Etansari cu contact mobil

CONSTANTIN T. FĂLTICEANUSORIN CIORTAN CONSTANTIN-LUCIAN FĂLTICEANU

MITICĂ MANEA IULIAN MIRCEA

ETANŞĂRI CU CONTACT MOBILGHID PENTRU PROIECTAREA ETANŞĂRILOR CU

PRESGARNITURĂ

Editura EvrikaGALAŢI

2001

UNIVERSITATEA “DUNĂREA DE JOS” GALAŢIGRANT C.N.S.I.S. Nr. 34976/2001

TEMA:METODE MODERNE DE STUDIU A ETANŞĂRILOR

CU GRANITURI MOI

Referenţi ştiinţifici:Prof.univ.dr.ing. Viorica Iuliana ConstantinProf.univ.dr.ing Mihai Jâşcanu

Editura EvrikaI.S.B.N.

Tipografia Zigoto

CUPRINS

Prefaţă 4Cap.1 Noţiuni generale 5

1.1. Etanşare, generalităţi, clasificarea etanşărilor 51.2. Materiale pentru etanşări 8

Cap.2 Mecanica etanşărilor cu contact mobil 132.1. Procesul de etanşare 132.2. Problematica etanşărilor cu contact mobil 142.3. Etanşări cu presgarnitură 15

2.3.1. Generalităţi 152.3.2. Mecanica etanşării cu presgarnitură 16

2.3.2.1. Interstiţii, forţe specifice 162.3.2.2. Aspecte reologice ale etanşării 182.3.2.3. Comportarea mecanică a materialului etanşării 21

2.3.3. Factori de influenţă asupra etanşării 242.3.4. Concluzii 29

2.4. Etanşarea cu manşetă de rotaţie 302.4.1. Generalităţi 302.4.2. Fenomene interstiţiale 32

2.4.2.1. Scurgeri prin interstiţiu 332.4.2.2. Influenţa microgeometriei asupra scurgerii prin

etanşarea cu manşetă 35

2.4.3. Viteza periferică şi temperatura de contact 382.4.4. Presiunea de contact 392.4.5. Durabilitatea elementelor de etanşare 432.4.6. Concluzii 45

2.5. Etanşări cu inel alunecător 462.5.1. Generalităţi 462.5.2 Mecanica etanşării 472.5.3. Clasificarea etanşărilor cu inel alunecător 522.5.4. Parametrii funcţionali ai etanşării cu inel alunecător 552.5.5. Durabilitatea şi uzura elementelor etanşării 57

Cap.3 Analiza funcţională şi calculul etanşărilor cu presgarnitură 633.1. Metode folosite pentru analiza etanşărilor cu

presgarnitură 63

3.2. Sinteza metodelor de analiză funcţională a etanşărilorcu presgarnitură 66

Cuprins

2

3.3. Forme şi dimensiuni constructive ale etanşărilor cupresgarnitură 82

3.4. Materiale utilizate pentru confecţionarea garniturilor şicaracteristicile acestora

87

3.5. Aspecte ale modelării materialelor garniturilor deetanşare 93

3.6. Metodă de studiu a etanşărilor cu presgarnitură bazatăpe utilizarea programelor tip “analiză cu element finit” 101

3.6.1. Model teoretic al comportării materialului garniturii 1013.6.2. Ipoteze iniţiale utilizate 1043.6.3. Modele mecanice de analiză a funcţionării etanşării 1063.6.4. Modelul termic de analiză funcţională a etanşării 1103.6.5. Rezultate obţinute prin aplicarea metodei 1133.6.6. Concluzii privind precizia şi aplicabilitatea metodei 122

Bibliografie 124

PREFAŢĂ

Lucrarea se constituie într-un material analitic şi sintetic privindaspectele generale, metode şi algoritmi de calcul pentru etanşările cu contactmobil, accentuându-se asupra etanşărilor cu presgarnitură cu garnituri moi.

Elaborarea şi publicarea lucrării a fost posibilă graţie finanţăriiC.N.C.S.I.S. prin Grant Nr. 34976/2001 care a permis documentarea,efectuarea unor experimente, rularea unor programe software, având caobiectiv principal modernizarea metodologiilor de calcul al etanşărilorluate în studiu.

Prin conţinut şi formă de prezentare lucrarea este o bază dedate documentată, adresându-se cu precădere proiectanţilor de utilaje,dar tot atât de bine oricărui inginer sau student în inginerie care doreştesau are nevoie să se documenteze în domeniul interdisciplinar altribologiei şi eficacităţii etanşărilor cu contact mobil.

Întreaga echipă de lucru a proiectului şi-a adus aportul pemăsura posibilităţilor fiecăruia la dezvoltarea activităţilor proiectuluicât şi la valorificarea rezultatelor acestuia prin elaborarea de lucrăriştiinţifice care s-au prezentat la două sesiuni în străinătate, la Chişinăuşi Belgrad şi prin elaborarea prezentei lucrări.

Împreună cu alte viitoare lucrări ale colectivului de autorilucrarea de faţă v-a constitui un preţios material documentar îndomeniu.

Autorii

CAPITOLUL 1

NOŢIUNI GENERALE

1.1 Etanşări, generalităţi, clasificări.

Etanşările reprezintă ansamblurile de organe de maşini având dreptscop esenţial închiderea cât mai ermetică a unui spaţiu conţinând un mediusub presiune, separarea a două sau mai multe spaţii cu medii aflate subpresiuni diferite, respectiv protecţia etanşă a unor spaţii conţinândlubrifianţi, împotriva pierderii acestora sau împotriva pătrunderii unorcorpuri străine.

Termenul de etanşare reprezintă şi denumirea procedeului prin carese împiedică trecerea de diferite medii sau particule prin interstiţiile dintrepiesele care separă medii învecinate, cuprinzând substanţe diferite, cupresiuni diferite.

Din cele expuse rezultă scopul etanşărilor dar există o paletă foartelargă de metode de realizare a acestuia. In funcţie de configuraţia locului deaplicare, de natura mediilor de separat, de presiunile implicate, de mişcărilerelative ale pieselor, se evidenţiază principii diferite de funcţionare aetanşărilor, de aici rezultând şi tipuri diferite. Din acest motiv este oportunăo prezentare a cerinţelor fundamentale impuse etanşărilor:

- Etanşeitate - proprietate necesară din mai multe motive: pentrumenţinerea unei anumite presiuni, respectiv evitarea pierderilor de mediuetanşat; pentru împiedicarea amestecului de medii diferite; pentru limitareauzurilor mari ca urmare a pătrunderii impurităţilor în mediul protejat. Lipsade etanşeitate are ca efect o pierdere de fluid, care poate fi o scurgere sau untransport. Scurgerea este reprezentată de o pierdere de fluid printreelementele componente ale etanşării, chiar şi în stare de repaus. Transportulde fluid este constituit de un film format pe piesa în mişcare.

- Fiabilitate - proprietate prin care se asigură funcţionarea în modcorect, un timp dat şi în condiţii de utilizare precise. Defectarea unei etanşăritrebuie considerată diferenţiat, după cum poate avea loc o distrugerecompletă a etanşării sau doar apariţia unor neetanşeităţi. Siguranţa înexploatare a unei etanşări trebuie analizată adesea în contextul fiabilităţiisistemului din care face parte.

Capitolul 1 Noţiuni generale

6

- Durabilitate - proprietate ce poate fi considerată din două punctede vedere, în raport cu solicitările de la mediul etanşat sau din condiţiile deexploatare (rezistenţă chimică, rezistenţă la uzare şi stabilitate la temperaturiridicate) şi în raport cu capacitatea etanşării de a suporta demontări repetate,deformările suferite de garnitură trebuind să fie menţinute în domeniulelastic.

- Posibilitate de acces - pentru montare şi demontare (etanşările fiinddemontabile, nedemontabile sau limitat demontabile), proprietate absolutnecesară în anumite cazuri.

- Necesitatea unei întreţineri cât mai reduse - şi a unui cost total deexploatare cât mai redus. Economicitatea unei etanşări nu trebuie apreciatădupă costul de achiziţie ci după suma totală a cheltuielilor pentru toatădurata sa de serviciu

- Rezistenţa mecanică - faţă de eforturile care apar în elementeleetanşării la montaj şi în exploatare.

- Pierderi minime de putere - în etanşare care pot surveni datorităpierderilor de fluid prin etanşare sau datorită frecării ce apare întreelementele etanşării aflate în mişcare relativă.

- Compatibilitate - cu mediul etanşat, proprietate prin care seimpune ca materialele din care sunt executate elementele etanşării să nu fieatacate de acest mediu sau ca aceste materiale să nu aibă asupra mediuluiefecte de contaminare prin desprinderi de particule, care să ducă lamodificarea compoziţiei, culorii, mirosului, gustului şi proprietăţilor deungere.

- Conductibilitate termică - corespunzătoare soluţiei constructivealeasă pentru etanşarea respectivă.

- Rezistenţa şi nepermeabilitatea la gaze - pentru etanşările folositein medii gazoase.

Funcţie de modul de realizare există o mare diversitate de sisteme deetanşare, ordonate în clasificări făcute după diferite criterii. Cele maiimportante criterii de clasificare a etanşărilor sunt:

- contactul dintre suprafaţa pieselor şi a garniturii care realizeazăefectiv etanşarea.

- existenţa mişcării relative între suprafeţele pieselor care realizeazăetanşarea.

- tipul de mişcare relativă din etanşare.- materialul din care este executat elementul principal al etanşării

(garnitura).- modul de obţinere a forţei de apăsare necesară etanşării.- forma suprafeţelor pieselor active din etanşare.- poziţia suprafeţelor pieselor active din etanşare.Este de reţinut faptul că principiile de clasificare enumerate mai sus

nu sunt deloc limitative, neputând fi făcută o delimitare categorică între

Etanşări cu contact mobil

7

diferitele grupe de etanşări. Astfel, nu poate fi stabilită precis o graniţă întreetanşările la care acţiunea de etanşare are loc sub efectul forţelor exterioaresau interioare, acestea putând apare simultan. în tabelul 1.1 este prezentată ovariantă de clasificare generală a etanşărilor.

CLASIFICAREA GENERALĂ A ETANŞĂRILORTabelul 1.1

cucontact

fixe

mobile

cu contact direct

cu contact pringarnitură

cu contact directpentru:

cu contact pringarnitură

planeconicesferice

planeprofilatecu inel “O”

mişcare de rotaţie planămişcare de rotaţie conicămişcare de rotaţie cilindricămişcare de translaţie planămişcare de translaţie cilindrică

cu presare prin -cu presetupă cuforţe exterioare materiale moi

-cu presetupă cu metalmoale

-cu cutie cu elementerigide

-cu cutie cu manşeta-cu inel de pâslă

cu presare prin -cu manşetaforţe interioare -cu inel “O”

-cu inel profilat-cu inel alunecător-cu segmenţi

cu burdufcu membrană

fărăcontact

culabirint

pentru mişcarea derotaţie

pentru mişcarea detranslaţie

frontalradialcu disc aruncătorcu canal elicoidal

cu degajări


8

1.2 Materiale folosite în construcţia etanşărilor

Sistemele de etanşare, indiferent de soluţia constructivă, conţin celpuţin un element activ - garnitura. Materialele pentru garniturile de etanşaretrebuie să prezinte multiple proprietăţi pentru a face faţă condiţiilor de lucruale etanşării. Nu de puţine ori proprietăţile cerute sunt contradictorii, ceea ceface ca alegerea materialului optim să fie o problemă dificilă.

Proprietăţile materialelor pentru garniturile de etanşare se definescprin caracteristici generale de rezistenţă mecanică, caracteristici mecanicespecifice şi o serie de caracteristici speciale legate de îmbătrânire, contracţiaşi umflarea în contact cu diferite medii, etc.

Principalele proprietăţi luate în considerare la alegerea materialelorpentru garniturile de etanşare sunt:

A. Caracteristici de rezistenţă

- rezistenţa la tracţiune - este necesară numai în cazurifoarte rare, întrucât soluţiile constructive folosite evită solicitarea garnituriila tracţiune.

- rezistenţă la compresiune - joacă un rol secundar, fiindnecesară numai în cazul etanşărilor statice în condiţii statice.

- rezistenţă la deformare - determină capacitateamaterialului garniturii de a se adapta la formele suprafeţelor de etanşare.

- rezistenţa la oboseală - constituie o calitate importantă,mai ales în cazul instalaţiilor unde apar vibraţii.

- limita de curgere - curgerea poate avea loc la montajsau în timpul funcţionării şi deci vor trebui considerate ambele limite: limitade curgere la compresiune şi limita de curgere în timp.

- module de elasticitate - se iau în considerare atât latemperatura de montaj cât şi la temperatura de lucru.

- duritatea - este în directă legătură cu modulele deelasticitate.

- rezistenţa la uzură - este o proprietate foarte importantăla garniturile de contact în mişcare. În funcţie de această calitate se apreciazădurabilitatea garniturii.


9

B. Caracteristici tribologice

Pentru garniturile de contact este de o mare importanţă ceoficientulde frecare şi mai ales comportarea lui la diferite temperaturi, viteze şicondiţii de ungere.

C. Stabilitatea chimică

Una din cauzele diversităţii materialelor pentru garnituri este tocmaistabilitatea chimică adică imunitatea structurală a garniturii faţă de mediulrespectiv. Astăzi există pentru fiecare mediu tehnologic câte un materialadecvat.

D. Impermeabilitate

Poate fi dată de însăşi structura materialului sau se poate obţine prinmăsuri de impermeabilizare ulterioare.

E. Dilataţia termică

Coeficientul de dilatare termică al materialului are o importanţădeosebită prin faptul că la garniturile cu contact se modifică ajustajul demontaj, iar la cele fără contact se modifică interstiţiul.

F. Stabilitatea termică

Pentru fiecare material exista un domeniu de temperaturi în careacesta îşi păstrează nemodificate proprietăţile de bază.

G. Prelucrabilitatea

Această proprietate este importantă datorită calităţii impusesuprafeţelor garniturilor.

Materialele folosite pentru construcţia garniturilor de etanşare suntfoarte diferite, atât din punct de vedere al proprietăţilor cât şi din punct devedere al compoziţiei chimice, începând cu hârtia şi terminând cumaterialele plastice de ultimă generaţie. Din această largă gamă se remarcăo serie de materiale mai des utilizate:


10

Hârtie şi carton

Se folosesc destul de des la garnituri statice atât la presiuni mici cât şila presiuni mari. Hârtia simplă se foloseşte mai rar. Pentru îmbunătăţireaproprietăţilor sale se impregnează cu gelatină, ulei, răşini sau latex dincauciuc. Impregnarea cu ulei îmbunătăţeşte mult proprietăţile.

Piele

Proprietăţile şi performanţele pielii diferă după modul de tăbăcire.Pielea tăbăcită cu tananţi vegetali are proprietăţi superioare faţă de ceatratată cu agenţi chimici. Rezistă la uleiuri minerale, benzina, lichide cuconţinut de acid carbonic şi sulf. Se foloseşte atât la garnituri în mişcare, câtşi la cele statice. Datorită faptului că pielea simplă este poroasă, se utilizeazăimpregnarea cu ceară, materie plastică lichidă sau răşini, ceea ce duce lalărgirea domeniilor de folosire.

Fibre vegetale

Se folosesc cânepa, iuta, bumbacul, inul, fibrele de urzici. Suntutilizate mai ales la executarea garniturilor moi. Principalele calităţi suntflexibilitatea şi rezistenţa ridicată la tracţiune. Se folosesc impregnate cusubstanţe de etanşare. O mare răspândire o au garniturile din pâslă-confecţionată din fibre vegetale neţesute şi neîmpletite.

Pluta

Este formată din celule mici umplute cu aer şi legate între ele printr-un liant natural. Greutatea specifică este între 228 şi 480 Kg/m3. Rezistenţala tracţiune este direct proporţională cu greutatea specifică, în timp cecompresibilitatea este invers proporţională cu aceasta. Are proprietatea de ase comprima fără a se lărgi lateral. Este impermeabilă faţă de lichide la joasăpresiune şi permeabilă pentru gaze. Rezistă până la temperaturi demaximum 70oC. Prezintă coeficient de frecare mare, conductivitate termicăredusă, afinitate la mucegaiuri, corodanţă pentru unele aliaje pe bază dealuminiu şi magneziu. Se foloseşte la suprafeţe de etanşare cu denivelărimari, având capacitatea de a le prelua.

Asbest

Este utilizat pe scară largă, dar în general numai în compoziţia unorgarnituri mixte, din cauza slabei capacităţi de etanşare (fiind mineral). Arerezistenţă mecanică scăzută. La temperaturi scăzute se foloseşte încombinaţie cu fibre textile iar la temperaturi ridicate în combinaţie cu fire decupru. Peste 500oC rezistenţa sa scade rapid, datorită eliminării apei decristalizare, iar la 750oC începe descompunerea. Asbestul apare sub două


11

aspecte: crizotilul (asbestul alb) şi crocidulitul (asbestul albastru). Lapresiuni mari se utilizează ţesături din asbest impregnate cu o dispersie deteflon, ce se livrează sub formă de plăci sau piese finite. De remarcat estefaptul că asbestul prezintă un grad ridicat de toxicitate pentru om şi înprezent nu se mai permite utilizarea acestuia la confecţionarea garniturilorde etanşare.

Cauciuc

Diferitele tipuri de cauciuc utilizate pentru garniturile de etanşare sediferenţiază după proprietăţile lor de bază, cele mai importante fiind:duritate, elasticitate, rezistenţa la rupere, rezistenţa la îmbătrânire,friabilitatea, comportarea la temperaturi extreme (joase sau înalte), rezistenţala uzură, permeabilitate la gaze şi abur.In scopuri de etanşare se utilizează,în principal, următoarele tipuri de cauciucuri:

- cauciuc natural - este folosit rar deoarece nu rezistă la temperaturiridicate.

- cauciuc sintetic - se folosesc multe tipuri, cele mai importante fiind:- BUNA S - are proprietăţi asemănătoare cu cauciucul

natural. Sensibilitatea faţă de hidrocarburi este redusă, îmbătrânirea latemperaturi ridicate este lentă, prezintă sensibilitate ridicată la hidrocarburi;

- BUNA N - are elasticitate scăzută, este rezistent lahidrocarburi, lumină şi la uzură. Domeniul de utilizare: între -25oC şi +90oC;

- NEOPREN - are sensibilitate scăzută la hidrocarburi,rezistenţă bună la substanţe refrigerente, rezistenţă scăzută la uzură;

- TIOPLAST - confecţionat prin policondensare, prezintărezistenţă bună faţă de hidrocarburi, rezistenţă faţă de ozon,impermeabilitate la gaze. Are stabilitate scăzută în prezenţa acizilor şibazelor;

- CAUCIUC SILICONIC - este singurul material elasticcare poate fi folosit în intervalele de temperatură de (-90oC; +250oC). Inacest domeniu modificările proprietăţilor sale sunt foarte reduse. Arerezistenţă mare faţă de intemperii, ozon, lumină, hidrocarburi, uzură. Poateabsorbi ulei fără efecte de umflare.

Mase plastice

Reprezintă o importantă clasă de materiale pentru garnituri deetanşare. Se folosesc cu precădere materialele termoplaste- nu se întăresc latemperaturi ridicate. Dintre caracteristicile mecanice sunt de remarcat:


12

rezistenţa la încovoiere relativ mică, modulul de elasticitate transversalredus, duritatea scăzută. Pentru garnituri dinamice, se recurge la o durificaresuperficială care conferă o rezistenţă la uzură mai mare. Printre cele maiutilizate materiale plastice se numără:

- POLIETILENA - este o masă plastică tenace, având caracteristicimecanice apropiate de cele ale plumbului. Işi păstrează flexibilitatea latemperaturi scăzute şi este foarte rezistentă la acizi şi baze. Se utilizează lagarnituri statice şi dinamice care nu au presiuni mari de contact.

- POLICLORURA DE VINIL- este foarte rezistentă la acizi, benzineşi uleiuri. Are conductivitate termică scăzută, rezistenţă mecanică bună,rezistenţă la uzură bună. Temperatura maximă de utilizare este de 60°C.

- POLIAMIDELE - se disting printr-o tenacitate şi o rezistenţăridicate. Poliamidele superioare (perlon, nylon) au proprietăţi tribologicefoarte bune, sunt rezistente la alcool şi hidrocarburi.

- TEFLONUL - sau politetrafluoretilena, prezintă o serie de avantajedeosebite: rezistenţa ridicată faţă de cloruri, esteri, acizi, alcalii; nu estehidrofob; se poate utiliza până la 260°C, fragilitate scăzută (apare sub -180°C), foarte bune proprietăţi tribologice, rezistenţă la şocuri electrice (sevolatilizează fără a se carboniza). Se remarcă şi nişte dezavantaje, care înunele situaţii pot deveni insurmontabile: are duritate ridicată, prezintădeformaţii remanente, peste 350°C se descompune emanând gaze toxice.Garniturile din teflon simplu se folosesc numai în cazuri speciale, la presiunifoarte mari.

METALE

Se folosesc în special metale cu proprietăţi tribologice. Printre celemai utilizate metale sunt:

- PLUMBUL - pentru garnituri plate şi în formă de manşon.- ALUMINIUL - este folosit mai ales la presiuni relativ mici. Se

oxidează, formând un strat protector, care este atacat numai de acizi şi bazeputernice.

- CUPRUL - se foloseşte la presiuni relativ mici. Nu se recomandăutilizarea lui în contact cu piese din oţel, existând pericolul apariţieifenomenului de electroliză.

- OŢELUL - se utilizează în special oţeluri aliate cu vanadiu, crom, şiwolfram, cu durităţi mari şi rezistente la uzură.

- ARGINT - are o rezistenţă la coroziune deosebită, ceea ce îl faceutilizabil în cazuri speciale.

- PLATINA - se foloseşte până la temperaturi de 1300°C, în medii încare nici un alt metal nu rezistă la coroziune.

CAPITOLUL 2

MECANICA ETANŞĂRILOR CUCONTACT MOBIL

2.1. Procesul de etanşare

Decizia privind alegerea unei etanşări corespunzătoare, problemăfoarte dificilă mai ales dacă condiţiile de funcţionare sunt mai puţinobişnuite, trebuie să se bazeze în cea mai mare măsură pe cunoaştereaamănunţită a tuturor factorilor care intervin. Această cunoaştere a aspectelorteoretice şi practice ale procesului etanşării este înlesnită de faptul că pentruoricare din cele trei grupe principale de etanşări cu contact, şi anumeetanşările la piese în repaus, etanşările la piese în mişcare de translaţie şietanşările la piese în rotaţie se pot stabili anumite principii de bază, legate înesenţă de închiderea unui interstiţiu. Aceste principii, care permit alegereatipului optim de etanşare, încearcă să explice procesul de închidere ainterstiţiului, pentru a menţine o anumită presiune într-un spaţiu determinat,respectiv să precizeze factorii care concură la realizarea acestui proces şicare influenţează pierderile prin scurgeri prin acest interstiţiu.

Procesul etanşării este influenţat, în afară de fenomenele dininterstiţiul etanşării, şi de tipul şi forma garniturii, materialul acesteia şi deproprietăţile mediului etanşat.

Până în prezent nu a fost elaborată o teorie generală a etanşării caresă explice toate aspectele legate de aceasta. Procesul etanşării prin. contactlegat de prezenţa unui interstiţiu ce trebuie închis poate fi însă bine

caracterizat prin gradientul presiuniidt

dP , mărime care determină alura

curbei căderii de presiune de-a lungul lungimii l a interstiţiului etanşării. Cucât gradientul este mai mare, cu atât curba variaţiei presiunii în interstiţiueste mai abruptă. Fiecare tip de etanşare are o curbă a căderii de presiunecaracteristică.

Existenţa unei căderi de presiune arată de fapt şi existenţa uneiscurgeri de fluid, chiar neînsemnată. O cădere mare de presiune, care este

Capitolul 2 Mecanica etanşărilor cu contact mobil

14

echivalentă cu un gradient mare al presiunii impune o presare mare aplicatălocal garniturii, pentru a închide trecerea fluidului.

Presarea de etanşare poate fi realizată în moduri diferite:— prin forţe exterioare, realizate prin şuruburi de strângere,

capace filetate, arcuri;— prin forţe interioare, provenite de la presiunea fluidului etanşat

(autoetanşare);— prin forţe exterioare şi interioare, acţionând simultan sau

succesiv.

2.2. Problematica etanşărilor cu contact mobil

Prin etanşări cu contact mobil se identifică acea clasă de etanşări lacare există contact direct între elementele etanşării, acestea fiind în mişcarerelativă unele faţă de altele.

Principala problemă a etanşărilor cu contact mobil constă înasigurarea etanşării pentru un timp de funcţionare cât mai îndelungat, cupierderi de energie prin frecare minime. Etanşeitatea presupune realizareaunui interstiţiu foarte îngust şi de lungime mare, ceea ce înseamnă presiunişi suprafeţe de contact mari între piesele ce formează interstiţiul. Aceastaduce la apariţia unor forţe de frecare mari şi deci la uzuri mari.

Astfel pusă problema este nerezolvabilă, dacă se doreşte îndeplinireatuturor condiţiilor impuse, acestea fiind contradictorii. In această situaţie serecurge la o soluţie de compromis, optimizând opoziţia etanşeitate-durabilitate prin acceptarea unei neetanşeităţi care va duce însă lamicşorarea frecărilor, îmbunătăţind funcţionarea tribosistemului.

