CC BY
6
УДК 621.9; 621.89
DOI: 10.24412/2071-6168-2022-3-49-64
ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ МИКРО-РАСХОДНОГО АДАПТИВНОГО АЭРОМЕХАНИЧЕСКОГО ПОДПЯТНИКА
В.А. Коднянко, Л.В. Строк, О.А. Григорьева, Ю.А. Пикалов, С.А. Белякова, А.В. Суровцев, А.В. Хуртин
Рассмотрена конструкция и выполнено теоретическое исследование работоспособности адаптивного комбинированного микро-расходного аэромеханического подпятника повышенной несущей способности с отрицательной податливостью. Разработаны математическая модель статики адаптивного подпятника и метод расчета его статических характеристик. Устройство на два порядка менее энергоёмко по сравнению c известными устройствами с регуляторами расхода, устойчиво к вибрациям, обладает отрицательной податливостью несущего газового слоя и повышенной несущей способностью.
Ключевые слова: подшипник качения, аэростатический подпятник, адаптивный подшипник, адаптивная функция, отрицательная податливость.
Преимущества аэростатических подшипников перед другими видами несущих систем объясняется низкой вязкостью воздуха [1, 2]. Это обстоятельство открывает широкие возможности для создания устройств, работающих на высоких частотах вращения, а также направляющих станков и приборов, работающих на малых скоростях практически без трения [3, 4]. Аэростатические подшипники условно можно разделить на пассивные и активные. Пассивные подшипники всегда имеют положительную податливость несущего смазочного слоя [5, 6]. Активные подшипники, имеющие регуляторы расхода или перемещения, могут иметь малую, нулевую и отрицательную податливость [7, 8]. Среди них в отдельную группу можно выделить подшипники, имеющие отрицательную податливость и гарантированную устойчивость к колебаниям [9, 10]. Принципиальное отличие аэростатических подшипников с отрицательной податливостью от обычных аэростатических подшипников состоит в том, что их применение в металлорежущих станках позволяет использовать их не только как несущие конструкции, но и как адаптивные системы, обеспечивающие автоматическую компенсацию положительной податливости технологической системы станка за счет отрицательной податливости подшипников [11, 12]. В результате станок получает суммарную нулевую податливость (бесконечную статическую жёсткость), чем обеспечивается значительное повышение точности механической обработки [13, 14].
Вместе с тем, аэростатические подшипники имеют недостатки. Если сравнивать их с подшипниками качения, то в первую очередь следует выделить их низкую несущую способность и высокую энергоёмкость, объясняемую довольно большим расходом воздуха [15, 16]. Эти недостатки свойственны и адаптивным подшипникам. Подшипники качения имеют значительно более высокую грузоподъемность. Однако, подшипники, которые в настоящее время считаются устаревшими, отличались высокой энергоёмкостью, особенно при работе на высоких частотах вращения. Так, если для высокоскоростных внутришлифовальных головок предельно допустимая окружная скорость вращения на шейках вала не превышала 30 м/с, то для аэростатических подшипников допустима скорость 150 м/с и более [17]. Со временем этот недостаток шарикоподшипников был в значительной мере ослаблен, и в настоящее время выпускаются энергосберегающие подшипники качения, которые способны работать без перегрева на скоростях более 150 м/с [18, 19]. Также разработаны подшипники качения низкого трения, которые имеют высокую точность позиционирования на малых и сверхмалых скоростях движения [20, 21]. Таким образом, перед аэростатическими подшипниками с точки зрения сравнительной точности позиционирования и энергетического обесп6ечения сверхвысоких скоростей движения, современные подшипники качения практически не имеют заметных недостатков. Вместе с тем, какими бы убедительными ни были достижения в области обеспечения упомянутых рабочих характеристик, подшипники качения не могут обладать адаптивной функций, позволяющей одновременно использовать их для компенсации деформации технологической системы станка, ибо не отвечают главному условию - они не обладают отрицательной податливостью.
Последние достижения в области изучения и конструирования механических и газовых подшипников отрывают новые возможности по созданию комбинированных адаптивных опорных конструкций, в которых могут сочетаться лучшие качества высокоскоростных подшипников качения и адаптивных аэростатических подшипников. Одна из идей заключается в том, чтобы в
адаптивной комбинированной конструкции относительное движение поверхностей обеспечивалось подшипником качения, а адаптивная функция — при помощи аэростатического подшипника с отрицательной податливостью. Предварительный анализ такого гипотетического гибрида позволяет предположить, что в сравнении с адаптивным аэростатическим подшипником, он должен иметь существенно большую несущую способность и не менее чем на два порядка меньший расход и энергоёмкость. Таким образом, если данное предположение найдет свое подтверждение, то открывается возможность существенного ослабления проблемы низкой грузоподъемности гибрида, использующего аэростатический подшипник, и кардинального решения проблемы его сравнительно высокой энергоёмкости.
