приема шлама, при­
чем перегородки должны упираться в дно этого отсека
(рис. 4-8,в). Если не сделать этого (пример непра­
вильного оформления грязевого отсека показан на
рис. 4-8,г), то слой шлама будет взмучен потоком отво­
димого масла.
Исследования показали, что при восходящем движе­
нии масла выделение воздуха и сползание шлама про­
исходят хуже, чем при нисходящем. Поэтому в поисках
удачной конструкции бака всегда отдавалось предпоч­
тение наклонным элементам с нисходящим движением
масла. В стендовых условиях УралВТИ испытывались
две разновидности пакетов наклонных перегородок, име­
ющих форму прямоугольного (рис. 4-10,а— в) и параллелограм'много (рис. 4-10,г) параллелепипедов. Форма
пакета первой разновидности диктовалась конструкция­
ми большинства существующих типов прямоугольных
в плане масляных баков, требующих модернизаци. Па­
кет второй разновидности применялся в баках новых
180
Рис. 4-10. Типы многоярусных конструкций масляных баков.
Размеры стендового маслобака (мм): а=685, 6=570, с=855, е=1 490, 6=40, я=15,
s=50, р —790, £=800, £=60, «=500, (=180; угол а=50°.
181
конструкций, форма которых определялась конфигура­
цией ПНП. Варианты испытанных баков показаны на
рис. 4-11, а результаты эксперимента
приведены
в табл. 4-2.
Т а б л и ц а
4-2
Содержание воздуха в масле на выходе из бака <ра, %
№ варианта бака
I
II
III
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
XIII
XIV
XV
р и м е ч а н и е.
Кратность циркуляции масла в пакете Z, ч-1
80
90
100
ПО
120
0,18
0,20
0,30
0,30
0,35
0,35
0,40
0,45
0,50
0,65
0,70
0,80
2,90
3,30
6,00
0,42
0,50
0,65
0,65
0,65
0,60
0,60
0,80
1,35
1,00
1,10
1,20
3,20
3,65
6,20
0,66
0,80
0,95
1,00
1,00
1,05
1,20
1,60
2,15
1,30
1,45
1,60
3,60
4,00
6,30
0,90
1,10
1,30
1,35
1,35
1,55
1,80
2,45
3,00
1,60
1,80
1,95
3,90
4,30
6,40
1,15
1,40
1,60
1,70
1,70
1,90
2,45
3,20
3,70
1,95
2,10
2,30
4,30
4,60
6,70
<pi=10%,
температу
Со д ер ж ание воз д у ха
п е ре д
баком
масла 42 °С, высота канала ft=40 мм, угол наклона канала а=Г>0°.
Визуальные наблюдения (они были возможны, так
как стенка бака 'была прозрачной) н количественные
измерения позволили установить следующее. Наилучшее
выделение воздуха происходит в баке (вариант 1,
рис. 4-11), содержащем перед ПНП 4 сетку 2, а непос­
редственно за ПНП — перегородку 3, не доходящую до
дна. Преобладающее количество масла совершает в ПНП
явно выраженное нисходящее движение, и лишь в при­
донной части образуется горизонтальный поток. Увели­
чение расстояния между сеткой 2 и ПНП несколько
ухудшает процесс деаэрации из-за появления вихрево­
го движения масла в нижней части бака. Постепенное
отодвигание перегородки 3 от ПНП ухудшает процесс
деаэрации вначале резко, затем более умеренно, так
как наивыгоднейшее нисходящее движение масла пере­
ходит в горизонтальное.
Простая установка ПНП (без сеток 2 и перегородок
3) оказывается неудовлетворительной, так как масло
182
движется преимущественно в верхней части ПНП, а
внизу наблюдается обширная застойная зона.
Лучшие варианты баков с ПНП уже при кратности
циркуляции в пакете Z = 5 0 —60 ч-1 обеспечивают прак­
тически полную деаэрацию масла.
Рис.
4-11.
Варианты
масляных баков,
УралВТИ.
испытанных
на
стенде
/ — отбойный щит; 2, 5 — сетчатые фильтры; 3, 6 — вертикальные перегородки;
4 — пакет наклонных перегородок.
Короткие каналы в верхнем углу ПНП работают
неэффективно, так как масло из них не имеет организо­
ванного отвода. Этот недостаток устраняется двумя пу­
тями: в перегородках делают прямоугольные вырезы,
образующие пространство а — b— с—d (рис. 4-10,6) для
равномерного отвода масла от коротких и длинных ка­
налов; масло из коротких каналов отводится через носо­
видное устройство (рис. 4-10,в). Эти мероприятия обес­
печивают полную деаэрацию масла при кратности
циркуляции в пакете Z j=65—70 ч-1. В ПНП параллелограммной формы (рис. 4-10,г) полная деаэрация дости­
гается при Z = 100— ПО ч-1.
Результаты испытаний промышленных баков с ПНП
свидетельствуют о высокой эффективности внедренных
183
Таблица
4-3
Результаты испытаний промышленных баков
Нагруз­
ка турМВт
Расход
масла,
м3/ч
Черепетская ГРЭС, турбина
К-300-240, блок А1» 5 .................
250
Заинская ГРЭС, турбина
К-200-130, блок № 2 .................
Троицкая ГРЭС, турбина
К-300-240, блок АГ° 6 .................
Наименование ГРЭС, тип турбины
и № блока
Содержание воз­
духа в масле
на выходе из бака,
о/
/о
Бак без
ПНП
Бак с
ПНП
330
3 ,2
0 ,1 — 0 ,2
200
260
3 ,5
0 ,2
220
340
4 ,2
0 ,4
акь- к,
мероприятий (табл. 4-3). Содержание воздуха перед
масляными насосами снизилось до 0,1—0,5%, т. е. до
величин, в 10—20 раз меньших, чем в баках исходных
конструкций [Л. 66].
В ПНП с боковым подводом масла скорость потока
не должна превышать 0,04 м/с, иначе процесс эвакуации
пенного слоя на поверхность будет заторможен. На
рнс. 4-10,0 показан масляный бак с наклонными и раз­
вернутыми относительно вертикальной плоскости пере­
городками [Л. 120], рассчитанный на работу с повышен­
ными скоростями масла. В настоящее время известны
и другие варианты многоярусных баков с высокой крат­
ностью циркуляции.
4-4. СНИЖЕНИЕ СОДЕРЖАНИЯ ВО ЗД УХА В МАСЛЕ
а] Малоаэрационные подшипники
Аэрация масла в опорных подшипниках возникает из-за
неудовлетворительной организации потока в ненагруженных диффузорных зонах и неупорядоченного слива
масла из торцов вкладышей {Л. 52]. В диффузорных зо­
нах возникает разрежение 8* 104—9 - 1 0 Па, обусловли­
вающее подсос воздуха, выделение ранее растворенно­
го воздуха, «вскипание» масла. Применение специаль­
ных форм расточки вкладыша, полностью или частично
184
исключающих образование диффузорных участков, при­
водит к уменьшению аэрации масла. Такая возможность
реализована в ступенчатых подшипниках (рис. 1-2,<3— ж).
Считается целесообразным подводить масло в месте
наибольшего разрежения в подшипнике. В этом случае
уменьшение аэрации достигается за счет увеличения
Рис. 4-12. Способы уменьшения аэрации масла.
а — плавное очертание торцевой кромки вкладыша; б — поджатне слива отра­
ботанного масла; в, а — деаэрация масла в сливных трубопроводах; д — сту­
пенчатый отвод масла через пучок дренажных трубок.
расхода масла при пропорциональном уменьшении коли­
чества подсасываемого воздуха.
В применяемых подшипниках торцевая кромка несу­
щей поверхности делается острой или слегка притупля­
ется, поэтому вытекающее из зазора масло интенсивно
разбрызгивается и смешивается с воздухом. Чтобы из­
бежать этого, ряд зарубежных фирм выходную кромку
несущей поверхности вкладыша 3 (рис. 4-12,а) выпол­
няют по плавной кривой. Успокоительная камера 2
и кожух 1 также упорядочивают слив масла в картер.
Для уменьшения разбрызгивания и аэрации отрабо­
танного масла применяют поджатый слив его из коль­
цевых камер 5 (рис. 4-12,6), разобщенных с атмосферой
специальными уплотнениями 6. Из камер масло посту185
пает в бачок 4, расположенный над подшипником, и да­
лее к насосу; в картер поступает небольшое количест­
во аэрированного масла, просочившегося через уплот­
нения.
6) Деаэрация масла в сливных трубопроводах
Масло в сливных трубопроводах движется с большой
скоростью (1—2 м/с и более), поэтому надеяться на до­
статочно глубокое воздуховыделепие из бурного потока
не приходится. Однако многочисленные эксперименты,
сопровождавшиеся скоростной киносъемкой, показали,
что в пограничных слоях, прилегающих ко дну канала,
скорость выделения воздуха несоизмеримо выше, чем
в ядре потока. Это свойство нисходящего газожидкост­
ного потока и было использовано для интенсификации
выделения воздуха в сливных трубопроводах.
Рассмотрим упрощенную схему движения пузырьков в придон­
ной части нисходящего потока масла. Примем следующие допуще­
ния: пузырьки имеют форму шара, режим обтекания пузырька мас­
лом — вязкостный, диффузия воздуха из пузырька в масло отсут­
ствует, поток в канале установившийся и равномерный, распреде­
ление скоростей потока в придонной части канала прямолинейное,
взаимное влияние пузырьков проявляется лишь в изменении силы
сопротивления их движению. На каждый пузырек действует сила
тяжести за вычетом статической силы Архимеда
л = 4 -^ * (р " -р ')$ .
(4-12)
гидродинамическая сила
G=f(v"Xrotw)
(4-13)
и сила сопротивления F, пропорциональная в первом приближении
разности абсолютной скорости пузырька й и местной скорости по­
тока w:
_
F = b ( U ^ w ) = b v = —bs
(4-14)
(b — коэффициент пропорциональности). Для принятого распределе­
ния скоростей потока по высоте слоя (w = Q.yi) вектор вихря равен
по определению rot w = . —й/с, где Q — абсолютная величина попереч­
ного градиента скорости w Дрис. 4-13).
Векторное уравнение движения пузырька имеет вид:
du
_
_
т ^ = А -)- П + F ,
.. . . .
(4-15)
где t — время; т = т 1 + т 2 — сумма массы газа пузырька и 'присое­
диненной массы вытесненной жидкости;
1
и,
186
1
rid3
—— •
Рис. 4-13. Векторные диаграммы.
а — эпюра
скоростей потока; б — треугольники скоростей; в — силы, действуюWy — h
щие па пузырек; ig 3= —г
=
Обозначим через х н у текущие координаты движения пузырька.
Тогда
dy
dx
•
ия = у — - j f ; их = х =
; vx = w x — a x -= Q y — х; uv= v v= y .
Проектируя уравнение (4-45) на оси координат, получим систе­
му двух неоднородных линейных уравнений второго порядка с по­
стоянными коэффициентами:
ту = А cos а — by 4 - /2 (Qy + х)\
(4-16)
т х = — A sin а + b (Qy — х) + fQy-
(4‘ 17)
Решив эту систему уравнений при начальных условиях t = О,
х = 0 , y = d / 2 и опустив члены второго порядка малости, получим
упрощенное выражение для поперечной составляющей s y относи­
тельной скорости пузырька:
s y — -~ г 2 (v"iт) 2 sin а -|- v " a cos а,
(4-18)
где с — коэффициент, учитывающий поправки на те допущения, ко­
торые связаны с распространением формулы (4-13), применимой
к плоскопараллельному обтеканию бесконечного цилиндра, на слу­
чай пространственного обтекания пузырька; v" — скорость подъема
единичного пузырька; а — коэффициент взаимодействия совместно
всплывающих пузырьков. Формула (4-48) наглядно иллюстрирует
преимущество нисходящего потока ( а > 0 ) перед горизонтальным
( а = 0 ) или восходящим (ос< 0 ), а также влияние градиента скоро­
стей потока на всплывание пузырьков.
На рис. 4-12,в изображен сливной трубопровод (ло­
ток) прямоугольного сечения, примыкающий непосред­
ственно к масляному баку 7. В лотке параллельно дни­
щу размещены плоские листы 9, смещенные относительно
187
другого (смежного). Расстояния между листами и дни­
щем возрастают по ходу масла. Последний лист 8 погру­
жен под уровень масла в баке. При движении масла
возле дна лотка возникают большие градиенты скоро­
стей, обусловливающие в соответствии с формулой
(4-18) быстрое выделение пузырьков. По мере удаления
от дна лотка градиенты скоростей потока резко умень­
шаются, поэтому слой освобожденного от воздуха масла
сравнительно невелик (3—5 мм). Листы 9 установлены
именно в таких местах, где они как бы «срезают» аэри­
рованное масло, отделяя его от чистого, причем над
каждым листом 9 образуется новая область с повышен­
ными градиентами скоростей потока, способствующая
интенсивному выделению воздуха [Л. 67]. Аналогичные
процессы происходят и в другой разновидности сливно­
го трубопровода (рис. 4-12, г). В слое масла, прилегаю­
щем к днищу трубопровода 11, возникают большие гра­
диенты скоростей, ускоряющие всплывание пузырьков.