Pentru rezolvarea acestor probleme de optimizare, care diferă pentrudiferite sisteme de etanşare, a fost necesară abordarea unor cercetări deprofunzime, în care experimentul are cea mai mare pondere. Literatura despecialitate este foarte săracă în prezentarea unor cercetări de ultimă orăprivind etanşările cu contact mobil. Acest aspect este abordat pe larg înlucrările elaborate de Prof.dr.ing. Fălticeanu C. de la Universitatea “Dunăreade Jos” din Galaţi.

Cele mai utilizate etanşări cu contact mobil, în special în industriaalimentară, sunt:

- Etanşări cu garnituri moi presate- Etanşări cu manşetă- Etanşări cu inel alunecător


15

2.3. Etanşări cu presgarnitură2.3.1. Generalităţi

Acest tip de etanşări face parte din grupa sistemelor de etanşaredinamice cu contact, presarea realizându-se axial. Garniturile suntdeformabile, închiderea interstiţiului având loc prin deformarea elastică sauelasto-plastică a garniturii, sub influenţa forţei de presare axiale exterioare.

În literatura de specialitate, acest sistem de etanşare este cunoscut subdenumirea de “etanşare cu presetupă“ sau “etanşare cu presgarnitură“. Dinpunct de vedere constructiv o etanşare cu presetupă se compune din maimulte elemente, prezentate în figura 2.1.

Păstrareaetanşeităţii în timpulfuncţionării estecondiţionată de

păstrareacaracteristicilor

fizico-mecanice alematerialului garniturii

(elasticitatea,rezistenţa la

coroziune).Garniturile sunt confecţionate în general din piele, in, cânepă, bumbac,asbest, cauciuc şi se prezintă sub formă de inele secţionate, executate peclase de dimensiuni, sau sub formă de şnur, cu secţiune pătrată şi, mai rarrotundă sau dreptunghiulară. Atât şnurul cât şi inelele se confecţionează prinrăsucirea sau împletirea firelor din materialul respectiv.

În funcţie de modul de împletire rezultă şi capacitatea de deformaretransversală a garniturii. Din figura 2.2 se observă că la împletirea pediagonală, la aceeaşi presare axială, se dezvoltă presiuni radiale mai mari.

Pentru reducerea frecărilor dintre arbore şi garnituri, acestea din urmăsunt impregnate cu diferite substanţe lubrifiante alese în funcţie deparametrii funcţionali ai etanşării şi de mediul etanşat. În general suntfolosite ca lubrifianţi materiale ca: ulei mineral, talc, parafină, grafit, teflon.

Fig. 2.1


16

Se utilizează şi garnituri mixte, confecţionate din material moale şimetal, ceea ce duce la creşterea substanţială a rezistenţei mecanice şi lascăderea uzurii. Dezavantajul acestor garnituri, faţă de cele moi, constă înelasticitatea şi capacitatea de deformare relativ reduse.

În tabelul 2.1 sunt prezentate presiunile maxime recomandate a fietanşate cu presetupe,având în vederecondiţiile defuncţionare impuse.

2.3.2. Mecanica etanşării2.3.2.1. Interstiţiu, forţe specifice

Pentru explicarea etanşarii perfecte a unui intersţiţiu se face apel laefectul forţelor moleculare.

Motivele pentru care la existenţa unei secţiuni neetanşe finite nuapare nici o curgere, sub influenţa unei diferenţe de presiune, nu suntcomplet elucidate propunându-se mai multe teorii.

Astfel, în pereţii interstiţiului de etanşare sunt adsorbite câtevastraturi de molecule. Forţele de adsorbţie depind de materialele din care suntexecutaţi aceşti pereţi, de mărimea, forma şi felul particulelor de fluid, fiindinvers proporţională cu dimensiunea interstiţiului. Din alt punct de vedere,între moleculele de fluid există forţe de coeziune intermoleculară careacţionează împotriva forţelor tangenţiale provocate de diferenţa de presiune.

La echilibru există egalitatea:

2 L = p h (2.1)

unde: L = lungimea interstiţiului; = tensiunea tangenţială; h = înălţimeainterstiţiului; p = diferenţa de presiune.

Fig. 2.2


17

În acelaşi timp intervine şi tensiunea superficială din a cărei cauză nuau loc scurgeri prin interstiţiu deşi există diferenţă de presiune. Intretensiunea superficială şi diferenţa de presiune există relaţia:

2 T cos = p h (2.2)

semnificaţia mărimilor rezultând din figura 2.3.Efectul tensiunilor superficiale este oarecum

minimalizat, evidenţiindu-se rolul microasperităţilorîn producerea efectului de oprire a scurgerii chiar încondiţiile diferenţei de presiune.

A treia componentă este constituită de efectulforţelor capilare ce pot atinge, în cazul unorinterstiţii foarte mici, valori foarte mari. Rezultantaacestor trei componente poate atinge valori maximela interstiţii minime, desprinzându-se concluzia căpentru asigurarea etanşării trebuie să se realizezeinterstiţii foarte mici. Acest lucru nu este

întotdeauna posibil de realizat fără a induce efecte nedorite cum ar fi, deexemplu, presarea iniţială foarte mare necesară compensării neregularităţilorsuperficiale.

Din această cauză, una din feţele interstiţiului este garnitura, moale,adaptabilă la forma suprafeţelor, cu capacitate ridicată de compensare aabaterilor micro şi macrogeometrice.

În literatura de specialitate, sunt prezentate diagrame de forma celeidin figura 2.4, unde se observă diferenţa de variaţie a forţei specifice depresare în funcţie de presiunea etanşată, cu o garnitura moale, în cazulmediilor lichide şi gazoase.

Fig. 2.3


18

În figura 2.5 se poate observa acelaşi lucru dar la o etanşare fărăgarnitură, interstiţiul fiind realizat prin prelucrarea şi presarea suprafeţelor încontact. Mediul etanşat este aer.

Prin comparaţie se observă că forţa de presare specifică în cazulgarniturii moi este de 13 ori mai mică decât la etanşarea fără garnitură.

Presiuni maxime recomandate pentru presetupe

Tabelul 2.1

Tipul presetupei

Presetupe pentru tijede armături şi

diferite aparate şimecanisme cu oviteză periferică

v<.0.5m/s

Presetupe pentruarbori de pompe,turbocompresoare,centrifuge şi alte

maşini cu mişcări derotaţie cu viteză

perifericăv < 15m/s

Presetupe pentruarbori de pompe,turbocompresoare,centrifuge şi altemaşini cu mişcari

de rotaţie cuviteză periferică

v < 15m/sPresetupe cugarnituri moi 20 5

-

Presetupe cugarnituri mixte cuinserţii metalice

sau înveliş metalic

5-40 10-

Presetupe cugarnituri metalice

moi dincompoziţie, plumb

40 20 2

Presetupe cuetanşări din

pulberi din grafitsau teflon

20 5 - 10 -

Presetupe cugarnituri de formă

stabilă50 - -

2.3.2.2. Aspecte reologice

Deoarece garniturile sunt executate din materiale vâsco-elastice, înaprecierea forţei de etanşare trebuie să se ţină seama de caracterul reological comportării materialului garniturii.

Acest tip de materiale prezintă unele particularităţi cum ar fi, deexemplu, posibilitatea deformării înalt elastice sau elastice întârziate şicapacitatea de relaxare a tensiunilor interne. Acest ultim aspect are o


19

deosebită importanţă în buna funcţionare a etanşării deoarece după trecerea“timpului de relaxare” scade considerabil forţa aplicată pentru presareagarniturii.

În diagrama din figura 2.6 se vede modul de variaţie a tensiunilorîntr-un material cu comportament reologic.

Cunoaşterea timpului de relaxare este necesară pentru a stabilimomentul în care trebuiereadusă la valoareacorespunzătoare forţa deetanşare. In practică acest timpeste cunoscut sub denumirea de“timp de formare” a garniturii.

Un studiu teoretic alfenomenelor şi proceselor careapar în material, se poaterealiza, prin modelareamatematică a acestora utilizândcombinaţia serie a modelelorMaxwell - al deformaţiilor înalt

elastice şi Kelvin - al deformaţiilor elasto-plastice, conform figurii 2.7,acesta fiind de fapt modelul general Birgers.

Ecuaţia reologică de stare este obţinută prin combinarea ecuaţiilorreologice ale celor două modele, conform montajului menţionat mai sus.

1111 CE ;

/0

1 1 teE

;

(2.3)

/22

teE ;22

2 CE

Punând condiţia cadeformaţia totală să fie suma deformaţiilor şi tensiunea totală să fie aceeaşi,se obţine:

2

1

2

1

2

1

1

11111 1

E

C

C

C

E

E

C

ECE

(2.4)

Fig. 2.6

Fig. 2.7


20

Prin integrare se obţine funcţia de relaxare:

/

"1

1/1

1

"2

0)(

ttt e

CEe

CE

l

Er (2.5)

şi funcţia de fluaj:

2

/12

0)( 1

C

teIIf t

t

(2.6)

unde I=1/E.Reprezentarea grafică a variaţiei deformaţiei în timp, la tensiune

constantă, este prezentată în figura 2.8, iar diagrama de relaxare a tensiunilorîn timp în figura 2.9.

Se observădeformaţia elastică ceapare instantaneu laapariţia forţei, urmată dedeformaţia elasticăîntârziată, care are formăde exponenţialăascendentă, stabilizatădupă un anumit timp idenumit timp deîntârziere. La descărcareordinea este aceeaşi, în

final modelul rămânând cu o deformaţie plastică, datorată componenteivâscoase. La deformaţie constantă,tensiunea scade tinzând asimptotic cătreo valoare stabilizată, după un timp r,numit timp de relaxare.

Rezultatele obţinuteexperimental, figura 2.10, prin testareaunor materiale pentru garnituri moi,rezultate confirmă calculul teoreticefectuat cu ajutorul relaţiilor (2.3-2.6).

Fig.2.8

Fig.2.9


21

În fig.2.11, seevidenţiază o relaţieliniară întrepresiunile axială şiradială şi o

dependenţăexponenţială, cutendinţa destabilizare, întrepresiunea axială şi

deformaţiatransversală t.

2.3.2.3. Comportarea mecanică a materialului pentru garnituri

În cazul garniturilor presate, forţa de etanşare este creată din exterior.In timpul funcţionării apar şi alte componente, generate de apariţia presiuniifluidului etanşat. Compunerea acestor forţe este prezentată pe larg înliteratură. În figura 2.11 se prezintă garnitura de etanşare în cele trei etape:a) înainte de montare, b) după montare (fără presiunea mediului etanşat), c)după montare (cu presiunea mediului etanşat) După montare se stabileşte opresiune iniţială po, datorată ajustajului presat, figura 2.11, cazul b). Înaceastă situaţie se asigură etanşarea, datorită elasticităţii garniturii, atât timpcât presiunea de etanşat pi nu depăşeşte valoarea po. Odată cu apariţiapresiunii interioare de exploatare, pi, se modifică repartiţia forţelor dinetanşare, pe feţele laterale apărând acum presiunea po+pi. Rezultă că oricâtde mare ar fi pi există o rezervă de forţă, datorită lui po, care asigurăetanşarea.

Fig. 2.10

Fig. 2.11


22

Există totuşi o situaţie limită, anume atunci când presiunea deexploatare împinge afară garnitura prin interstiţiu.

Acest mod de comportare este legat de anumite proprietăţi alematerialului garniturii cum ar fi, de exemplu, compresibilitatea, elasticitateaşi capacitatea de preluare a eforturilor

Pentru studiul comportării materialului, se porneşte de la analiza unuicub elementar din material elastic supus eforturilor de compresiune x, y şiz, ca în figura 2.12. Alungirile pe cele trei direcţii se pot calcule cu relaţiile:

zyx

x EE

; zx

yy EE

;

yxz

z EE

(2.7)

unde E este modulul de elasticitate şi este coeficientul lui Poisson,pentru materialul garniturii.

Patru din feţele cubului suntîmpiedicate să se dilate (prinînchiderea spaţiului de etanşare),deci se poate scrie:

00 zxy

x EE

;

00 xyz

z EE

;

zy (2.8)

Prelucrând ecuaţiile de mai sus se obţine:

1xzy (2.9)

Din ecuaţia de mai sus se observă că presarea laterală depinde deforţa axială (reprezentată de x) şi de coeficientul de dilatare transversală allui Poisson. Dacă un cub cu latura L, în stare descărcată, este încărcat cupresiunile elementare dx = dy = dz volumul său se micşorează princompresibilitate cu dV. Considerând volumul iniţial V = L3 se poate scrie:

Fig. 2.12


23

dV = 3L2dL = 3VdL/L de unde rezultă dV/V = 3dL/L (2.10)

Prin rezolvarea ecuaţiilor 2.7, în raport cu ipoteza x = y = z = dL/Lse obţine:

Pax = Pap e-k(µ1+µ2)x/b (2.11)

unde:Pax- forţa de presare în secţiunea X;Pap- forţa de presare;k - factor de conversie a forţei axiale în forţă radială (k = Pr/Pa);

k = 0 la corpuri perfect rigide;k = 1 la corpuri perfect elastice;

µ1, µ2- coeficienţii de frecare între garnituri şi arbore şi între garniturişi pereţii cutiei de etanşare.

În figura 2.13 se prezintă curbateoretică de variaţie a presiunii axialepe lungimea etanşării.

Această rezolvare teoretică aproblemei este valabilă în cazul încare E şi ar avea valori strictconstante. Practic, ele variază în timpdatorită condiţiilor de funcţionare,fiind influenţate de temperatură,calitatea mediului etanşat, etc.

Din determinărileexperimentale rezultă că valorileparametrilor k, µ1, µ2 variază cu

forţele de presareaplicate şi devinconstante numaidupă depăşirea uneianumite valoridenumită “presarecritică“ Odată cuaceasta, înmomentul apariţieipresiunii mediuluietanşat, se produceo modificare apresărilor aplicateîn sensul unei

Fig. 2.13

Fig. 2.14


24

descărcări a garniturii, prin scăderea valorilor Pao şi Pap, faţă de cazul iniţial,în figura 2.14 fiind prezentată această situaţie.

2.3.3. Factori de influenţă asupra etanşării

Presarea iniţialăUn alt aspect demn de remarcat este faptul că s-a dovedit

experimental că inelele pachetului de garnituri, supuse individual la opresare iniţială şi introduse apoi în locaş se comportă mult mai bine,realizând etanşarea la aceeaşi parametri, cu forţe de presare exterioare multmai mici. În figura 2.15 se evidenţiază acest lucru.

Se observă că, în cazul presării iniţiale, forţa axială scade de cca. 8-10 ori, lucru foarte avantajos deoarece scade frecarea, creşte durabilitatea şise micşorează pierderile de putere.

Mediul etanşatInfluenţează comportarea garniturii atât prin agenţii chimici conţinuţi

cât şi prin acţiunile mecanice induse. Mediile agresive duc la modificareacalităţilor materialului garniturii prin coroziune şi prin eroziune.

Calitatea suprafeţelor în contact cu garnituraRugozitatea suprafeţei arborelui influenţează, prin mărime şi prin

orientare, calitatea etanşării. S-a constatat experimental că rugozitateaarborelui trebuie să aibă o valoare optimă, valori mari generând frecări marideci temperaturi ridicate şi uzură, valori prea mici împiedecând formareapeliculei intermediare. Referitor la rugozităţi, în literatura de specialitatereferinţele sunt foarte sumare, autorii prezentând rezultatele

Fig. 2.15


25

experimentărilor proprii asupra influenţei rugozităţii în variaţia forţei defrecare, figura 2.16.

Fig. 2.17 Fig. 2.18

Fig. 2.16

FrecareaEste un fenomen nedorit şi inevitabil la toate etanşările mobile.Frecarea este influenţată de un număr mare de factori, lucru ilustrat în

printr-o serie de diagrame calitative, fig.2.17-2.20.


26

Fig. 2.19 Fig. 2.20

Există o serie de rezultate, obţinute în urma unor cercetăriexperimentale, efectuate în scopul stabilirii variaţiei forţelor de frecare înetanşările cu presetupe, rezultate ce au condus la stabilirea următoarei relaţiide calcul pentru coeficientul de frecare în presetupe:

dxmxePKd

EfKVX

ao1(2.12)

unde K şi K1 reprezintă coeficienţii de transformare a presiunilor axiale înpresiuni radiale, V este un factor ce depinde de material, de dimensiunileetanşării, de rugozitate şi de regimul de ungere, iar m este coeficientul deproporţionalitate între presiunea fluidului şi presiunea axială. Pe baza acesteirelaţii s-au stabilit valori teoretice pentru coeficientul de frecare, valoriverificate apoi în totalitate prin determinări experimentale.

Temperatura în zona de lucruPrin natura funcţionării lor, etanşările cu presetupă, sunt mari

consumatoare de energie. Cantitatea de energie consumată în timpulfuncţionării este transformată în căldură, prin frecările interne etanşării, ceeace duce la creşterea temperaturii în zona de lucru.

În acest context cunoaşterea temperaturii în zona de contact devine oproblemă foarte importantă, în ansamblul studiului acestor etanşări,temperatura devenind un indicator preţios atât al pierderilor prin frecare câtşi al funcţionării, în general, a etanşării.

Există metode experimentale pentru stabilirea influenţelor diverşilorfactori, implicaţi în funcţionarea etanşărilor cu presetupă, asupratemperaturii din zona de contact dintre arbore şi garnitură. În figura 2.21, sepoate observa dinamica temperaturii de contact, în câteva situaţiireprezentative pentru acest tip de etanşări.


27

Din diagramă rezultă o variaţie continuă ascendentă a temperaturiipână la o valoare stabilizată. Această valoare precum şi timpul scurs până lastabilizare, diferă funcţie de regimul de frecare, de sistemul de răcire şi deceilalţi parametri, existând o valoare precisă în toate cazurile.

Fig. 2.21

Debitul scurgerilorPierderile de fluid prin presetupă reprezintă un factor foarte

important caredetermină gradul deeficienţă pentru oetanşare în general. Inurma unorexperimentări făcutepe garnituri moi arezultat legăturadintre debit, presiuneaetanşată, vitezaperiferică şi produsul(PV), legăturăevidenţiată în figura2.22. Practic s-aobservat că după unanumit număr de ore

de funcţionare, care depinde de cuplul de materiale arbore-garnitură şi deregimul de frecare, debitul de scurgeri creşte considerabil. În urma unor

Fig. 2.22


28

cercetări experimentaleefectuate pe etanşări cupresetupă, s-a ajuns laconcluzia că, după un anumittimp de funcţionare,capacitatea de etanşare scadefoarte mult, existând unmoment de la care garnituranu mai poate fi folosită,numărul teoretic de strângeridevenind neeconomic,fig.2.23.

Cunoscând călegătura dintre presiuneaaxială pe lunetă şi presiunearadială de etanşare serealizează prin coeficientulde transformare K, rezultă că

scăderea capacităţii de etanşare în timp are loc datorită modificării valoriloracestui coeficient. În fig.2.24, se prezintă legătura dintre coeficientul K şidurata de serviciu a garniturii. Se observă că alura curbelor de variaţie,obţinute prin măsurători efective la garnituri aflate în diferite momente defuncţionare, este asemănătoare cu cea de la curbele capacităţii de etanşareCe.

Uzura garnituriiUzura garniturii de

etanşare la presetupe este unproces complex, având la bazămodificarea unor proprietăţifizico-mecanice ale materialuluişi îndepărtarea de particule de pesuprafeţele în contact. Acestproces influenţează în moddirect capacitatea de etanşare apresetupei, ducând, după uninterval oarecare de timp, lapierderea totală a etanşeităţii. Înliteratură se prezintă o serie dedeterminări experimentale, care

duc la concluzia că determinarea valorii uzurii la presetupe, figura 2.25, se

Fig. 2.23

Fig. 2.24


29

poate face utilizând fie coeficientul de transformare K, fie gradul dedeformaţie , acesta din urmă fiind direct proporţional cu K.

2.3.4. Concluzii

In urma celor arătate, se poate concluziona că etanşările cu presetupăocupă un loc important în clasa etanşărilor mobile cu contact, metodele decalcul funcţional şi constructiv fiind relativ bine puse la punct. La oraactuală etanşările cu presetupă au o arie largă de utilizare în toate ramurileindustriale. Acest fapt se datorează multiplelor avantaje oferite, precum:

- simplitate constructivă;- gamă largă de temperaturi de funcţionare: de la -30°C până la

+300°C, pentru temperaturi peste +150°C fiind nevoie de sisteme de răcire- gamă largă de presiuni etanşate: de la 0,65 bar până la 16 bar;

- turaţii la arbore depână la 250 rot/min.;

- diametre de arboreîntre 25mm şi 140mm;

Printre principaleledezavantaje prezente laetanşările cu presetupă se potaminti:

- pierderi mari deputere prin frecare;

- uzurasemnificativă a arborelui;

- perioade demenţinere a performanţelorîn funcţionare relativscăzute;

În industria alimentară se folosesc pe scară largă etanşări cupresetupă, etanşarea propriu-zisă putând lucra cu garnituri din materialediferite. Acest fapt are o importanţă deosebită deoarece în acest mod sepoate rezolva favorabil problema compatibilităţii etanşării cu mediul etanşat.Nu sunt excluse dificultăţile, mai ales în condiţii extreme de funcţionare(temperaturi ridicate, dimensiuni mari, presiuni etanşate ridicate), acesteaimpunând utilizarea lichidelor de răcire şi a materialelor de ungere.

Fig. 2.25


30

Deşi dimensiunile constructive ale principalelor sisteme de etanşarecu presetupă sunt reglementate de diverse normative, la noi în ţară fiind învigoare mai multe standarde cu acest obiect, în literatura de specialitatedatele necesare unei proiectări optimale sunt fragmentate, acestea fiind utiledoar în cazul materialelor tradiţionale, atunci când se prefigurează folosireaunui nou material cercetarea experimentală rămânând singura sursă dereferinţă valabilă.

2.4. Etanşări cu manşetă2.4.1 Generalităţi

În această clasă sunt cuprinse sistemele de etanşare care utilizeazăatât forţe elastice, generate prin deformarea iniţială a garniturii prin presareaacesteia pe suprafaţa de contact, cât şi forţe ce provin direct din mediuletanşat. Acest principiu de funcţionare este cunoscut sub denumirea de“autoetanşare”.

Procesul de etanşare în cazul garniturilor elastice de tip manşetă estefoarte complex, fiind influenţat de mulţi factori cu ponderi cantitative şicalitative diferite, cu multe aspecte încă neelucidate. Cercetările în domeniuarată că, materialele elastice folosite pentru garnituri fiind sensibile lafrecarea uscată, etanşarea nu poate avea loc decât în prezenţa unor scurgeriminime, al căror debit trebuie astfel reglat încât să se realizeze un optimîntre frecare, uzură, durabilitate, mentenabilitate şi fiabilitate.

Constructiv, elementul caracteristic al garniturilor tip manşetă estebuza de etanşare. In literatura de specialitate, această parte a garniturii esteidentificată prin termenul “LIP”. Diferitele tipuri de garnituri-manşetă

rezultă prinmodificarea

dispunerii buzelor deetanşare în raport cucorpul acestora şi cusuprafaţa cilindrică apiesei în mişcare.

În figura 2.26sunt prezentate celemai importantevariante constructiveale acestui tip deetanşare. In funcţie dematerialul utilizatpentru executaremanşetelor, formele

Fig. 2.26


31

acestora diferă. Materialele din care se execută garniturile tip manşetă suntmateriale elastice, în principal piele şi cauciuc.

Etanşările cu garnituri de piele (figura 2.26a,b,c) se deosebesc prinstructura matisată a garniturii şi prin tipul arcului folosit pentru compensareaautomată a uzurii elementelor în contact.

Etanşările cu garnituri din cauciuc (figura 2.26d,e,f) se caracterizeazăprin modul de amplasare al armăturii metalice care serveşte la rigidizareamanşetei. Armătura se poate amplasa pe partea exterioară (figura 2.26d,f),sau pe partea interioară (figura 2.26e).

Forma constructivă cel mai frecvent utilizată este cea cu o buză deetanşare şi armătură metalică la interior, figura 2.27.

Pentru protecţia împotriva impurităţilor din exterior, care potpătrunde în etanşare, garnitura tip manşetă este prevăzută în, caz denecesitate, cu o ranforsare orientată în sens contrar buzei de etanşare.

Materialele utilizate la construcţia garniturilor tip manşetă se potgrupa în două categorii:

- materiale deinserţie, formate din ţesăturidin bumbac, fire de materialplastic sau asbest,impregnate cu cauciuc saumaterial plastic. Prezintăcalităţi deosebite la uzură,compresiune şi forfecare,oferind în acelaşi timpcondiţii de producere apeliculei de lubrifiant.

- elastomeri carese pot împărţi în patru tipuride bază:

- cauciuc nitril-butadien (Perbunan, Buna-N, Hycar,etc.), ce oferă o gamă largă de temperaturi de utilizare - de la -40°C la+100°C. Este sensibil la combustibili şi uleiuri minerale, prezentând tendinţede umflare în prezenţa acestora.

- cauciuc acrilat, are o comportare excelentă în prezenţahidrocarburilor aromatice neprezentând tendinţe de umflare sau întărire.Este instabil la apă, soluţii apoase şi vapori. Are un preţ mai ridicat decâtcauciucul nitril-butadien.

Fig. 2.27


32

- cauciuc siliconic (Siloprene), este utilizat acolo undecelelalte materiale prezentate nu fac faţă, datorită instabilităţii termice şi aflexibilităţii la rece reduse. Pe lângă domeniul de temperaturi de funcţionarefoarte larg - de la -50°C la +150°C- prezintă avantajul unei rezistenţeaproape nelimitate la aer, ozon şi oxigen. Are dezavantajul că în prezenţahidrocarburilor cu molecule mici şi lanţuri scurte - combustibilii, în general -are tendinţa de umflare.