В адаптивных подшипниках с воздушной и жидкостной смазкой снижение податливости может обеспечиваться применением входных регуляторов расхода смазки [22, 23]. Недостаток таких конструкций заключается в том, что они обладают малым диапазоном нагрузок, при которых поддерживаются адаптивные свойства конструкций, следствием чего является значительная нестабильность характеристики податливости и высокий расход подаваемой в проточный тракт смазки [24, 25]. Если последнее несущественно для малорасходного гибрида, то первое делает такие подшипники практически непригодными для использования в качестве активных компенсаторов положительной податливости технологических систем станков. В особенности этот недостаток характерен для осевых конструкций [26]. Существенно меньшим энергопотреблением обладают подшипники с регуляторами перемещения и выходного потока смазки, которые устанавливаются на выходе проточной смазочной магистрали [27, 28]. Такие подшипники также способны обеспечивать отрицательную податливость даже в том случае, когда на входе установлены пассивные (нерегулируемые) гидравлические сопротивления, которые используют в обычных газостатических подшипниках, чем обеспечивается значительное снижение энергоемкости конструкций [27, 28]. Однако, важнее здесь то, что подшипники с компенсацией перемещения обладают отрицательной податливостью в значительно более широком диапазоне нагрузок, что представляется привлекательным для использования их в упомянутых выше аэромеханических гибридах.
В настоящей работе рассмотрена конструкция комбинированного осевого аэромеханического подпятника, в котором роль адаптивного компенсатора играет аэростатический подпятник с регулятором перемещения. В работе проведено исследование статических характеристик аэромеханического гибрида с целью обоснования гипотезы о существенном повышении несущей способности и кардинальном снижении расхода смазки и энергопотребления используемого аэростатического компенсатора до величин, которые на два порядка меньше аналогичных характеристик обычного адаптивного аэростатического подпятника.
Дизайн адаптивного гибридного подпятника. На рис. 1 и 2 показана расчетная схема комбинированного осевого аэромеханического подпятника кольцевого типа, воспринимающего внешнюю осевую нагрузку /. Конструкция содержит вал 1, аэростатическую часть и механическую часть в виде подшипника качения 2. Аэростатическая часть состоит из корпуса 3 и подвижного кольца 4, герметично соединенного с корпусом 3 посредством упругих колец 5 и 6. Рабочий зазор толщиной И (рис. 2, а) образован сопряженными поверхностями подшипника 2 и кольца 4, которые разделены эластичными уплотнительными кольцами 7 и 8.
Кольцо 7 является сплошным, а в кольце 8 выполнены вырезы 9 малой ширины (рис. 2, Ь), находящиеся на одинаковом расстоянии друг от друга (на рис. 2, Ь показано 4 выреза).
Сжатый воздух под давлением от источника питания подаётся в основную дросселирующую пористую вставку диаметром ар, преодолев сопротивление которой попадает в междроссельную камеру 10 под давлениемрр <р8 (рис. 2, а). Далее воздух поступает в дополнительные пористые вставки диаметром а количеством п, расположенные по окружности радиуса г на одинаковом расстоянии друг от друга, из которых попадает в несущий слой толщиной к под давлением р I < рр, затем истекает в окружающую среду через вырезы 9 уплотнитель-ного кольца 8 под давлением ра.
Подпятник работает следующим образом. При увеличении (уменьшении) нагрузки / зазор к уменьшается (увеличивается). При этом увеличивается (уменьшается) сопротивление вытеканию смазки, что влечет повышение (понижение) давлений р, рр. При этом происходит изменение противонаправленных по отношению друг к другу реакций сжатого газа в несущем слое и в междроссельной камере, разность которых создает силу, воздействующую на поверхности диска 4, приводящую к его смещению на величину кр в противоположном по отношению к силе / направлении. Эта реакция уравновешивается силой упругого сопротивления деформации колец 5 и 6.
6
Рис. 2. Разрезы конструкции: а - осевой разрез; б - разрез по зазору к
Величина деформации кр будет тем больше (меньше), чем больше (меньше) коэффициент ке эластичности (податливости) этих колец. Суммарное смещение
к=к+кр (1) опорного кольца подшипника качения 2 определяет податливость аэростатической части
дк
ка =—£■. (2)
д/
С увеличением параметра ке податливость ка будет уменьшаться до нуля и отрицательных значений, при которых аэростатическая часть гибрида приобретет адаптивную функцию -способность компенсировать положительную податливость кт подшипника качения 2 и податливость к технологической системы станка вследствие ее деформации. Податливость гибридного подпятника, очевидно, равна
кк = К + кт. (3)
Для эффективной компенсации положительной податливости к технологической системы податливость кк гибридного подшипника также должна быть отрицательной. Идеальной является податливость, при которой гибрид выполняет несущую функцию и полностью компенсирует податливость к. Податливость кк должна быть такова, чтоб суммарная податливость станка была нулевой
кк + к = 0. (4)
Таким образом, податливость адаптивной аэростатической части гибридного подпятника должна быть меньше податливости обычного адаптивного подпятника, поскольку помимо компенсации технологической системы необходимо также компенсировать положительную податливость механической части гибрида - подшипника качения 2.