Чистое масло через дренажные трубки 12 ступенчато от­
водится в сборный коллектор 10.
Такие конструкции сливных трубопроводов провере­
ны в эксплуатационных условиях и дали положительный
результат.
в] Деаэрация масла в баке
Воздух выделяется при медленном движении масла
в баке. Установка многоярусных наклонных перегородок
интенсифицирует этот процесс. Известны и другие,
способы деаэрации масла.
Сетчатые фильтры с малым размером ячеек в свету
(50— 100 мкм) при малой скорости потока способны за­
держать значительную часть пузырьков воздуха [Л. 50,
52]. Для уменьшения сопротивления фильтров надо уве­
личивать площадь фильтрации, размещая сетки в плане
бака по сложным П-, Д-, Z-образным линиям. Широкому
внедрению этого способа препятствует два недостатка:
сетки топкой очистки обладают малой механической
прочностью и способны быстро загрязняться.
Иногда для интенсификации выделения воздуха
в масляном баке устанавливают статические центрифу­
ги [Л. 50]. Много работ посвящено ультразвуковой
деаэрации масла [Л. 4], вакуумированию [Л. 43, 50], тер­
мической обработке [Л . 168] и другим способам уда188
ления воздуха из масла, не нашедшим широкого приме­
нения в стационарных паровых турбинах. В работе [Л. 19]
показано даже вредное влияние от глубокого обескисло­
роживания масла, применяемого для смазки тяжело на­
груженных узлов (подшипников скольжения в режиме
граничного трения, зубчатых колес), поскольку в таком
масле перестают образовываться вещества, придающие
«маслянистость» смазывающей жидкости.
Выделение воздуха из масла резко ухудшается при
снижении температуры. Обычно масло нагревается
в подшипниках, гидромуфте, редукторах до 50—6 0 °С,
иногда до 70 °С. В системах маслоснабжения паровых
турбин избыточное масло (т. е. разность между подачей
насоса и фактическим потреблением масла исполнитель­
ными механизмами), пройдя охладители, поступает че­
рез маслосбрасывающие клапаны (МСК) в отсек
«грязного» масла в баке, где смешивается с нагретым
маслом (рис. 2-1, а; 2-4). При завышенной подаче насо­
сов, одновременной работе двух насосов, нарушении
нормальной работы МСК через бак проходит явно уве­
личенное (по сранению с расчетом) количество охлаж­
денного и аэрированного масла, что резко ухудшает вы­
деление воздуха и других примесей. Для улучшения
работы бака следует отказаться от слива масла из МСК
в «грязный» отсек. Целесообразнее сливать избыточное
масло в чистый отсек бака, ближе к всасывающей- каме­
ре, т. е. применить схему байпасирования бака. Такая
схема (рис. 1) обладает рядом преимуществ: масло
деаэрируется при повышенной температуре, через бак
проходит расчетное количество масла с умеренными
скоростями, маслоохладители работают в оптимальных
режимах.
Необходимо позаботиться лишь о том, чтобы в самом
МСК не аэрировалось масло. Это возможно, если МСК
и его сливные патрубки будут постоянно затоплены
маслом.
В настоящее время схема байпасирования бака при­
меняется на многих турбинах большой мощности. Эту
схему можно использовать и для слива избытка масла
из различного рода емкостей (демпферных, аварийных,
промежуточных). Обычно масло из таких емкостей сли­
вают в отсек грязного масла главного бака, так как
при движении по переливной трубе оно аэрируется и
потому нуждается в очистке. Во избежание аэрации
189
масла его необходимо сливать через пучок дренажных
трубок 16 (рис. 4-12,(3) малого диаметра, затопленных
как в демпферном 15, так и главном 13 баках. В таких
трубках установится напорное движение масла, исклю­
чающее эжектирование воздуха. При колебаниях рас­
хода сливающегося масла должно изменяться и число
подключенных дренажных трубок. С этой целью верх­
ние концы трубок, размещенные в демпферном баке,
смещаются относительно его дна на постепенно возра­
стающие расстояния. Аварийный перелив масла осуще­
ствляется по трубе 14 большого диаметра.
г] Удаление воздуха из всасывающих маслопроводов
Во всасывающих маслопроводах к насосам воздух мо­
жет скапливаться в виде «мешков», «пробок», «снаря­
дов». Узел отвода масла из бака обычно оформляется
в виде козырька 6 (рис. 4-14,а), огражденного внизу
дырчатым листом 7. Верхние точки козырька снабжены
воздушниками 5 (трубками диаметром 10— 15 мм). Для
выделения воздуха всасывающий маслопровод необхо­
димо делать наклонным, обеспечивающим нисходящее
движение масла (§ 4-4,6). Скорость движения масла
в таких трубопроводах сравнительно высока, поэтому
воздух, скопившийся на потолочной части трубы, не
190
может двигаться в бак навстречу потоку. Для удаления
воздуха применяют различные ловушки, соединенные
воздушниками с маслобаком. На рис. 4-14,а показан
всасывающий маслопровод, верхняя часть которого со­
держит перфорацию 2, закрытую желобом ловушки 3.
Воздух через камеру 4 отводится в пенное пространство
бака. Масло непосредственно к насосу подводится через
патрубок 1, врезанный сбоку всасывающего коллектора.
Визуальные наблюдения на прозрачном трубопрово­
де показали, что эффект улавливания воздуха в устрой­
ствах типа 3, 10 и 11 значительно выше, чем в простом
воздушнике 9, врезанном в верхнюю часть трубы без
применения ловушек (рис. 4-14,6).
Воздушники 8 устанавливаются и в других местах,
где возможно скопление воздуха: в корпусах задвижек
(рис. 4-14,в), насосов и др. (Л. 152].
Схемы отвода воздуха (рис. 4-14) применимы при
установке насоса ниже уровня масла в баке. В системах
с главным насосом, установленным на валу турбины,
целесообразно делать короткие вертикальные всасываю­
щие трубопроводы без ловушек и воздушников. Извест­
ны конструкции масляных насосов, в которых всасы­
вающая полость представляет центрифугу. Такой насос,
перекачивая масло, одновременно сепарирует его от
воздуха независимо от работы масляного бака. Центри­
фуги, совмещенные с насосом, могут быть достаточно
компактными (Л. 50].
4-5. ПРЕДОТВРАЩЕНИЕ ОБВОДНЕНИЯ МАСЛА
Важным моментом, в борьбе с обводнением масла явля­
ется определение источника попадания воды и водяного
пара в систему [Л. 12, 68, 86, 87].
Часто масло обводняется из-за несовершенства схе­
мы канализации парового потока в концевых уплотне­
ниях турбины. Во многих случаях несложные 'переделки
этой схемы помогают избежать обводнения масла: уве­
личение диаметров трубопроводов подачи и отсоса
уплотняющего пара, тщательное удаление водяных
«пробок» из нижних точек паропроводов, увеличение по­
верхности охлаждения «сальниковых» подогревателей,
интенсификация отсоса несконденсировавшихся газов из
«сальниковых» подогревателей или пара в бескаминной
схеме уплотнений, повышение стабильности регулироза191
т
ния давления уплотняющего пара. Масло обводняется
из-за износа или повреждения деталей турбины: истира­
ния гребней концевых уплотнений, коробления и раскры­
тия горизонтальных разъемов цилиндров и каминных
камер, эрозийного износа элементов гидроуплотнения,
нарушения плотности сильфонов регуляторов давления
отборного пара и трубной системы маслоохладителей.
Надлежащий ремонт и замена износившихся деталей
позволяют избежать обводнения масла. Труднее реша­
ется вопрос при сильном короблении фланцев разъема
цилиндра. Иногда установка дополнительного крепежа
позволяет ликвидировать
пропаривание через эти
разъемы.
Проникновению влаги в систему смазки немало спо­
собствует разрежение в картерах подшипников, возни­
кающее вследствие вентиляционного эффекта вращаю­
щихся деталей вала (полумуфт, гребней, колец, буртов),
эжектирующего действия струй отработанного масла,
увлечения потоком масла пузырьков воздуха, увлечения
больших масс воздуха потоком масла в сливных трубо­
проводах, работы газоотсасывающих устройств. Таким
образом, борьба с обводнением является одновременно
борьбой и с аэрацией масла, поэтому эти вопросы долж­
ны решаться комплексно. Установка барьеров, например
небольших гидрозатворов, на пути движения масла по
сливным трубопроводам снижает эжектирующее воздей­
ствие потока и уменьшает разрежение в картерах.
Уменьшение поверхности вращающихся деталей вала
подрезка гребней и буртов, закрытие полумуфт кожуха­
ми, разделение картера иа отсеки уменьшают разреже­
ние и подсос воздуха и пара. При неудовлетворительной
деаэрации масла в баке пузырьки воздуха попадают,
в насос, сжимаются и растворяются, а водяной пар,
содержащийся в пузырьке, конденсируется в виде микро­
скопических капель, удаление которых затруднительно.
Обводнению масла способствует непродуманная схе­
ма дренажей масла. В распространенной конструкции
уплотнения картера дренажная камера D (рис. 1-18,а)
обычно сообщается сверлениями Т с картером. Попав­
шие в дренажную камеру масло (со стороны подшип­
ника) и вода (от концевых уплотнений) сливаются
в картер и перемешиваются с основным потоком чистого
масла. Целесообразно все дренажи обводненного масла
(от уплотнений картеров, расширительных бачков экс1 92
гаустера и др.) направлять для длительного отстоя
в вспомогательный бачок (§ 4-6) [Л. 69].
Для устранения обводнения масла применяют винтоканавочные уплотнения (рис. 1-18,6). Обычно делают
два участка: один (например, с левой резьбой) для сбра­
сывания масла с вала, другой (с правой резьбой) для
ликвидации протечек конденсата. Эффективным меро­
приятием является устройство пневматического затвора
в наружных уплотнениях картеров подшипников. Осу­
шенный и слегка подогретый воздух под давлением не­
много выше атмосферного подводится в кольцевое
пространство D (рис. 1-18,а) между маслозащитными и
пароотбойными гребнями. В ряде случаев удачно соче­
тается работа винтоканавочных уплотнений и пневма­
тических затворов. Следует отметить, что при избыточ­
ной подаче воздуха к пневмоуплотнениям происходит
нежелательное выбивание масляных паров наружу.
Вода попадает в масло через неплотности в охлади­
телях. Следует поддерживать положительную разность
давлений масла и воды в охладителях, а при ремонтах
восстановить плотность трубной системы. Гидравличе­
ское испытание маслоохладителей при капитальном ре­
монте турбины является обязательным [Л. ПО].
4-6. ВЕНТИЛЯЦИЯ МАСЛЯНОЙ СИСТЕМЫ
Для надежного удаления коррозионно-активных летучих
продуктов окисления масла, водяных паров, водорода,
воздуха и других газов применяется принудительная
вентиляция масляного бака, сливных трубопроводов
и картеров подшипников. При недостаточной вентиля­
ции происходит выбивание масляных паров из картеров
подшипников и дефлекторов на баке, замасливание ще­
точного аппарата генератора и возбудителя, ухудшение
санитарно-гигиенического состояния атмосферы в ма­
шинном зале. Чрезмерная вентиляция также нежела­
тельна: повышенные расходы воздуха через систему за ­
грязняют и увлажняют масло; глубокие разреже­
ния способствуют подсосу пара и воды со стороны
концевых уплотнений; при плохой работе сепарационных устройств увеличиваются потери масла; из-за испа­
рения летучих фракций возрастает вязкость масла.
Схема удаления паров и газов из масляной системы
показана на рис. 4-15,а [Л. 89]. Перед вентилятором 8
1 3 -6 0 1
193
установлен маслоуловитель 9, который предотвращает
попадание в вентилятор и выброс в атмосферу брызг
масла. Расширительный бачок 7 защищает вентилятор,
от масла и воды, сконденсировавшихся на стенках вы­
хлопной трубы. Дренаж из расширительного бачка по-
Рис. 4-15. Схема вентиляции и ее элементы,
я — общая схема; 6 — простейший гидрозатвор; в, г — тарельчатый и желобковый маслоуловители; в — сечение трубы с желобом.
194
ступает в маслоуловитель 9. Водород на участке до пет­
левого гидрозатвора удаляется через атмосферную тру­
бу 5, в нижней части которой установлен расширитель­
ный бачок 4. Иногда к вентилятору 8 по трубе 6 подсое­
диняются сливные маслопроводы генератора. Это нельзя
признать правильным, так как шунтирование гидрозатвора 2 на сливном коллекторе 3 очень опасно. Исклю­
чить этот недостаток можно установкой второго венти­
лятора в пределах системы маслоснабжения генератора.