- fluor-cauciucul este cel mai scump material, fiind şidificil de prelucrat. Prezintă rezistenţă la hidrocarburi aromatice, la uleiurilede motor, păcura, combustibili de orice tip. Temperatura maximă defuncţionare este de 170°C.

- plastomeri sunt în general polimeri cu fluor, poliamidecu indicaţii de utilizare în sistemele hidraulice şi pneumatice.

- piele tăbăcită cu crom.Cu excepţia pielii, celorlalte materiale li se pot îmbunătăţi calităţile

de frecare prin tratare cu bisulfura de molibden.

2.4.2. Fenomene interstiţiale

În etanşările cu manşetă, la fel ca în orice alt sistem mecanic deetanşare, pelicula de fluid ce se formează între elementele etanşării are unrol deosebit în formarea barierei împotriva scurgerilor. Optimizareadinamică a etanşării este strâns legată de cunoaşterea caracteristicilorfilmului de fluid: presiunea fluidului, grosimea peliculei, precum şiparametrii dinamici relativi, aceştia stând la baza elaborării modeluluimatematic al fenomenului de transport prin etanşare.

Microgeometria suprafeţelor în contact se dovedeşte a fi hotărâtoareîn desfăşurarea fenomenului. Jagger a emis în 1957, o teorie conform căreiatensiunile superficiale dintre suprafeţele etanşării sunt răspunzătoare demenţinerea filmului de lubrifiant. Cercetări ulterioare au infirmat aceastăipoteză, aducând pe prim plan rolul asperităţilor suprafeţelor de etanşare.

Kawahara în 1977 şi Kammüller în 1978, indică drept factori detransport de masă în peliculă, rugozităţile şi orientarea lor.

Nakamura în 1984, prin analize dinamice, a obţinut detalii desprerolul pe care îl joacă rugozităţile în formarea peliculei şi fenomenele dinaceasta. Folosind un arbore din sticlă, el a observat influenţele modelului derugozităţi, densităţii acestora şi a orientării lor, asupra debitului de scurgeriprin etanşare.


33

Ogata în 1987, evidenţiază, în urma investigaţiilor făcute, căformarea peliculei este în strânsă legătură cu asperităţile din zona de contact.

Pentru înţelegerea fenomenelor care generează, între suprafeţele deetanşare, o capacitate portantă s-a recurs la analiza intimă a microgeometrieiacestei zone. In acest scop sa-u dezvoltat diferite metode (arbore de sticlă,fereastră transparentă sub aria de contact, etc.). Nakamura, în 1984, a pus lapunct o instalaţie optică de vizualizare a contactului de etanşare, pe bazametodei cu lumină albastră fluorescentă. Cu aceeaşi metodă Ford, în 1978 şiKassfeld, în 1987, au reuşit o analiză a filmului de fluid, folosind unlubrifiant special, format dintr-o soluţie de ulei şi un colorant fluorescent.

Concluziile obţinute în urma observaţiilor microscopice sunt:- reţeaua de rugozităţi are un rol fundamental în mecanismul de

lubrifiere a etanşărilor cu manşetă de cauciuc.- rugozităţile permit păstrarea unei cantităţi critice de lubrifiant în

interiorul ariei de contact, ceea ce permite lubrifierea chiar la viteze foartemici.

- ca efect secundar, rugozităţile joacă rolul de micro-lagăresusţinând buza de etanşare.

2.4.2.1. Scurgeri prin interstiţiu

Distribuţia presiunii şi câmpul scurgerilor prin pelicula de fluid suntdescrise de ecuaţiile lui Reynolds. Grosimea peliculei fiind foarte mică înraport cu raza arborelui, curbura acestuia poate fi neglijată scriind astfelecuaţia lui Reynolds în coordonate carteziene:

x

hV

y

Ph

yx

Ph

x

)(

6][][ 33 (2.13)

unde:x - coordonata circumferenţialăy - coordonata axială - densitateh - grosimea filmului de lubrifiantP - presiunea din peliculăµ - vâscozitateaV - viteza periferică


34

Deşi fluidul este considerat a fi lichid, pelicula nu este întotdeauna întotalitate lichidă. In regiunile unde ecuaţia (2.13) indică o scădere a presiuniilocale, lichidul şi gazul (sau vaporii) sunt prezenţi la o presiune constantă Pc

(presiune de cavitaţie). In regiunea lichidă a filmului de lubrifiant, undedensitatea este constantă, ecuaţia (2.13) devine:

x

hV

y

Ph

yx

Ph

x

)(

6][][ 33 (2.14)

În regiunea cu cavitaţie, unde presiunea este constantă, ecuaţia (2.13)devine:

0)(

x

h

(2.15)

Condiţiile pe contur sunt:la y=b P=PS

la y=0 corespund două situaţii:- nu există cavitaţie pe contur: P=Pa

- există cavitaţie pe contur:

În locurile de ruptură a peliculei (zona de început de cavitaţie), sepoate scrie:

0n

P

(2.16)

unde:n - direcţia normală la conturul regiunii de cavitaţieIn locurile de refacere a peliculei (sfârşit de cavitaţie), se poate scrie:

]1[212

2

C

nV

n

Ph

(2.17)

Cu ajutorul ecuaţiilor de mai sus, prin diferite metode, s-au obţinutrelaţii referitoare la grosimea filmului, debitul scurgerilor, distribuţiapresiunii în peliculă.


35

2.4.2.2. Influenţa microgeometriei asupra scurgerii prinetanşarea cu manşetă

În 1992, R. Salant menţionează unele soluţii ale ecuaţiilor prezentatemai sus, folosite în scopul analizei rolului jucat de microasperităţi înprocesul de curgere.

Rezultatele indică faptul că modelul microasperităţilor de pesuprafaţa buzei manşetei poate interveni decisiv în reglajul scurgerilor,printr-un mecanism de pompare reversibilă. Factorii importanţi careinfluenţează debitul scurgerilor sunt următorii:

- amplitudinea microondulaţiilor. Influenţa acestui factor esteevidenţiată în figura 2.28.

unde: Q - debituladimensional pe omicroondulaţie

h2 -amplitudinea adimensionalăa microondulaţiilor

V - vitezaperiferică adimensională

Fig. 2.28 Fig. 2.29

Fig. 2.30


36

Se observă că mărirea lui h2 accelerează scăderea lui Q cu creştereavitezei. Peste anumite viteze, pentru h2>0.2, scurgerile dispar.

profilul axial al

garniturii. În figura

2.29 este prezentatăinfluenţa acestui factor,h1 fiind un parametru ce

descrie profilul axial al

buzei garniturii

elasticitatea

suprafeţei garniturii. Efectul acestui parametru este prezentat în figura

2.30, unde este un factor adimensional care este definit de elasticitatea

garniturii.

Se remarcă faptul odatăcu creşterea elasticităţiigarniturii, se micşorează pragulde viteză de la care disparscurgerile. Pentru elasticitate

nulă (=0) se observă că debitulnu este afectat de viteză,rămânând constant la valoarea

maximă.poziţia axială unde grosimea medie a peliculei este minimă (

yb).Valoarea yb determină geometria modelului microondulaţiilor în planulx-y.

Se observă (figura 2.31) că la valori yb>0,5 apare fenomenul de

pompare inversă, iar peste anumite viteze debitul se anulează complet. Lavalori yb<0.5, debitul creşte proporţional cu viteza.

Fig. 2.31

Fig. 2.32


37

aplatizarea microondulaţiilor. În figura 2.32 estereprezentat efectul acestuiparametru. S-a notat cu ßaplatizarea în condiţii depresiune ridicată (ß=0 nuexistă aplatizări, ß=1aplatizările sunt maxime).Diagrama este ridicată încondiţiile unei amplitudini(h2) constante. Reiese căaplatizarea degradeazăcalitatea etanşării, ducândla creşterea debitului descurgeri.

lungimea de undă a microondulaţiei. Notând lungimeade undă (parametru adimensional) cu , se poate construi o diagramă cuinfluenţa acestui parametru (figura 2.33).

Se observă o independenţă a debitului în raport cu valori ale lui<0.5. Pentru valori >0.5 scade eficienţa etanşării.

presiunea din pelicula de fluid. Este notat cu simbolul şi reprezintă un

parametruadimensional alpresiunii. În figura 2.34se exemplifică modulde influenţare aldebitului de scurgeri.Se evidenţiază că lacreşterea presiunii,odată cu creştereavitezei, este posibilăapariţia debituluinegativ.

Concluzia importantă ce se poate trage în urma analizării celorprezentate, este că pentru anumite valori ale acestor parametri -corespunzătoare unei bune etanşări - debitul de scurgeri atinge valori practicnule. Totuşi nu rezultă durata acestei stări de fapt, respectiv durabilitateaetanşării.

Fig. 2.33

Fig. 2.34


38

2.4.3. Viteza periferică şi temperatura la contact

Aceşti doi factori au o influenţă foarte mare asupra procesului deetanşare, condiţionând şi durabilitateaei. Practica arată că elementele deetanşare din piele se pot folosi încondiţiile unei viteze perifericearborelui de până la 10 m/s şi latemperaturi pe suprafaţa arborelui depână la 110°C.

Elementele de etanşare dincauciuc sintetic pot lucra până laviteze periferice de 20-25 m/s şifuncţie de tipul cauciucului, până latemperaturi de 150°C.

Limitele de utilizare agarniturilor tip manşetă sunt dependente de temperaturile care apar pesuprafaţa de etanşare, de căldura produsă prin frecare, de condiţiile deevacuare ale acesteia şi de temperatura mediului ambiant. În figura 2.35 esteprezentată schema de distribuţie a câmpurilor termice într-o manşetă dincauciuc, iar în figura 2.36 se arată dependenţa durabilităţii de temperatura defuncţionare, dependenţă ridicată prin metode statistice pentru unelemateriale mai des utilizate pentru construcţia manşetelor.

Fig. 2.35

Fig. 2.36


39

S-a constatat că pentru diametre mici ale arborilor viteza perifericătrebuie micşorată,de exemplu pentruarborii de până la 20mm, vitezaperiferică nu trebuiesă depăşească 4m/s,. O asemeneavariaţie a vitezeiperiferice admisibileîn funcţie dediametru, esteurmarea faptului că

secţiunea transversală a arborelui creşte sau scade cu puterea a 2-a adiametrului, posibilitatea evacuării căldurii crescând sau scăzând în aceeaşimăsură. În afară de acest fapt, diametrelor mici le corespund frecvenţe maiînalte provenite din bătaia radială a arborelui, ceea ce duce la afectarea,pentru turaţii mari, capacităţii de restabilire a formei garniturii. Datorităacestor aspecte, este de preferat să se tindă către amplasarea manşetelor deetanşare pe zone ale arborelui cu diametre mici.

2.4.4. Presiunea de contact

Presiunea exercitată asupra garniturii de etanşare (presiunea decontact), este unul dintre parametrii cei mai importanţi ai procesului deetanşare. Pentru fiecare garnitură în parte (funcţie de material, soluţieconstructivă, etc.) şi pentru fiecare set de condiţii de lucru (căderi depresiune, temperaturi, vâscozităţi) există valori critice ale presiunii decontact, sub care etanşarea devine imposibilă. De aceea, pentru mărireadurabilităţii în condiţiile unei etanşări optime, presiunea de contact trebuiemenţinută la valori cu puţin peste cele critice. In literatura de specialitate sefac recomandări referitoare la aceste valori. Astfel, Brink recomandă opresiune liniară de contact, realizată de arcul manşetei, de 60 N/cm2. Incazul lipsei arcului de prestrângere se recomandă valori de 15-22 N/cm2 laviteze de 4-5 m/s şi de 9,5-13 N/cm2 la 15-20 m/s. În absenţa lichidului,T.M. Basta recomandă valori cuprinse între 12-15 N/cm2.

Fig. 2.37


40

Calculul presiunii liniare de contact prezintă unele dificultăţi legatede următoarele aspecte:

- La contactul garniturii cuarborele, pe lăţime, presiunea decontact se repartizează după legicomplexă cu aspectul din figura2.37a, sau cu aspectul din figura2.37b.

Rezultă că se poatedetermina aproximativ numaivaloarea medie a presiunii liniare decontact. A.M.Fomanin a încercataproximarea epurei presiunii decontact cu un segment de sinusoidă.

- Forţa radială peperimetrul elementului etanşat se repartizează neuniform. În literatură seprezintă principalele cauze ale acestui fenomen:

- diametrul interior dM şi cel exterior DM ale manşetei suntvariabile, semidiferenţa lor reprezentând de fapt grosimea garniturii. Înfig.2.38 se prezintă câteva grosimi de garnituri din cauciuc, cu dM=50 mm,testate de A.A.Teaste;

- neuniformitatea arcului de strângere. În literatură se aratăcă în zona de îmbinare a capetelor arcului de strângere apare oneuniformitate în repartiţia presiunii de contact;

- neomogenitatea proprietăţilor mecanice ale cauciuculuişi defectele de prelucrare ale garniturii;

- În timpul funcţionării garniturii se schimbă lăţimea zonei decontact a garniturii cu arborele datorită rodajului, uzurii, şi a căderii depresiune pe garnitură.

- În procesul de funcţionare, sub influenţa temperaturii degajateprin frecare, se schimbă proprietăţile fizico-mecanice ale materialuluigarniturii.

- Prin uzură se modifică profilul iniţial al garniturii.Pentru modelarea garniturii există mai multe metode. Una dintre ele

studiază porţiunea elementară a garniturii - formată din secţiuni axiale infinitapropiate - ca o grindă static nedeterminată încastrată la un capăt şi rezematăla celălalt capăt. Se are în vedere că garniturile se fabrică, în mod uzual, dinmaterial foarte elastic cu o duritate mică, astfel încât presiunea se transmite

Fig. 2.38


41

- prin elementul elastic - la arbore. Se pot afla, în acest mod, valorilereacţiunilor din reazem, dintre garnitura şi arbore şi pe tot conturul zonei decontact.

Altă metodă constă în modelarea garniturii cu înveliş simetric faţă deaxă. Modelul a fost aplicat pentru studierea excentricităţii dinamice. Totuşi,din studiul efectuat nu rezultă dependenţe ale presiunii de contact deparametrii garniturii.

A.A.Teaste a modelat garnitura cu înveliş conic, sau cu douăînvelişuri conice, în funcţie de profilul garniturii. De aici au fost obţinuteprimele sisteme de ecuaţii liniare pentru determinarea constantelor dinefortul de contact.

De remarcat că A.M.Fomanin a obţinut, în urma modelării buzeimanşetei cu înveliş cilindric cu pereţi subţiri încărcată cu arc spiral şi cuforţa de prestrângere, o relaţie de calcul pentru presiunea de contact ce acorespuns cu expresia găsită de A.Golubev.

Toate calculele s-au făcut în ipoteza materialului elastic,incompresibil, cu deformaţii în domeniul elasticităţii liniare.

Una din formulele mai des utilizate pentru calculul presiunii decontact, are următoarea formă:

Pk=Pg+Pa+Pm (2.18)

unde: Pg=A1 ahE este presiunea furnizată de materialul garniturii.

Pa= arTb

este presiunea dată de arcul brăţară.

Pm=A3P este presiunea provenită din mediul etanşat.

Coeficienţii ce intervin în ecuaţiile de mai sus depind de configuraţiageometrică a elementelor sistemului de etanşare şi de materialele folosite. Eipot fi calculaţi cu următoarele relaţii:

A1=yr

kl

l

k

rr

ha

BMB

i 02

3

4 (2.19)

A3=P

P

a

l

20

cos37,01 (2.20)


42

Ceilalţi parametri ce intervin în relaţiile (2.19) şi (2.20) sunt definiţiîn figura 2.39

Pentru o prezentarematematică a fenomenelor ce sepetrec în etanşare se definesc oserie de parametri:

- întinderea radialădatorată forţelor elastice dinmarginea de lucru.

np - întinderea radialăprodusă de resortul comprimat.

rB - raza suprafeţei decontact a arborelui.

NB - uzura arborelui.NM - uzura manşonului.

Întreruperea procesului de etanşare se poate produce doar dacă esteîndeplinită condiţia:

Pg+Pa=0 (2.21)

Acest lucru este posibil numai în cazul în care componenta Pg devinenegativă, ceea ce se întâmplă în momentul rodării manşonului etanşării cuvaloarea:

NM+NB= (2.22)

În acest moment, raza arborelui uzat este rB-rM. Uzura continuând, seajunge la formarea unui joc între marginea manşonului şi suprafaţaarborelui, care se compensează prin deformaţiile induse de apăsarea arcului.Astfel, se ajunge treptat la starea limită a etanşării cu manşon, descrisă derelaţia (2.21), când presiunea de contact devine nulă. Componenta datoratăpresiunii produse de mediul etanşat, Pm manifestă, în această situaţie, ungrad ridicat de instabilitate explicabil prin aceea că la cea mai mică scădere aermetizării, datorate bătăilor radiale sau ondulaţiilor, au loc scurgeri defluid. Luând în considerare cel mai defavorabil caz, Pm=0, din ecuaţia stăriilimită se obţine:

MErA

T

1

np (2.23)

Fig. 2.39


43

Neglijând influenţa îmbătrânirii asupra caracteristicilor de rezistenţăale manşonului, analizând figura 2.40, se poate deduce că starea limită a

etanşării cu manşon poate fi descrisă de ecuaţia:

NB+NM=+ np (2.24)

Procesul de îmbătrânire influenţează capacitatea funcţională amanşonului în două moduri:

- pentru valori mici ale frecării, NB+NM<< procesul de scădere apresiunii de contact creşte,

- pentru valori mari ale frecării, NB+NM>> procesul de scădere apresiunii de contact se încetineşte, forţele elastice ale manşonului opunându-se forţelor de strângere ale arcului colier asupra marginilor de lucru. Se ştiecă îmbătrânirea cauciucului duce la scăderea proprietăţilor elastice şi apariţiadeformaţiilor remanente în garnitură. Deci, dacă în prima situaţiedeformaţiile remanente de încovoiere reduc rezistenţa manşonului, în ceade-a doua, se întâmplă exact invers, resortul opunând mai puţină rezistenţă,decalează momentul declanşării stării limită.

2.4.5. Durabilitatea elementelor de etanşare.

Factorii care exercită influenţe asupra durabilităţii etanşării sunt:fineţea şi duritatea suprafeţei arborelui, presiunea de lucru, viteza periferică,temperatura pe suprafaţa de etanşare, precum şi erorile de execuţie alearborelui cum ar fi: abaterea de la cilindricitate, lipsa coaxialităţii, săgeţiprovenite din încovoiere, etc. In continuare, vor fi trecuţi în revistăprincipalii factori de influenţă a durabilităţii.

Fig. 2.40


44

- Rugozitatea suprafeţelor de lucru. Durabilitatea garnituriidepinde în mare măsură de forma precisă şi rugozitatea suprafeţelor ce vinîn contact cu elementul de etanşare, precum şi de gradul de contaminare alfluidului cu particule abrazive.

Pentru un regim normal de lucru al garniturii, fusul arborelui trebuiesă aibă o rugozitate minimă de Ra=1,6 pentru viteze periferice vp<4m/s şi deRa=0,8 pentru vp>4m/s. De remarcat faptul că dimensiunea rugozităţilortrebuie aleasă astfel încât să existe posibilitatea formării peliculei de ungere.In cazul unor prelucrări deosebit de fine, momentul de frecare creşte caurmare a înrăutăţirii condiţiilor de ungere.

Existenţa unor canale elicoidale nu prea adânci, formate pe suprafaţaarborelui în urma prelucrărilor mecanice, poate influenţa substanţialparametrii funcţionali ai etanşării, pozitiv sau negativ, funcţie de poziţiaacestor canale faţă de sensul de rotaţie, printr-un fenomen de pompare afluidului prin interstiţiu. Totuşi, existenţa canalelor ducând la creşterearapidă a uzurii, se preferă în practică crearea lor pe garnitura de cauciuc.

- Duritatea suprafeţei arborelui. Uzura fusurilor pentru garnituridepinde de duritatea lor superficială şi de aceea este important să se asigurevalori corespunzătoare ale durităţii. Cele mai favorabile rezultate din punctde vedere al uzurii în zona de etanşare s-au obţinut la arborii cromaţi dur,rezistenţa acestora la uzură crescând de cca. 10 ori faţă de arborii netrataţi.

Nu trebuie uitată problema particulelor dure ce pot pătrunde în zonade etanşare, contribuind astfel la creşterea uzurii abrazive şi la scădereadurabilităţii. Pentru evitarea acestor fenomene nedorite se procedează,deseori, la montarea pe arbore, în zona de etanşare, a unei bucşe dinmateriale deosebit de dure (stelit, oţel înalt aliat cu crom, etc.).

- Necoaxialitatea şi bătaia arborelui. Reprezintă factori deosebitde importanţi. Ei pot duce la scăderea drastică a calităţii etanşării. In situaţiaîn care nu pot fi evitate aceste două situaţii nedorite, se impune luarea unormăsuri compensatorii, acestea fiind reducerea vitezei periferice şiîmbunătăţirea rugozităţii.

In cazul bătăii radiale, trebuie corelată turaţia sau frecvenţa deoscilaţie a unui punct curent de pe suprafaţa periferică a arborelui, cu vitezade revenire a garniturii în mişcarea sa de urmărire a periferiei arborelui,astfel încât contactul de etanşare să fie continuu. Limitarea bătăii axiale aarborelui este condiţionată de faptul că rizurile de pe partea uzată a arboreluigenerează deplasări axiale relative, ce pot duce la distrugerea muchiei deetanşare a garniturii.


45

- Lăţimea muchiei de etanşare. La montarea garniturii, parteacare vine în contact cu arborele se deformează, generându-se astfel osuprafaţă cilindrică de alunecare cu o lăţime de câteva zecimi de milimetru,care creează contactul de etanşare. Deoarece forţa de frecare şi călduradegajată depind, în mare măsură, de aria de contact a garniturii cu arborele,unul din mijloacele de control a încălzirii locale în zona de etanşare estereducerea la minimum a lăţimii de contact, concomitent cu reducereatensiunii din arc.

2.4.6. Concluzii

Analizând cele prezentate mai sus, etanşările cu garnitură tip manşetăpot fi apreciate ca fiind deosebit de eficiente cu condiţia corelării varianteiconstructive şi a materialului garniturii cu natura mediului etanşat. La oraactuală există o gamă largă de cauciucuri, gamă ce acoperă aproape întotalitate necesarul de condiţii impuse pentru utilizarea în industriaalimentară.

Spre deosebire de etanşările analizate anterior, etanşările cu garniturătip manşetă sunt mult mai sensibile la condiţiile tehnologice de realizare.Succesul unei astfel de etanşări depinde de soluţia constructivă aleasă laproiectare, de calitatea realizării elementelor de etanşare şi de modul în careeste executat montajul.

Garniturile tip manşetă, cu buză de etanşare, dispar din câmpul vizualdupă montare, astfel încât singura garanţie pentru o bună funcţionare rămânexecuţia şi montajul corect.

Execuţia alezajelor şi arborilor ce participă la procesul de etanşaretrebuie făcută cu toleranţe ridicate, (H8;h11), iar la montaj trebuie realizatăo centrare optimă a elementelor etanşării, orice abatere fiind preluată debuza de etanşare a manşetei. Deoarece elasticitatea manşetei este limitată,pentru obţinerea unei bune etanşări, se impune ca abaterile de montaj şiexecuţie să fie minime.

Unul dintre cele mai frecvente motive de funcţionare defectuoasă aunei etanşări cu manşetă este abaterea de concentricitate, aceasta apărând înurma erorilor de montaj, în urma erorilor de execuţie sau chiar în procesulde lucru - datorită unor vibraţii de încovoiere induse în zona de etanşare.ştiind că amplitudinea bătăii radiale creşte odată cu distanţa dintre manşetăşi lagăr, se impune ca la proiectare să se micşoreze la minimum aceastădistanţă. Alţi factori de influenţă importanţi pentru mărimea bătăii radialesunt turaţia de regim şi tipul de material din care este executată garnitura.

O problemă nu lipsită de importanţă este modul de evacuare alcăldurii produse prin frecare în timpul funcţionării manşetei. Valorile mari


46

ale coeficienţilor de frecare dintre manşete şi arbori, conductibilitateatermică scăzută a garniturii, impun utilizarea agenţilor de ungere şi răcire. Ingeneral se foloseşte în acest scop chiar debitul de scurgere prin etanşare. Incazul aplicaţiilor din industria alimentară, mediile etanşate neavândproprietăţile tribologice necesare, trebuie prevăzute încă din faza deproiectare posibilităţi de ungere şi răcire, prin folosirea unor materialecompatibile cu mediul etanşat.

2.5 Etanşări cu inel alunecător2.5.1 Generalităţi

Etanşările cu inel alunecător, cunoscute şi sub numele de etanşărifrontale, se clasifică în două mari categorii, funcţie de direcţia de scurgere apierderilor:

- etanşări frontale plane, pentru direcţie radială ascurgerilor, între suprafeţe plane - etanşări plane, figura 2.41.

- etanşări frontale axiale, pentru direcţie axială ascurgerilor, între suprafeţe cilindrice - bucşe de etanşare, figura 2.42.

Pierderileprin scurgere suntcontrolate de forţeleaxiale, în cazuletanşărilor plane şide jocul radial, încazul etanşărilor cubucşă. Etanşărileplane prezintă oserie de avantajefaţă de etanşările cu

bucşă, cele mai importante fiind: debitul foarte mic al scurgerilor, întreţinereuşoară, durabilitate ridicată, pierderi mici de putere prin frecare.