а
Особенности конструкции, ее деталей и характеристик. При восприятии внешней нагрузки подшипник качения 2 обеспечивает относительное движение вала 1 и корпуса 3, аэростатическая часть предназначена для создания осевой отрицательной податливости аэромеханического гибрида. Такое разделение функций его частей позволяет модернизировать аэростатическую часть гибрида с тем, чтобы значительно уменьшить расход смазки через зазор толщиной И, обеспечив ламинарный поток через вырезы 9. Для этого достаточно чтобы при восприятии расчетной нагрузки / ширина вырезов 9 и ширина уплотнительного кольца 8 примерно на порядок превышали толщину смазочного слоя. Для дальнейших расчетов примем Ь = 10И.
Для того, чтобы оценить экономию расхода воздуха и, следовательно, затрат энергии, необходимой для прокачки смазки, рассмотрим пример подпятника с наружным и внутренним радиусами го = 40 тт и Т\ = 25 тт. В обычном кольцевом аэростатическом подпятнике суммарная длина линии, через которую происходит истечение воздуха в обе стороны кольца 1\ = 2п(г0 + г1)« 412тт. В аэростатической части гибрида при зазоре И = 20 -10-3 тт, Ь = 10И = 0.2тт суммарная длина аналогичной линии при четырех вырезах I = пЬ = 0.8 тт для числа питателей п = 4. По сравнению с аэростатическим подпятником без уплотнений суммарный расход в гибриде будет в ~ 500 раз меньше.
'2
Столь малый расход газовой смазки диктует особые условия для выбора типа питателей гибрида. Ни простые, ни кольцевые диафрагмы для этого непригодны, ибо их малый диаметр технологически крайне трудно обеспечить. Действительно, обычно диаметры диафрагм составляют десятые доли миллиметра [29], поэтому для выполнения кольцевых диафрагм, расход через которые пропорционален их диаметру, в гибриде пришлось бы изготовить отверстие размером в один микрометр и менее. Размер простой диафрагмы был бы больше, но тоже измерялся бы несколькими микрометрами, что также неприемлемо. Поэтому пористые вставки -единственный тип питателей, который может рассматриваться для использования. Оценим их размер, полагая, что вставки представляют собой цилиндры диаметра с1. В осевых конструкциях обычно одна из несущих поверхностей выполнена из пористого материала [29]. Пористую поверхность можно заменить поверхностью с большим числом отверстий. Для нашего примера площадь несущей
/ 2 2\ - 2П о
поверхности равная(г0 - г ), а площадь дросселирующей поверхности равна-В микро-
V г 4
расходном подшипнике расход в 2я (г° + г) раз меньше. Во столько же раз будет меньше и пло-
пИ
__ я(г02 - г2)пИ пш12 щадь дросселирующих вставок. Отсюда следует, что __—I_=__Данное уравнение
2я(г +г) 4
позволяет получить ориентировочное значение диаметра одной вставки 12
^ = — (г0 - г1)И = 0.5тт. Отметим, что в расчетах не учтена высота вставок. Диаметры основ-V я
ной и дополнительных вставок также могут отличаться. Их значения можно получить уточненным расчетом на основании уравнений баланса расходов смазки через сопротивления магистрали нагнетания.
Математическое моделирование статического состояния гибридного подпятника.
Опорная площадь в зазоре толщиной И состоит из двух областей: наружной для г е [г, г0 ] и внутренней для г е [г г. 1, где г = г + г1 г - радиус расположения вставок и текущий радиус. Для 11 1 1 2 '
обеих областей окружная координата ф е [0,2я]. Поскольку вырезы 9 по сравнению с характерными размерами подшипника имеют на два-три порядка меньшую ширину, то их влияние на давление в зазоре минимально и на этом основании можно считать, что давление рг = рг (ф) постоянно на окружности расположения вставок. Поскольку вырезы и глухая наружная область находятся по разные стороны от линии расположения вставок, то можно считать, что функция распределения давления в этой области постоянна р (г, ф) = р.. Внутренняя область не обладает таким свойством из-за наличия вырезов, которые отделены друг от друга уплотнительными поясками 8. Поэтому граничные условия на внутреннем кольце неоднородны. При этом, если
52
рассмотреть отдельные сектора зазора, приходящиеся на одну вставку диаметра & и соответствующий ей вырез, то при плоскопараллельном движении дисков в каждом из них фрагменты функции распределения давления будут одинаковы. Основываясь на этом, разделим область такого отдельного сектора на две части - широкий угловой сектор, опирающийся на уплотнитель-ный поясок 8, и узкий угловой сектор, опирающийся на вырез 9. Первый из них также можно считать глухой областью и поэтому давление в нем будет таким же постоянным, как и в наружной области. В узком секторе, заключенном между линией расположения вставок и вырезами, функция давления удовлетворяет краевой задаче для стационарного уравнения Рейнольдса [29]
& (гк' )=о,
I р(1) = ра, р(г) = Л.