Для удаления паров и газов из масляной системы
применяют центробежные вентиляторы, рабочие колеса
которых изготовлены из меди или латуни во избежание
искрообразования при задеваниях о корпус. Трубопро­
воды к вентилятору должны иметь уклон в сторону
маслоуловителя. Недопустимо образование гидрозатво­
ров, отделяющих вентилятор от системы смазки на вса­
сывающей стороне или от атмосферы на стороне нагне­
тания. В случае выхода из строя вентилятора открыва­
ют задвижку на байпасной линии, соединяющей бак 1
с расширительным бачком 7. При больших повреждени­
ях уплотнений генератора водород должен удаляться
наружу машинного зала по атмосферной трубе 5.
В устаревших схемах вентиляции применялись водо­
струйные эжекторы или маслобак просто подсоединялся
к сливным водоводам конденсатора, в которых созда­
вался сифон [Л. 12]. Эти схемы, связанные с загрязнени­
ем сбросных вод на электростанции, ныне запрещены
санэпидемстанциями.
Отсасываемые газы содержат много капель масла,
выброс которого нежелателен. Расширительные бачки
отделяют лишь грубодисперсные капли. Более эффектив­
ная сепарация масла происходит в гравитационных и
инерционно-осадительных ловушках, циклонах, тканевых
и волокнистых фильтрах. На рис. 4-15,в показана конст­
рукция тарельчатого маслоуловителя, высокая эффектив­
ность которого подтверждена длительным опытом экс­
плуатации на ТЭЦ-20 Мосэнерго [Л. 89]. Газ совершает
зигзагообразное движение между конусными терелками 12 с центральными отверстиями и тарелками 15 без
отверстий, но с буртом 14. Масло стекает с тарелок ,по
дренажным трубкам 13, служащим одновременно под­
ставками.
Содержащиеся в потоке отсасываемого газа масля­
ные капли диаметром более 20 мкм довольно быстро
13*
195
осаждаются на стенках трубопроводов, поэтому на
длинных участках труб 1МОЖно обеспечить достаточно хо­
рошую сепарацию масла [Л. 123]. Важно предохранить
пленку выделившегося масла от разрушения пото­
ком газа при переходе его через арматуру, диа­
фрагмы, колена. Вводить эту пленку из трубы в ловуш­
ку следует плавно, применяя расширяющийся конус или
отогнутый вниз желоб 16 (рис. 4-15,г). Во многих слу­
чаях сепарирующее действие длинных участков гори­
зонтальных труб бывает выше, чем специальных сепара­
торов, использующих инерционные эффекты или центро­
бежные силы. В наклонных газопроводах с восходящим
движением газа стекающая пленка масла будет разру­
шаться и повторно вовлекаться в поток. В этом случае
можно отводить масло по желобу 17, защищенному
сверху перфорированной перегородкой 18 (рис. 4-15,<3).
Капли диаметром менее 10 мкм не могут удаляться из
потока газа простым гравитационным осаждением. Для
их улавливания применяют тонковолокнистые фильтры,
ткань «Белтинг» (ГОСТ 332-41), стекловолокно, филь­
тровальное сукно (ГОСТ 6986-54) [Л. 63]. По мере про­
питки такого фильтра маслом сопротивление его воз­
растает. Стабилизация режима наступает после 4—5 ч.
Важно обеспечить большую площадь фильтрации для
указанных маслоуловителей, применяемых обычно для
утилизации дорогостоящих синтетических огнестойких
масел.
Отсепарированное масло отводится из ловушек, бач­
ков, циклонов в главный масляный бак, где и переме-.
шивается с основным потоком. Между тем это масло
насыщено летучими продуктами кислого характера,
содержит воду, грязь. Целесообразно подвергнуть пред­
варительной очистке это сравнительно небольшое коли­
чество масла еще до смешения его с основным потоком
в баке. На рис. 4-15,а показана схема подключения
дренажей загрязненного масла к промежуточному от­
стойнику 10 с пакетом наклонных перегородок. Расчет­
ное время пребывания масла в таком отстойнике может
быть выбрано в десятки раз больше, чем в главном
баке. Нижнюю часть отстойника 10 можно подсоеди­
нить к центрифуге 11, пресс-фильтру или адсорберу.
Такой способ избирательной очистки и регенерации
наиболее загрязненных и окисленных масел позволит
продлить срок службы всего масла, залитого в систему.
196
Масло при движении по сливным трубопроводам
эжектирует большие объемы воздуха, который затем
нагнетается в масляный бак. Создание гидравлических
затворов (рис. 4-15,6) и других аналогичных преград
на пути сливающегося масла в значительной мере
уменьшает эжекцию воздуха, нагнетание его в бак и
последующий выброс через дефлекторы в машинный
зал. Такие схемы проверены в эксплуатационных усло­
виях на турбинах большой мощности и дали положи­
тельный результат {Л. 63, 87].
4-7. ПРИМЕНЕНИЕ ПРИСАДОК
Турбинные масла нуждаются в улучшении антиокислительных, антчржавейных, деэмульгирующих и антипенных свойств (§ 3-1). Для
этой цели вводят различные химические соединения — присадки.
Они известны более 100 лет назад, но только за последние 15—
2 0 лет стали широко применяться в условиях эксплуатации масля­
ных систем стационарных паровых турбин [Л. 43, 44, 124, 157].
Любая высококачественная присадка может быть эффективной
в том случае, если базовое масло хорошо очищено, имеет оптималь­
ный углеводородный состав и, таким образом, достаточно подготов­
лено к введению присадок. Испытания показали, что присадки, при­
годные для масел из малосернистого сырья, могут оказаться мало­
эффективными для масел из сернистого сырья и наоборот. Присад­
ки, улучшающие стабильность моторных масел, оказываются непри­
годными для улучшения аналогичных свойств энергетических масел.
Вот почему приходится подбирать присадки конкретно для каждой
группы масел с учетом особенностей производства их и применения.
Присадки должны хорошо растворяться в масле и плохо —
в воде, обладать низкой летучестью, быть химически устойчивыми
и к другим компонентам масла, не быть агрессивными к конструк­
ционным материалам маслосистемы, положительно действовать без
ухудшения других свойств масла, быть стабильными при длитель­
ном хранении. К сожалению, не всегда эти требования выполняют­
ся [Л. 8 , 43].
Присадки являются наиболее дорогостоящими компонентами
масла. Поэтому введение их должно быть всегда экономически
обосновано. Не следует, однако, забывать и об оптимальном содер­
жании присадок в масле. Избыток, так ж е как и недостаток, приса­
док может привести к нежелательным последствиям. Например, при
недостаточной концентрации ионола происходит просжислительное
действие его (Л. 85], при очень малых концентрациях силиконов
(антипенных присадок) наблюдается интенсивное вспенивание мас­
ла (Л. 42].
Наиболее существенной является группа присадок, воздействую­
щих на антиокислительную способность масла.
Эффективной антиокислительной присадкой к бакинским и дру­
гим малосернистым маслам является антраниловая кислота [Л. 49],
представляющая в обычном виде порошок светло-серого (иногда
желтоватого) цвета, частично растворимый в воде; в масле раство­
ряется в количестве до 2% при температуре '125—4 3 0 °С и сильном
1 97
перемешивании. Вводится в концентрации 0,025%, обеспечивает
удлинение срока службы масла в 2—4 раза. Перед вводом присадки
производится тщательная очистка масла путем включения адсорбе­
ра, заполненного свежим адсорбентом. После введения присадки
адсорбер отключается во избежание извлечения антраниловой кис­
лоты из масла. Присадка вымывается 'водой, поэтому введение ее
в систему, подвергающуюся систематическому обводнению, не допу­
скается.
Для сернистых турбинных масел наиболее эффективной антиокислительной присадкой является ионол, известный также под на­
званием ДБПК, янол, топанол, керобит [Л. 44, $5, 157]. Отечествен­
ной промышленностью выпускается ионол марки БК-69 (ГОСТ
10894-64). Он легко растворяется в масле в значительных концен­
трациях, практически нерастворим в воде и щелочных растворах, не
извлекается адсорбентами и металлическим натрием. Поэтому при
эксплуатации масло с ионолом может промываться конденсатом,
периодически обрабатываться щелочными растворами. И лишь при
сернокислотной очистке масла происходит удаление ионола. Глав­
ное преимущество ионола — способность почти полностью предотвра­
щать образование осадков, особенно в первоначальный период окис­
ления масла. Образующиеся продукты окисления легко растворяются
в масле. Недостаток ионола — необходимость добавления его в боль­
ших количествах (от 0,2 до 3%). Кроме того, ионол, обладая незна­
чительной полярностью (подобно ароматическим углеводородам),
способен повышать гигроскопичность масла.
Как и большинство присадок, ионол эффективно действует на
достаточно хорошо очищенные масла, содержащие небольшое коли­
чество ароматических и смолистых соединений. Попытки улучшить
свойства сернистых масел неглубокой фенольной очистки путем вве­
дения ионола не увенчались успехом. В то же время сернистое мас­
ло глубоко очищенное (содержание серы снижено до 0,4—0,6%)
оказалось восприимчивым к ионолу. Испытания показали [Л. 85], что
масло после израсходования ионола окисляется быстрее, чем масло,
не содержащее этой присадки. Поэтому ее следует систематически
дополнять.
Для устранения отрицательного влияния растворенной в масле
меди вводят пассивирующие присадки. В отечественной практике'
применяются присадки
ОРГРЭС-7, ОРГРЭС-35, ОРГРЭС-37,
ОРГРЭС-57, обладающие и пассивирующими, и антиокислительными свойств-ами, а поэтому являющиеся более эффективными, чем
просто антиокислительные присадки, и, кроме того, обладающие
универсальным действием (для малосернистых и сернистых масел).
Наиболее доступной является присадка ОРГРЭС-7, вводимая в мас­
ло в концентрации 0,02 —0,04%. Она достаточно хорошо растворяется
в масле, не вымывается водой, не возгоняется. Для достижения
наибольшего эффекта эта присадка применяется совместно с ионо­
лом (Л. 43].
Для предотвращения ржавления черных металлов применяют
антиржавейные присадки {Л. 8 , 157]. Обычно это полярные соеди­
нения, действие которых основано на обволакивании поверхностей
черных металлов защитными водоотталкивающими пленками. В по­
следнее время в качестве антиржавейных присадок стали применять
присадку под названием В -15/41 (изготавливается промышленностью
по ТУ 6-14-510-70). При вводе этой присадки кислотное число масла
возрастает примерно на 0,04 мг КОН, так как кислотное число са­
198
мой присадки достигает 140— 165 мг КОН. Поэтому ее вводят
в минимально необходимой концентрации (0 ,0 1 —0 ,0 2 %), причем
в масло, уже содержащее антиокислительные присадки. Наряду
с высокой эффективностью как ингибитора ржавления присадка
В -15/41 ухудшает деэмульгирующие свойства масел. Добавка 0,02%
присадки к маслу марки ТСп-22 увеличила время деэмульсации с 2
до 7— 10 мин. Поэтому ее следует применять совместно с деэмульга­
торами.
В отечественной практике наиболее хорошие результаты были
получены от применения деэмульгирующих присадок, синтезирован­
ных во ВНИИ НП и известных под названием дипроксаминов
'[Л. 157]. Чаще всего применяется дипроксамин-157 (ДГЩ-157), обес­
печивающий длительный эффект деэмульсации. ДПК-157, имея ярко
выраженные гидрофильные свойства, адсорбируясь на поверхности
раздела ’фаз, снижает поверхностное натяжение на границе «мас­
ло — вода» и тем самым способствует слиянию мельчайших капелек
воды в крупные, быстро осаждающиеся на дно бака. Введение при­
садки ДПК-157 приводит к снижению поверхностной прочности
воздушных пузырьков, дроблению их и как следствие к снижению
деаэрируемости масла '[Л. 70, 87, 121]. Поэтому ее применяют при
наличии в масляном баке устройств, интенсифицирующих выделение
воздуха (§ 4-3).
Для снижения пенообразования масла предложено огромное ко­
личество присадок. По характеру своего действия (снижать гетеро­
генность раствора веществ, стабилизирующих пленку пузырька, —
см. § 3-3) антипенные присадки не должны образовывать с маслом
истинных растворов. Поскольку растворимость присадки ограничена,
наличие ее в рецептуре масла еще не означает, что присадка содер­
жится на самом деле: она может выпасть на дно резервуара, осесть
на стенках, удалиться из бака при его дренировании. Чтобы избе­
жать выпадения присадки, ее вводят незадолго до непосредственно­
го использования масла. Очень важна тщательная гомогенизация
смеси масла с присадкой. По данным (Л. 73], силиконовую антипенную присадку необходимо диспергировать до размера 10 мкм, что
возможно при использовании высокооборотных коллоидных мешалок
(частота вращения 4 800 мин-1 ). Известен и другой способ получе­
ния высокодиспергированпой смеси масла с присадкой: силиконовую
жидкость предварительно растворяют в бензоле (толуоле или кси­
лоле), а затем полученный раствор диспергируют в масле. Промежу­
точный растворитель (бензол и др.) удаляют вакуумированием
[Л. 164].