Fig. 2.41


47

Acest tip deetanşări acoperă undomeniu foarte largde utilizări, fiindcapabile să suportepresiuni de la 10-

5mm col.Hg. până la25 MPa, temperaturide la - 200°C la1000°C şi vitezeperiferice peste 100m/s. Mediileetanşate pot fi foarte

agresive, ca de exemplu acizi sau reziduuri radioactive. Practic acest tip deetanşare poate fi regăsit în orice domeniu industrial.

În proiectarea şi dimensionarea etanşărilor frontale, trebuie luate înconsiderare o serie de cerinţe acestora: eficienţa etanşării, durabilitate,fiabilitate, consum energetic redus, dimensiuni reduse, raport cost-eficienţăoptim.

2.5.2 Mecanica etanşării

Funcţionarea eficientă a sistemelor de etanşare cu inel alunecătordepinde, în primul rând, de calitatea peliculei de fluid ce se formează îninterstiţiu. Acest interstiţiu ia naştere între două inele, 1 şi 2 din figura 2.43,cu suprafeţe de contact frontale, aflate în mişcare relativă, sub acţiunea unor

forţe de presareaxiale Fa. Înfigura 2.43 ineleleau fost

reprezentatedistanţat pentru aputea evidenţiadistribuţia forţeloraxiale. Scopulacţiunii forţelor Fa

este de a menţineinterstiţiul la

Fig. 2.42

Fig. 2.43


48

valori minime, asigurând astfel un debit de scurgeri cât mai mic. În figura2.43 apar şi alte sisteme de etanşare, cu rol secundar, realizate cu garniturielastice.

Forţa axială ce acţionează asupra inelelor de etanşare, este orezultantă a mai multe forţe:

Far = Far + Fh - Fis Ff (2.25)

unde:Far - este forţa dezvoltată de arc;Fh - este forţa rezultată din acţiunea fluidului etanşat;Fis - este forţa rezultată din presiunea în interstiţiu;Ff - este forţa de frecare a inelului de etanşare fix.

Raportând aceste forţe la suprafaţa de contact a etanşării A, relaţia(2.25) se transformă într-o relaţie între presiuni:

pa = par + ph - pis pf (2.26)

În urma unor încercări de durată, a rezultat că dimensiunea medie ainterstiţiului h şi forţa axială Fa determină un anumit regim de presiune îninterstiţiu, influenţând ungerea suprafeţelor în contact, durabilitatea şietanşeitatea.

Notând cu p presiunea fluidului etanşat, considerând ph=kp şineglijând forţa de frecare,relaţia (2.26) devine:

pa = par + kp - pis (2.27)

Experimental arezultat că există o legăturăîntre presiunea de contactpa pe inelul mobil,dimensiunea interstiţiului hşi presiunea fluiduluietanşat.

În figura 2.44,domeniul 1 corespundezonei unde nu se formeazăo presiune în interstiţiu,adică pis0 şi pa=par+kp.Interstiţiul conţine fluid

Fig. 2.44


49

care se scurge printre neregularităţile suprafeţelor aflate în contact.În acest mod are loc o ungere limită ce evoluează rapid spre o frecare

uscată, ceea ce duce la creşterea foarte rapidă a uzurii. Pierderile de fluid potapreciate folosind o relaţie empirică:

2

2)

a

z

p

Shpep-d(p=Q

[cm3/s] (2.28)

unde:d - diametrul de intrare al fluidului în interstiţiu;p - presiunea fluidului etanşat;pe - presiunea exterioară;pz - presiunea datorată forţelor centrifuge, semnul indicând

sensul curgerii: plus - de la interior la exterior, minus - de la exterior lainterior;

S - coeficient caracteristic interstiţiului, dependent deviteza relativă de alunecare;

h - dimensiunea interstiţiului;pa - presiunea axială.

Mergând mai departe cu raţionamentul se poate scrie:

2* avr

b

g

yp (2.29)

unde: - greutatea specifică a fluidului etanşat;b - lăţimea de contact;g - acceleraţia gravitaţională;r - raza interioară a inelului mobil;v - viteza medie de alunecare.

Se observă că pierderea fluidului prin scurgeri este influenţată înprincipal de dimensiunea interstiţiului şi de presiunea de contact.Funcţionarea în acest domeniu se caracterizează prin stabilitate, presiuneredusă în interstiţiu şi scurgeri minime de fluid.

În domeniul 2, se observă dezvoltarea în interstiţiu a unei presiuni pis

care poate creşte până la valoarea presiunii p a fluidului etanşat, în timp cepresiunea de contact pa poate fi mai mare sau egală cu presiunea fluidului. Ininterstiţiu are loc o frecare mixtă cu un coeficient de frecare mai redus.


50

Relaţia de calcul pentru debitul scurgerilor prin etanşare, (2.28), dedusăpentru domeniul 1 poate fi aplicată şi aici

În domeniul 3, sunt cele mai bune condiţii din punct de vedere alfrecării în interstiţiu, dar şi cele mai mari scurgeri de fluid. In acest domeniu,presiunea în interstiţiu variază de la valoarea presiunii fluidului etanşat - ladiametrul interior al inelului de etanşare, până la presiunea exterioară - ladiametrul exterior al acestuia, fiind în medie jumătate din presiuneafluidului. In interstiţiu se stabileşte o curgere laminară a fluidului al căreidebit se poate calcula cu relaţia:

b

hdpQ mz

12

) 3 ep-(p

[cm3/s] (2.30)

unde:dm - diametrul mediu al inelului; - vâscozitatea dinamică a fluidului etanşat.

O etanşare frontală se compune în general din elementele prezentateîn figura 2.41, cu observaţia că în locul arcului de compresiune poate fifolosit, drept element elastic, un burduf de cauciuc sau o membrană. Forţade apăsare dintre inelele de etanşare poate realizată şi magnetic. Subacţiunea acestei forţe ia naştere între inele interstiţiul care produce efectivetanşarea. Intre cele două inele şi arbore - respectiv carcasă, se prevădetanşări radiale cu inele O sau manşete, acestea având un rol secundar îndispozitiv.

În relaţia de calcul a forţei de presare a inelelor, (2.25), componentadatorată arcului Far, poate fi calculată cu uşurinţă, iar forţa rezultată dinacţiunea fluidului la presiunea p pe aria Ah se poate determina folosindrelaţia:

pdDpA hhh )(4

22

hF (2.31)

Forţa dată de presiunea din interstiţiu Fis are un efect hotărâtor asupracomportării etanşării, mărimea ei depinzând de condiţiile de lucru.

Forţa de frecare Ff este mai greu de calculat exact din cauzaintervenţiei unor factori precum uzura, variaţia presiunii, încălzirea, factorice pot induce modificări în mărimea şi sensul ei de acţionare.

Pentru ca suprafeţele de etanşare să nu piardă contactul, este necesarca în relaţia (2.25) suma forţelor care acţionează în sensul închiderii,


51

respectiv presarea inelelor, să fie mai mare decât suma forţelor careacţionează în sensul deschiderii interstiţiului.

Presiunea de contact a celor două inele, determinată de forţa Fa

repartizată pe suprafaţa de contact A este:

)(4

22 dD

F

A

F aa

ap (2.32)

Sub efectul acestei presiuni, lichidul cuprins între suprafeţele planeeste expulzat, până ce acestea se apropie la o distanţă h care este grosimeainterstiţiului. Iniţial s-a presupus că inelele nu se pot apropia mai multdatorită acţiunii tensiunilor superficiale. Ulterior această teorie a fostinfirmată, formarea peliculei fiind pusă pe seama microasperităţilor încontact.

În figura 2.45 se prezintă cele mai importante situaţii de lucru aleetanşării, funcţie de valorile presiunii mediului etanşat p şi presiunii decontact pa.

Fig. 2.45


52

Cazul A: p<pa, figura 2.45a, lichidul nu suportă presiunea de contacta suprafeţelor, acestea fiind în contact direct. Se realizează o etanşareperfectă, în detrimentul uzurii foarte mari datorată frecării uscate dintresuprafeţele aflate în mişcare relativă, zona 1 din figura 2.44.

Cazul B: p=pa, fig.2.45b, mărimea interstiţiului fiind mică, tensiunilespecifice şi asperităţile acţionează în sensul împiedicării scurgerilor de fluid,obţinându-se astfel o etanşare bună. Presiunea din interstiţiu se poate calculacu formula:

5102 h

isp (2.33)

unde: - constanta capilară;h - dimensiunea interstiţiului;

Cazul C: p>pa, fig.2.45c, apare astfel o cădere de presiune liniară, dela p la pa. Tensiunea superficială strangulează incomplet interstiţiul, apărândun debit de scurgeri prin etanşare.

Cazul D: p>>pa, fig.2.45d, influenţa tensiunii superficiale este, înacest caz, practic nulă. Căderea de presiune este liniară, etanşarea fiindpractic ineficientă.

2.5.3. Clasificarea etanşărilor cu inel alunecător.

Clasificarea acestor etanşări se poate face după mai multe criterii,cele mai utilizate fiind:raportul pa/p,amplasarea relativă ainelelor mobile şisoluţia constructivă.

În cazul luării înconsideraţie araportului p/pa, seneglijează forţa defrecare Ff, forţa dininterstiţiu Fis şi forţadată de arcul etanşării.Din relaţiile (2.31) şi(2.32) se obţine:

Fig. 2.46


53

kb

b

A

A hh ppa (2.34)

se poate face următoarea clasificare:- etanşări cu k>1, figura 2.46a;- etanşări cu k=1, figura 2.46b;- etanşări cu k<1, figura 2.46c;- etanşări cu k=0, figura 2.46d, când presarea este realizată

doar prin forţa arcului.Tot în baza acestui criteriu se mai poate face o clasificare:

- etanşări echilibrate, la care k<1;- etanşări neechilibrate, la care k>1.

După modul de amplasare al inelelor mobile în raport cu spaţiulocupat de fluidul sub presiune sau modul în care suprafeţele în contact sunt

umezite de fluidul etanşat,se poate face următoareaclasificare:

- etanşărila care mediul sub presiuneeste astfel amplasat încâtumezirea suprafeţelor decontact se face în acelaşisens cu acţiunea forţelorcentrifuge exercitate asuprafluidului, fiind astfelfavorizate pierderile defluid, figura 2.47.

- etanşărila care mediul sub presiuneeste astfel amplasat încâtumezirea suprafeţelor decontact se face în sens opusforţelor centrifugeexercitate asupra fluidului,acestea împiedicândscurgerile de fluid, figura

2.48.

Fig. 2.47

Fig. 2.48


54

Folosindultimul criteriumenţionat, etanşărilefrontale se clasificăastfel:

- etanşări cuarcul plasat spreinterior, în spaţiulfluidului sub presiune,arcul fiind în mişcarede rotaţie odată cu

arborele, figura 2.49.- etanşări

cu arcul amplasat spreinterior, în afara spaţiuluiocupat de fluidul subpresiune, arcul rotindu-seodată cu arborele şi fiind încontact cu scurgerile de fluid,

figura 2.48.- etanşări

cu arcul amplasat spreexterior, fără a veni încontact cu fluidul subpresiune, arcul fiind înrotaţie cu arborele, figura2.47 sau cu arcul fix, dar încontact cu scurgerile defluid, contact ce poate fi

evitat prin spălare cu un lichid suplimentar, figura 2.50.- etanşări cu arcul amplasat spre exterior, rotindu-se odată cu

arborele, în contact doar cu scurgerile de fluid, figura 2.51.- etanşări cu arcul în rotaţie, împreună cu arborele, figura 2.47;

2.48; 2.49, sau sprijinit pe inelul mobil şi în rotaţie fiind solicitat de forţecentrifuge.

- etanşări cu arcul staţionar, figura 2.50, fără a fi supus forţeicentrifuge şi fără a suporta frecări datorate aşezării sau răsucirii.

Fig. 2.50

Fig. 2.49

Fig. 2.51


55

2.5.4. Parametri funcţionali ai etanşării cu inel alunecător

Funcţionarea etanşărilor frontale este influenţată de o gamă întreagăde parametri, cei mai importanţi fiind următorii:

Raportul suprafeţelor. Notând cuA

A=k h , se observă că

acest raport poate lua doar valori pozitive. Corespunzător valorii k,presiunea de contact ps, poate fi mai mare, egală sau mai mică decâtpresiunea fluidului etanşat, p.

După cum s-a menţionat mai sus, etanşările neechilibrate având k>1,adică pa>p, se situează în domeniile 1 şi 2 de funcţionare, figura 2.44,prezentând o uzură mai pronunţată a inelelor de alunecare dar şi ofuncţionare mai stabilă, cu pierderi minime. Valorile lui k se situează practicîn intervalul (1,1-1,2) pentru etanşările neechilibrate şi în intervalul (0,6-0,9)pentru etanşările echilibrate. La acestea din urmă, presarea este asigurată deforţa arcului, situaţie specifică etanşărilor de protecţie.

De remarcat faptul că la diametre mari, presarea indusă de un singurarc are o distribuţie inegală pe circumferinţa inelului, de aceea utilizându-semai multe arcuri repartizate uniform pe o coroană circulară.

Viteza de alunecare. Capacitatea de funcţionare a uneietanşări frontale este determinată de un set de factori interdependenţi: vitezade alunecare, presiunea fluidului etanşat şi temperatura. Fiind foarte dificilde stabilit o relaţie practică de corelare simultană a acestor factori, seutilizează, ca indicator global al performanţelor etanşării, produsul pva.Există relativ puţine date experimentale privind valorile produsului pva,acestea fiind disponibile sub formă de tabele cum este,de exemplu, tabelul4.1. Acest tip de tabel este un instrument deosebit de preţios pentruproiectarea unei etanşări frontale, el cuprinzând domeniul de variaţie alparametrilor p, va, şi pva împărţit în patru zone de lucru.

Cuplul de materiale. Este ales în funcţie decompatibilitatea cu mediul etanşat, rezistenţa mecanică, rezistenţa la uzură şicomportarea la solicitări termice.

Materialele din care se pot executa inelele de etanşare pot fi grupateîn cinci mari categorii: materiale plastice, cărbune sintetic şi grafit, aliajemetalice şi metale, oxizi metalici şi carburi metalice.

Materialele plastice - răşini fenolice şi teflon - sunt utilizateimpregnate cu asbest, grafit şi fibre de sticlă sau cu grafit şi bisulfură demolibden.


56

Cărbunele sintetic şi grafitul se folosesc de asemenea impregnate curăşini sintetice, metale şi materiale ceramice.

Materialele metalice sunt utilizate la execuţia inelelor prinsinterizare, turnare, impregnare şi combinare în mai aulte straturi. Cele maifolosite materiale metalice sunt fontele aliate, oţelurile aliate, bronzurile,aliajele de crom şi cobalt.

Ca oxizi metalici se folosesc cei ai magneziului, toriului, zirconului şialuminiului.

Carburile metalice cel mai des utilizate sunt carburile de wolfram,titan, crom bor şi siliciu.

CORELAŢII ÎNTRE PARAMETRII P, Va, Pva ŞIMATERIALE FOLOSITE

Tabelul 4.1

TreaptaPresiunea

pdaN/cm2

Viteza dealunecare va

m/s

Produsulva

Cupluri de materiale

I p < 1 va < 10 pva < 10 Materiale plastice, răşinifenolice (impregnate înazbest, grafit saucompoziţie) şi teflon

II p < 10 va > 10 pva < 50 (impregnat în fibre desticla, grafit şi bisulfura demolibden) în contact cubronz, fontă şi materialeceramice.

III p < 50 va < 20 pva < 500 Cărbune sintetic şi grafitimpregnate în răşinisintetice, metale, materiale

IV p > 50 va > 20 pva > 500 ceramice în contact cufontă, materiale ceramice,bronzuri, aliaje dure, oxizi

metalici si carburi

Rugozitatea suprafeţelor în contact. Este un parametrucu o influenţă deosebit de mare asupra comportării etanşării. La o creştere arugozităţii, pe lângă fenomenele tribologice cunoscute, apare o creştereimportantă a debitului de scurgeri prin etanşare. Dimensiunea interstiţiuluih, este determinată de rugozitatea suprafeţelor de contact, putând fi apreciatăcu relaţia:


57

3,12zRz1R=h [µm] (2.35)

unde Rz1 şi Rz2 sunt înălţimile neregularităţilor suprafeţelor în zece puncte.De remarcat că stabilirea dimensiunii interstiţiului pe baza înălţimilor

maxime ale neregularităţilor induce un anumit grad de eroare, datoratrepartiţiei neuniforme a acestora pe suprafeţe şi modificărilor survenite înurma uzurii. Metoda este indicată pentru interstiţii cu h<50µm.

2.5.5. Durabilitatea şi uzura elementelor etanşării

Durabilitatea etanşărilor cu inel alunecător este direct influenţată decuplul de materiale folosit la construcţia acestora. Utilizarea unor materialealese la întâmplare este total nerecomandată, datorită caracteristicilortribologice dure de funcţionare, riscul apariţiei distrugerilor prin uzuraexcesivă fiind foarte ridicat. In general, pentru oţelurile dure se recomandăfontele şi materialele sinterizate iar pentru mase plastice şi materialeceramice se recomandă oxizii sau carburile metalice. In stabilireamaterialelor pentru etanşările frontale, nu trebuie scăpat din vedere mediuletanşat şi proprietăţile lui fizico-chimice. Se prezintă în continuare unelerezultate experimentale, obţinute pentru câteva materiale mai des folosite înconstrucţia etanşărilor frontale.

Mase plastice

Se utilizează, cu performanţe excepţionale, nylonul, cauciucul sauteflonul, cu inserţii de fibră de sticlă, grafit şi bisulfura de molibden.Inserţiile duc la îmbunătăţirea spectaculoasă a durităţii, conductivităţiitermice şi a proprietăţilor tribologice. Rezistenţa la uzură poate fi puternicinfluenţată de componentele procesului tehnologic, cum ar fi: presiunea deformare, temperatura, perioada de încălzire, etc.

Carburi şi grafiţi sintetici.

În literatură se prezintă o clasificare a materialelor pe bază de carbonîn carburi amorfe dure, carbon grafit şi electrografit. Se definesc o serie deproprietăţi, fizico-chimice, specifice funcţie de materialele folosite, timpulde revenire şi temperatură.


58

Carburile amorfe dure sunt caracterizate printr-o duritate ridicată şi oconductivitate termică scăzută. Electrografiţii au duritate scăzută şiconductivitate termică mare. Carbon grafiţii au proprietăţi intermediare.

Metale.

Sunt folosite metalele cu proprietăţi antifricţiune. De asemenea seutilizează metalele impregnate, sinterizate sau turnate, datorită rezistenţeiacestora la oxidare comparabile cu cea a oţelurilor înalt aliate.

În domeniul presiunilor ridicate sunt recomandate carburile metalice,acestea având excelente calităţi tribologice. La oţelurile călite, reziduurilelibere de carbon conduc la o scădere remarcabilă a frecării prinîmbunătăţirea lubrifierii. Aliajele metalice neomogene pot favoriza formareaefectelor hidrodinamice lubrifiante, datorită microdeformaţiilor mecanice şitermice apărute pe suprafeţele de etanşare.

Duritate materialelor metalice pentru etanşări este de zece ori maimare decât a materialelor plastice. Coeficienţii de conductivitate termică potvaria între limite largi, chiar diferenţe mici în structura chimică avândinfluenţe mari în acest sens.

Oxizi metalici

Deşi prelucrarea lor mecanică prezintă mari dificultăţi, oxizii metalicisunt deseori utilizaţi ca materiale pentru etanşările frontale datorităinactivităţii chimice şi a durităţii foarte mari. Sunt totuşi sensibili la şocurimecanice şi termice.

Coeficientul de conductivitate termică este relativ scăzut, iar lacreşterea temperaturii scade considerabil.

Carburi.

Se remarcă prin duritate şi rezistenţă la uzură, fiind indicate pentrusarcini şi presiuni mari. Prezintă dificultăţi de prelucrare datorităcaracteristicilor mecanice deosebite. Conductivitatea termică variază înlimite largi în funcţie de temperatură.

În desfăşurarea proceselor de uzură se regăsesc influenţele celorlalţifactori principali ce condiţionează funcţionarea etanşărilor cu inelalunecător: condiţiile de ungere, sarcina de contact, viteza de frecare,temperatura lubrifiantului, proprietăţile mediului etanşat, proporţiilesolidelor în suspensie, vibraţii, etc.

Procesele de uzură ce se desfăşoară pe suprafeţele de etanşare se potîmpărţi în cinci categorii:

- uzura adezivă, datorată forţelor de atracţie pe suprafaţă;


59

- uzura abrazivă, datorată efectului de ancrasare asuprafeţelor de lucru;

- uzura corozivă, iniţiată de atacul chimic, temperaturamare fiind un factor favorizant;

- uzura tip pitting, favorizată de existenţa fluidului în zonade contact;

- uzura de cavitaţie, favorizată de vitezele relative ridicate.Practic, aceste tipuri de procese de uzură nu pot fi tratate separat, ele

desfăşurându-se simultan. In urma analizării experimentale a fenomenelortribologice din etanşările frontale, s-a stabilit următoarea relaţie:

HZPd=U (2.36)

valabilă pentru cuplurile metalice, unde:U - volumul materialului mai moale eliminat prin uzură;Z - coeficient de uzură;d - distanţa transversală;H - duritatea.

Uzura intervenită într-un cuplu de materiale cu durităţi diferite, poatefi descrisă de relaţia:

A

i

i

2,0

2,0

iA (2.37)

indexul i referindu-se lamaterialul mai dur.

Influenţa ungerii.

Etanşările frontale potfi folosite, practic, în toatecondiţiile de ungere. Acesteapot varia de la peliculă plină,la etanşările hidrodinamice şihidrostatice, până la ungerealimită în cazul etanşărilorneechilibrate şi foarte greuîncărcate. In aceste condiţiiviaţa unei astfel de etanşări

variază dela câţiva ani la câteva ore. În figura 2.52 se prezintă influenţacondiţiilor de ungere, relevată pe bază de date experimentale, asupra unuicuplu carbon-metal, încărcat la nivele moderate.

Fig. 2.52


60

Influenţa presiunii de contact

Uzual, creşterea presiunii de contact duce la creşterea temperaturii înzona de etanşare. În figura 2.53 sunt prezentaterezultatele obţinute experimental referitor lainfluenţa presiunii de contact asupra uzurii la orăşină impregnată cu carbon

Efectul vitezei de alunecare.

Conform ecuaţiilor prezentate mai suseste de aşteptat o creştere a uzurii odată cucreşterea vitezei de alunecare, aceasta evidentîn situaţia in care nu apare regimul de ungere

hidrodinamic. În figura 2.54 suntprezentate influenţele vitezei dealunecare asupra uzurii, temperaturii şicoeficientului de frecare la materiale pebază de carbon, testate în regim defuncţionare uscată, în aer la 20°C,presiunea mediului etanşat fiind de 1,4bar, timpul de funcţionare pentrufiecare măsurătoare 100 ore şitermometrul plasat la 2,4 mm subsuprafaţa de etanşare a inelului decarbon.

Influenţa temperaturii.

Creşterea temperaturii duce, îngeneral, la scăderea rigidităţii, durităţii şi la distrugerea impregnării. Sepoate produce chiar vaporizarea peliculei de lubrifiant în spaţiul de etanşare.Din experimentele făcute rezultă că în evitarea atingerii temperaturii devaporizare a lubrifiantului, un rol esenţial îl are conductivitatea termică amaterialelor inelelor etanşării. Produsele solide rezultate din supraîncălzireapeliculei de lubrifiant sau din corodarea termică a suprafeţelor, pot cauzacreşterea uzurii şi pot compromite funcţionarea etanşării, figura 2.55.

Fig. 2.53

Fig. 2.54


61

Este necesară o disipare eficientă acăldurii, deoarece creşterile excesive aletemperaturii duc nu doar la creşterea uzurii ci şia debitului de scurgeri.

Influenţa particulelor în suspensie.

Prezenţa solidelor în mediul etanşat poatecauza uzura abrazivă. Inelele de etanşare carefuncţionează în lichide cu particule în suspensie,

suferă deseori o uzura accelerată dacă suprafeţele de lucru nu sunt protejatede contactul cu solidele. In mediile alimentare se pot găsi deseori săruri care,pe lângă efectul chimic, produc cristale deosebit de agresive.

Influenţa rugozităţilor.

În afara microgeometriei interstiţiului, microgeometria suprafeţelorde contact - rugozitatea lor - exercită o influenţă deosebită asuprafuncţionării etanşării. Valorile prescrise ale rugozităţilor se pot modifica întimpul funcţionării, datorită uzurii apărute. Sub condiţia de funcţionareconstantă, rugozitatea suprafeţelor de alunecare şi înălţimea canalului,calculate pentru un set de date, dau o valoare constantă după o anumită

perioadă de timp. Acest timpvariază după duritatea materialuluifolosit şi după sarcina aplicată.

Experimentele, arată ca întimpul funcţionării etanşării,rugozităţile tind spre o valoareconstantă cu o vitezădescrescătoare. Alura curbei este

prezentată în figura 2.56, din analiza ei rezultând că perioada de stabilizare arugozităţilor este de cca. 5-50 ore, aceasta reprezentând perioada de rodaj.

Fig. 2.55

Fig. 2.56


62

Influenţa vibraţiilor.

Este cunoscut că vibraţiile axiale puternice pot cauza distrugerearapidă a feţelor de etanşare. Vibraţiile radiale sunt mai puţin periculoasedecât cele axiale deoarece au nu un efect direct asupra uzurii feţelor deetanşare. Experimental s-a observat că atât uzura cât şi scurgerile cresc odatăcu amplitudinea şi frecvenţa vibraţiilor din etanşare.