Ее решением является функция
р(г)=№—р2 +ра.
(5)
(6)
1п / г)
В общем случае несущая способность подпятника без учета ширины уплотнительных поясков 7, 8
^ = ^ + (7)
где
0 —Ь1
2п | г (р — ра))
г
- несущая способность наружной области,
г
= 2п Iг (р—ра)
(8)
(9)
г +ь
- несущая способность внутренней области.
Поскольку в наружной области давление постоянно, то
= П |_(г0 — ь1 )2 — 12 — ра ). (10) С учетом наличия секторов во внутренней области интеграл (9) можно записать в виде
1+Ь
П = ( п — у 12 — ( + Ъх)](р, — ра) + Ш,
^ = (2п — пЬ) I Г ( — ра)) + пЬ I г [р(г) — ра]].
1+ь
Выполнив интегрирование (11), найдем (
=1 п — -где интеграл от функции (6)
г
3 = I г [р(г) — ра ]].
г+ь
Для сравнения по грузоподъемности запишем функцию распределения давлений для обычного подпятника без уплотнений
(11)
(12)
(13)
р(г) =
/ 2 2Ч1п(г /г) 2
(р2 — р2 )1 ( . ) + р1 Г1 < г < г,
1п (г / г1)
(14)
р>— ра)) / +ра,г <г<г0. 1П (г, / г0 )
) (г / г0 ) 1П (Г, / г0 )
Несущая способность такого подпятника является интегралом от функции (14)
г0
2п| г [р(г) — ра ]. (15)
г1
Вернемся к сравнению подпятников по расходу воздуха (при обсуждении результатов исследования будет проведено сравнение по грузоподъемности). Для этого зададим давление наддува и давление окружающей среды, приняв, например, ps = 0.5 MPa, pa = 0.1 MPa. Для определения давления pt введем нормированный коэффициент настройки суммарного сопротивления вставок по формуле
2 2
X = е [0,1]. (16)
ps - pa
Из (16) найдем
pt = vpi+x (p2s - p2 ). (17)
Используя (17), например, для x = 0.45 получим pt = 0.344 MPa.
В расчетах интегралы (13), (15), не имеющие аналитических квадратур, находили по квадратурной формуле Симпсона [30]. Установлено, что учет интеграла (13) по узким вырезам практически не влияет на величину несущей способности, поэтому для вычисления интеграла Wg можно использовать более простую формулу, в которой учтено влияние ширины уплотнитель-ных поясков 7, 8
Wg = п[( -b)2 -( + b)2]( -pa). (18)
Массовый расход воздуха в узком секторе одного выреза вычисляли по формуле [29]
bhh dp2
Qh =--r^—, (19)
4h 24r^T dr
где - динамическая вязкость воздуха, газовая постоянная и абсолютная температуры
смазки, соответственно.
Выполнив дифференцирование (6) и подставив результат в (19), получили формулу для расхода смазки в несущем слое
bh3 (p2 - pl )
q =-\yt Fa> (20)
h 24^^Trjln (rt / rx )
При температуре T = 293 gradимеем ^ = 287 m2/(grads2), ц = 1.8310-5 Pas [29]. Подставив данные в формулу (20), получили qh = 6.610-4 g/s.
В обычном подпятнике потоки воздуха направлены в обе стороны от линии расположения питателей. Формула массового расхода для него имеет вид [31]
nh
Qa =
1 1
(pt2 - pa2 ). (21)
_1п ( / г ) 1п (г0/ г )
Подставив значения параметров в (21), получили qa = 1.2 g/s. Сравнив расходы подшипников, нашли пун / qa = 450. То есть более точный расчет в целом подтверждает ранее полученный результат о том, что гибрид по расходу, а значит и энергоёмкости не менее чем на два порядка экономичнее обычного подпятника (напомним, ориентировочный расчет давал 500).