В отечественной практике в качестве антипенных присадок реко- ■
мендовалось кремнийорганическое соединение под названием иолиметалсилоксана марки ПМС-200А (МРТУ 6-02-260-63). Обычно со­
держание ПМС-200А в масле невелико и составляет 0,002%, хотя
в отдельных случаях может достигать и 0,01%. Эффективность этой
присадки увеличивается, если ее предварительно подвергнуть воздей­
ствию ионизирующего облучения (Л. 73]. ОРГРЭС показал [Л. 43],
что присадка ПМС-200А повышает стабильность турбинного масла,
изготовленного из сернистого сырья, и улучшает смазывающие свой­
ства. Вместе с этим присадка обладает нежелательным свойством
понижать поверхностную прочность воздушных пузырьков, интенсив­
но дробить их и замедлять последующее выделение из слоя масла
в баке. Из-за ухудшения деаэрируемости масла присадка ПМС-200А
не получила широкого применения [Л. 121].
199
В настоящее время выпускается турбинное масло марки Ткп-22
с улучшенными эксплуатационными свойствами по ТУ 38-1-01-100-71
взамен масел Т-22п и ТСп-22, выпускавшихся по МРТУ 12-Н-18-63,
и частично взамен турбинного масла марки 22 (ГОСТ 32-53). Масло
марки Ткп-22 содержит повышенное количество ионола (не менее
0,5%), антиржавейную присадку В-15/41 0,02%, деэмульгирующую
присадку дипроксамин Д-157 (не менее 0,02%). Комплекс введенных
присадок часто называют «композицией» присадок. Масло с компо­
зицией присадок прошло длительные и широкие испытания на тур­
бинах мощностью от 25 до 300 МВт. Установлено, что с примене­
нием композиции присадок и улучшением конструкции масляного
бака, интенсифицирующего выделение посторонних примесей, д о­
стигнуто резкое улучшение работы масляных систем паротурбинных
установок. За счет удлинения срока службы масла отпала необхо­
димость смены его и очистки системы при ремонтах, устранено
ржавление элементов масляных коммуникаций, уменьшились потери
масла. С применением пассивирующей присадки ОРГРЭС-7, вклю­
чаемой иногда в композицию присадок, также достигнуты положи­
тельные результаты.
4-8. ОЧИСТКА МАСЛА И СИСТЕМЫ СМАЗКИ ОТ ЗАГРЯЗНЕНИЙ
Для продления срока службы масла и одновременного
улучшения условий работы смазываемых узлов турбины
применяется непрерывная (иногда периодическая) ча­
стично-поточная очистка масла от примесей в центро­
бежных сепараторах, пресс-фильтрах, ватных фильтрах,
адсорберах, молекулярных ситах и других устройствах
для восстановления первоначальных свойств масла.
В некоторых зарубежных системах смазки мощных па­
ровых турбин непрерывно очищается и регенерируется
до 10—20% от общего объема масла, залитого в систе­
му {Л. 168, 169].
Для ускорения отделения воды, шлама, смолистых
и асфальтообразных веществ, песка, металлических
частиц и других примесей применяют центробежную се­
парацию масла [Л. 12, 44, 145]. Турбинное масло, загряз­
ненное шламом и незначительным количеством влаги
(0,1—0,3%), очищают способом кларификации (освет­
ление без непрерывного отвода примеси), а при силь­
ном увлажнении— способом пурификации (осветление
при непрерывном отводе примесей). Скорость отделения
воды и других примесей увеличивается с понижением
вязкости масла, поэтому его перед вводом в центрифугу
нагревают до 60—65 °С. Более высокие температуры не­
желательны из-за ускорения окислительных процессов
и повышения растворимости воды и воздуха. Примене­
ние вакуумных сепараторов может значительно предо­
200
хранить масло от окисления, растворения воды и воз­
духа. Полнота отделения примесей от масла зависит от
времени пребывания масла в зоне действия центробеж­
ных сил и от производительности центрифуги. Чем дли­
тельнее идет центрифугирование и чем ниже произво­
дительность аппарата, тем чище масло.
Эффективность сепаратора зависит от содержания
воды в масле. Чтобы извлечь из масла следы воды, нуж­
на многократная сепарация. Нередко для обезвожива­
ния масла включают последовательно две центрифуги,
первая из которых собрана для работы по способу пурификации, вторая — по способу кларификации.
В схему центрифугирования масла включают прессфильтр для тонкой очистки масла [Л. 44, 145]. Обычно
на паровой турбине устанавливается маслоочиститель­
ная машина типа ПСМ1-3000, выпускаемая Полтавским
турбомеханическим заводом. В этой машине загрязнен­
ное масло вначале нагревается, подвергается центри­
фугированию и вакуумной обработке1 и, наконец, про­
качивается через пресс-фильтр. Чистота масла зависит
от материала перегородок пресс-фильтра, который дол­
жен хорошо задерживать примеси, создавать небольшое
гидравлическое сопротивление, быть устойчивым к ме­
ханическим, химическим и термическим воздействиям
потока масла. Для зарядки пресс-фильтра применяется
технический картон (ГОСТ 6722-65), фильтровальная
бумага типа ФОБ (ГОСТ 7247-54), АФБ-1 (ТУ 374-59),
а также любые непроклеенные сорта бумаги (афишная,
ротаторная, оберточная и др.). Подкладкой под филь­
тровальную бумагу обычно служат бязь, миткаль, диаго­
наль, белтинг. Бумага и картон жадно поглощают влагу,
размокают, теряют структуру, прорываются, поэтому
через пресс-фильтр необходимо пропускать предвари­
тельно обезвоженное масло.
Для удаления водорастворимых низкомолекулярных
кислот и солей органических кислот, растворимых в во­
де, применяют промывку масла конденсатом. Этим ме­
тодом пользуются для восстановления не очень окислен­
ных масел. Для отделения воды и растворенных в ней
кислых продуктов и мыл применяют центрифугу, собран­
ную на пурификацию. Иногда включают в работу после1 При вакуумировании масла происходит интенсивное его обез­
воживание, эквивалентное четырехразовому центрифугированию.
201
дбвательно две центрифуги, вторая из них может быть
собрана на кларификацию. Температура подводимого
к центрифуге конденсата составляет примерно 60 °С.
При низкой температуре затрудняется отделение воды,
при более высокой — начинается растворение шлама.
Не рекомендуется промывать конденсатом масло,
содержащее неизрасходованные водорастворимые при­
садки [Л. 49, 168].
Для непрерывной регенерации масла на работающей
турбине применяют адсорберы — металлические сосуды,
заполненные гранулированным крупнопористым адсор­
бентом: силикагелем марки КСК. (ГОСТ 3956-54), окисью
алюминия и реже отбеливающими глинами. Силикагель
лучше поглощает асфальтосмолистые вещества и не­
сколько хуже органические кислоты. Для поглощения и
нейтрализации органических кислот, особенно низко­
молекулярных, применяют активную окись алюминия.
Известно много природных адсорбентов: отбеливающие
глины, опоки, бокситы. Наиболее распространенная на
практике зикеевская опока по снижению кислотности
масла не уступает силикагелю, а по устранению кислой
реакции водной вытяжки почти равноценна ему. Отбе­
ливающие глины применяются в основном для глубокой
регенерации масла, слитого из системы смазки турбины
и обработанного серной кислотой. Реже они использу­
ются для непрерывной регенерации масла на работаю­
щей турбине.
Наилучшие результаты достигаются при подключе­
нии адсорбера к системе со свежим маслом или маслом,
находящимся в начальной стадии старения. Если масло
содержит много шлама и воды, то для сохранения
свойств адсорбента на длительное время необходимо это
масло подвергнуть центрифугированию и очистке на
пресс-фильтре.
Искусственные адсорбенты дороги, и применение их
экономически целесообразно при многократном исполь­
зовании. Восстановление отработанного гранулирован­
ного адсорбента производится продувкой воздухом
в специальных аппаратах.
При сильном загрязнении масла шламом применяют
непрерывно действующие ватные фильтры [Л. 27]. Для
них используют имеющиеся на станции адсорберы, ко­
торые в верхней части вместо силикагеля заполняются
ватой. При загрузке ваты важно проконтролировать
202
распределение ее слоев по всему сечению адсорбера.
Для предупреждения попадания волокон ваты в масля­
ную систему турбины поверх слоя ваты кладется подуш­
ка, сделанная из бязи или марли.
В последнее время проявляется большой интерес
к вопросам глубокой осушки и тонкой очистки масел
с помощью новых избирательных адсорбентов — моле­
кулярных сил (цеолитов) |[Л. 44, 145]. Цеолиты широко
используются для сушки трансформаторных масел; на
некоторых станциях их применяют для обезвоживания
и турбинного масла.
На практике обычно рекомендуют применять синте­
зированный цеолит марки NaA. Перед применением
цеолита его прокаливают при 350—400 °С в течение
4—5 ч, а затем заливают сухим (вакуумированным)
маслом. Собственно сушка масла протекает в адсорбе­
рах, загруженных активированным цеолитом. Опти­
мальный режим сушки масла достигается при 16—20 °С.
Отработанный цеолит подвергается регенерации мето­
дом обжига горячим воздухом (400—450 °С) в тех же
адсорберах, в которых производилась сушка масла.
При капитальных ремонтах паровых турбин прихо­
дится очищать масляную систему от шлама и ржавчины
[Л. 44, 48, 173]. Наиболее прогрессивным является спо­
соб промывки всей системы без разборки ее на состав­
ные элементы. Моющие растворы выбираются с учетом
следующих обстоятельств: раствор должен разрушить
ржавчину и отмыть шлам от стенок трубопроводов, очи­
щенные поверхности не должны катализировать процесс
окисления масла, растворы не должны оказывать кор­
розионного воздействия на металлы масляной системы.
Лабораторными опытами установлено, что с усилением
основных свойств реагентов моющая способность раство­
ров улучшается, но при этом возрастает каталитическое
влияние очищенного металла на окисление масла. По­
этому растворы едкого натра и каустика для промывки
систем не должны применяться. Тринатрийфосфат воз­
действует агрессивно на олово, оловянистые припои,
баббит и несколько слабее на латунь. Раствор его,
оставшийся в системе, вызывает эмульгирование масла,
коррозию черных металлов, окисление масла. Хлорпроизводные растворители (например, дихлорэтан) хорошо
очищают систему от шлама, однако не затрагивают
минеральной части осадка; кроме того, они оказывают
203
вредное для здоровья наркотическое воздействие; остат­
ки этих растворителей в присутствии воды вызывают
быстрое старение масла и коррозию черных металлов.
Бензин и лигроин обладают хорошими моющими свой­
ствами, но они летучи и легко воспламеняются. Иногда
применяют керосин для очистки небольших масляных
систем, промывки деталей, сетчатых фильтров; керосин
плохо растворяет слежавшийся плотный шлам. Само
нефтяное масло, нагретое до 50—7 0 °С, является ценным
материалом для промывки масляных систем и в ряде
случаев широко применяется (после промывки это мас­
ло обязательно сливается). Некоторые зарубежные фир­
мы поставляют для очистки нефтяное масло со спе­
циальными присадками, действующее как хорошее рас­
творяющее и моющее средство [Л. 168, 173].
Директивными материалами Минэнерго СССР ;(Л. 110]
применение дихлорэтана, керосинового контакта, керо­
сина и каустика для промывки масляных систем запре­
щено. В отечественной практике наиболее распространен
фосфатно-нитритный способ очистки масляных систем
при капитальных ремонтах паровых турбин. После
слива масла систему предварительно очищают от шла­
ма и остатков масла сначала водой, затем 1%-ным рас­
твором тринатрийфосфата. Затем производят промывку
4—5%-ным раствором тринатрийфосфата. Циркуляцию
раствора необходимо осуществлять, минуя картеры под­
шипников. Промывку можно проводить отдельными
участками. Раствор тринатрийфосфата нагревают до
85—9 5 °С. Промывку 1%-ным раствором производят
4—8 ч, 4%-ным 12—30 ч в зависимости от степени
загрязнения системы. Скорость циркуляции раствора
должна быть максимально возможной (производитель­
ность насоса 150—300 м3/ч).
После полного слива раствора тринатрийфосфата
производят промывку в течение 5—8 ч холодным 0,1—
0,5%-ным раствором нитрита натрия до полного удале­
ния тринатрийфосфата. Пассивирующий раствор нитри­
та натрия не оказывает отрицательного влияния на
эксплуатационные свойства масел. Окончательная про­
мывка системы производится маслом, прокачиваемым
через сепаратор.
Отдельные элементы разобранной масляной системы
(маслопроводы, бак, охладители, фильтры, арматура)
во время ремонта турбины могут промываться конденса­
204
том, продуваться паром, кипятиться в фосфатном рас­
творе, протираться салфетками или чистыми тряпками
с подрубленными концами, подвергаться пескоструйной
и дробеструйной очистке. Как показал опыт, при нетща­
тельном выполнении пескоструйной очистки частицы
песка внедряются в стенки маслопроводов, а затем
вымываются маслом и попадают в систему.