CAPITOLUL 3

ANALIZA FUNCŢIONALĂ ŞI CALCULULETANŞĂRILOR CU PRESGARNITURĂ

3.1 Metode folosite pentru analiza etanşărilor cu presgarnitură

Analiza funcţionării şi proiectarea etanşărilor cu presgarnitură, sepoate realiza, în funcţie de particularităţile specifice, prin:

- metode analitice;- metode analitico-experimentale;- metode experimentale.Din prima categorie fac parte metodele bazate pe modele analitice,

care, bazându-se pe o serie de aproximări şi limitări, generează sisteme deecuaţii uşor de rezolvat. Respectivele limitări apar sub forma unor ipotezeiniţiale, mai mult sau mai puţin conforme cu realitatea, referitoare lacomportarea tribo-mecanică a materialului garniturii, distribuţia sarcinilor înetanşare etc. În acest mod se obţin relaţii de calcul simple, constantele careintervin fiind de natură tribo-mecanică generală specifice materialelorutilizate pentru construcţia etanşării. În consecinţă, rezultatele obţinute deproiectant diferă după modelul analitic folosit.

Spre exemplu, metodele generale de calcul a distribuţiei de presiuniîn garnitura etanşării se bazează pe următoarele ipoteze iniţiale:

- coeficienţii de transformare a presiunii axiale în presiuneradială pe cele două feţe ale garniturii (arbore-garnitură şicarcasă-garnitură – k1 şi, respectiv, k2) sunt egali;

- forţele de frecare de pe cele două suprafeţe ale garniturii(interioară şi exterioară) acţionează pe un diametru mediu algarniturii, fiind uniform repartizate pe lungimea etanşării;

- materialul garniturii se comportă perfect elastic, respectândlegea lui Hooke;

Capitolul 3 Analiza funcţională a etanşărilor cu presgarnitură

64

- se neglijează complet fenomenele termice ce se desfăşoară îngarnitură, sub influenţa temperaturii mediului etanşat sau alcăldurii generate prin frecare;

- se neglijează aspectele legate de modul de solicitare algarniturii (comprimare) şi modificările caracteristicilor derezistenţă datorate tipului de material folosit (plin, împletitrotund, împletit pătrat etc.).

În urma analizei comportării garniturii de etanşare se obţine un setde ecuaţii ce descriu: distribuţia presiunii axiale pe lungimea de etanşare;legătura dintre presiunea axială şi presiunea radială; forţa de frecare dintrearbore şi garnitură; lungimea necesară a garniturii.

Cu ajutorul ecuaţiilor obţinute prin metodele menţionate mai sus sepoate proiecta complet o etanşare cu presgarnitură, folosind o serie decaracteristici tribo-mecanice comune, disponibile în documentaţiilereferitoare la materialele specifice acestor tipuri de etanşări. Însă, datorităipotezelor iniţiale neconforme cu realitatea, evidenţiată de cercetărileexperimentale, rezultatele obţinute vor fi relativ imprecise.

Aceste metode se remarcă printr-un grad ridicat de generalitate faţăde materialele, soluţiile constructive şi condiţiile funcţionale analizate,furnizând însă rezultate relativ imprecise, cu diferenţe apreciabile faţă demăsurătorile experimentale.

A doua categorie este constituită de metodele bazate pe modeleanalitice care iau în considerare comportarea vâsco-elastică a materialelor degarnitură.

Aspectul teoretic al acestora derivă din utilizarea unui aparatmatematic complex destinat modelării fenomenelor de acest tip.

Aspectul experimental este conferit de sistemele de ecuaţii obţinute,mai mult sau mai puţin complicate a căror rezolvare impune stabilirea unorcaracteristici specifice de comportare mecanică a materialului, (1,2, E(),

’’)care nu pot fi determinate decât prin metode experimentale specificeReologiei.

Datorită diversităţii proprietăţilor materialelor şi a varietăţiicondiţiilor experimentale, au fost propuse diferite modele mecanice care augenerat ecuaţii constitutive, mai mult sau mai puţin complicate. Eleurmăresc descrierea analitică a comportării materialelor, observată pe căiexperimentale. Majoritatea, însă, descriu, relativ corect, atât calitativ cât şicantitativ, numai o gamă foarte îngustă de fenomene observateexperimental. Pentru acele fenomene care pot fi descrise calitativ cu ecuaţia


65

constitutivă considerată, descrierea cantitativă se face prin determinareaexperimentală a unui număr de constante sau funcţii de material.

De exemplu modelul Burgers conceput iniţial pentru studiulcomportării betonului (fenomenul de îmbătrânire), poate descrie numaiaspectele liniare din comportarea materialelor de etanşare. Astfel, utilizareasa este oportună doar în situaţiile în care se poate neglija aspectul neliniar alcomportării acestora. Modelul propus de Tashiro şi Yoshida are oaplicabilitate mai extinsă incluzând şi răspunsul neliniar al materialului lasolicitările funcţionale.

Având în vedere cele arătate, se poate concluziona că metodele deanaliză care ţin seama de comportarea vâsco-elastică a materialuluigarniturii oferă un grad ridicat de precizie, cu condiţia alegeriicorespunzătoare a modelului pentru descrierea comportării materialuluistudiat.

A treia categorie este constituită din metode pur experimentale.Metodele de acest tip sunt bazate pe determinări experimentale, efectuate pemodele reale care funcţionează în condiţii identic-reale, simulate prindiferite procedee. Ele presupun existenţa unor standuri adecvate, echipate cuinstrumente de măsură capabile să urmărească evoluţia majorităţiiparametrilor funcţionali specifici etanşărilor cu presgarnitură. Relaţiile decalcul, stabilite prin punerea în ecuaţie a variaţiilor astfel înregistrate, suntrelativ simple dar conţin numeroase constante, determinate experimental,legate de material sau de condiţiile de funcţionare. Rezultatele obţinute prinutilizarea lor se caracterizează printr-un înalt grad de precizie dar cureferinţă strictă la un singur material, respectiv o singură soluţie constructivăpentru etanşare.

Aceste metode sunt singurele capabile să furnizeze informaţiiprecise referitoare la debitul de scurgeri prin etanşare, la variaţiacoeficientului de frecare dintre garnitură şi arbore, la temperatura zonei decontact arbore-garnitură etc.

Şi prin aceste metode se pot obţine relaţii diferite pentru descriereaunui acelaşi fenomen fizic. Diferenţa este generată de punctul de vedere dincare experimentatorul abordează etanşarea studiată. Astfel, făcând abstracţiede precizia de execuţie a etanşării, Golubeva şi Kondakova propun douărelaţii pentru calculul debitului de scurgeri prin etanşare, funcţie dematerialul folosit pentru garnitura de etanşare. În acelaşi timp Truhin, luândîn considerare doar precizia de execuţie, recomandă în pentru calcululaceluiaşi debit de scurgeri (în cazul garniturilor din teflon).


66

Diferenţele mai pot apare datorită alegerii de parametri diferiţipentru fundamentarea relaţiilor de calcul. De exemplu, Ratanov şi Valovskiiexprimă variaţia coeficientului de frecare arbore-garnitură funcţie de vitezaperiferică şi presiunea radială. Fălticeanu foloseşte în acelaşi scopelementele geometrice ale etanşării şi natura materialului garniturii.

O altă cauză a diferenţelor (şi a impreciziei) dintre diferitelemetode de calcul a etanşărilor cu presgarnitură o constituie luarea înconsideraţie a caracteristicilor de rezistenţă mecanică (module deelasticitate, deformaţii specifice etc.) corespunzătoare materialului plin, încondiţiile în care garnitura este confecţionată din fibre împletite.

Analizând cele prezentate mai sus se pot evidenţia dezideratele sprecare tind metodologiile de analiză funcţională a etanşărilor cu presgarnitură:

- obţinerea de relaţii de calcul cât mai simple, uşor de utilizat înactivitatea curentă de proiectare;

- acoperirea unei game funcţionale (materiale şi soluţiiconstructive) cât mai largi;

- evitarea determinărilor experimentale costisitoare care, înanumite cazuri pot avea o finalitate discutabilă;

- utilizarea caracteristicilor tribo-mecanice generale alematerialelor studiate;

- descrierea cât mai fidelă a fenomenelor implicate înfuncţionarea etanşării.

Privind metodele prezentate prin prisma acestor deziderate, seobservă situarea lor în poziţii diferite, mai aproape de unele sau de alteledintre ele. Nici una dintre aceste metode nu este complet satisfăcătoare dinpunctul de vedere al proiectantului, pus în situaţia de a obţine rezultatediferite funcţie de calea de analiză aleasă.

3.2 Sinteza metodelor de analiză funcţională a etanşărilor cupresgarnitură

Funcţionarea etanşărilor cu presgarnitură se bazează pe efectul detransformare a presiunii axiale, generată de lunetă, în presiune de etanşare,radială pe arbore. Această transformare are loc în garnitură, datorităcalităţilor speciale ale materialului din care este aceasta construită.

Specifice acestui tip de etanşare sunt distribuţiile inegale alepresiunilor axiale şi radiale pe lungimea de contact arbore-garnitură, figura3.1.


67

În urma aplicării presiuniipe lunetă, presiunea mediuluietanşat se distribuie descrescătorpe lungimea garniturii obţinându-se astfel efectul de etanşeizare,figura 3.2a. Se observă că lângălunetă presiunea mediului etanşatnu este nulă, ceea ce asigură undebit controlat de scurgere prinetanşare, în scopul ungerii şirăcirii garniturii. Se remarcă deasemenea, modificareadistribuţiilor de presiuni datorităinfluenţei presiunii mediuluietanşat, figura 3.2b.

Cunoaşterea acestor distribuţii, precum şi a legăturii dintrepresiunea axială şi cea radială sunt indispensabile pentru proiectareaeficientă a etanşării.

Fig. 3.1

Distribuţia presiunilor axiale pe lungimeagarniturii,

în absenţa presiunii mediului etanşat

Fig. 3.2

Distribuţia presiunilor pe lungimea garniturii, după Hoffmann.pm0 – presiunea mediului etanşat; pl – presiunea axială la baza garniturii; Rl –

reacţiunea axială la baza garniturii; p – presiunea totală în garnitură; pmz –presiunea mediului etanşat la cota “z”; pL – presiunea axială pe lunetă; pmL –

suprapresiunea mediului lângă lunetă; RL – reacţiunea în lunetă


68

Fenomenele care au loc în timpul funcţionării în etanşare, mai alesîn garnitură, sunt multiple. Astfel, îşi manifestă influenţa factori legaţi dematerialul garniturii (care la rândul lor depind de sarcinile aplicate, detemperatura de funcţionare, de durata de funcţionare etc.), factori legaţi demediul etanşat, factori tribologici etc. Datorită complexităţii acestor factori,construirea unui model teoretic general valabil al etanşării cu presgarniturăbazat pe un calcul exact, direct utilizabil în activitatea de proiectare, estepractic imposibilă. Din acest motiv se impune adoptarea, ca punct de pornireîn modelarea şi proiectarea etanşării, unor ipoteze iniţiale, simplificatoare.Prin aceste ipoteze aria de generalitate a modelului şi a metodei de analiză aacestuia este restrânsă, obţinându-se rezultate mai mult sau mai puţinconforme cu realitatea.

În funcţie de ipotezeleiniţiale, se pot distinge câtevametode predominante de abordare astudiului etanşărilor cupresgarnitură.

Astfel, metoda clasicăporneşte de la presupunerea cămaterialul garniturii este perfectelastic şi izotrop, neglijându-se

totodată efectul temperaturii asupra acestuia.În aceste condiţii, Hoffmann aplicând garniturii legea lui Hooke

într-un sistem de referinţă cilindric convenabil ales conform figurii 1.4,obţine următoarele ecuaţii:

,,,,,,,,1

rzrzzrzr E (3.1)

unde:E – modulul de elasticitate longitudinală; - coeficientul lui Poisson.Presupunând că arborele este perfect elastic şi rigid iar umplutura

umple perfect locaşul se poate scrie:

r = 0 (3.2)şi deci:

Fig. 3.3Sistem de referinţă folosit pentru calculul

etanşării cu presgarnitură


69

r = k z sau pr = k pz (3.3)

unde:

1

k este factorul de transformare a presiunii axiale în presiune

radială. El este considerat constant pe lungimea garniturii, având aceeaşivaloare atât pe faţa interioară cât şi pe cea exterioară a garniturii.

Relaţia 3.3 reprezintă legea de transformare a presiunii axiale înpresiune radială în garnitura etanşării cu presgarnitură.

Pentru stabilirea modului de variaţie a presiunii radiale în lunguletanşării Hoffmann, porneşte de la condiţiile de echilibru scrise pentru unvolum elementar de garnitură cu grosimea dz, relaţia 3.4, conform figurii1.5.

p – (p + dp) – (dF1 + dF2) = 0 (3.4)

Pentru simplificarea calculelor Hoffmann face ipoteza că forţele defrecare acţionează pe un circumferinţa unui cerc cu diametrul egal cudiametrul mediu al garniturii, dm, conformă şi cu ipoteza făcută deOchonski. Prelucrând ecuaţia 3.4 se obţine:

zrmrm dpdDdzpddzpd 2221 4

(3.5)

a)Fig. 3.4

Repartiţia presiunilor şi tensiunilor în garnitură după Hoffmanna) repartiţia presiunilor, b) repartiţia tensiunilor şi forţelor.

b)


70

iar după integrare pe lungimea etanşării:

zL

S

k

lz epp21

(3.6)

În relaţiile 3.4 – 3.6 şi în figura 3.4 s-au folosit următoarele notaţii:pz – presiunea axială în garnitură, la cota z;pr,z – presiunea radială în garnitură, la cota z;pL – presiunea axială la baza lunetei;pl – presiunea axială la baza presetupei;L – lungimea etanşării;dz – lungimea unui volum elementar de garnitură;

S – lăţimea garniturii, pe rază (2

dDS

);

1,2–coeficienţii de frecare dintre garnitură şi arbore, respectivgarnitură şi carcasă;

F1,2 – forţele de frecare corespunzătoare, pe cele două feţe alegarniturii;

D – diametrul exterior al garniturii;d – diametrul interior al garniturii;

dm – diametrul mediu al garniturii (2

dDdm

);

n – turaţia arborelui etanşat;Relaţia 3.6, cunoscută şi sub denumirea de relaţia lui Thomson,

reprezintă legea de variaţie a presiunii axiale pe lungime a etanşării înfuncţie de presiunea necesară la baza garniturii.

Măsurătorile experimentale făcute de Hayashi şi Hirasata confirmăvalabilitatea relaţiei lui Thomson dar evidenţiază, în acelaşi timp, că valorilecoeficientului de transformare k sunt diferite pe cele două feţe ale garniturii.De asemenea, se constată o variaţie a acestui coeficient pe lungimeaetanşării.


71

Pornind de la ipotezasimplificatoare că factorul k esteconstant pe lungimea etanşăriiPengyun caută să justificeteoretic constatareaexperimentală menţionată maisus. Pentru aceasta se scrieecuaţia de echilibru pentru unelement de garnitură, conformfigurii 3.5, obţinându-se relaţia3.7.

044 2211

2222 DdzddzdDddD rrzzz

(3.7)

După prelucrare şi integrare pe lungimea etanşării, relaţia 3.7 devine:

22

22114-

dD

zDkdk

Lz e

(3.8)

Pengyun propune o relaţie de legătură între coeficienţii k1,2 şielementele geometrice constructive ale garniturii:

dD

dD

d

D

k

k

35

53

2

1

2

1

(3.9)

În relaţiile 3.7 – 3.9 şi în figura 3.5 s-au mai folosit următoarelenotaţii:

r1,r2 – tensiunile radiale, în elementul dz, pe faţa interioară,respectiv exterioară a garniturii;

z – tensiunea axială în garnitură la cota z;Tz – forţa tangenţială;k1,2 – coeficienţii de transformare, corespunzători celor două

feţe ale garniturii;

Fig. 3.5Repartiţia forţelor şi tensiunilor în elementul

de garnitură, după Pengyun,


72

Deşi ecuaţia 3.8 este echivalentă cu relaţia lui Thomson,reprezentând legea de variaţie a presiunii axiale pe lungimea etanşării, totuşiexistă diferenţe între ele. Făcând ipoteza că factorii de transformare k şicoeficienţii de frecare 1,2 sunt egali pe cele două feţe ale garniturii, relaţiile3.6 si 3.8 pot fi scrise sub forma relaţiei 3.10, propusă pentru prima dată deDenny şi Turnbull:

S

zk

Lz e

2

(3.10)

Modelele de variaţie a presiunii axiale pe lungimea etanşării,prezentate mai sus, au fost obţinute pe cale pur teoretică şi s-au verificat (cuun grad mai mare sau mai mic de precizie) pe cale experimentală.

Există o altă categorie de modele care pot fi obţinute punândproblema invers: determinarea variaţiei presiunii axiale prin metodeexperimentale şi stabilirea ecuaţiilor care descriu curbele respective.Avantajul acestor metode este că se iau astfel în considerare aspecte ce ţinde comportarea reală a materialului garniturii.

Astfel, Fălticeanu stabileşte în urma măsurătorilor experimentaleefectuate pe un model real, corespunzător unei etanşări cu presgarnitură,următoarea ecuaţie de variaţie a presiunii axiale:

VkzLz epp (3.11)

În această relaţie V este un coeficient experimental determinat deautor, dependent de materialul garniturii, rugozitatea arborelui, lăţimeagarniturii şi temperatura de funcţionare.

Referitor la factorii de transformare k1,2, aceştia sunt consideraţiegali. Se evidenţiază însă variaţia factorului de transformare pe lungimeaetanşării, datorită modificării valorii presiunii axiale, propunându-seurmătoarea relaţie:

zAps ekk 1 (3.12)

În ecuaţia de mai sus ks şi A sunt coeficienţi determinaţiexperimental, ce depind de materialul garniturii şi temperatura defuncţionare.


73

După cum se observă, toate modelele prezentate ajung la aceeaşiconcluzie şi anume că presiunea axială în garnitură variază exponenţial pelungimea etanşării. În funcţie de ipotezele făcute, se obţin însă forme diferitepentru această variaţie. De exemplu modelele clasice, iau în considerarepresiunea mediului etanşat doar prin limitarea inferioară a valorii presiunii labaza garniturii, astfel încât să se manifeste fenomenul de etanşare.

Dacă se consideră presiunea mediului etanşat ca o mărimedistribuită în lungul garniturii, cu o variaţie descrescătoare spre lunetă(figura 3.2b), aspectul curbelor de distribuţie a presiunilor axiale în garniturăse modifică vizibil. Astfel se ajunge pe căi experimentale la concluzia căpresiunea mediului etanşat descreşte liniar spre lunetă, propunându-seurmătoarea relaţie de calcul pentru distribuţia de presiuni axiale în garnitură:

mzepp VzekLz

zAps

)1( (3.13)

unde:A, m – coeficienţi determinaţi experimental, ce depind de materialul

garniturii, dimensiunile secţiunii transversale prin garnitură, temperatura defuncţionare şi rugozităţile pereţilor camerei de etanşare.

Fenomene termice implicate în funcţionarea etanşărilor cupresgarnitură

O altă clasă de fenomene implicate în funcţionarea etanşărilor cupresgarnitură, pe lângă cele mecanice, sunt cele termice.

Modelele clasice neglijează influenţa temperaturii asupramaterialului garniturii, luând în considerare doar fenomenul de generare acăldurii prin frecările dintre arbore şi garnitură.

Ratanov şi Valovskii, propun pentru calculul valorii forţei defrecare, următoarea relaţie:

121

21

11

S

kL

l epSd

F

(3.14)

Pe baza ecuaţiei 3.14 se poate determina puterea pierdută prinfrecare, măsurată în kW:


74

9549521 nd

FPf (3.15)

Golubeva şi Kondakova propun pentru stabilirea puterii pierduteprin frecare (măsurată în W), următoarea relaţie:

122 kilf ebprP (3.16)

unde:i – numărul de inele ale garniturii;b – lăţimea garniturii.Relaţiile 3.15 – 3.16 pot fi utilizate pentru calculul puterii necesare

la intrarea în etanşare, pentru o valoare de ieşire impusă.Referitor la creşterea temperaturii etanşării, datorită căldurii

generate prin frecare, problema este abordată diferit. În unele lucrări seneglijează acest aspect, în timp ce în altele acest fenomen este evidenţiat,propunându-se diferite relaţii de calcul pentru temperatura stabilizată întimpul funcţionării etanşării:

LT LpCVS eCT (3.17)

unde: TS reprezintă temperatura stabilizată iar CV şi CT sunt coeficienţideterminaţi pe cale experimentală, ce depind de viteza tangenţială, respectivde regimul de ungere răcire.

Se observă din cele arătate mai sus că pentru a obţine o anumităvaloare a presiunii de etanşare la baza garniturii, este necesară aplicarea uneipresiuni considerabil mai mare la nivelul lunetei. Acest fapt constituie unuldin dezavantajele majore ale etanşărilor cu presgarnitură. Datorităpresiunilor radiale mari apare uzura prematură şi inegală a arborelui etanşat,apar pierderi însemnate de putere prin frecare, se produc încălziri puterniceîn zona de contact arbore – garnitură.

În vederea stabilirii dimensiunilor constructive a etanşărilor cupresgarnitură, se urmăreşte obţinerea unei soluţii de compromis întrenecesitatea existenţei unei presiuni de etanşare cât mai mari şi evitareapierderilor prin frecare precum şi a uzurilor exagerate.


75

Pornind de la aceste considerente, neglijându-se aspectele legate decăldura generată prin frecare, Merkel indică următoarea relaţie de calculpentru lungimea de etanşare (pentru garnituri executate din şnur cu secţiuneapătrată):

21

ln

k

p

kpS

L

L

(3.18)

unde: - coeficient de siguranţă al etanşării;p – presiunea mediului etanşat.Unele lucrări redau lungimea garniturii sub forma unui raport

reprezentând numărul de inele al garniturii de etanşare, variabil în funcţie depresiunea mediului etanşat. Există recomandări pentru valorile acestuinumăr, funcţie de presiunea etanşată, de exemplu cele prezentate în tabelul3.1.

Hoffmannpropune pentru calculullungimii optime aetanşării din punct devedere al asigurăriietanşeităţii, fără a se luaîn considerare aspecteletermice, următoarea

relaţie:

llL pppk

AL lnln (3.19)

unde:A este un coeficient determinat experimental, dependent de natura

materialului garniturii.Dacă se iau în considerare şi creşterile de temperatură datorate

frecării, relaţiile de calcul pentru lungimea etanşării devin mult maicomplexe, de exemplu:

T

PTV

S

V

S

C

CCkC

pT

kC

pT

L2

4lnln

2

(3.20)

Tabelul 3.1Presiunea de etanşat p [MPa] 0,6 10Numărul de inele 5 8Presiunea în lunetă pL [MPa] 2,5 19,6


76

În ecuaţia de mai sus CV şi CT sunt coeficienţii determinaţiexperimental menţionaţi la relaţia 3.17 iar CP este de asemenea un coeficientstabilit pe cale experimentală, cu valori cuprinse în intervalul (1.7 2).

Analiza funcţională a etanşărilor cu presgarnitură

În cazul acestui tip de etanşare, analiza funcţională are două aspecteprincipale. Primul aspect constă în determinarea formei constructive optimeşi a materialului pentru o etanşare care lucrează în condiţii cunoscute(natura, presiunea şi temperatura fluidului etanşat, viteza de rotaţie a axuluietc.). Al doilea aspect vizează comportarea etanşării în funcţionare, respectivdebitul de scurgeri, perioadele de verificare şi întreţinere, durata estimată deviaţă a garniturii etc.

După cum s-a arătat în paragrafele anterioare, există o întreagăgamă de forme constructive pentru etanşările cu presgarnitură. Aceastăvarietate caută să elimine principalele dezavantaje ale acestui tip de etanşare(presiuni radiale repartizate inegal pe lungimea de contact arbore –garnitură, pierderi de putere considerabile prin frecare, importante cantităţide căldură generate în funcţionare, necesitatea strângerilor periodice etc.) Înacelaşi scop a fost creată o întreagă clasă de materiale special destinateconstrucţiei de garnituri pentru aceste etanşări.

Majoritatea optimizărilor constructive aduse formei de bază aetanşării cu presgarnitură sunt rezultatul încercărilor experimentale, făcutede fabricanţi în condiţii particulare de lucru (fluid etanşat, material degarnitură etc.). În aceeaşi situaţie se află şi materialele pentru garnituri, uniifabricanţi menţionând expres acest lucru. Există astfel posibilitatea caanumite condiţii de funcţionare impuse să nu fie realizate decât de un numărrelativ restrâns de combinaţii formă constructivă – material de garnitură,combinaţii care nu se regăsesc în documentaţia existentă în momentulproiectării etanşării respective.

În scopul depistării variantelor constructive optime ale etanşăriiNesbitt evidenţiază necesitatea unei analize funcţionale prealabile cât maiamănunţită a acesteia, bazată pe modele teoretice cât mai conforme curealitatea.

Ca urmare nu este o problemă simplă alegerea varianteiconstructive optime şi a materialului optim pentru o anumită etanşare.Proiectantul are la dispoziţie suficiente posibilităţi dar criteriile de alegere,chiar dacă foarte clar formulate, nu sunt destul de bine modelate analitic


77

astfel încât să permită un studiu teoretic prealabil al funcţionării viitoareietanşări.

Unul dintre criteriile principale de analiză constă în apreciereadebitului de scurgeri prin etanşare, funcţie de lungimea garniturii şipresiunile implicate. După Cai, Mutharasan şi Ko metodologia de abordare aacestei probleme diferă după tipul materialului folosit pentru executareagarniturii de etanşare.