Для нахождения размеров основной и дополнительных вставок введем нормированный весовой коэффициент сопротивлений основной и дополнительных вставок при расчетном зазоре Н = Н
С = 4^4- ^[0,1], (22)
Ps - А 0
где р 0, р(0 - соответствующие давления при расчетном зазоре Н = Н
0-
Из (22) найдем давление в междроссельной камере
Рр0 р20 + С (р2 - р20 ) . (23)
При с = 0 имеем рр0 = рю, при с = 1 имеем рр0 = ps. При этих крайних значениях коэффициента с либо работает основная вставка, но не работают дополнительные, либо, наоборот, работают только дополнительные вставки и не работает основная. При промежуточных значениях диапазона (22) работают обе вставки. При этом, чем меньше с, тем больше сопротивление основной вставки и меньше суммарное сопротивление дополнительных вставок и тем выше эффективность компенсатора перемещения, обеспечивающего снижение податливости подпятников, следовательно, такие значения коэффициента с являются предпочтительными.
Пористую вставку можно уподобить поверхности с большим числом питающих отверстий. Если диаметр каналов мал в сравнении с их длиной (толщиной вставки), то движение воздуха в каналах можно считать ламинарным [29].
Расход через отдельную дополнительную вставку определяется формулой [29]
* = фк^ - р.2 )■ (24)
где 5 - высота вставки, Ср - коэффициент ее проницаемости. Положим 5 = 3dt. Тогда (24) примет вид
* ^(рР-р?)- (25)
Из условия баланса расходов через вставку и соответствующий вырез в несущем слое смазочного зазора
qh = q (?6)
получим формулу для определения диаметра дополнительной вставки
bh0 p?n - p2
dt =-0-- %t0 . (27)
ПСр11п (t / Г )Рpo - Рю Для рассматриваемого примера примем рекомендуемое для оптимальной динамики подшипников с комбинированным внешним дросселированием значение коэффициента q = 0.2
[32]. По формуле (23) найдем давление в междроссельной камере ppo = 0.38 MPa.
Приняв коэффициент проницаемости Ср = 3.5710-13 m2 (модифицированная древесина
[33]), по формуле (27) вычислим диаметр дополнительной вставки dt = 0.87 mm.
По аналогии с (25) получим формулу массового расхода через основную пористую
вставку
q =—— (р - р2). (28)
Из условия баланса расходов через основную и вспомогательные вставки
Чр = Щ (29)
получим формулу для определения диаметра основной вставки
2 2
i i ppo — pt0 ..-„ч
dp = ntdt—2-Г" • (30)
ps - РР0
Теперь по формуле (30) вычислим диаметр вставки dp = 0.87 mm. Для рассмотренного примера расчета основных величин подпятника диаметры основной и дополнительных вставок оказались одинаковыми, поскольку используется одна основная и четыре дополнительных вставки.
Статические характеристики гибридного подпятника. Расчет и исследование статических характеристик проведем в безразмерной форме. За масштабы основных величин примем:
2
наружный радиус Г0 - для линейных размеров, давление pa - для давлений, W0 Ра - для сил,
для массовых расходов воздуха, к0 _ для зазоров. Далее безразмерные величины обо-
пк3 ра _
значены греческими и прописными латинскими буквами.
После приведения к математической модели к безразмерной форме получим формулы
для:
- суммарного расхода через вырезы 9
о, = АН3 (р2 — 1), (31)
п.Ъ
где Ак = . •
®ЬRin (R / Ri) - суммарного расхода через дополнительные вставки
Q = a. (Pp2 - PP2), (32)
n.c d. где A =■ p '
К
где A =
-расхода через основную вставку
QP = AP (P - Pp ), (33)
c„d„
p p
p h3 ' "0
После приведения формулы для несущей способности гибрида к безразмерной форме
получим
Wg = Sg (P -1), (34)
где Sg =(1 -B)2 -(R + Bx)2, Bj = Vr,.
Аналогично получим формулу для силовой реакции смазочного слоя в междроссельной
полости
Wp = ^ (Pp -1), (35)
где ^ =(1 - B2 )2-(R + B2 )2, B2 = bj r{y
Математическая модель гибрида состоит из двух уравнений баланса сил (36), (37), двух уравнений баланса расходов (38), (39) и формулы для перемещения (40) кольца 4 относительно корпуса 3
Wg = F, (36)
Hp = Ke (Wp - Wg ), (37)
Qt - Qh = 0, (38)
Qp - Qt = 0, (39)
Hs = H + Hp, (40)
где Hp - деформация упругих колец 5, 6 под действием силовых реакций сжатого газа в зазорах,
Ke - коэффициент эластичности (осевой податливости) этих колец.
К статическим характеристикам относятся зависимости от внешней нагрузки F: перемещение Hs(F) кольца 2 относительно корпуса 3, податливость Ka(F) этого кольца, расход Qh(F).