Отмытые поверхности необходимо пассивировать
тонким слоем масла во избежание повторной коррозии.
Концы очищенных и промытых маслопроводов до их
сборки закрываются деревянными пробками, обернуты­
ми чистыми тряпками. Прокачку масла после чистки
системы следует производить при отглушенных элемен­
тах гидроавтоматики [Л. 110].
Трудоемкость работ по очистке масляных систем
уменьшается при использовании полимерных материа­
лов для изготовления элементов масляных коммуника­
ций.
В настоящее время полимерные материалы при­
меняются для прокладок во фланцевых соединениях,
уплотнительных колец в маслоохладителях, сальниковой
набивки штоков задвижек, маслоотбойных уплотнений
картеров подшипников. В УралВТИ проведена работа
по изысканию полимерных материалов для изготовле­
ния пакетов наклонных перегородок, устанавливаемых
в масляных баках ]Л. 71]. Наиболее оптимальная кон­
струкция масляного бака с перегородками из однослой­
ного стеклопластика на основе поливинилового спирта
была проверена в лабораторных и эксплуатационных
условиях и дала положительный результат.
При работе с турбинным маслом необходимо соблю­
дать меры техники безопасности и противопожарной
техники. Нефтяные масла относятся к химически вред­
ным веществам, так как они содержат токсичные про­
дукты, хотя и в относительно небольшом количестве.
При продолжительном контакте с маслом без необхо­
димой профилактики происходит обезжиривание кожи,
закупоривание каналов в кожных покровах, образова­
ние фолликулитов и масляных угрей, ороговение кожи
на плечах и предплечьях, раздражение дыхательных
путей, липоидная пневмония (профессиональная бо­
лезнь). В редких случаях возникают экзема и злокаче­
ственная опухоль. Очень болезненны повреждения кож­
ных покровов маслом, попавшим под кожу под большим
205
давлением; при попадании инфекции в подкожной тка­
ни образуются нарывы, отеки, участки омертвления.
Все помещения необходимо тщательно вентилировать,
не допуская содержания масляных паров в рабочей
зоне более 0,3 мг/л. Высокие концентрации паров масла
вызывают общее отравление организма. При работе
с маслом следует строго соблюдать правила личной
гигиены: обтирать загрязненные руки ветошью, мыть
их теплой водой с мылом, защищать мазью, резиновыми
или «биологическими» перчатками — пастой 1, наносимой
на руки и образующей тонкую эластичную непроницае­
мую для масла пленку. При очистке масляного бака
следует применять шланговые противогазы и должны
работать не менее 2—3 человек одновременно.
1 Состав пасты: казеин (300 г), аммиак 25%-ный (10 г), глице­
рин (300 г), спирт этиловый (850 г), вода (750 г). Паста легко смы­
вается водой [Л. 77].
ПРИЛОЖЕНИЕ
1
БЕЗРАЗМЕРНЫЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ ОПОРНЫХ ПОДШИПНИКОВ
СКОЛЬЖЕНИЯ
l/Dsm 1
//0 = 0 ,5
X
X
X
0,6
0,8
0,6
0,9
0,8
0,9
а) Подшипник с цилиндрической расточкой вкладыш ей;\
угол о х ва т а шейки вала 120°
2,77
2,31
1,85
6,78
4,97
3,57
3,53
3,08
2,60
5,20
4,06
3,17
6,38
4,58
3,44
0,132
0,147
0,164
0,240
0,246
0,259
0,248
0,262
0,280
0,232
0,253
88,5
58,3
43,3
14,00
11,80
9,49
36,7
26,3
18,8
76,4
47,7
31,0
0,02
0,05
0,10
1,84
1,70
1,51
5,03
4,20
3,41
9.90
6.91
4,95
Ф0
0,02
0,05
0,10
3,74
3,25
2,74
5,47
4,22
3,28
6,55
4,64
3,55
0,02
0,05
0,10
0,139
0,146
0,157
0,138
0,150
0,165
0,02
0,05
0,10
15,1
12,8
10,4
41,1
29,7
21,3
Фр
"
0,835
0,761
0,671
Фн
5>7
'
0,278
б ) Подшипник с цилиндрической раст очкой вклады ш ей;
угол ох ва т а шейки вала 180°
Фн 0 , 0 2
Фс
Фт
2,3
2,09
1,82
5.73
4.74
3,79
10,6
7,25
5,4
0,91
0,82
0,70
2.9
2,4
1.9
7.01
0,05
0,10
0,02
0,05
0,10
4,86
4,16
3,47
6,49
5,02
3,93
7,31
4,0
2,72
4,56
3,91
3,26
6,04
4,71
3,69
7,08
5,16
3,91
0,02
0,05
0,10
0,29
0,31
0,32
0,32
0,33
0,36
0,31
0,34
0,36
0,42
0,43
0,44
0,47
0,49
0,51
0,47
0,49
0,52
0,02
0,05
0,10
18,4
15,0
11,8
43,8
31,1
22,1
87,3
51,8
34,9
17,2
14,0
11, 1
39,8
28,1
19,8
77,8
48,3
31,3
5.1
3,64
П р и м е ч а н и я : 1. Коэффициенты Фн, Фс, Фт подсчитаны по вязкости
масла jai на входе в подшипник.
2. Безразмерный коэффициент х, характеризующий крутизну кривой зави­
симости вязкости масла от температуры, равен:
_ _ H-iMМИч/Ит)
ср(323—Г,)ф* ’
где Hi, Т, 1 — вязкость Па ■с, и температура, К, масла перед подшипников;
— вя зкость ма с л а при 323 К (50 °С), Па - с ; и — у г л о в а я с корость вр аще ния
шипа,
1/с;
ср — пр о и з в е д е н и е Уде льной
т е плое мкост и
на
плот ност ь
м асла,
Дж • м3/( кг • К ) ; "Ф— от носительный з а з о р (см. § 1-2).
3. Для подшипников с овальной и трехклиновой расточками вкладышей
значения Фн, Фс, Фр приведены в [Л. 128].
207
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Ос н о в н ы е х а р а к т е р и с т и к и о т е ч е с т в е н н ы х
СИНТЕТИЧЕСКИХ ОГНЕСТОЙКИХ ТУРБИННЫХ МАСЕЛ
Сырьем для производства огнестойких турбинных масел, разра­
ботанных ВТИ, служат хлорокись фосфора, получаемая в качестве
полупродукта на химзаводе, и узкая ксиленольная фракция, полу­
чаемая из каменноугольной смолы. При реакции между хлорокисью
фосфора и ксиленольной фракцией образуется сырой продукт, под­
вергающийся затем разгонке при пониженном давлении. Фракция,
имеющая температуру выкипания 240—260 °С при давлении 600 Па
(5 мм рт. ст.), представляет нейтральный ксиленоловый эфир фос­
форной кислоты — триксиленилфосфат. После отмывки, отстаивания
и сушки этого продукта получается огнестойкое турбинное масло.
В настоящее время применяются два образца огнестойких масел:
иьВиоль-3 и ОМТИ. Иввиоль-3 несколько токсично, ОМТИ практиче­
ски нетоксично. По физико-химическим ж е свойства они почти не
отличаются друг от друга. Ниже приводятся основные характеристи­
ки свежих огнестойких турбинных масел.
Показатель
Иввиоль-3
ОМТИ
Плотность при 20 °С, кг/м 3 ......................................
Вязкость кинематическая, сст:
при 50 °С ...............................................................
при 9 8 ,9 ° С ...........................................................
Кислотное число (в мг) КОН на 1 г масла . . . .
Стабильность по ГОСТ 981-55:
осадок, % ...............................................................
кислотное число (в мг) КОН на 1 г масла
Температура вспышки в открытом тигле, °С . . .
Температура самовоспламенения на воздуха, °С
Температура застывания, ° С ......................................
Поверхностное натяжение на границе с воздухом,
Н/м:
при 20 ° С ................................................................
при 50 ° С ...............................................................
при 70 °С ...............................................................
Критическая температура, характеризующая тер­
мическую стойкость смазочной пленки при трении стальных поверхностей, ° С .........................
1 145
1 192
2 2 ,4
5 ,0
22,3
5 ,2
0 ,0 2
0 ,0 2
0 ,0
0 ,0
0,054
244
730
— 15
0 ,0 5
240
720
— 17
400
386
370
416
394
378
200
230
ПРИЛОЖ ЕНИЕ 3
АССОРТИМЕНТ ТУРБИННЫХ МАСЕЛ МАРКИ 22
ДЛЯ СТАЦИОНАРНЫХ ТУРБИН
208
Название масла
ГОСТ или ТУ
Способы получения и состав
Турбинное 22
(турбинное Л)
ГОСТ 32-53
Дистиллятное, кислотно-зе­
мельной очистки, из безпарафинистых малосернис­
тых нефтей
П р о д о л ж ен и е П ралож . 3
гост или ту
Название масла
Способы получения и состав
Турбинное Т-22п МРТУ 12 Н 18-69 Дистиллятное,
селективной
(турбинное Л с
очистки, Ферганского заво­
присадкой)
да, с присадкой ионола
0 , 2%
Турбинное ТСп-22
(турбинное Л с
присадкой из сер­
нистых нефтей)
МРТУ 12 Н
Дистиллятное, селективной и
земельной очистки, из па­
рафинистых, сернистых неф­
тей, содержит присадку
ионола 0,2%
Турбинное
МРТУ 12 Н 128-64 Дистиллятное, гидроочищен­
ТСп-22Г
ное, из парафинистых сер­
нистых нефтей, с присад­
кой ионола 0,2%
Турбинное Ткп-22
ТУ 38-1-01-100-71 Дистиллятное, из малосер­
(турбинное с ком­
нистых нефтей селектив­
позицией приса­
ной очистки, с присадками
ионола (0,5—1,0о/о), инги­
док)
битора ржавления В-15/41
(0,02% ),
деэмульгатора
дипроксамин-157 (0,02% ).
По специальным заказам
может содержать антипенную присадку ПМС-200А
(0,003—0,005%)
Дистиллятное, селективной
ТУ 38-1-8-66
Турбинное ТСкп-22
очистки, из сернистых неф­
тей, с композицией приса­
док
ПРИЛОЖЕНИЕ
4
ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ТУРБИННОГО МАСЛА МАРКИ 22
Плот­
ность р,
кг/м3
5
10
15
20
25
30
35
40
905,0
901,8
14-501
895,3
891,8
888,4
885,4
882,4
Удельная теп­
лоемкость ct
кДж/(кг-К)
Темпера­
тура» °С
Коэффициенты
теплопро­ кинема­
водности тической
вязкости
• 10е,
Вт/(м*К) vм9/с
динамичес­ темпера­ Критерий
кой вяз­ туропро­ Прандтля
Рг
кости
водности
а -10*.
jx*10®,
ма/ч
Па»с
1,796
1,814
1,832
1,850
1,870
1,890
1,905
1,923
0,130
0,130
0,129
0,129
0,129
0,128
0,128
0,128
179 330
132 000
85 840
66 700
47 480
39 630
31 780
300
210
135
96
70
53,8
45
36
2,89
2,86
2,83
2,80
2,78
2,76
2,73
2,71
3 800
2 600
1 840
1 250
940
695
550
432
209
П родолж еШ е прилож . 4
Темпера­
тура, °С
Плот­
ность р,
кг/м3
Удельная теп­
лоемкость с,
кДж/(кг-К)
Коэфф ициенты
теплопро­ кинема­ динамичес­ темпера­ Критерий
вяз­ туропро­ Праидтля
водности тической кой
кости
Рг
вязкости
водности
X,
р,.10в,
а -10*.
м-10*,
Вт/(м*К)
Па*с
м3/с
ма/ч
45
50
55
60
65
70
75
80
90
100
150
878,8
875,4
872,2
869,4
866,1
862,9
859,7
856,4
849,9
843,5
810,9
1,959
1,950
1,974
1,998
2,015
2,032
2,049
2,066
2,099
2,140
2,330
0,128
0,127
0,127
0,127
0,126
0,126
0,125
0,124
0,124
0,123
0,120
26 260
18 740
15 740
12 750
10 920
9 060
7910
6 770
5 140
4 002
—
26,9
21,4
17,7
14,7
12,6
10,5
9,0
7,9
6,0
4,75
2,20
2,68
2,66
2,64
2,62
2,60
2,58
2,56
2,55
2,50
2,46
2,25
343
288
234
200
175
150
133
116
91
72
35
ПРИЛОЖЕ НИЕ 5
ХАРАКТЕРИСТИКА СВЕЖИХ ТУРБИННЫХ МАСЕЛ МАРКИ И
Ткп-22
ТСп-22Г
22(Л)
Методы испытаний
1
Показатели масла
ТСп-22
Масла
Вязкость кинематичесГОСТ 33-66
кая при 50 °С, сст 20—23 2 0 -2 3 20—23 20—23
Яндекс вязкости не
Таблица значений
85
90
85
менее ....................