Astfel, pentru cazul în care se cere estimarea debitului de scurgeriprintr-o etanşare cu presgarnitură cu garnituri executate din materiale de tipAF-1, AFT, AG, FUM Golubeva şi Kondakova propun următoarea relaţie:

L

dpQ m

009,0

(3.21)

unde:Q – debitul de scurgeri, [dm3/h];d – diametrul arborelui etanşat, [mm];L – lungimea garniturii, [mm];pm – presiunea mediului etanşat, [MPa]; - vâscozitatea dinamică a mediului etanşat.Dacă însă se pune problema stabilirii presiunii axiale de strângere a

lunetei, în vederea obţinerii unui debit de scurgeri impus, se recomandăurmătoarea relaţie:

mmL

pSd

QLMp

07

0

10*7,3lg

0,043

(3.22)

unde s-au mai folosit notaţiile:M0, S0 – coeficienţi ce dependenţi de natura materialului garniturii;dm – diametrul mediu al garniturii, [mm];În cazul garniturilor din teflon, se recomandă relaţia 3.23, pentru

calculul debitului de scurgeri şi relaţia 3.24, pentru determinarea presiuniinecesare pe lunetă:

mm p

L

SdQ

73,0

(3.23)


78

unde:S – coeficient dependent de natura materialului garniturii,

[m3/MPa*min];

101,1 mL pp (3.24)

În stabilirea relaţiilor de mai sus nu au fost luate în considerareeventualele abateri de formă şi poziţie ale arborelui etanşat. Cercetăriledesfăşurate de Ishivata demonstrează că excentricitatea arborelui are oinfluenţă considerabilă asupra eficienţei etanşării. Truhin recomandă pentrucalculul debitului de scurgeri, prin etanşările cu garnitură din teflon,următoarea relaţie:

L

pdQ

3

2600 (3.25)

unde: – jocul radial dintre arbore şi garnitură;p – căderea de presiune pe lungimea L a etanşării; - vâscozitatea dinamică a mediului etanşat.Există şi recomandări cu un spectru mai larg de aplicabilitate, în

care influenţa materialului garniturii nu se răsfrânge asupra formei ecuaţiilor(care leagă debitul de scurgeri depresiunea pe lunetă) ci seevidenţiază prin coeficienţistabiliţi experimental:

QUmL

Lpepp , (3.26)

unde:U(p,L) – coeficient

dependent de natura materialuluigarniturii.

În figura 3.6 suntreprezentate curbele de variaţieale presiunii pe lunetă funcţie dedebitul de scurgeri,

Fig. 3.6Variaţia presiunii pe lunetă cu debitul de

scurgeri1- pm = 0,2 MPa; 2- pm = 0,6 MPa;

3- pm = 1,2 MPa.


79

corespunzătoare unor lungimi ale garniturii cuprinse între 2 10 inele şi aunor diferite valori a presiunii mediului etanşat.

Utilizând ecuaţiile prezentate mai sus, proiectantul poate trageconcluzii preţioase referitor la performanţele viitoarei etanşări. În acest mod,după cum arată Pogodin, se pot stabili totodată şi unele elementeconstructive optime astfel încât debitul de scurgeri să fie minim.

Un alt criteriu de apreciere a eficienţei unei etanşări cupresgarnitură este puterea pierdută prin frecare. Conform celor arătateanterior (relaţiile 3.15 – 3.16), metodele generale de proiectare a acestoretanşări permit estimarea pierderilor prin frecare. Totuşi pentru cazurileconcrete situaţia este diferită, relaţiile generale fiind înlocuite de relaţiibazate pe caracteristici particulare ale etanşării respective, în special legatede natura materialului garniturii.

Astfel, Golubeva şi Kondakova propun următoarea relaţie pentrucalculul momentului de frecare în etanşările cu garnituri din materiale detipul AG, FUM, AFT, AF-1 şi teflon:

Lf pLdM 2

2 (3.27)

unde: – coeficient dependent de natura materialului garniturii; - coeficientul de frecare dintre arbore şi garnitură.Chiar în aceste condiţii (utilizarea de relaţii corelate cu grupe

restrânse de materiale, prin folosirea coeficienţilor determinaţi experimental)rezultatele obţinute sunt relativ puţin precise deoarece nu sunt luate înconsiderare unele fenomene legate de variaţia parametrilor fundamentali:coeficient de frecare, modul de elasticitate etc. În cazurile reale acestevariaţii, deloc neglijabile, influenţează considerabil funcţionarea etanşării.

Astfel, în urma desfăşurării unor experimente pe garnituriexecutate din asbest, tipul AP, în Seleghei şi Serghienko se remarcă ovariaţie semnificativă a coeficientului de frecare sub influenţa presiuniiradiale în zona de contact şi a vitezei de alunecare în zona de contact, figura3.7.

Această observaţie este susţinută şi de măsurătorile efectuate deRatanov şi Valovskii.

Relaţia de calcul pentru valorile coeficientului de frecare, în cazulregimului de funcţionare fără ungere a garniturii este:


80

2

2,0

38,043,186,2 RR pp

v

(3.28)

unde:pR – presiunea

radială;v – viteza

periferică.În cazul folosirii

ungerii exterioare, s-adovedit experimental căaspectul curbelor devariaţie a coeficientuluide frecare se păstrează,obţinându-se însă valorimult mai mici. În aceastăsituaţie relaţia 3.28devine:

2

2,0

88,035,369,6 RR pp

v

(3.29)

În unele lucrări evoluţia coeficientului de frecare dintre arbore şigarnitură este descrisă de relaţii în care nu intervine viteza relativă, cielementele geometrice ale etanşării şi natura materialului garniturii, subforma unor coeficienţi, de exemplu:

1

0

1 dxmxepkd

F

kVxL

f

(3.30)

unde:Ff – forţa de frecare dintre arbore şi garnitură, măsurată

experimental;

Fig. 3.7Variaţia coeficientului de frecare cu presiunea radială

şi viteza de alunecare1- viteza de 0,02 m/s; 2- viteza de 0,08 m/s; 3-

viteza de 0,2 m/s; 4- viteza de 0,32 m/s;5- viteza de 0,5 m/s; 6- viteza de 0,9 m/s; 7- viteza de

1,5 m/s.


81

k, k1 – coeficienţii de transformare a presiunilor axiale în presiuniradiale;

V – coeficient determinat experimental, dependent de materialul

garniturii.

În urma analizelor experimentale făcute se impune concluzia căprincipalii factori care induc variaţii coeficientului de frecare sunt natura şipresiunea mediului etanşat, debitul de scurgeri şi rugozitatea suprafeţeiarborelui etanşat, figura 3.8.

Folosind relaţiile 3.27 – 3.30 se pot estima efectele frecării fiindastfel posibilă alegerea unei variante constructive corespunzătoare (cusisteme de ungere, ungere-răcire etc.). În acest mod se pot evita aspectelenedorite ale etanşărilor cu presgarnitură cum ar fi pierderile mari de putere

prin frecare, supraîncălzirea garniturii etc.

Fig. 3.8Variaţia coeficientului de frecare.

a) variaţia sub influenţa naturii mediului etanşat şi a debitului de scurgeri: 1-apă curată; 2- apă cu impurităţi dure şi debit de scurgeri mic; 3- apă cu

impurităţi dure şi debit de scurgeri mare. b) variaţia sub influenţa rugozităţiiarborelui şi a regimului de ungere: 4- cu ungere exterioară; 5- cu ungere de la

fluidul de lucru; 6- fără ungere.


82

3.3. Forme şi dimensiuni constructive ale etanşărilor cupresgarnitură

Pornind de la modelele teoretice prezentate la paragraful anterior, s-au stabilit o serie de forme constructive general valabile pentru etanşările deacest tip. S-au stabilit, de asemenea şi relaţiile dintre dimensiunilegeometrice ale garniturii, corespunzătoare unei funcţionări în condiţiioptime. Optimizarea urmăreşte în primul rând obţinerea unei distribuţii câtmai uniforme a presiunilor radiale în lungul etanşării. Acest lucru se obţineatât prin limitarea lungimii garniturii, cât şi prin alte metode, cum ar fi:modificarea formei suprafeţei de aşezare a garniturii, intercalarea printreinelele de etanşare a unor inele rigide, aplicarea unor soluţii constructive decreare a unor contra - presiuni axiale la baza garniturii etc. Pentru etanşărileutilizate în scopuri generale, pentru etanşarea mediilor cu presiuni şitemperaturi relativ mici, limitarea lungimii etanşării la minimum necesareste, în majoritatea cazurilor suficientă.

Astfel standardele germane recomandă forma prezentată în figura3.9, cu dimensiunile (funcţie de presiunea etanşată) corespunzătoaretabelului 3.2. Se remarcă forma plană a suprafeţei de aşezare a garniturii. Nuse fac recomandări pentru sistemul de strângere utilizat.

Normele franceze recomandădouă variante constructive, custrângere cu piuliţă olandeză şi custrângere cu flanşă şi şuruburi,prezentate în figura 3.10. Se remarcăforma conică a suprafeţei de aşezare agarniturii. În tabelul 3.3 suntprezentate câteva recomandăridimensionale.

Fig. 1.8Forme constructive recomandate de

normele francezea) cu bucşă filetată; b) cu şuruburi

Fig. 1.7Formă constructivă recomandată

pentru cutia de etanşare

Tabelul 3.2a

Diametrul arborelui d [mm] 4 200Grosimea garniturii S [mm] 2,5 20

Tabelul 3.2bPresiunea de etanşat p [MPa] 0,6 10Numărul de inele 4 12


83

Standardele ruseştioferă mai multe forme

constructive,diferenţiate prin modulde strângere, ce acoperăo gamă funcţionalăextrem de largă, cupresiuni etanşate până la40 MPa şi temperaturicuprinse între (– 80C 560C). Principalelevariante constructiverecomandate suntprezentate în figura

3.11. Astfel, varianta TUN-I foloseşte pentru strângere o piuliţă olandeză(figura 3.11a) şi este recomandat a fi utilizată pentru arbori cu diametrulpână la 28 mm, la presiuni de până la 40 MPa. Variantele TUN-II şi TUN-III folosesc pentru strângere flanşe cu prezoane, respectiv şuruburirabatabile, (figura 3.11b,c) şi este recomandat a fi utilizate pentru arbori cudiametrul cuprins între (8 120) mm, la presiuni etanşate de până la 6,3MPa. Varianta TUN-IV, care foloseşte pentru strângere flanşe şi prezoanelungi (figura 3.11d),este recomandat a fi utilizată pentru arbori cu diametrecuprinse între (8 120) mm dar la presiuni de până la 1,6 MPa.

Referitor la dimensiunile cutiei de etanşare, se oferă indicaţiileprezentate în figura 3.12 şi tabelul 3.4.

Şi la noi în ţară există o serie de standarde care reglementeazăforma şi dimensiunile locaşurilor pentru garnitură la etanşările cu

Tabelul 3.3a

Forma constructivă tip aDiametrul arborelui d [mm] 12 100Grosimea garniturii S [mm] 4 14

Forma constructivă tip b

Diametrul arborelui d [mm] 8 30

Grosimea garniturii S [mm] 4 8

Tabelul 3.3bPresiunea de etanşat p [MPa] 0,6 10Numărul de inele 3 9

Fig. 3.11Forme constructive recomandate de standardul OCT 2607-2050-82

a) varianta TUN-I; b) varianta TUN-II; c) varianta TUN-III; d) varianta TUN-IV


84

presgarnitură, atât pentru utilizări generale cât şi pentru aplicaţii specifice.Se prevede o singură variantă constructivă, cu suprafaţa de aşezare agarniturii de formă conică, figura 3.13, fără nici o recomandare referitor lamodul de strângere. Câteva recomandări privind gama de funcţionare suntprezentate în tabelul 3.5.

În unele lucrări s-a ajuns la concluzia, pe căi experimentale, căforma plană a suprafeţei de aşezare a garniturii generează un aspect maiconvenabil al relaţiei forţă axială de presare – presiune de fluid etanşat decâtforma conică.

Se observă că standardele prezentate se referă doar la dimensiunile(şi eventual forma) locaşului pentru garnitură. Stabilirea acestor dimensiunise bazează pe utilizarea relaţiilor ce descriu variaţia presiunii axiale înlungul etanşării (relaţii de tipul 3.6; 3.8; 3.9; 3.10), impunând ca valoareapresiunii radiale la baza garniturii să fie cel puţin egală cu valoarea presiunii

Fig. 3.13Forma constructivă pentru

locaşul garnituriirecomandată în standardele

româneşti

Fig. 3.12Forma recomandată de

standardele ruseşti pentru locaşulgarniturii de etanşare

Tabelul 3.4a

Diametrul arborelui d [mm] 8 120Grosimea garniturii S [mm] 4 12,5

Tabelul 3.4bPresiunea de etanşat p [MPa] 0,6 40

Lungimea etanşării L [mm] 20 220

Tabelul 3.5a

Diametrul arborelui d [mm] 40 125Grosimea garniturii S [mm] 10 14

Tabelul 3.5bPresiunea de etanşat p [MPa] 0,6 1,6Numărul de inele 4 8


85

mediului etanşat. Se urmăreşte ca lungimea garniturii să fie minimă,reducând astfel la minimum pierderile prin frecare şi uzura arborelui.

Optimizarea formelor constructive ale etanşărilor cupresgarnitură

După cum s-a arătat la paragraful anterior, cercetările privindetanşările cu presgarnitură cu destinaţie generală fac abstracţie de aspecteletermice ale funcţionării acestor sisteme mecanice. La presiuni etanşate mici,lungimea de etanşare necesară este mică şi ca urmare, cantitatea de căldurăgenerată prin frecare este disipată prin corpul etanşării fără a conduce laîncălzirea semnificativă a acesteia. Cu totul altfel stau lucrurile în cazulmediilor etanşate cu presiune sau/şi temperatură ridicată. În aceste situaţiicorpul etanşării nu mai poate disipa căldura generată prin frecare (sauprimită de la fluidul etanşat) şi ca atare se remarcă o creştere exagerată atemperaturii garniturii. Ca urmare a materialul acesteia îşi modifică sensibilparametrii fizico–mecanici, ceea ce conduce la pierderea capacităţii deetanşare. Este cazul amestecătoarelor din industria alimentară, a armăturilorpentru conductele de abur supraîncâlzit etc..

În proiectarea acestor etanşări recomandările de genul celorprezentate la paragraful anterior nu mai sunt suficiente. Este necesar să seapeleze la soluţii constructive de uniformizare a distribuţiei presiunilorradiale pe lungimea etanşării, de reducere a pierderilor prin frecare şi maiales de mărire a capacităţii de transfer termic a corpului etanşării.

Kempe recomandă câteva soluţii constructive de răcire forţată agarniturii şi a elementelor componente ale etanşării. Astfel, în figura 3.14 seprezintă, câteva variante constructive de etanşări cu răcire forţată,comparativ cu o construcţie clasică (figura 3.14a). Se observă că, pentruaceeaşi temperatură a garniturii, variantele cu răcire permit utilizarea unorlungimi de etanşare mai mari, deci oferă posibilitatea etanşării unor presiunimai mari.

Prin folosirea soluţiilor constructive de răcire forţată a etanşărilorse poate regla foarte precis intervalul termic de funcţionare al garniturii.Devine astfel posibilă utilizarea unor materiale de etanşare cu temperaturilimită de funcţionare relativ scăzute.


86

Referitor la presiunile radiale, distribuţia acestora în lunguletanşării se face după o curbă exponenţială. Acest fapt face ca, la etanşărilecu lungimi mari, zona din arbore aflată în imediata apropiere a lunetei să fiesupusă unor solicitări tribo-mecanice excesive, uzându-se astfel prematur.Pentru a preîntâmpina acest efect nedorit se poate acţiona pe două căi:adoptarea de soluţii constructive care duc la uniformizarea distribuţieipresiunilor radiale în lungul garniturii şi/sau reducerea frecării dintregarnitură şi arbore. Coopey recomandă două variante, în prima acţionându-se doar asupra distribuţiei presiunilor radiale (figura 3.15a), iar în cea de-adoua combinându-se sistemul de egalizare a presiunilor radiale cu un sistemde ungere-răcire a garniturii (figura 3.15b).

Fig. 3.14Etanşări cu răcire forţată

a) garnitură răcită la exterior; b) garnitură răcită pe ambele feţe; c) etanşare cu răcirecombinată

Fig. 3.15Construcţii optimizate de etanşări cu presgarnitură

a) uniformizarea distribuţiei presiunilor radiale; b) uniformizarea presiunilorradiale şi ungere-răcire.


87

Alte aspecte nedorite în funcţionarea etanşărilor cu presgarnitură,cum ar fi sensibilitatea acestora la abaterile de formă şi poziţie ale arboreluietanşat, necesitatea strângerilor repetate şi dificultăţile legate de forţele maride frecare dintre arbore şi garnitură pot fi, de asemenea, reduse printr-oformă constructivă adecvată. De exemplu, Martsinkovskii şi Shevchenkopropun două variante de etanşări cu presgarnitură autoreglabile, figura 3.16.

Autoreglarea presgarniturii se face prin deformarea elementelorelastice sub acţiunea momentului de frecare dintre arbore şi garnitură, înacest mod modificându-se presiunea axială pe lunetă. Influenţa bătăii radialea arborelui este eliminată prin construirea cutiei de etanşare mobilă (în planradial) faţă de corpul etanşării. Din acest motiv este necesară etanşareasuplimentară cu inel “O”.

Se observă, din cele prezentate mai sus, că principalele dezavantajeale etanşărilor cu presgarnitură pot fi evitate printr-o alegere adecvată asoluţiei constructive. Această alegere nu poate fi făcută în mod corect decâtîn urma unei analize funcţionale a etanşării luate în discuţie. Această analizăfurnizează rezultate cu atât mai fidele realităţii cu cât sunt luaţi înconsiderare mai mulţi factori dintre cei implicaţi în funcţionarea etanşării.

3.4. Materiale utilizate pentru confecţionarea garniturilor şicaracteristicile acestora

Pentru construirea elementelor componente ale etanşărilor cupresgarnitură se folosesc diferite categorii de materiale, corespunzătorrolului funcţional al elementului respectiv în cadrul etanşării.

Fig. 3.16Etanşări cu presgarnitură autoreglabile.

1- garnitura; 2- lunetă; 3- inel de sprijin; 4- arbore etanşat; 5- cutie de etanşare;6- elemente elastice; 7- inel “O”.


88

Astfel, pentru corpul etanşării se foloseşte, în general, acelaşimaterial utilizat şi la construirea ansamblului în care este integrată etanşarea.Materialele pot fi oţeluri, fonte sau aliaje neferoase, funcţie de mediuletanşat.

Pentru arbori se folosesc, de asemenea, materiale comune, în afarăde rezistenţa chimică faţă de mediul etanşat impunându-se şi calităţiletribologice corespunzătoare (rezistenţă la uzură ridicată, formarea unuicuplu antifricţiune cu materialul garniturii etc.). În unele situaţii se impuneutilizarea unei bucşe de protecţie pentru arbore (de exemplu soluţiaconstructivă din figura 3.15b). În aceste condiţii calităţile tribologice alematerialului arborelui nu mai sunt luate în considerare.

Referitor la materialele pentru garniturile de etanşare, aşa cum s-aprecizat la paragraful anterior, se impun o serie de calităţi specifice. Studiilerecente privind materialele de etanşare au condus la dezvoltarea unei întregiclase de materiale speciale destinate utilizării pentru construcţia garniturilordin etanşările cu presgarnitură. Ele constau, în majoritatea cazurilor, dintr-unmaterial de bază amestecat, în diverse configuraţii macroscopice, cu unmaterial auxiliar. Materialul de bază, în majoritatea cazurilor un polimer,conferă calităţile esenţiale ale garniturii, materialul auxiliar îmbunătăţindconsiderabil comportarea acesteia la solicitările tribo-mecanice la care estesupusă în timpul funcţionării. În general compoziţiile sunt determinate decaracteristicile funcţionale ale etanşării unde va fi utilizat materialulrespectiv cum ar fi: tipul şi viteza de mişcare a arborelui etanşat (rotaţie sautranslaţie) natura, temperatura şi presiunea mediului etanşat (lichid, gaz,conţinut de particule abrazive) etc..

Ca materiale componente se folosesc bumbacul, asbestul, teflonul,grafitul, nylonul, polipropilena, polietilena, aramida, sticla etc.

Referitor la caracteristicile de rezistenţă mecanică ale polimerilorde bază, acestea variază în limite destul de largi. Astfel, modulul deelasticitate (E) poate fi de la 330 MPa (poliester) până la 2700 MPa(polietilena). De asemenea, limita de curgere poate fi cuprinsă între 16 MPa(poliester) şi 55 MPa (polietilena).

Caracteristică pentru această clasă de materiale este forma deutilizare, ele folosindu-se ca fibre împletite în şnururi cu secţiune rotundăsau pătrată. Dimensiunile lor sunt corelate cu normele ce reglementeazădimensiunile locaşurilor de garnitură. Acest mod de fabricare permiteimpregnarea materialului pentru garnitură cu lubrifianţi lichizi sau soliziuşurează obţinerea de amestecuri de fibre din materiale cu diferite


89

proprietăţi ducând la realizarea unor garnituri care să corespundă cât maibine solicitărilor impuse de funcţionarea în etanşare.

Astfel, în urma combinării polietilenei cu fibra de sticlă (înproporţie de 30% fibră de sticlă) modulul de elasticitate (E) al produsuluiobţinut este de 11.000 MPa iar limita de curgere de 132 MPa.

O mare importanţă o prezintă modul de împletire al fibrelorcomponente, urmărindu-se obţinerea de şnururi cât mai compacte. Şnururileîmpletite oferă rezistenţă mai mare la presiuni ridicate, protejând garnituraîmpotriva extrudării. De asemenea, s-a dovedit experimental, de cătreHayashi şi Hirasata, că prin modul de împletire se pot influenţa calităţile debază ale materialului garniturii, cum ar fi capacitatea de transformare apresiunilor axiale în presiuni radiale, modul de variaţie al proprietăţilormecanice în timp etc. Pornind de la aceste considerente s-au realizatmultiple moduri de împletire, funcţie de materialele utilizate, destinaţiagarniturii şi firma producătoare.

Astfel, şnururile cu secţiune rotundă pot fi întâlnite în douăvariante: cu miez central sau simple, figura 3.17.

Materialele utilizate sunt:asbestul, bumbacul, teflonul,aramida etc. Straturile exterioare laşnururile cu miez central pot fiimpregnate cu lubrifianţi. Variantelesimple se folosesc la etanşareaarborilor cu mişcare de translaţie, laetanşările robinetelor iar variantelecu miez pentru etanşările de la axelepompelor centrifugale.

Se recomandă, îngeneral, şnurul împletit rotundcompus din trei materialediferite: un miez din fibre dearamidă (care asigurărezistenţa mecanică) şi ocămaşă exterioară formatădintr-un amestec de lubrifianţisolizi cu particule metalice

(care asigură ungerea şi răcirea garniturii), figura 3.18.

Fig. 3.17Şnururi împletite cu secţiune rotundă

a) cu miez central; b) simple

Fig. 3.18Şnur cu secţiune rotundă


90

Cel mai des folosite sunt însă şnururile cu secţiune pătrată. Suntrecomandate patru variante de şnururi, figura 3.19.

Şnururile pătrate din fibre întreţesute, figura 3.19a, au caracteristicicomune atât celor rotunde cât şi celor pătrate. Ele sunt, în majoritateacazurilor îmbibate cu lubrifianţi lichizi cum ar fi uleiuri sau suspensii lichidede teflon. Ele se pot împleti din orice tip de material şi au utilizare generală.

Şnururile pătrate din straturi laminate, figura 3.19b, sunt obţinuteprin turnarea de straturi subţiri de elastomeri, alternate cu fâşii de pânză dinbumbac. Garniturile rezultate astfel sunt relativ rigide. Dacă straturile deelastomer sunt foarte subţiri iar pânza mai groasă, se obţin garnituri maielastice. se recomandă a fi utilizate la etanşarea aburului, apei etc.

Şnururile pătrate din fibre răsucite, figura 3.19c, nu sunt la fel derezistente ca cele din fibre întreţesute dar sunt foarte uşor de instalat fiindrecomandate pentru cutiile de etanşare cu dimensiuni mici. Materialeleutilizate pentru obţinerea lor sunt asbestul sau bumbacul, impregnate cu uleimineral sau cu pulbere de grafit.

Şnururile pătrate plisate, figura 3.19d, se obţin din pânză dinbumbac sau ţesătură de asbest, pliată şi înfăşurată într-o panglică din acelaşimaterial. Partea care se va monta spre cutia de etanşare este impregnată cucauciuc.

Pentru a obţine performanţe superioare, necesare garniturilor carelucrează în condiţii de presiuni şi temperaturi ridicate, împletirea şnururilortrebuie făcută cât mai compact. În figura 3.20 sunt prezentate patru variantede şnur cu secţiune pătrată obţinute prin împletirea simultană a 8 până la 48de fire cu sau fără miez.

Fig. 3.19Variate de şnururi cu secţiune pătrată

a) fibre întreţesute; b) straturi laminate; c) fibre răsucite; d) plisate


91

Fig. 3.20Variante de împletire pentru şnurul pătrat

a) împletitură cu miez şi cămaşă dublă; b) împletitură simplă cu miez;c) împletitură fără miez, din patru reţele; d) împletitură fără miez, din trei reţele.

Fig. 3.21Variante de şnur plisat cu secţiune pătrată

a) învelit; b) simplu; c) suprapus; d) diagonal cu cămaşă;e) diagonal armat cu elastomer.