Для вычисления этих зависимостей предварительно зададим постоянные величины: давление наддува Ps, внутренний радиус R1, коэффициенты x, ç, Ah и коэффициент эластичности Ke. Значения этих параметров соответствуют расчетному безразмерному зазору H = h/h0 = 1. Далее рассчитаем соответствующие этому зазору безразмерные давления
P0 = ^ 1+x ( p! -1), Pp 0 = 4 Pt 0+ç ( P! - P0 ). (41)
Теперь, используя уравнения (38), (39), найдем критерии подобия
P2 -1 P2 - P2
A = АР^ Ap = A,^0-^-. (42)
1 p 0 1 10 1 s 1 p 0
Расчет характеристик проведем параметрическим методом, выбрав в качестве параметра давление р е [1, Pt ]. Задав малый шаг, будем изменять значения этого параметра в указанном диапазоне и вычислять значения упомянутых выше характеристик. По формулам (34), (35) найдем реакции Wg и Wp, затем по формуле (37) перемещение Hp. По формуле (32) найдем расход Qt и, используя уравнение (38), определим зазор
H
ч (Р ! -1)
и затем по формуле (40) вычислим перемещение Hs.
Найдем формулу для вычисления осевой податливости аэростатической части гибрида. Для этого, используя уравнение (39), найдем
2 АР2 - ЛР2 Рр -Аг~ . (43)
р А - Лр
Подставив (43) в (38), получим
н 3 = ЛЛр (Рр - р2)
Используя (41), (42), найдем
Лн (( - Лр )(р2 -1)'
Л,
Л
т=1 - с, т
Лр Лн
(1 - х)(1 - с)
X
Подставив (45) в (44), получим
н3 =■
X
р2 - р2 1 s 1 г
1 - X Р2 -1
Продифференцируем (43) и (37) по Рг
г
ррр;=^ЛтР ,н р=к (ж- ^).
Учитывая (45), получим
Р
Р'= (1 - с)^, Н' = К
р V Ъ/ р 5 р (
- р (1 - с) -
Р.
После дифференцирования (46) по Рг найдем
Н ' =
-2Х (Р2 -1)
Р
(44)
(45)
(46)
(47)
(48)
(49)
3(1 - X) [(( - 1)Я ]2 Поскольку согласно (40) Н[ = Н' — Н'р, то используя (48), (49) и приняв во внимание (36), получим формулу для вычисления податливости аэростатической части подпятника
дн 2x (р2 -1) р
ка =-
-ке
(1 -С) -рр--1
(50)
др 3(1 - X)[((2 - 1)я;
В расчетах удобно использовать значение коэффициента эластичности Ке0 — Ке, при котором подпятник на расчетном зазоре Н — 1 имеет нулевую податливость Ка — 0. Подставив в (50) параметры расчетной точки для Ка — 0, получим линейное уравнение, решением которого является искомая величина
К е0 =
2Р Р
0Г р 0
3X0 - x)Ge (Р2 -1)
(51)
где
= (1 - С)-рР0 - -р0. (52)
Чтобы подпятник имел отрицательную податливость должно выполняться условие Ке > Ке0 > 0. Из физических соображений Рю > 0, Рр0 > 0, > 0, 0 < X < 1. Следовательно, условие Ке0 > 0 может быть обеспечено только при Ое > 0. Видно, что увеличение параметра с способствует уменьшению Ое поэтому наилучшим было бы с — 0, что соответствует наличию лишь основной вставки. Известно, однако, что при отсутствии дополнительных сопротивлений подшипники отрицательной податливости становятся динамически неустойчивыми. Поэтому рекомендуют с > 0. Оптимальными считаются [34]. Поскольку Рю < Рр0, то при выборе эффективных площадей подвижного диска 4 необходимо учитывать, что нулевая и тем более отрицательная податливость может быть обеспечена только при — < -р. Это условие можно обеспечить, например, за счет большей ширины Ъ уплотнительных поясков 7, 8 и меньшей ширины Ъг упругих колец 5 и 6.
Результаты исследования и их обсуждение. В качестве входных параметров использованы: коэффициенты X е (0;1); С е (0;1); Ли; коэффициент эластичности Ке; внутренний радиус Я\; параметры уплотнений и эластичных колец 51, В2. В расчетах принимали постоянным с — 0.2, Я\ — 0.5. Полагали также Ли — 0.04. Это значение соответствует рассмотренному выше примеру расчета размерных параметров и характеристик гибрида, при котором в зависимости от X массовый расход воздуха в 450 - 500 раз меньше чем через адаптивный подпятник без уплотнений. Постоянной принята безразмерная ширина В2 — 0.02 упругих дисков 5 и 6. Ширину уплотнительных поясков 7, 8 варьировали, используя формулу В1 — РВ2, где в > 0 - коэффициент.