индекса вязкости
Кислотное число, мг
КОН на 1 г масла,
ГОСТ 5985-59
не более ................ 0,02 0,02 0,02 0,05
Стабильность против
окисления:
содержание осад­
ка, % , не боГОСТ 981-55
л е е .................... 0,10
Отсутст ВЗ/ет
кислотное число,
мг КОН на 1 г
масла, не более 0,35 0,10 0,20 0,10
Зольность, о/о, не боГОСТ 1461-59
л е е ............................ 0,005 0,005 0,005 0,005
Скорость деэмульса5
ГОСТ 1321-57,
дин, мин, не более
8
8
8
12068-66
210
П р о д ол ж е ние прилож и 5
Содержание:
водорастворимых
кислот и щело­
чей ....................
механических при­
месей ................
серы, °/о, не бо­
лее ....................
Температура, ®С:
вспышки (в от­
крытом тигле)
не ниже . . .
застывания не вы­
ше ....................
Цвет (стекло № 4,
без
разбавления),
мм, не менее . . .
Натровая проба с под­
кислением, баллы,
не более ................
Ткп-22
Методы испытании
1
ТСп-22
22(Л)
1
Показатели масла
ТСП-22Г
Масла
Отсут ствуют
ГОСТ 6307-60
Отсут ствукл
ГОСТ 6370-59
1 ,0
0,7
ГОСТ 1437-56,
8657-57
180
190
190
186
ГОСТ 4333-48
—15
— 15
—15
— 15
ГОСТ 1533-42
12
12
ГОСТ 2667-52
2
2
ГОСТ 6473-53
2
ПРИЛОЖЕНИЕ
6
НОРМЫ РАСХОДА ТУРБИННОГО МАСЛА [Л. 44]
Тип турбины
К-300-240
К-200-130
К-150-130
К - 100-90 (ВКТ)
Т-100-130
ПТ-50-130/7, Т-50-130
Р-50-130
К - 100-90
Т-25-90
ПТ-50-130/13, К-50-90
К-25-90, ПТ-25-90
Р-25-90, ПР-25-90
К-12-35, Т-12-35, ПТ-12-35 и Р-12
Р-6-90
П-4-35
К-6-35, Т-6-35, П-6-35, Р-6-35
Р -2 ,5 -3 5 , Р*4-35
14*
Емкость
масляной
системы, т
50
32
25
35
31
25
20
18
17
16—17
16
13
10
10
2
1,5
1.0
Расход масла, кг/год
на долив
ПОЛНЫ Й
34 520
17 520
15 900
11 388
12 300
8 760
10 800
5 900
10 240
5 900
8 300
4 800
7 800
5000
8 400
5 900
5 700
3 320
7 100
4 800
5 600
3 320
5 100
3 320
3 400
2 000
2 100
740
980
700
740
950
600—700 700—800
211
ПРИЛОЖЕНИЕ
7
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОВОЛОЧНЫХ СЕТОК
(ГОСТ 6613-53)
№ сетки
Размер ячейки
в свету, мкм
Диаметр прово­
локи, мкм
Коэффициент живого
сечения, %
05
045
04
0355
0315
028
025
0224
02
018
016
014
0125
0112
01
009
008
0071
0063
0056
0050
0045
0040
500
450
400
355
315
280
250
224
200
180
160
140
125
112
100
90
80
71
63
56
50
45
40
220
180
150
150
140
140
130
130
130
130
100
90
90
80
70
70
55
55
45
40
35
35
30
48,2
50,9
53,0
49,0
46,0
44,5
43,3
40,8
36,7
33,8
37,9
38,0
33,8
34,7
34,6
31,6
30,0
31,4
34,9
32,0
31,0
29,8
28,0
С писок
литературы
1. Андреев В. А. Теплообменные аппараты для вязких жидко­
стей. Л., «Энергия», 1971.
2. Андреев М. М., Берман С. С., Буглаев В. Т., Костров X. Н.
Теплообменная аппаратура энергетических установок. М., Машгиз,
1963.
3. Башта Т. М. Гидравлические приводы летательных аппаратов.
М., «Машиностроение», [1967.
4. Бергман Л. Ультразвук и его применение в науке и технике.
М., Изд-во иностр. лит., 1957.
5. Берман С. С. Теплообменные аппараты и конденсационные
устройства турбоустановок. М., Машгиз, 1959.
6. Бодашков Н. К. Эксплуатация паровых турбин. М. — Л., Госэнергоиздат, 1955.
7. Болт Р., Кэррол Д. Действие радиации на органические
материалы. М., Атомиздат, 1965.
8. Бонер Ч. Д. Редукторные и трансмиссионные масла. М.,
«Химия», 1967.
9. Брановский М. А., Лисицын И. С., Сивков А. П. Исследова­
ние и устранение вибрации турбоагрегатов. М., «Энергия», 1969.
10. Бубенцов А. М., Полуканин П. Н. Нормализация упорных
подшипников турбин и компрессоров. — «Стандартизация», 1962, № 4.
11. Булаткин В. А., Гурьев И. Я., Семкин Р. М. Масляные уплот­
нения вала генератора. М., «Энергия», 4970.
12. Бункин В. И. Эксплуатация паротурбинных установок. М.,
Госэнергоиздат, 1950.
13. Бухман Г. Д., Туева А. А. Улучшение работы маслоохлади­
телей турбин. — «Электрические станции», 1957, № 12.
14. Бухман Г. Д., Туева А. А. Влияние конструкции турбин на
продолжительность работы турбинных масел. — «Электрические стан­
ции», 1958, № ‘1.
15. Буше Н. А. Некоторые причины повреждения подшипников
коленчатого вала тяжело нагруженных дизелей. — «Вестник машино­
строения», 1959, № 7.
46.
Веллер В. Н. Автоматическое регулирование паровых турбин.
М., «Энергия», 1967.
17. Веллер В. Н., Киракосянц Г. А., Левин Д. М., Лыско В. В.
Водяная система регулирования паровых турбин. М., «Энергия», 1970.
18. Вилянская Е. Д. и др. Эксплуатационные испытания нового
нетоксичного огнестойкого турбинного масла ОМТИ. — «Теплоэнер­
гетика», 1972, № 10.
19. Виноградов Г. В. и др. Влияние окислительных процессов на
граничное трение. — В кн.: Новое о смазочных материалах. М.,
«Химия», 1967.
213
20. Волин В. Э. Исследование потерь воздуха в масловоздушных
аккумуляторах систем автоматического регулирования гидроагре­
гатов. Дис. на соиск. учен, степени канд. техн наук М., ВИГМ,
1959.
21. Вишневецкий М. Г., Зарецкий Е. И., Кузьменко С. Ф. Неко­
торые результаты исследований опорных подшипников паровых
турбин.— «Энергомашиностроение», 1969, № 5.
22. Вишневецкий М. Г., Мищенко Ю. И., Цибульник И. И. Изме­
рение температуры опорных подшипников турбин. — «Энергомашино­
строение», 1971, № 10.
23. Вишневецкий М. Г., Островский С. И. Сегментные опорные
подшипники турбин. — «Энергомашиностроение», 1972, № 2.
24. Вишневецкий М. Г., Зарецкий Е. И., Кузьменко С. Ф., Уса­
чев И. Д., Сережкина Л. П. Сегментная колодка упорного подшип­
ника скольжения. Авт. свид. № 286414. — «Бюллетень изобретений»,
1971, № 34.
25. Гавриленко Б. А., Семичастнов И. Ф. Гидродинамические
муфты и трансформаторы. М., .«Машиностроение», 1969.
26. Гаспарян А М., Заминян А. А. О механизме падения ча­
стиц в вязкой среде.— Доклады АН Армянской ССР, 1958, т. 26,
№
1.
27. Герасимов П. Н., Фридман С. М. Опыт Мосэнерго по приме­
нению ватных фильтров для фильтрации масла. Информационное
сообщение № Э-13/67. БТИ ОРГРЭС, 1967.
28. Голинкин С. Л. О надежности упорных подшипников паро­
вых турбин. — В кн.: Энергетическое машиностроение, вып. II. Изд.
Харьковского государственного университета, 1971.
29. Голубев А. И. Современные уплотнения вращающихся валов.
М., Машгиз, 1963.
30. Гришакин В. И., Дробышев А. Г. Применение полиметилсилоксановых жидкостей в качестве антивспенивающих присадок
к маслам. —• В сб.: Технология и организация производства, Киев,
№ 4 (40), 1966.
31. Дубинин И.
Т. Устранение вибрации турбины АК-ЮО
ХТГЗ. — «Энергетик», 1954, № 6.
32. Дьяконов Г. К. Вопросы теории подобия в области физико­
химических процессов. М., Изд-во АН СССР, 4956.
33. Ермолаев М. И. и др. Оценка испаряемости турбинного мас­
ла — «Труды Воронежского технологического института», вып. 19,
№ 2, 1971.
34. Жаров А. П. Обеспечение безаварийных остановок турбо­
агрегатов при неработающих насосах смазки. — В кн.: Котельные
и турбинные установки энергетических блоков. Опыт освоения. М.,
«Энергия», 1971.
35. Залесский В. Е., Шнайдерман Ю. М. Реконструкция масло­
охладителей. — «Энергетик», 1969, № 2.
36. Замошникова С. С., Попов С. Г. О движении сферических
частиц при течении Пуазейля в вертикальной трубе. — «Вестник
МГУ», сер. 1, 1969, № 1.
37. Зарецкий Е. И., Сережкина Л. П., Усачев И. Д. О конструк­
ции
колодок упорного
подшипника. — «Энергомашинострение»,
1971, № 4.
38. Зарецкий Е. И., Сережкина Л. П., Усачев И. Д. Профилиро­
вание входной кромки колодок упорного подшипника. — «Электри­
ческие станции», 1969, № 2.
214
39. Зарецкий Ё. И. Исследование упорных подшипников мощ­
ных паровых турбин. Дис. на соиск. ученой степени канд. техн.
наук. ХТГЗ, 1971.
40. Зарецкий Е. И., Сережкина Л. П., Усачев И. Д. Маслоснабжение упорного подшипника. — «Энергомашиностроение»,
1970,
№ 7.
41. Зарецкий Е. И., Сережкина Л. П., Усачев И. Д. Об аварий­
ном маслоснабжении упорного подшипника турбины. — «Энергома­
шиностроение», 1969, № 5.
42. Зуйдема Г. Г. Эксплуатационные свойства смазочных масел.
М.Д'остоптехиздат, 1957.
43. Иванов В. С., Серебрянский Ф. 3. Газомасляное хозяйство
генераторов с водородным охлаждением. М., «Энергия», 1971.
44. Иванов В. С., Фридман С. М. Справочник химика-энергетика. Изд. 2-е. Т. II. Энергетические масла и смазочные материалы.
М., «Энергия», 1972.
45. Иванов К. И., Лужецкий А. А., Александров А. Н., Сереги­
на Л. Ш. Старение и коррозионное действие турбинных масел в при­
сутствии воды. — «Теплоэнергетика», 1970, № 2.
46. Иванов К. И. и др. Итоги эксплуатационных испытаний
огнестойкого турбинного масла иввиоль-1А. — «Теплоэнергетика»,
1961, № 11.
47. Иванов К. И. и др. Опытная эксплуатация огнестойкого тур­
бинного масла в системе регулирования и смазки турбогенератора.—
«Теплоэнергетика», 1969, № 8.
48. Иванов В. С., Мирзоева Е. А. Фосфатно-нитритный способ
очистки масляных систем паровых турбин. Информационное сооб­
щение № Э -23/68. СЦНТИ ОРГРЭС, 1969.
49. Иванов К. И., Лужецкий А. А., Александров А. Н., Сереги­
на Л. Ш., Захарова В. Н. Инструкция по стабилизации бакинских
турбинных масел присадкой антраниловая кислота.
СЦНТИ
ОРГРЭС, 1970.
50. Казанский В. Н. Исследование процесса выделения воздуха
из масла в баках паровых турбин. Дис. на соиск. ученой степени
канд. техн. наук. М., МЭИ, 1964.
51. Казанский В. Н. Прибор для измерения объемной прочности
жидкости. Авт. свид. № 299779. — «Бюллетень изобретений»,
1971, № 12.
52. Казанский В. Н., Зырянов А. П. Аэрация турбинного масла
и способы ее предотвращения. — В сб.: Энергетическое машиностро­
ение (НИИИНФОРМТЯЖМАШ), № 8, 1969.
53. Казанский В. Н. Измерение концентрации и дисперсности нерастворенного воздуха в масляных баках паровых турбин. — «Изве­
стия вузов. Энергетика», 1964, № 8.
54. Казанский В. Н., Смолин Р. Н. Отборник проб аэрирован­
ного масла. — «Электрические станции», 1968, № 6.
55. Казанский В. Н., Марцинкевич В. Л. Устройство для опре­
деления размеров воздушных пузырьков в масле. — «Электрические
станции», 1969, № 1.