Fig. 3.22Repartiţia presiunilor radiale în garnitura din şnur pătrat

a) împletitură diagonală simplă; b) plisat suprapus; c) împletitură diagonală armată cuelastomer combinată cu împletitură diagonală simplă.


92

Pentru obţinerea unei distribuţii cât mai constante a presiunilorradiale pe lungimea garniturii se recurge la utilizarea combinaţiilor întrediferite variante de şnururi pătrate. În general se folosesc în acest scopşnururi plisate diagonal. cu sau fără armături din elastomeri şi şnururi plisatesuprapus, figura 3.21.

În figura 3.22 sunt prezentate comparativ distribuţiile presiunilorradiale la o etanşare cu garnituri simple şi combinate.

Experimental s-a făcut observaţia că, în urma aplicării presiuniiaxiale prin lunetă, secţiuneatransversală a şnuruluidevine din pătrată,trapezoidală, figura 3.23a.Pentru a evita acestfenomen, dăunătorprocesului de etanşare sepropune un şnur împletit cusecţiunea transversalătrapezoidală care, dupădeformare în etanşare,devine pătrată, figura3.23b.

Forma iniţială a şnurului esteprezentată în figura 3.24. Materialele utilizatesunt asbest, teflon, aramidă, grafit şi combinaţiiale acestora.

În anumite cazuri, în condiţii severede lucru, se utilizează şi garnituri din materialmasiv. În aceste situaţii se folosesc amestecuride mase plastice cu adaosuri de asbest, micăsau grafit şi lubrifianţi solizi sau benzi

extrudate, cu secţiune pătrată, din grafit, teflon, aramidă figura 3.25.Din cele prezentate mai sus reiese clar că elementul determinant

pentru calitatea unei etanşări cu presgarnitură este materialul din care esteconfecţionată garnitura. Datorită condiţiilor specifice de funcţionare, acestormateriale li se impun o serie de calităţi deosebite. Astfel, aceste materialetrebuie să prezinte o compatibilitate ridicată cu mediile etanşate atât însensul rezistenţei din punct de vedere fizico-chimic cât şi (mai ales în cazuletanşărilor utilizate în industria alimentară) în sensul evitării impurificăriiacestora. De asemenea, proprietăţile lor tribologice trebuie să le permită

Fig. 3.23Modificarea formei secţiunii transversale a

garniturii în urma presăriia) şnur cu secţiune trapezoidală;

b) şnur cu secţiune pătrată

Fig. 3.24Şnur împletit cu secţiune

trapezoidală


93

funcţionarea în condiţii de frecare uscată sau limită o perioadă cât maiîndelungată. O proprietate esenţială o constituie capacitatea de a transformapresiunile axiale în presiuni radiale. Nu în ultimul rând trebuie amintitănecesitatea ca toate aceste proprietăţi ale materialului să se conserve un timpcât mai îndelungat.

3.5. Aspecte ale modelării materialelor garniturilor de etanşare

Un material care să satisfacă toate aceste cerinţe simultan, fiindastfel capabil să funcţioneze în orice etanşare cu presgarnitură în oricecondiţii de lucru, este foarte dificil de obţinut. Există însă o întreagă clasă demateriale care corespund într-o măsură mai mare sau mai mică acestorcerinţe. Ca urmare, alegerea unui material se face pentru o anumită etanşare,ţinând cont strict de condiţiile în care aceasta va lucra, în urma unei analizefuncţionale făcute asupra etanşării respective.

În general, materialele care se pretează la utilizarea în etanşările cupresgarnitură sunt materiale moi, uşor deformabile, cu pronunţate calităţireologice. În schema generală ce reprezintă proprietăţile corpurilor reale eleintră în zona corpurilor vâsco-elasto-plastice cu caracter predominant vâsco-elastic, figura 3.26.

Fig. 3.25Şnururi pentru garnituri de etanşare, cu secţiune plină.

a) secţiune pătrată (teflon); b) secţiune dreptunghiulară (teflon); c) secţiune pătrată(teflon cu grafit); d) secţiune pătrată (grafit); e) secţiune pătrată (aramidă); f)

secţiune rotundă (aramidă).


94

După cum s-a văzutanterior, modelele teoreticeclasice utilizate pentrudescrierea funcţionăriietanşărilor cu presgarniturăpornesc de la ipoteza cămaterialul garniturii are ocomportare perfect elastică.Această ipoteză, deşi duce laconsiderabile simplificări alecalculelor, este infirmată derealitate. Este cunoscut faptulcă proprietăţile mecanice alegarniturilor nu se conservă întimp, ele prezentând variaţii

considerabile pe durata de viaţă a acestora. Acest fenomen este caracteristiccorpurilor vâsco-elastice şi nicidecum corpurilor perfect elastice, de tipHooke.

În figura 3.27 este prezentată o sinteză a comportării diferitelorclase de materiale sub acţiunea sarcinilor exterioare. Se remarcă aspectulcomplet diferit al evoluţiei tensiunilor şi deformaţiilor la materialele de tipelastic faţă de materialele de tip vâsco-elastic.

Fig. 3.26Clasificarea corpurilor reale

N. - fluidul ideal (al lui Newton);H. – elasticul ideal (al lui Hooke);

St.V. – plasticul ideal (al lui St.Venant).

Fig. 3.27Comportarea materialelor sub sarcină.


95

Timoshuk stabileşte câteva criterii de determinare a caracteristicilorreologice ale materialelor pentru garniturile etanşărilor cu presgarnitură.

Prin tratarea materialelorgarniturilor de etanşare prin prismacalităţilor vâsco-elastice se pot explicateoretic o serie de fenomene a cărorexistenţă a fost confirmatăexperimental. Dintre acestea cel maiimportant este fenomenul relaxăriitensiunilor din garnitură subdeformaţie constantă. Acest fenomenimpune strângerile periodice, necesarepentru păstrarea etanşeităţii, efectuateasupra garniturii. În figura 3.28 estereprezentată variaţia tensiunilor axiale

în timp pentru o garnitură formată din şase inele din asbest.Având în vedere acest aspect vâsco-elastic al comportării

materialelor utilizate pentru garnituri, ele sunt caracterizate pornind de lamodelele elementare specifice reologiei.

Aceste modele (cunoscute sub denumirile de “corp Maxwell” şi,respectiv, “corp Kelvin”) sunt obţinute prin legarea în serie, respectiv înparalel, a unor elemente perfect elastice (simbolizate prin resorturi) şi a unorelemente perfect vâscoase (simbolizate prin amortizoare). Ele corespundlichidului vâscos cu proprietăţi elastice (corpul Maxwell) şi solidului elasticcu proprietăţi vâscoase (corpul Kelvin). Prin diferite combinaţii ale acestormodele elementare poate fi descrisă funcţionarea oricărui material reologiccu comportare liniară.

În cazul materialelor polimerice pot fi întâlnite toate proprietăţilespecifice comportării reologice, comportarea acestora fiind puternicinfluenţată atât de mărimea sarcinii aplicate cât şi a timpului de acţiune,figura 3.29. În funcţie de starea în care se află materialul respectiv (suspensiilichide, topituri, solid compact sau împletit – cum este cazul garniturilorpentru presetupe) predomină unele sau altele dintre acestea.

Fig. 3.28Variaţia tensiunilor axiale din garnitură

în timp.L – tensiunea pe lunetă;

l – tensiunea la baza garniturii


96

O caracteristică a acestormateriale o constituie structura lor,bazată pe lanţuri macromolecularelungi, formate prin unirea unuinumăr mare de molecule simple(monomeri). Deşi comportareamaterialelor polimerice sub acţiuneasarcinilor exterioare este influenţatăde o multitudine de factori,lungimea şi interacţiunile dintreaceste lanţuri au un rol determinant,

în funcţie de numărul de legături de valenţă dintre macromolecule rezultândmateriale de tip elastomer (grad de elasticitate ridicat) sau plastomeri (gradde elasticitate mediu sau redus). Legătura dintre gradul de polimerizare (P)şi caracteristicile de rezistenţă mecanică pentru un polimeri este prezentatăîn figura 3.30. O macromoleculă lungă va ocupa un spaţiu mult mai marecomparativ cu dimensiunile atomilor din care este compusă. Posibilitateamoleculelor polimerice de a stabili legături între ele (fie temporare – prin

forţeleintermoleculare, fiestabile – prininteracţiune chimică)măreşte şi mai multspaţiul de influenţă alunei singuremolecule. Dacă lanţulmacromolecular estesuficient de lung, seproduce un fenomencunoscut sub numelede “încurcare”. La unpolimer aflat înaceastă situaţie,indiferent de stareamacroscopică a

Fig. 3.29Comportarea materialelor polimerice,

funcţie de mărimeasolicitării şi a timpului de acţiune

Fig. 3.30Influenţa gradului de polimerizare asupra comportării

mecanice la polimeriA – formal polivinilic; B – polimetacrilat; C – polistiren;

D – polietilena de joasă densitate;E – copolimer butadienă 70 – stiren 30.


97

materialului, se remarcă o amplificare a manifestărilor reologice cum ar fifluajul, elasticitatea întârziată sau relaxarea tensiunilor sub deformaţieconstantă.

Din punctul de vedere al răspunsului la solicitările exterioare,materialele utilizate la confecţionarea garniturilor pentru presetupe seremarcă prin neliniaritatea acestuia. Una din principalele cauze ce conduc laastfel de manifestări este modul specific de obţinere – prin împletireafibrelor în diferite configuraţii – care conduce la apariţia unor fenomene de

frecare suplimentare între fibre, cuevoluţie neliniară.

În cazul materialelorpolimerice comportarea neliniară,figura 3.31, este accentuată prindeformarea unghiurilor de valenţă,care tind să revină elastic la poziţiilede echilibru, combinată cu alunecarearelativă a segmentelor de catenă.

În alcătuirea modelelormaterialelor polimerice, se iau înconsiderare mai multe aspecte:

- Deformaţiile elastice,apărute simultan cu aplicarea sarcinii, sunt simulate prinelemente de tip Hooke (perfect elastic). Aceste deformaţiicorespund modificărilor poziţiilor atomilor în reţea, subacţiunea sarcinilor exterioare, fiind perfect elastice şi deamplitudine mică.

- Deformaţiile elastice întârziate sunt simulate prin elemente detip Newton (perfect vâscos). Aceste deformaţii corespundmodificărilor poziţiilor relative ale macromoleculelor, prinalunecarea unora faţă de celelalte.

- Caracterul neliniar al răspunsului la sarcinile exteriore estesimulat prin ataşarea corespunzătoare a unor elemente atipice(de tip Hooke) cu caracteristică neliniară.

Fig. 3.31Comportarea neliniară a materialelor

polimerice:a) fibre; b) materiale plastice; c)

elastomeri.


98

De exemplu serecomandă, în scopulcaracterizării comportăriimaterialelor pentru garniturilepresetupelor, modelul Burgersobţinut prin legarea în serie aunui corp Kelvin cu un corpMaxwell, figura 3.32.

Punând condiţia cadeformaţia totală să fie sumadeformaţiilor şi tensiunea totalăsă fie aceeaşi, se ajunge laurmătoarea ecuaţie:

2

1

2

1

2

1

2

11111 1

EE

EEE

(3.31)

unde:E1,2 – modulele de elasticitate, pentru elementelor elastice;1,2 – coeficienţii de vâscozitate, pentru elementele vâscoase;1,2 – deformaţiile specifice corespunzătoare celor două corpuri; - tensiunea ce acţionează asupra modelului.După integrare se obţin cele două funcţii, de relaxare (relaţia 3.32)

şi de fluaj (relaţia 3.33). Reprezentările grafice corespunzătoare suntprezentate în figura 3.33.

tt

t eEeEE

Er 1

11

11

2

0)(

)((3.32)

2120)( )1(

11

t

eEE

ft

t (3.33)

Fig. 3.32Modelul Burgers

E1,2 – module de elasticitate, pentru corpurileelastice;

1,2 – coeficienţi de vâscozitate, pentrucorpurile vâscoase.


99

Tashiro şiYoshida în scopulstabilirii unuimodel teoreticcapabil să descriecomportarea realăa garniturii

(inclusivnecesitateastrângerilorperiodice),

pornesc de la un model Zenermodificat, format dintr-unelement elastic neliniar legat înparalel cu un corp Maxwell,figura 3.34.

Ecuaţia reologicăpropusă de Tashiro şi Yoshida,pentru modelul din figura 3.34este următoarea:

d

dEEE

E )(1)(

2

1 (3.34)

unde: - tensiunea ce acţionează asupra modelului;E1 – modulul de elasticitate al elementului elastic liniar;E() – funcţia modul de elasticitate al elementului elastic neliniar;2 – coeficientul de vâscozitate pentru elementul vâscos; - deplasare specifică corespunzătoare tensiunii .Înlocuind în relaţia 3.34 elementele corespunzătoare etanşării cu

presgarnitură, se obţine:

zz

LL d

dEEE

E

)(

1)(2

1 (3.35)

Fig. 3.33Reprezentarea grafică a funcţiilor modelului Burgersa) funcţia de relaxare a tensiunilor; b) funcţia de fluaj

Fig. 3.34Modelul Tashiro-Yoshida

E1,E() – module de elasticitate, pentru corpurileelastice;

2 – coeficient de vâscozitate, pentru corpulvâscos.


100

unde:L – tensiunea pe lunetă;z – deplasarea axială a lunetei (corespunzător figurii 3.2).Considerând că timpul de strângere este foarte mic comparativ cu

timpul de funcţionare al garniturii iar în timpul funcţionării deplasarealunetei este nulă, variaţia tensiunii pe lunetă în timp poate fi descrisă deecuaţia:

)(2

1

E

ELL

(3.36)

Integrând relaţia 3.36, cu condiţiile iniţiale: la momentul t = 0, L =L0, se obţine:

tE

L

L eE

E

2

1

)(0

)(

unde 0)(010 zzL EE (3.37)

Se observă că valoarea tensiunii pe lunetă tinde asimptotic la E()atunci când timpul tinde la infinit, figura 3.35.

Pentru funcţia E(), ce descrie comportarea elementului elasticneliniar, Tashiro şi Yoshida recomandă următoarea relaţie:

nzCE )( (3.38)

Fig. 3.35Relaxarea tensiunii axiale în garnitură


101

3.6. Metodă de studiu a etanşărilor cu presgarnitură bazată peutilizarea programelor tip “analiză cu element finit”

Se va prezenta în continuare o metodă de analiză a funcţionăriietanşărilor cu presgarnitură care are la bază ipoteza comportării vâsco-elastice neliniare a materialului garniturii. Pentru acest tip de model sepropune tratarea numerică, prin utilizarea programelor de analiză cu elementfinit. Caracteristicile tribo-mecanice ale materialelor studiate, necesareanalizei, urmează a fi stabilite experimental, prin determinări pe standuriadecvate sau vor fi preluate din literatura de specialitate.

Metoda prezintă o flexibilitate deosebită, atât din punct de vedere almaterialelor şi soluţiilor constructive posibile de analizat cât şi al condiţiilorfuncţionale simulate.

Datorită modelării adecvate a comportării materialului garniturii şia utilizării unor determinări experimentale pentru unii parametri funcţionalidificil de reprezentat matematic, rezultatele obţinute au un grad ridicat deprecizie.

3.6.1. Model teoretic de comportare a materialelor garniturii

Cele prezentate anterior demonstrează că materialele utilizatepentru confecţionarea garniturilor de presetupe trebuie încadrate în categoriamaterialelor vâsco-elastice, cu caracteristică elastică neliniară. În această

situaţie s-a optat pentru alegerea, cabază a simulării comportării acestora,unui model de tipul Zener generalizat,figura 3.36, analog cu cel propus deTashiro şi Yoshida. Alegerea estesusţinută şi de faptul că pachetulsoftware COSMOS/M conţine oopţiune de material bazată pe unmodel generalizat de acest tip.

Ecuaţia constitutivă, scrisă înipoteza stării spaţiale de tensiuni, pe

care se bazează modelul mai menţionat mai sus, este:

Fig. 3.36Model vâsco-elastic generalizat, de tip

Zener.


102

t t

t KIe

G0 0

2

(3.38)

unde:G() – funcţia de relaxare pentru modulul de elasticitate transversal,

G;K() – funcţia de relaxare pentru modulul de elasticitate volumic, K;e – funcţia ce descrie variaţia deformaţiei tangenţiale; - funcţia ce descrie variaţia deformaţiei volumice.Pornind de la reprezentarea grafică a modelului din figura 3.36 se

pot deduce funcţiile de relaxare G() şi, respectiv, K() conform relaţiilor3.39:

G Gi

N

i

t

i egGG1

0 11 ;

K Ki

N

i

t

i ekKK1

0 11 (3.39)

unde s-au folosit notaţiile:

0G

Gg i

i ;i

iGi G

;

0K

Kk i

i ;i

iKi K

(3.40)

Modelul generalizat prezentat mai sus poate fi utilizat pentruanalizarea comportării garniturilor de etanşare, particularizându-l conformfigurii 3.37.

În cazul presetupelor principala solicitare la care este supusăgarnitura fiind compresiunea în condiţii de deformaţie constantă, variantafinală a modelului utilizat va avea aspectul din figura 3.38.

În condiţiile compresiunii cu deformaţie constantă relaxareatensiunilor este rezultatul direct al variaţiei valorii modulului de elasticitatevolumică în timp. În această situaţie funcţia de relaxare pentru modelulvâsco-elastic prezentat anterior, solicitat după axa Z (conform figurii 3.40 şifigurii 3.38), poate fi scrisă sub forma ecuaţiei 3.41 având reprezentareagrafică conform figurii 3.39.


103

K

t

t eKKK

(3.41)

unde:Kt – valoarea modulului de elasticitate volumic la momentul t;K - valoarea stabilizată a modulului de elasticitate volumic;K – coeficientul de relaxare pentru modulul de elasticitate

volumic;K – timp de relaxare.

Pentru rularea efectivă a analizeise foloseşte modulul NSTAR, componentăa pachetului software COSMOS/M, capabilsă prelucreze modele cu comportareneliniară.

După cum demonstrează Tashiroşi Yoshida comportarea neliniară amaterialului garniturii poate fi simulată prinimpunerea unei legi de variaţie pentrumodulul de elasticitate corespunzătorelementului pur elastic în funcţie de

deformaţia specifică liniară (E0 = f()). În cazul metodei prezentate, ţinândseama de faptul că garnitura este solicitată la compresiune, se va determinaexperimental o lege de variaţie pentru modulul de elasticitate volumic înfuncţie de deformaţia specifică volumică, corespunzătoare fiecărui material

Fig. 3.38Model vâsco-elastic folosit pentru

analiza garniturilor presetupelor.

Fig. 3.37Model vâsco-elastic particularizat

pentru garniturilor de etanşare.

Fig. 3.39Variaţia modulului de elasticitate

volumică în timp


104

testat, (K0 = f(v)), lege care va fi introdusă în program prin facilităţile deimport oferite de modulul NSTAR.

Pe baza acestui model teoretic, utilizând analiza cu element finitprin intermediul programului menţionat mai sus, se pot obţine toateinformaţiile necesare referitoare la comportarea în funcţionare a etanşărilorcu presgarnitură. Prin prelucrarea ulterioară cu ajutorul altor programespecializate de analiză matematică se obţin ecuaţii ce descriu fenomeneleimplicate, ecuaţii ce pot fi utilizate pentru dimensionarea unui anumitevariante constructive, folosind un anumit material pentru garnitura deetanşare.

3.6.2. Ipoteze iniţiale utilizate

Deoarece funcţionarea etanşărilor cu presgarnitură este influenţatăde o multitudine de factori, descrierea teoretică a unora dintre aceştia fiindfoarte dificilă sau în anumite situaţii chiar imposibilă, se impune necesitateaadoptării unor ipoteze iniţiale simplificatoare.

Pentru a păstra un grad ridicat de similitudine între analiza teoreticăşi condiţiile reale, aceste simplificări vor fi orientate în sensul restrângeriiariei posibilităţilor de funcţionare a etanşării luate în analiză şi nu a neglijăriifenomenelor intervenite. Această opţiune este susţinută de faptul că dintotalitatea modalităţilor de funcţionare a presetupelor doar o mică parte potfi considerate utile pentru proiectant şi anume acelea care oferă performanţeoptime (compatibilitate, debit de scurgeri maxim admisibil, temperaturălimită de funcţionare etc.).

Pentru construirea geometriei modelului a fost ales cazul general alpresgarniturii formate din inele grupate într-un singur corp, cu suprafeţele depresare şi rezemare plane.

La crearea modelelor de analiză s-a urmărit obţinerea unui gradridicat de generalitate. Ca urmare, toate elementele geometrice şi încărcărilecorespunzătoare au fost introduse sub formă parametrică, astfel încât săpermită acoperirea unei largi game tipo-dimensionale.


105

Deoarece elementulactiv la o etanşare cupresgarnitură este garnituradin material moale, modelelede analiză utilizate se rezumădoar la aceasta, celelalteelemente componente aleetanşării fiind înlocuite princondiţii limită adecvate.

Având în vedereforma specifică a garniturii s-a ales, conform, un sistem dereferinţă cilindric (figura3.3). În exemplele următoare

se va considera că garnitura este alcătuită din zece inele, dispuse conformfigurii 3.40.

Din punct de vedere geometric, existenţa arborelui şi a carcasei setraduce pe model prin limitarea deplasărilor punctelor de pe suprafeţeleinterioară şi exterioară doar la deplasări paralele cu axa Oz.

Ipotezele iniţiale pe care se fundamentează metoda de analizăpropusă sunt următoarele:

- Drept limită acceptabilă de funcţionare pentru etanşare, seconsideră situaţia în care fluidul etanşat pătrunde întregarnitură şi suprafaţa de reazem până la carcasă, fără însă apătrunde între garnitură şi carcasă. Pe modelul geometricaceastă ipoteză se materializează prin fixarea punctelor de pemuchia circulară exterioară de suprafaţa de reazem (conturulfix din figura 3.40);

- Perioada de strângere, datorită duratei sale foarte scurtecomparativ cu timpul de viaţă al garniturii, nu este luată înconsiderare la analiza funcţională a etanşării;

- Datorită simetriei garniturii, tensiunile radiale sunt egale peun contur circular obţinut prin secţionarea garniturii cu unplan perpendicular pe axa longitudinală;

- Etanşarea funcţionează fără ungere exterioară şi debitul descurgeri este nul. În acest caz, frecarea dintre arbore şigarnitură este influenţată doar de capacităţile autolubrifianteale materialului garniturii;

Fig. 3.40Model geometric de analiză pentru garniturile

presetupelor


106

- Valoarea coeficientului de frecare dinamic dintre arbore şigarnitură nu se modifică în intervalul termic admisibil pentrumaterial şi este constantă pe perioada dintre două strângericonsecutive. Principalii factori care determină variaţiacoeficientului de frecare se consideră a fi natura materialelorîn contact, viteza periferică şi rugozitatea suprafeţelor.Referitor la presiunea radială, se consideră că influenţavariaţiei acesteia (în domeniul corespunzător unei funcţionărinormale a etanşării) este nesemnificativă. Ca urmare se vautiliza valoarea medie a coeficientului dinamic de frecare (pedomeniul de presiuni radiale de funcţionare) caracteristicăfiecărui material de garnitură analizat;

- Frecarea apărută între suprafeţele aflate în contact (arbore-garnitură şi garnitură-carcasă) se consideră că respectă legeaAmontons-Coulomb (coeficientul de frecare nu esteinfluenţat de variaţia forţei normale), fiind calculată în modcorespunzător;

- Etanşarea lucrează în domeniul termic admisibil pentrumaterialul din care este confecţionată garnitura. În aceastăsituaţie caracteristicile fizico-mecanice ale materialuluigarniturii nu prezintă variaţii importante putând ficonsiderate constante. Dacă în urma analizei termice aceastăpresupunere nu corespunde cu realitatea, se vor utilizavariante constructive optimizate cu sisteme de răcireexterioare;

- Garnitura funcţionează, pe perioada dintre două strângericonsecutive, sub deformaţie constantă.

3.6.3. Modele mecanice de analiză a funcţionării etanşării

În vederea efectuării analizei, modelul ales trebuie supus operaţieide discretizare. Ca bază de discretizare se alege elementul paralelipipedicde tip “Solid”, cu opt noduri (colţuri) prezentat în figura 3.41. Acest elementpoate fi utilizat pentru discretizarea modelelor vâsco-elastice de tip Zenermodificat.

Având în vedere simetria modelului de garnitură, discretizarea seefectuează în număr limitat de elemente (16 elemente pentru fiecare inel degarnitură) obţinându-se un total de 160 elemente, figura 3.42.


107

Interacţiunile geometricedintre garnitură şi celelalteelemente componente ale etanşăriise regăsesc pe modelul de analizăsub forma unor restricţii dedeplasare impuse nodurilorelementelor de discretizare. Astfel,nodurile situate pe conturul fix(figura 3.40) se consideră,conform ipotezelor iniţiale, a fisolidare cu suprafaţa de reazem agarniturii – deci fixe. Celorlalte

noduri li se permit numai deplasări paralele cu axa Oz.Pentru stabilirea încărcărilor aplicate modelului trebuie făcută o

analiză amănunţită a funcţionării etanşării. Pe parcursul duratei de viaţă, oetanşare cu presgarnitură trece prin patru faze principale de funcţionare,caracterizate prin sarcini şi regimuri termice diferite. Luând în considerare o

funcţionare optimă a etanşării,conform ipotezelor prezentate maisus, aceste faze pot fi identificateastfel: faza statică I, faza statică II,faza dinamică I, faza dinamică II.

Având în vederecaracteristicile funcţionale, specificefiecărei faze, au fost elaborate(corespunzător) patru modelemecanice de lucru, câte unul pentrufiecare fază.