На рис. 3 показаны ависимости деформации Нр от нагрузки К для различных значений коэффициента в при величине коэффициента эластичности Ке = 5. Видно, что при малом в = 1, когда ширина эластичных колец 5, 6 и ширина уплотнительных колец 7, 8 одинаковы, при увеличении нагрузки К происходит уменьшение деформации Нр. При этом эластичные кольца деформируются в нежелательном направлении, вызывая смещение диска 3 вниз. Поскольку зависимость зазора от нагрузки Н(К) обычного подпятника всегда убывающая функция, то это влечет дальнейшее уменьшение суммарного перемещения Нц, что еще больше увеличивает податливость гибрида даже в сравнении с обычным подпятником.
При увеличении в на кривых в области умеренных и больших нагрузок появляются участки роста функции Нр (К), что влечет за собой уменьшение податливости аэростатического подпятника. Дальнейшее увеличение в способствует расширению таких областей и более интенсивному росту функции Нр (К). Границу в = втгп, на которой происходит смена ухудшающих податливость деформаций на улучшающие, можно найти из (52), положив Ое = 0. Это уравнение является линейным относительно в и его решение определяется формулой
в (1 - ^) Л о- д) У о Ртт 2ВД + Я,)Рро '
Для принятого сочетания параметров втгп = 4.05. Из графиков видно, что с ростом в заметно сокращается диапазон воспринимаемых гибридом нагрузок. Так, если при в = 2 конструкция способна выдерживать максимальную нагрузку К = 2.51, то при в = 6 максимальная нагрузка снижается до К = 1.55, то есть на 38%.
II
р = 8
Р 6
Р - 4
Р = = 2
0 0.5 1 1.5 2 Р
Рис. 3. Зависимости деформации Нр от нагрузки Е для различных значений коэффициента р
Это объясняется тем, что увеличение ширины уплотнительных поясков уменьшает эффективную опорную площадь, а вместе с ней и несущую способность конструкции. С точки зрения максимума несущей способности следует выбирать в близкие к втп, для которых в > втгп. Так, если принять в = 4.7, то максимальная нагрузка возрастает до К = 1.86, а ее снижение составит 26%. Для повышения грузоподъемности подпятника можно уменьшить д, приняв нижнюю границу рекомендованного значения д = 0.1. В этом случае получим втт = 2.68. Если принять в = 3.0, то максимальная нагрузка возрастет до К = 2.27, при этом ее снижение составит лишь 9%.
На рис. 4 показаны зависимости деформации Нр от нагрузки К для различных значений коэффициента эластичности Ке = 7 Ке0. Расчет по формуле (51) дал значение коэффициента Ке0 = 7.87, при котором аэростатическая часть гибрида в расчетной точке имеет зазор Н = 1 и нулевую податливость Ка = 0.
При г = 0 (Ке = 0) деформация отсутствует. Для 7 > 0 (Ке > 0) кривые Нр(К) имеют экстремальный характер унимодальной функции с единственным минимумом. При малых нагрузках К эти зависимости являются убывающими, при средних и больших — возрастающими. Видно также, что чем больше коэффициент податливости Ке колец 5, 6 тем больше деформация Нр. Причем независимо от Ке минимум зависимости соответствует одному и тому же значению нагрузки К.
н
р
9 В 7 6 Б 4 3 2
1 0
ч 1 5
1.0
__ ( ).5
; — 0 -1-
О 0.4 0.8 1.2 1.6 2 ^ Рис. Зависимости деформации Нр от нагрузки Р для различных значений коэффициента
эластичности Ке = I Кео
Это видно из графиков зависимости которые показаны на рис. 5. Аналитическое выражение для этой характеристики можно получить параметрическим дифференцированием (36), (38), (39) по давлению Рг. С учетом (48) после дифференцирования найдем
Н/ = Ке
м - 1
Минимум функции Нр(Р) является нулем функции Нр(Р). Нетрудно видеть, что это имеет место при
(1 - С) Рг = 1.
-Р
(54)
Поскольку давление Рр зависит только от давления Рг, то уравнение (54) зависит только от этой величины. Решив уравнение (54), найдем Рг и затем по формуле (36) определим значение нагрузки Е, при которой Нр/ — 0, доставляя функции Нр(Р) минимум. Для данного сочетания параметров минимум Нр(Е) имеет место при Е — 0.774.
Как следует из графиков рис. 5, зависимости Нр/ (Е) являются монотонно возрастающими функциями. Это значит, что с увеличением нагрузки эффективность компенсации положительной податливости несущего слоя увеличивается и следует ожидать максимума адаптивной активности гибрида именно на средних и больших нагрузках.