56. Казанский В. Н., Богодяж И. П. Исследование подшипни­
ков и основных узлов системы смазки паровых турбин на огнестой­
ком масле. — В сб.: Парогазотурбостроение (НИИИНФОРМТЯЖ­
МАШ), № 3-71-15, 1971.
57. Казанский В. Н., Богодяж И. П., Николаев Ю. П., Язы­
ков А. Е. Испытание крупногабаритных и высокооборотных под215
Шипнйков скольжения мощных паровых турбин. — В сб.: Турбо­
строение (НИИИНФОРТЯЖМАШ), № 3-70-20, 1971.
58. Казанский В. Н., Богодяж И. П., Языков А. Е., Никола­
ев Ю. П. Испытание турбинных подшипников в режиме ограничен­
ной смазки. — «Энергомашиностроение», 1971, № 11.
59. Казанский В. Н., Богодяж И. П., Языков А. Е. Результаты
стендовых испытаний турбинных подшипников на нефтяном и
огнестойком маслах. — «Теплоэнергетика», 1972, № 6 .
60. Казанский В. Н., Богодяж И. П., Смолин Р. Н., Зеле­
нин В. Н. Повышение надежности и экономичности основных узлов
системы смазки мощных паровых турбин. Тезисы доклада на Все­
союзном научно-техническом совещании на тему: «Состояние и зада­
чи научныл исследований по повышению надежности и экономич­
ности блоков сверхкритического давления». Секция III. «Турбоагре­
гаты и вспомогательное оборудование турбинных установок». М.,
НТОЭ и ЭП, 1969.
61. Казанский В. Н., Богодяж И. П. Система аварийного маслоснабжения. Авт. свид. № 301451. — «Бюллетень изобретений»,
1971, № 14.
62. Казанский В. Н. и др. О снижении потерь мощности на тре­
ние в подшипниках турбин. — В сб.: Освоение блоков мощностью
300 МВт на экибастузском угле. Челябинск. Южноуральское книж­
ное изд-во, 1972.
63. Казанский В. Н. и др Совершенствование элементов системы
смазки мощных паровых турбин (160—300 М Вт). — В кн.: Котель­
ные и турбинные установки энергетических блоков. Опыт освоения.
М., «Энергия», 1971.
64. Казанский В. Н. Повышение надежности системы регулиро­
вания газотурбинной установки. — «Газовая промышленность», 1970,
№ 5.
65. Казанский В. Н. Масляный бак для турбомашин. Авт. свид.
№ 165046. — «Бюллетень изобретений», '1964, № 17.
6 6 . Казанский В. Н. и др. Испытания масляных баков турбин
типа К-300-240. — «Электрические станции», 1968, № 11.
67. Казанский В. Н. Лоток для слива вспененного масла. Авт.
свид. № 258780. — «Бюллетень изобретений», 1971, № 33.
6 8 . Казанский В. Н. Предотвращение обводнения турбинного
масла. — В сб.: «Энергетическое машиностроение» (НИИИНФОРМТЯЖМАШ), № 3-72-8, 1972.
69. Казанский В. Н., Ружковский Г. Г. Уплотнение корпуса вен­
тилируемого подшипника паровой турбины. Авт. свид. № 194846.—
«Бюллетень изобретений», 1967, № 9.
70. Казанский В. Н. и др. Уменьшение аэрации масла.— Вкн.:
Освоение блоков мощностью 300 МВт на экибастузском угле. Челя­
бинск, Южноуральское книжное изд-во, 1972.
71. Казанский В. Н., Мурасов А. Ф., Смолин Р. Н. Применение
стеклопластиков для изготовления деаэрирующих устройств в мас­
ляных баках паровых турбин. — «Энергетическое строительство»,
1971, № 8 .
72. Камерон А/ Теория смазки в инженерном деле. М., Машгиз, 1962.
73. Кичкин Г. И., Виленкин А. В. Масла для гидромеханических
коробок передач. М., «Химия», 1969.
74. Ковалевский М. М. Качественная оценка конструкций паро­
вых турбин. М., Машгиз, 1963.
216
75. Коварский К. Е., Голинкин С. Л., Волынский М. М. Особен­
ности конструкции упорного подшипника на качающихся опорах и
опыт его применения. — «Теплоэнергетика», 1964, № 5.
76. Коварский К. Е., Голинкин С. Л., Волынский М. М. Анализ
выравнивающего устройства упорного подшипника на качающихся
опорах. — «Энергомашиностроение», 1968, № 4.
77. Кожевникова Ф. А. Испытания масел в химических лабора­
ториях. М., «Энергия», 1967.
78. Корнфельд М., Упругость и прочность жидкостей. М., Гостехиздат, 195:1.
79. Кошевник А. Ю., Кусаков 1W. М., Лубман Н. 1W. Влияние
поверхностно-активных веществ на движение газовых пузырь­
ков в углеводородных жидкостях. — ЖФХ, 1959, т. 33, вып. 1,
№ 197.
80. Кузнецов Е. Ф., Меш Р. И., Шахнович И. Е. Маслоохлади­
тели из труб с низкими спиральными ребрами. — «Энергомашино­
строение», 1965, № 11.
81. Кузнецов Е. Ф. Теплоотдача и сопротивление кожухотруб­
ных маслоохладителей. — «Энергомашиностроение», 1970, № 3. 82. Левин Б. И. Модернизация и наладка работы маслоохлади­
телей завода «Комега». — «Электрические станции», 1958, № 6 .
83. Левич В. Г. Физико-химическая гидродинамика. М., Физматгиз, 1959.
84. Легкий И. Н., Мицкевич А. И., Никитин В. А. Уплотнения
вращающихся валов с предварительно напряженными графитовыми
кольцами. — «Энергомашиностроение», 1968, № 3.
85. Липштейн Р. А., Шахнович М. И. Трансформаторное масло.
М., «Энергия», 1968.
8 6 . Лосиков Б. В. Эксплуатация турбинных масел. М., Гостоптехиздат, 1941.
87. Лужнов М. И. и др. Повышение надежности и экономично­
сти отдельных узлов вспомогательного оборудования турбоустанов­
ки К-300-240 ХТГЗ. — «Теплоэнергетика», 1970, № 10.
88. Макаров Р. В. Уплотнительные устройства. М., «Машино­
строение», 1965.
89. Мандрыкин С. А. Обслуживание генераторов с водородным
охлаждением. М., «Энергия», 1971.
90. Масло, иввиоль или вода? Письма в редакцию. — «Энерго­
машиностроение», 1969, № 12.
91. Матвеевский Р. М. Температурная стойкость граничных
смазочных слоев и твердых смазочных покрытий при трении метал­
лов и сплавов. М„ «Наука», 1971.
92. Методы оценки противозадирных и противоизносных свойств
смазочных материалов. Сб. под ред. М. М. Хрущова и Р. М. Мэтвиевского. М., «Наука», 1969.
93. Мусабаев Б. А. и др. Влияние содержания воды на вязкость
смеси смазочные масла+вода. — Доклады АН Узбекской ССР, т. 5,
1969.
94. Нефтепродукты. Методы испытаний. М., Изд-во Комитета
стандартов, мер и измерительных приборов при СМ СССР, 1967.
95. Нечипоренко В. А. Расчет высокоскоростных опор судовых
редукторов. Л., «Судостроение», 1966.
96. Олимпиев В. И. Экспериментальное исследование вибраций
роторов на подшипниках скольжения. — Труды ЦКТИ, вып. 44. Л.,
1964.
217
97. Орлов И. И., Юрченко И. С. Сравнительные эксперимен­
тальные исследования антивибрационных подшипников скольже­
ния,—Труды ЦКТИ, вып. 97. Л., 1969.
98. О схемах маслоснабжения турбин мощностью 300, 500 и
800 МВт. — «Энергетик», 1969, № 12.
99. Перевозчиков А. П., Благий В. В. Устранение течи- масла
в турбине. — «Энергетик», 1965, № 4.
ТОО. Пермяков В. А. и др. Тепловые и гидравлические испыта­
ния маслоохладителя М-240. — Труды ЦКТИ, вып. 94. Л., 1969.
101. Пермяков В. А. Тепловые и гидравлические характеристики
маслоохладителя МБ-63-90.—'«Теплоэнергетика», 1955, № 12.
102. Правила технической эксплуатации электрических станций
и сетей. Изд. 12-е, переработанное. М., «Энергия», 1969.
103. Пчелин М. М. Повышение надежности работы систем
смазки
современных
мощных турбоагрегатов. — «Электрические
станции», 4970, № 5.
104. Ревво Л. Д . Исследование устойчивости гибкого легконагруженного ротора в подшипниках скольжения. Дис. на соиск.
ученой степени канд. техн. наук. Харьков, ХПИ, 1966.
105. Розенберг Ю. А. Влияние смазочных масел на надежность
и долговечность машин. М., «Машиностроение», 1970.
106. Росинский А. 3., Шкловер Г. Г. Теплоотдача и гидравли­
ческое сопротивление в маслоохладителях КТЗ. — «Энергомашино­
строение», 1964, № 10.
107. Рунов Б. Т., Дон Э. А. Комплексные динамические иссле­
дования турбоагрегата К-300—240+ТВВ-320-2 Л М З—«Электросила».
Доклады на 3-й конференции научно-технического общества энерге­
тики и электротехнической промышленности при ВТИ. М., ОНТИ
ВТИ, 1970.
108. Рыжков В. К. и др. Отклики на статью М. М. Пчелина:
Повышение надежности работы системы смазки современных мощных
турбоагрегатов. — «Электрические станции», № 9, 4971.
109. Рысс А. Г. Снижение температуры масла последовательным
включением маслоохладителей турбины. — «Электрические станции»,
1952, № 2.
110. Сборник директивных материалов по эксплуатации энерго­
систем. Теплотехническая часть. М., «Энергия», 1971.
111. Сережкина Л. П. Некоторые результаты эксперименталь­
ного исследования подшипников Митчеля. — В кн.: Усовершенство­
вание конструкций и эксплуатации турбинных установок. М., Госэнергоиздат, 1959.
112. Сережкина Л. П. Совершенствование упорных подшипни­
ков современных паровых турбин. — «Энергомашиностроение», 1971,
№
5.
113. Сережкина Л. П. Исследование работы самовыравнивающегося упорного подшипника типа Кингсбери. — «Теплоэнергетика»,
1963, № 2.
114. Сережкина Л. П. Экспериментальное исследование работы
упорных подшипников паровых турбин. Дис. на соиск. ученой сте­
пени канд. техн. наук. М., ВТИ, 1963.
115. Сережкина Л. П., Панфилова А. И. Причины повреждения
упорного подшипника турбины АТ-25. — «Электрические станции»,
1966, № 3.
116. Скубачевский Г. С. Авиационные газотурбинные двигатели.
М., «Машиностроение», 1969.
218
117. Слонимский И. Б. Монтаж масляных систем турбоагрега­
тов. М., «Энергия», 1969.
118. Смельницкий С. Г. и др. Уменьшение аэрации турбинного
масла. — «Электрические станции», 1964, № 5.
119. Смельницкий С. Г., Казанский В. Н. Влияние организации
потоков масла в баках паровых турбин на процесс выделения воз­
духа. — «Известия вузов. Энергетика», 1964, № 12.
120. Смельницкий С. Г. Повышение надежности и качества
регулирования и маслоспабжения паровых турбин. Дис. на соиск.
ученой степени докт. техн. наук. М., МЭИ, 1972.
121. Смельницкий С. Г., Сергеев В. А. О влиянии химических
присадок па выделение воздуха из турбинных масел. — «Электриче­
ские станции», 1970, № 8 .
122. Снеговский Ф. П. Опоры скольжения тяжелых машин.— М.,
«Машиностроение», 1969.
423. Солянкин Л. Н. Экспериментальное исследование отделите­
лей воды и масла из сжатого воздуха. — «Энергомашиностроение»,
1967, № 9.
124. Справочник по применению и нормам расхода смазочных
материалов. Под ред. Е. А. Эминова. М., «Химия», 1969.
125. Сурис П. Л. Влияние холостых перетечек масла на рабо­
ту маслоохладителя. — «Энергомашинострение», 1965, № 4.
126. Сурис П. Л., Шлик Л. Р. Коэффициент теплопередачи для
маслоохладителя с поперечным обтеканием трубного пучка.— «Энер­
гомашиностроение», 1961, № 6 .
127. Сурис П. Л. О характеристике маслоохладителей стаци­
онарных турбоагрегатов. — «Энергомашиностроение», 4962, № 5.
128. Токарь И. Я. Проектирование и расчет опор трения. М.,
«Машиностроение», 1971.
129. Томков Ю. П. Система аварийного маслоснабжения под­
шипников. Авт. свид. № 230835. — «Бюллетень изобретений», 1968,
№ 18.
130. Тондл А. Динамика роторов турбогенераторов. Л., «Энер­
гия», 1971.
131. Трифонов Е. В., Ямпольский С. Л. Повышение надежности
упорных подшипников паровых турбин. — «Электрические станции»,
1960, № 9.