Faza statică I

Se consideră a fi perioada în care arborele este în repaus şi asupragarniturii strânse acţionează doar forţa de presare axială din lunetă şi forţelede frecare statice de pe cele două suprafeţe de contact (arbore-garnitură şicarcasă-garnitură), presiunea fluidului etanşat fiind nulă, figura 3.43.

Fig. 3.41Element de discretizare tip “Solid”

Fig. 2.7Modelul garniturii după operaţia de

discretizare


108

Având în vedere lipsa totală a presiunii mediului etanşat, se poateconsidera că suprafaţa de aşezare a garniturii este în totalitate în contact cu

carcasa. Încărcările pe model suntdistribuite conform figurii 3.44.

În această fază este cuprinsă şifaza de reglare, considerată a fi perioadaîn care se efectuează strângereagarniturii. Deoarece are o durată foartescurtă, comparativ cu durata totală deviaţă, conform ipotezelor iniţiale,această fază de funcţionare nu estetratată separat.

Forţele de frecare menţionate mai sus sunt statice deoarece nuexistă mişcare relativă între piesele aflate în contact. Ca urmare coeficienţiide frecare utilizaţi pentru încărcarea modelului vor coeficienţii de frecarestatici corespunzători materialelor alese. Direcţia forţelor de frecare esteparalelă cu axa Oz, ele fiind îndreptate în sens contrar forţei axiale dinlunetă.

Acest model poate fi utilizat pentru analiza funcţională a etanşărilorfolosite în echipamente alternative de siguranţă cum ar fi, de exemplu,pompele centrifugale de rezervă sau armăturile folosite pe trasee tip “by-pass”. În aceste cazuri, scăderea eficienţei etanşării este cauzată în modexclusiv de modificarea în timp a calităţilor mecanice ale materialului dincare este confecţionată garnitura de etanşare.

Faza statică II

Fig. 3.43Repartiţia sarcinilor în timpul fazei

statice I.

Fig. 3.44Schema de încărcare a modelului analizat în faza de funcţionare statică I.

a) vedere generală; b) detaliu.


109

Este similară cu faza statică I, dar presiunea fluidului etanşat arevaloarea nominală (Pm), figura 3.45. Existenţa unei forţe axiale, generată depresiunea fluidului etanşat, influenţează distribuţia forţelor axiale îngarnitură şi deci valorile forţelor de frecare, direcţia acestora fiind însăaceeaşi ca şi în cazul fazei statice I.

În această situaţie, conformcelor arătate anterior (figura 3.40),se consideră fix conturul exterior alsuprafeţei de aşezare a garniturii.

Acest tip de funcţionareeste predominantă la etanşările cufuncţionare intermitentă, cândperioadele de timp în care arborelese roteşte sunt comparabile cuperioadele de repaus (sau mai mari).

Faza dinamică I

Se consideră a fi perioada de funcţionare în care arborele se află înmişcare, asupra garniturii acţionând forţa de presare axială, forţele de frecaredintre arbore-garnitură şi carcasă-garnitură iar presiunea fluidului este nulă.Specific acestei faze de funcţionare este faptul că, datorită mişcării relativearbore-garnitură, forţa de frecare din această zonă devine forţă de frecaredinamică, valorile coeficienţilor de frecare modificându-se corespunzător.Din acelaşi motiv, direcţia respectivei forţe se modifică, din axială aceastadevenind tangenţială, figura 3.46.

Fig. 3.45Repartizarea sarcinilor în timpul fazei

statice II.

Fig. 3.46Schema de încărcare a modelului analizat în faza de funcţionare dinamică I.

a) vedere generală; b) detaliu.


110

Datorită noului aspect al distribuţiei de forţe, această fazăfuncţională diferă fundamental de celelalte două prezentate anterior.Frecarea existentă între arbore şi garnitură conduce la generarea uneiimportante cantităţi de căldură, în timpul funcţionării etanşării, ceea ce ducela creşterea temperaturii garniturii.

Faza dinamică II

Aceasta este o fază funcţională identică cu cea prezentată anterior,cu observaţia că acum presiunea fluidului etanşat este la valoarea nominală.

Apariţia presiunii fluidului etanşat influenţează distribuţiapresiunilor radiale pe lungimea etanşării şi, prin urmare, distribuţia forţelorde frecare influenţând deci şi fluxul termic generat de acestea.

Faza dinamică II reprezintă cazul cel mai general de încărcarepentru o etanşare cu presgarnitură, celelalte cazuri putând fi obţinute prinparticularizări succesive.

3.6.4. Modelul termic de analiză funcţională a etanşării

În cadrul analizei funcţionale a etanşărilor cu presetupă trebuiedeterminată (şi limitată la valori admisibile) temperatura maximă dingarnitură, regăsită chiar în zona de contact arbore-garnitură. Pornind de lafaptul că procesul de transfer termic prin peretele unui cilindru omogen este

guvernat de legea lui Fourier, figura 3.47,s-au pus la punct unele metode de calculpentru această temperatură bazate peecuaţia transferului de flux termic, relaţia3.42.

Datorită intervenţiei în ecuaţia3.42 atât a valorii temperaturii în zona decontact arbore-garnitură (T1) cât şi avalorii temperaturii din zona de contactcarcasă-garnitură (T2) apare necesitateaunor calcule iterative sau a unordeterminări experimentale efectuate peetanşarea respectivă. Starea de echilibrupentru transferul căldurii prin etanşarepoate obţinută pentru diferite perechi de

Fig. 3.47Transferul de căldură prin peretele

cilindric omogen.


111

valori (T1; T2), funcţie de cantitatea de căldură generată prin frecare şicapacitatea de disipare termică a elementelor componente ale etanşării.

21

ln

2TT

d

DL

Q

(3.42)

În metodele clasice de analiză a etanşărilor cu presetupă călduragenerată prin frecare, egală cu puterea pierdută prin acelaşi fenomen(relaţiile 3.14 – 3.16), se consideră a fi preluată în totalitate de garnitură.Cantitatea de căldură generată prin frecarea garniturii de arbore poate ficalculată cu relaţia următoare:

000.60

dnNQ AK (3.43)

unde:AK – coeficientul de frecare dinamic;N – forţa de apăsare normală pe arbore;d – diametrul arborelui;n – turaţia arborelui.În realitate arborele participă şi el la transferul de flux termic,

raportul cantităţilor de căldură preluate de cele două elemente respectândlegea Charron-Vernotte. Ca urmare, cantitatea de căldură preluată degarnitură se poate calcula folosind relaţia 3.44.

ArboreGarnitura

GarnituraGarnitura

cc

cQQ

(3.44)

unde: - coeficient de conductibilitate termică;c – căldura specifică; - densitatea.


112

Pentru analiza proceselor termice care se produc în etanşarea cupresgarnitură, în timpul funcţionării acesteia, se construieşte un model cu ogeometrie asemănătoare celor folosite anterior, figura 3.40.

Pentru discretizarea modelului se foloseşte un element de tip“Solid” (figura 3.41), utilizabil şi în cazul analizelor termice. În scopulevidenţierii circulaţiei fluxurilor de căldură în corpul garniturii discretizarease face cu un pas mai fin pe direcţie radială (şase elemente) obţinându-se unnumăr total de 960 elemente pentru toată garnitura.

Condiţiile limită şi încărcările aplicate acestui model reprezintăinteracţiunile termice dintre garnitură şi restul elementelor componente aleetanşării, figura 3.48.

Căldura generată în timpul funcţionării presetupei, prin frecareadintre arborele etanşat şi garnitură, difuzează în piesele componente aleetanşării printr-un proces care se desfăşoară în două faze distincte: o fazătranzitorie şi o fază staţionară.

În faza tranzitorie (perioada de echilibrare a fluxurilor termice)temperatura garniturii creşte rapid, viteza sa de variaţie scăzând în timp.

În faza staţionară (perioada de funcţionare în care fluxul termicgenerat prin frecare este egal cu fluxul termic evacuat prin elementeleetanşării) transferul termic are loc la temperatură constantă.

Datorită duratei scăzutede timp a fazei tranzitorii, faţă defaza staţionară, va fi analizatădoar aceasta din urmă.

În metoda propusă,având în vedere ipotezeleiniţiale, se va urmări stabilireavalorii temperaturii T2 astfelîncât să nu fie depăşită limitatermică admisibilă (pentrumaterialul respectiv) în zona decontact arbore-garnitură(temperatura T1). Se va utiliza în

acest scop modulul HSTAR, componentă a pachetului softwareCOSMOS/M, capabil să execute analiza transferurilor termice atât în regimtranzitoriu cât şi în regim staţionar.

Se va impune modelului condiţia ca, la echilibru, cantitatea decăldură primită de garnitură prin suprafaţa de contact cu arborele (calculatăcu relaţia 3.44) să fie egală cu cantitatea de căldură cedată prin celelaltesuprafeţe.

Fig. 3.48Încărcările termice la care este supusă

garnitura presetupeiQGI – cantitatea de căldură primită;QGE – cantitatea de căldură cedată.


113

Pe baza rezultatelor astfel obţinute se poate alege o variantăconstructivă a etanşării care să asigure menţinerea temperaturii T2 într-uninterval optim.

3.6.6. Concluzii privind precizia metodei

Pentru exemplificare, metoda va fi prezentată în continuare pe bazaunui model concret, constând distribuţia tensiunilor din garnitura uneietanşări cu următoarele caracteristici: presiunea axială pe lunetă: 0,35 MPa;presiunea mediului etanşat: 0,03 MPa; diametrul interior al garniturii: 80mm; diametrul exterior al garniturii: 100 mm; materialul garniturii: Nylon6/6; lungimea garniturii: 10 inele (100 mm).

Pentru exemplul considerat mai sus echilibrul a fost atins după patrurulări, distribuţiile tensiunilor pe cele două feţe ale garniturii fiind prezentateîn figurile 3.49, respectiv 3.50 iar aspectul general al acestora în figura 3.51.

Comportarea vâsco-elastică neliniară, specifică materialelorpolimerice destinate confecţionării garniturilor pentru presetupe poate fiexprimată sub forma unor legi de variaţie în timp a modulelor de elasticitatecorespunzătoare sub deformaţie constantă, determinate experimental. Peparcursul efectuării analizei programul foloseşte, ca mărimi caracteristicepentru comportarea materialului, variaţia modulului de elasticitate volumicşi timpii corespunzători (conform ecuaţiei 3.41). Pentru creşterea precizieanalizei, aceste fenomene fiind influenţate de o multitudine de factori dificil

-600000-500000-400000-300000-200000-100000

01 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Lungime garnitura [numar inele]

Tens

iune

[Pa]

Fig. 3.49Repartiţia tensiunilor pe suprafaţa interioară a garniturii

■ - tensiunea radială; ▲- tensiunea axială.


114

de descris prin relaţii matematice, valorile respective vor fi stabilite prinmetode experimentale.

În această situaţie, elementele de intrare necesare vor fi: valoareatimpului de relaxare corespunzător (K), determinată experimental, valorilemodulului de elasticitate longitudinal (E0), a coeficientului de relaxare (K)şi a coeficientului relativ de relaxare (K1), stabilite conform relaţiilor 3.45.

213 00 KE ; KKK 0 ;0

1 K

KK (3.45)

Analiza aspectului reologic al comportării garniturii va porni dinmomentul echilibrării tensiunilor, la sfârşitul fazei de strângere, având cadate de intrare pentru distribuţiile tensiunilor axiale şi radiale valorile

-600000-500000-400000-300000-200000-100000

01 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Lungime garnitura [numar inel]

Tens

iune

[Pa]

Fig. 3.50Repartiţia tensiunilor pe suprafaţa exterioară a garniturii

■ - tensiunea radială; ▲- tensiunea axială.

Fig. 2.16Repartiţia generală a tensiunilor în garnitura de etanşare

a) vedere de ansamblu; b) secţiunile cuprinse în planul y0z; c) scala cromatică.


115

corespunzătoare obţinute la finalul etapei anterioare.Forţele de frecare variind şi ele în timp, odată cu tensiunile radiale

din garnitură, pentru surprinderea cât mai fidelă a comportării reologice amaterialului analizat este necesară, de asemenea, aplicarea unei proceduriiterative. Prin această procedură se urmăreşte echilibrarea celor douăvariaţii, aflate într-o dependenţă reciprocă.

Considerând (pentru pornirea ciclului iterativ) că forţele de frecaresunt constante în timp, se obţine caracteristica iniţială de comportarereologică prin rularea unui fişier executabil corespunzător.

Prin analiza diagramei de relaxare a tensiunilor radiale obţinute sededuce legea de variaţie a forţelor de frecare în timp.

Rezultatele obţinute în urma analizei pot fi livrate numeric, subforma unui tabel cu valorile tensiunilor axiale şi radiale din garnitură(corespunzătoare paşilor de timp din intervalul analizat) repartizate pe inelesau grafic, sub forma curbelor de variaţie în timp ale acestora, figura 3.52.

Pentru proiectant prezintă interes în special variaţia tensiunilorradiale din primele inele ale garniturii (aflate în imediată apropiere faţă demediul etanşat), aceasta fiind factorul principal care determină calitateaprocesului de etanşare.

Fig. 3.52Variaţia tensiunilor axiale şi radiale din garnitură în timp - inelul 2.


116

În vederea analizării comportării în timp a întregii garnituri, estenecesară determinarea unei ecuaţii care să descrie fenomenul de relaxare atensiunilor radiale din corpul garniturii studiate. În urma interpolăriinumerice a variaţiei în timp a repartiţiei tensiunilor pe lungimea garniturii,utilizând un pachet software specializat, cea mai bună aproximare (pentrucazul prezentat anterior) este oferită de o ecuaţie de tip polinomial cuunsprezece termeni (relaţia 3.46). Reprezentarea grafică a acestei ecuaţii esteprezentată în figura 3.53.

511

410

39

287

56

45

34

2321);( nCnCnCnCnCtCtCtCtCtCCntY (3.46)

unde :

Y(t;n) – tensiunea radială din garnitură (funcţie de timp şi numărulinelului);

t – timpul;n – numărul inelului de garnitură;C1 C11 – coeficienţi polinomiali.

Valorile numerice ale coeficienţilor polinomiali C1 C11 sunt

prezentate în tabelul 3.6.

Tabelul 3.6Coeficient C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10 C11

Val

oare

num

eric

ă

-135

86,5

4083

8561

,520

825

-342

,129

0623

7,06

7613

07

-0,0

7430

9377

7

0,00

0314

7644

5

-112

316,

9473

4911

2,70

939

-100

37,3

8303

929,

8843

781

-32,

0566

9258


117

Pentru stabilirea intervalelor de timp optime şi a valorii forţelor derestrângere, se urmăreşte analizarea comportării garniturii în cazul operaţieide restrângere, necesară pentru compensarea relaxării tensiunilor în timpulfuncţionării.

Din reprezentarea grafică a relaxării tensiunilor din garnitură,obţinută la etapa precedentă (figura 3.52 – pentru exemplul considerat), sepoate stabili cu exactitate momentul în care tensiunea radială în primeleinele, dinspre baza garniturii, atinge valoarea limită admisibilă pentruasigurarea unei etanşeităţi perfecte (egală cu valoarea presiunii mediuluietanşat). În acest moment este necesar a se efectua operaţia de restrângere,cu o forţă axială superioară celei iniţiale, astfel încât tensiunea radială înzona respectivă să revină la valoarea optimă. Operaţia se repetă până lastabilizarea valorii tensiunii radiale la valoarea necesară funcţionării corectea etanşării.

Din punct de vedere al metodei de analiză prezentate, forţa axialădupă restrângere este echivalentă cu o nouă deformaţie a garniturii pedirecţia 0z (zR), superioară deformaţiei iniţiale (zo).

Ştiind că relaxarea tensiunilor se produce datorită variaţiei în timp avalorii modulului de elasticitate volumică K (deformaţia volumică v fiindconstantă) se presupune că durata operaţiilor de restrângere este neglijabilă,comparativ cu durata de funcţionare a etanşării dintre acestea. Astfel,pornind de la figura 3.52 şi relaţiile 3.47, se pot determina noile valori

Fig. 3.53Variaţia în timp a repartiţiei tensiunilor radiale în garnitura de etanşare


118

pentru deformaţia axială şi modulul de elasticitate, obţinute după aplicarearestrângerii la momentul t, utilizând relaţiile 3.49:

Vo

ttK

;

o

oVo l

z ;

t

RVR K

(3.47)

t

RoR zz

;R

Rot z

lK

(3.48)

unde:Kt – valoarea modulului de elasticitate volumică la momentul t;t – valoarea tensiunii axiale la momentul t;R – valoarea tensiunii axiale după restrângere;Vo – valoarea deformaţiei volumice specifice iniţiale;VR – valoarea deformaţiei volumice specifice după restrângere;lo – valoarea lungimii iniţiale a garniturii;zo – valoarea deformaţiei axiale iniţiale;zR – valoarea deformaţiei axiale după restrângere;

Pentru exemplul considerat mai sus, valoarea limită pentrutensiunea radială din zona celui de-al doilea inel (dinspre mediul etanşat)este atinsă, conform figurii 3.52, după zece minute de funcţionare. Prinaplicarea relaţiilor 3.48 se determină valoarea noii deformaţii axiale(corespunzătoare forţei de restrângere) şi, prin rularea unui nou fişier,corelat cu noile condiţii de funcţionare, se determină noul mod de variaţie altensiunilor din garnitură în timp, figura 3.54.

Ecuaţia obţinută în urma interpolării numerice a variaţiei în timp arepartiţiei tensiunilor pe lungimea garniturii, ţinând cont şi de operaţia derestrângere, este tot o ecuaţie de formă polinomială, de forma:

410

39

287

56

45

34

2321),( nCnCnCnCtCtCtCtCtCCntY (3.49)

cu aceleaşi notaţii ca în relaţia 3.46.


119

Valorile numerice ale coeficienţilor polinomiali C1 C10 suntprezentate în tabelul 3.7 iar reprezentarea grafică pentru această ecuaţie esteprezentată în figura 3.55.

Tabelul 3.7Coeficient C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 C8 C9 C10

Val

oare

num

eric

ă

-149

60.4

8228

-171

69.4

5886

1966

.304

309

-74.

1225

2597

1.18

7629

722

-0.0

0691

3960

41

-741

74.9

0871

1888

6.15

152

-213

4.47

1858

83.8

5092

045

Fig. 3.54Variaţia tensiunilor axiale şi radiale din garnitură în timp, în cazul

aplicării operaţiei de restrângere - inelul 2.


120

Analizând datele obţinute, se remarcă aspectul exponenţial alcurbei de relaxare în timp a tensiunilor din garnitură (figura 3.52), ceea ceconcordă atât cu observaţiile făcute de Timoshuk, Ochonski şi Ishivata cât şicu determinările experimentale făcute de Nosowics şi Schoepplein, Burya şiFălticeanu. De asemenea, în cazul efectuării restrângerilor de compensare,variaţia în timp a tensiunilor radiale din garnitură (figura 3.54) respectămodelul teoretic validat de Tashiro şi Yoshida, confirmându-se astfelcorectitudinea metodei propuse.

Pe baza rezultatelor analizei astfel efectuate se pot trage concluziiprivind valorile coeficientului de transformare k (a tensiunilor axiale întensiuni radiale) şi variaţiile acestora în lungul garniturii şi în timp, putându-se astfel stabili cu exactitate intervalele de restrângere şi durata medie deviaţă a garniturii. Datorită luării în considerare a aspectelor comportăriivâsco-elastice (reale) ale materialului, rezultatele obţinute au un grad ridicatde precizie.

Pentru determinarea regimului termic de funcţionare a garniturii deetanşare, pornind de la precizările făcute anterior, în vederea determinăriitemperaturii stabilizate în zona de contact arbore-garnitură, se utilizează unnou fişier. În urma rulării acestuia, cu parametrii corespunzători materialuluişi condiţiilor funcţionale analizate (turaţie arbore, coeficient de transfertermic, căldură specifică, căldură generată prin frecare, temperatura estimată

Fig. 3.55Variaţia în timp a repartiţiei tensiunilor radiale în garnitura de etanşare,

în cazul restrângerii de compensare.


121

a mediului unde funcţionează etanşarea etc.), se poate stabili distribuţiacâmpului termic pe suprafaţa interioară a garniturii. Dacă pentru temperaturaestimată a mediului de funcţionare, temperatura maximă din garniturădepăşeşte limitele admisibile pentru materialul acesteia, se prevăd sistemede răcire, ungere sau, după caz, se schimbă materialul garniturii.

Pentru exemplul considerat mai sus, presupunând temperaturamediilor (de lucru şi etanşat) T2=30C, se obţine temperatura maximă îngarnitură T1=50,957C. Aspectul distribuţiei câmpului termic în garniturăeste prezentat în figura 3.56 iar variaţia temperaturii pe lungimea garniturii,în figura 3.57. Se remarcă faptul că temperatura atinge valorile maxime înzona primelor inele dinspre luneta, acolo unde (datorită presiunilor radialemari) forţele de frecare au valorile maxime.

Fig. 3.56Distribuţia câmpului termic pe suprafaţa interioară a garniturii

a) vedere globală; b) secţiunea din planul x0y; c) secţiunile din planul y0z;d) scalacromatică

20

30

40

50

60

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

L ungim e ga rnitura [num a r ine l]

Temp

eratur

a [grad

e Cels

ius ]

Fig. 3.57Variaţia temperaturii pe lungimea garniturii


122

Pornind de la această distribuţie termică se poate opta pentru osoluţie constructivă cu sisteme de răcire (eventual şi ungere) pentrugarnitură (şi/sau arbore), acţionând cu preponderenţă în zonacorespunzătoare.

3.6.6. Concluzii privind precizia metodei

Aprecierea gradului de precizie oferit de metodologia de analizăprezentată este făcută comparând rezultatele obţinute prin rularea fişierelor-program corespunzătoare cu valorile determinate prin metodeexperimentale.

În urma rulării fişierelor-program au rezultat o serie de datenumerice caracterizând funcţionarea garniturii de etanşare din mai multepuncte de vedere (mecanic şi termic). Din punct de vedere mecanic s-aurmărit atât distribuţia tensiunilor axiale şi radiale în corpul garniturii cât şivariaţia acestora în timp. Din punct de vedere termic s-a urmărit stabilireavalorii maxime a temperaturii stabilizate din garnitură în timpul funcţionării,precum şi determinarea repartiţiei câmpului termic în volumul garniturii.

Prin compararea cu datele obţinute prin măsurători experimentale afost posibilă calcularea unor erori medii (tabelul 3.6) rezultate în urmaaplicării metodologiei de analiză prezentate anterior.

Analizând comparativ valorile calculate şi cele măsurateexperimental pentru distribuţiile tensiunilor axiale şi radiale în lungulgarniturii se obţine o eroare medie de 3,664% (tabelul 3.6) pentru valoriletensiunilor axiale şi, respectiv, 4,647% pentru valorile tensiunilor radiale.

Atât în cazul repartiţiilor tensiunilor în garnitură cât şi în cazulvariaţiei acestora în timp erorile se situează în principal la nivelul formelorcurbelor calculate faţă de cele măsurate. Acest fapt este datorat în specialmodelului de comportare reologică ales, model care nu descrie perfectcomportarea materialelor obţinute din fibre împletite.

Din compararea valorilor temperaturii maxime stabilizate calculatecu cele determinate experimental eroarea medie obţinută a fost mai mică încazul utilizării sistemelor de răcire forţată, temperatura cutiei de etanşareavând în acest caz o valoare stabilă în timp.

Având în vedere faptul că materialele vâsco-elastice aucaracteristici mecanice variabile în timp (funcţie de modul de obţinere şi defactori funcţionali specifici) şi metoda propusă se bazează pe determinareaexperimentală a caracteristicilor mecanice ale materialului studiat, ea oferă


123

un grad ridicat de generalitate putând fi aplicată oricărui material de etanşarece manifestă o comportare vâsco-elastică în funcţionare. Din acelaşi motiv,gradul de precizie al rezultatelor obţinute este influenţat în mod direct decalitatea măsurătorilor experimentale efectuate.

Tabelul 2.6

Tens

iune

a in

iţial

ă di

n ga

rnitu

ră 0

[MPa

]

Distribuţiilede tensiuni în

garnitură

Variaţiadistribuţiei de

tensiuni întimp

Valorile câmpului termic în garnitură

Eroareamedie pentru

valoriletensiunii

axialeA [%]

Eroareamedie pentru

valoriletensiuniiradialeR [%]

Eroareamediepentruvaloriletensiunii

axialeA [%]

Eroarea medie pentruvalorile temperaturii maxime

T [%]

Fără răcire Cu răcire

1 3,490 4,671 - 6,312 3,371

1,25 3,692 4,542 4,314 5,119 3,789

2 3,682 4,713 4,996 5,316 3,182

3 3,870 4,573 - - -

4 3,588 4,739 - - -

Eroaremedie[%]

3,664 4,647 4,655 5,582 3,447

Ţinând cont că valorile utilizate ca date de intrare pentru stabilireagradului de precizie al metodologiei se încadrează în limitele specificematerialelor vâsco-elastice şi analizând erorile medii prezentate în tabelul3.6, se observă că acestea sunt cuprinse în limite normale, rezultateleobţinute fiind în bună concordanţă cu valorile mărimilor caracteristiceacestei clase de materiale recunoscute în domeniu.

Se poate concluziona astfel că metodologia prezentată poate fiutilizată pentru analiza funcţională a etanşărilor cu presgarnitură, încondiţiile valabilităţii ipotezelor iniţiale, rezultatele obţinute prin rulareafişierelor-program fiind în bună concordanţă cu mărimile realecorespunzătoare etanşării respective.

Etansari cu contact mobil

Documents

Transcript of Etansari cu contact mobil