132. Трифонов Е. В. Неравномерность нагружения колодок
упорных подшипников со сферическими выравнивающими устройст­
вами.— Труды Калужского филиала МВТУ, № 139, вып. 3. Калуга,
«Машиностроение», 1970.
133. Трифонов Е. В. О надежности упорных подшипников паро­
вых турбин. — «Электрические станции», 1966, № 8 .
134. Трифонов Е. В. и др. О методике экспериментальных иссле­
дований упорных подшипников скольжения.— Труды Калужско­
го филиала МВТУ, № 139, вып. 3. Калуга, «Машиностроение»,
1970.
435. Трубилов М. А., Сережкина Л. П. Предупреждение аварий
упорных подшипников паровых турбин. М., БТИ ОРГРЭС, 1965.
136. Туркин А. Н., Тютин Е. В. Об эксплуатации питательных
насосов сверхвысокого давления с гидромуфтами. — «Электрические
станции», 1962, № 7.
137.
Туркин А. Н., Чегурко В. Е. Испытание питательного насо­
са с гидромуфтой фирмы Зульцер. — «Электрические станции»,
1963, № 7.
219
138. Туркин А. Н. Статические и динамические характеристики
питательного насосного агрегата типа ПЭ 430-200 с гидромуфтой
МГ 6 5 x 2 . — В сб.: Опыт освоения и исследования моноблока
200 МВт с прямоточным котлом. М., Госэнергоиздат, 1963.
139. Туркин А. Н., Ружковский Б. Г. О работе центробежного
масляного насоса при наличии воздуха в масле. — «Теплоэнергети­
ка», 1970, № 1.
440. Удовенко А. А. Типы маслосбрасывающих приспособлений
на валах. — «Вестник машиностроения», 1968, № 8 .
141. Хейфец М. С. Влияние упругости рабочей среды на работу
дифференциальных поршней систем регулирования турбин. Канд.
диссертация, МЭИ, 1967.
142. Черножуков Н. И., Крейн С. Э., Лосиков Б. В. Химия
минеральных масел. М., Гостоптехиздат, 1959.
143. Черножуков Н. И., Крейн С. Э. Окисляемость минераль­
ных масел. М., Гостоптехиздат, 1948.
144. Чернышев П. С., Хейфец М. 3., Фрагин М. С. О пожарной
безопасности паровых турбин большой мощности. — «Энергомаши­
ностроение», 1968, № 3.
445. Шашкин П. И., Брай И. В. Регенерация отработанных
нефтяных масел. М., «Химия», 1970.
146. Шварц В. А., Кобцева Е. А. Теплоотдача и гидравличе­
ское сопротивление гладкой и спирально-оребренной труб при про­
дольном обтекании их потоком масла. — «Химическое и нефтяное
машиностроение», 1971, № 8 .
147. Шварц В. А., Кобцова Е. А. О выборе конструктивных па­
раметров маслоохладителей турбоустановок и потерь давления
в них. — «Энергомашиностроение», 1970, № 11.
148. Шварц В. А., Бушлер И. Ш. Теплоотдача и гидравлические
сопротивления маслоохладителя с перегородками типа диск — коль­
цо. — «Энергомашиностроение», 1965, № 6 .
449. Шварц В. А., Бушлер И. Ш. Тепловые и гидравлические
характеристики маслоохладителя типа МО-53-4 ХТГЗ. — «Электри­
ческие станции», 1965, № 3.
150. Шварц В. А., Кобцева Е. А., Бушлер И. Ш. Теплообмен и
потери давления в теплообменниках с перегородками типа диск —
кольцо. — «Энергомашиностроение», 1968, № 4.
151. Швецов П. Д . Предупреждение аварий паровых турбин.
М., Машгиз, 1953.
152. Школьник Г. Т., Казанский В. Н., Лужнов М. И., Рущаков Ю. В. Повышение надежности работы системы маслоснабжения
блоков 300 МВт ХТГЗ. — «Электрические станции», 1968, № 7.
153. Школьник Г. Т. и др. О повышении экономичности работы
масляной системы блоков 300 МВт. — «Энергетик», 1969, № 4.
154. Шнейдер Ю. Г. Управляемые шероховатости. — «Наука и
жизнь», 1971, № 10.
155. Щегляев А. В., Смельницкий С. Г. Регулирование паровых
турбин. М., Госэнергоиздат, 1962.
156. Щетинин А. А. Устройство для очистки масла. Авт. свид.
№ 219556. — «Бюллетень изобретений», 1968, № 49.
157. Эминов Е. А., Козорезова А. А. Композиция присадок
к турбинным маслам для современных паровых турбин. — В сб.:
Присадки к маслам. М., «Химия», 1966.
158. Эпштейн Л. А. Об особенностях движения двухфазной
жидкости. — «Труды ЦАГИ», вып. 860, 1963.
220
159. Яггер Е. Т. Развитие уплотнений нагнетательного действия
общества ииженеров-механиков.
Серия Г. Проблемы трения и смазки. Русский перевод. М„ «Мир»,
1968, т. 90, № 2.
160. Ямпольский И. Д., Усанович Л. Ю. Подшипники с водяной
смазкой для паровых турбин. — В сб.: Энергетическое машиностро­
ение (НИИИНФОРМТЯЖМАШ), № 1 4 , 11968.
161. Ямпольский С. Л. Влияние конструктивных и эксплуатаци­
онных факторов на работоспособность упорных подшипников тур­
бин, методы контроля их работы и защиты от аварийных повреж­
дений. — «Энергомашиностроение», 1965, № 7.
162. Ямпольский С. Л. О расчете и снижении потерь мощности
в упорных гидродинамических подшипниках. — «Энергомашиностро­
ение», 1970, № 12.
163. Astin G. R., Kirby Н. А. Англ, патент, № 1059304. 1967.
164. Awe R. W. Silicone antifoams for lubrication oil.—«SAlE
Preprints», s. a., N774 D.
165. Backe W. Der Einflufi einiger physikolischer Eigenschaften
von Driickiibertragunsmedien of das Verhalten hydraulischer Steuerungen und Antriebe.—«Industrie Anzeiger», 1962, H. 84, №. 30, S. 51.
166. Barr D. I. H. Hydraulic consideration in model studies of
sedimentation tanks.—«Civil Engineering», 1964, №. 1.
167. Brown T. W. F., Newman A. D. High-speed Highly Loaded.
Bearings and their Development. Proceedings of the conference
on lubrication and wear. London, 1957.
168. Conkin I. R. Design Philosophy—Turbine Generator Lubrica­
ting Gil System s.—«Lubrication Engineering», 1970, v. 26, № 1.
169. Duffin S., Sanders M. Bearing and lubrication practices
currently used in British steam turbinegenerators.— «Lubrioat. Eng.»,
1970, v. 26, № 12.
170. Evans C. F., Wagner I. B., Lopes W. F. Aunitized lubrication
system for turbinegenerators using fire—resistan fluid.—«Proc. Amer.
Power Conf.», 1970, v. 32, № 0', Chicago.
171. Fears D. H. Survey of seal design.—«Engng Mater and
Design», 1965, v. 8 , № 12.
172. Hayward A. T. 1. How air bubbles affect the compressibility
of hydraulic oil.— «Hydraulic Power Transmission», 1962, v. 8 , № 90.
173. Konig H. Betrachtungen zur Dampfturbinenschmierung.—
«Energietechnik», 1967, H. 17, № 8 .
174. Lin Tonge Joe, Donnelly H. Gas bubble entrainment by
plunging laminar liquid jets.— «А. I. Ch. E. Journal», 1966, v. 12.
475. McLeod R. C. Practical turbinology. — «Engineer», 1963,
v. 216, № 5625.
176. Rothbarth H., Schulz W. Патент ГДР, № 51652, 1966.
1177. Schmidt А. Франц, патент, № 4422377, 1965.
178. Walsh В. R., Peterson G. S., Pittsburg P. A. An instrument
for indicating the amount of gas :in gas — liquid mixtures. — «Trans.
ASMiE», 1945, v. 67, № 5.
179. Winkler R., Kuplich K. Die Entrostung eines Turbinenolsystems mit Ammoniumzitrat.— «Energietechnik», 1969 H. 19, At 12.
В Европе. — Труды Американского
221
СОДЕРЖАНИЕ
П р е д и с л о в и е ........................................................................................
Введение
......................................................................................................
3
5
Г л а в а п е р в а я . Конструкции и условия работы деталей
турбоагрегата, сопряженных с м а с л о м ...................................... 10
1-1. Виды трения и режимы с м а з к и ..............................................10
1-2. Опорные подшипники.................................................................... 18
1-3. Упорные подш ипники...................................................................39
1-4. Работа подшипников в режиме валоповорота
.
53
1-5. Аварии п одш и п н и к ов................................................................... 57
1-6. Масляные у п л о т н е н и я ................................................................. 62
1- 7. Элементы ги д р о а в т о м а т и к и ................................................74
Глава
вторая.
Система
подачи ираспределения масла
80
2- 1. Масляные н а с о с ы ................................................................ 80
2-2. Аварийные б а ч к и .......................................................................... 95
2-3. М аслопроводы .................................................................................101
2-4. Пожарная безопасность ...........................................................104
2- 5. Маслоохладители ................................................................... 109
Г л а в а т р е т ь я . Физико-химические и эксплуатационные
свойства турбинного масла .........................................................
116
3- 1. Химическая природа турбинного масла
. .
.
116
3-2. Плотность и вязкость м а с л а ........................................... . 1 1 9
3-3. Аэрация м а с л а ............................................................................... 125
3-4. Обводнение м а с л а ....................................................................... 138
3-5. Старение м а с л а .........................................................................141
3-6. Смазывающая способность м а с л а .......................................... 149
3- 7. Прочие свойства м а с л а ..................................................... 151
Г л а в а ч е т в е р т а я . Улучшение эксплуатационных свойств
турбинного масла .........................................................................
155
4- 1. Источники загрязнения м а с л а ....................................... 155
4-2. Удаление примесей из масла вбаке .
.
.
.
.
162
4-3. Многоярусные масляные б а к и ............................................176
4-4. Снижение содержания воздуха в масле
.
.
184
4-5. Предотвращение обводнения м а с л а .................................... 191
4-6. Вентиляция масляной с и с т е м ы .............................
193
4-7. Применение п р исадок....................................................
197
4-8. Очистка масла и системы смазки от загрязнений
200
П р и л о ж е н и я ........................................................................................
207
Список л и т е р а т у р ы ..........................................................
213
222
ВЛАДИСЛАВ НИКОЛАЕВИЧ КАЗАНСКИЙ
СИСТЕМЫ СМАЗКИ ПАРОВЫХ ТУРБИН
Редактор Е. И. Р а д з ю к е в и ч
Переплет художника В. И. К а р п о в а
Художественный редактор Д . И. Ч е р н ы ш е в
Технический редактор Т. А. М а с л о в а
Корректор Е. X. Г о р б у н о в а
Сдано в набор 23/XI 1973 г.
Подписано к печати 2/VIII 1974 г,
Т-14505
Формат 84ХЮ81/за
Бумага типографская № 2
Уел. печ. л. 11,76
Уч.-изд. л. 13,17
Тираж 5000 экз.
Зак. 501
Цена 81 коп.
Издательство «Энергия», Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10.
Московская типография № 10 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
Москва, М-Г14, Шлюзовая наб., 10.
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ЭНЕРГИЯ»
Имеются в продаже
А б х а з и В. В., М а л ы х и н А. И., Р ы б и н И. В.
Надежность жидкометаллических индукционных МГД
машин. 1972. 104 с. с ил. 55 к.
В а й с м а н М. Д. Термодинамика парожидкостных
потоков. 1967, 272 с. с ил. 86 к.
Ж у к о в В. С. Газотурбинные установки со свобод­
нопоршневыми гнераторами газа в энергетике. 1971. 72 с.
с ил. (Б-ка теплотехника). 21 к.
З у б а р е в В. Н., А л е к с а н д р о в А. А. Практи­
кум по технической термодинамике. Учеб, пособие для
вузов. Изд. 2-е, перераб. и доп. 1971, 352 с. с ил. 79 к.
Магнитогидродинамический метод получения элек­
троэнергии. Сборник переводов. Под ред. В. А. К и р и л ­
л и н а и А. Е. Ш е й н д л и н а . 1971, 240 с. с ил. 1 р. 18 к.
Основы практической теории горения. Учеб, пособие
для вузов. Под ред. В. В. П о м е р а н ц е в а . 1973. 264 с.
с ил. 88 к.
С ты р и ко вич М. А., М а р т ы н о в а О. И., Ми р о п о л ь с к и й 3. Л. Процессы генерации пара на электро­
станциях. Учебник для вузов. 1969. 312 с. с ил. 1 р. 15 к.
Перечисленные в списке книги требуйте во всех книж­
ных магазинах.
В случае отсутствия этих книг в местных магазинах
заказы следует направлять по адресу: 103050, Москва,
К-50, ул. Медведева, 1. «Книга — почтой» магазина № 8
«Техническая книга».
Заказанные книги будут высланы по почте наложен­
ным платежом в адрес заказчика.
224