На рис. 6 показаны кривые нагрузочных характеристик Hs(F) для различных значений коэффициента эластичности Ке. При 7 — 0, когда упругие кольца 5, 6 абсолютно жёсткие (Ке — 0), кривая Hs(F) соответствует обычному подпятнику комбинированного двойного дросселирования с положительной податливостью. С увеличением 7, и, следовательно, Ке, характер кривых меняется. При этом в области умеренных и высоких нагрузок появляются участки меньшей, затем нулевой и отрицательной податливости (это подтверждает ранее сделанные предположения о пике активности адаптивного подпятника). В последнем случае с увеличением нагрузки Е увеличивается и перемещение Hs. Нулевая податливость Ка — 0 имеет место при зазоре Н — 1 и Ке — Ке0. Это соответствует Е — 1.32. Участки отрицательной податливости можно видеть на кривых, для которых Ке > Ке0 (7 > 1). На них конструкция приобретает адаптивную функцию, когда подпятник с отрицательной податливостью способен компенсировать положительную податливость подшипника качения и технологической системы станка.
Более наглядное представление о величине податливости в диапазоне действующих на подпятник нагрузок дают графики представленных на рис. 7 зависимостей Ка(Е).
При Е — 0.778 на графиках видна общая точка кривых, которая соответствует нулю функции Нр/(Е). Расчетный зазор Н — 1 для кривых рис. 7 имеет место при нагрузке Е — 1.32. При Ке — Ке0 (7 —1) это значение соответствует нулевой податливости (Ка — 0) микро-расходного адаптивного подпятника. Далее с увеличением нагрузки Е податливость Ка сначала уменьшается до отрицательного минимума в точке Е — 1.75 затем снова увеличивается до нуля при Е — 2.02. В результате ширина адаптивного диапазона (диапазона нагрузок, соответствующих
отрицательной податливости) равна 2.02 - 1.32 = 0.7. Это составляет 33% от диапазона нагрузок на подпятник. С увеличением коэффициента эластичности Ке адаптивный диапазон расширяется. Например, при Ке = 2Ке, как видно из рис. 7, его ширина равна 2.11 - 1.04 = 1.07, что составляет половину (50%) диапазона нагрузок.
Рис. 5. Зависимости деформации Нр/ от нагрузки Е для различных значений коэффициента
эластичности Ке = I Кео
Рис. 6. Зависимости суммарного перемещения Нц от нагрузки Е для различных значений коэффициента эластичности Ке = I Кео при р = 3.5
\\\\
г\ - 0
\\ \ о.ь У V г
\ м 1.0
2.0 у
О 0.4 0.8 1.2 1.6 2 Р Рис. 7. Зависимости податливости Ка от нагрузки Е для различных значений коэффициента эластичности Ке = I Кео при р = 3.5
60
На основе приведенных выше данных были также получены необходимые сравнительные размерные характеристики грузоподъемности подпятника для расчетного зазора h = ho. Размерная несущая способность микро-расходного гибрида Wg = 698 N, несущая способность обычного адаптивного подпятника без уплотнений wb = 542 N. Их отношение wg / wb ~ 1.3. Таким образом, гибрид имеет преимущества перед обычным аэростатическим подпятником не только по расходу воздушной смазки (в 450 - 500 раз меньше), но и по грузоподъемности (на 30% больше). Этот результат получен ориентировочным сравнительным расчетом. Очевидно, тщательной оптимизацией нагрузочных характеристик можно добиться более высоких сравнительных показателей грузоподъемности.
Заключение. Сформулирован концепт адаптивного комбинированного микро-расход-ного подпятника повышенной несущей способности с отрицательной податливостью. Рассмотрена реализация концепта в виде аэромеханического гибрида, который состоит из соединенных последовательно подшипника качения положительной податливости и аэростатического подпятника отрицательной податливости. Первый обеспечивает относительное движение поверхностей, второй - осевую отрицательную податливость. Гибрид можно рассматривать как комбинированный подшипник качения отрицательной податливости, усиленный конструктивным усовершенствованием, позволяющем использовать его не только по основному назначению, как несущую систему, но и как адаптивную систему, способную одновременно автоматически компенсировать деформацию технологической системы станка с целью повышения качества и снижения времени механической обработки. Выполнено математическое моделирование статического состояния гибрида. Выведены формулы, позволяющие рассчитать значения коэффициента эластичности компенсатора перемещений, при которых подпятник обладает нулевой податливостью и условие, при котором обеспечивается его отрицательная податливость. Анализом расчетных данных подтверждена возможность обеспечения режимов отрицательной податливости гибрида и определен адаптивный диапазон нагрузок, который может составлять не менее половины общего диапазона воспринимаемых нагрузок. При этом активность подпятника приходится на умеренные и низкие нагрузки, что важно с точки зрения применения гибрида для компенсации деформации технологической системы станка при средних и высоких значениях сил резания. В сравнении с адаптивными аэростатическими подпятниками гибрид обладает сверхнизким расходом воздушной смазки (в 450 - 500 раз меньше) и соответствующим энергопотреблением, а также повышенной несущей способностью (на 30% больше).
Список литературы
1. Cui C., Ono K. Theoretical and Experimental Investigation of an Externally Pressurized Porous Annular Thrust Gas Bearing and Its Optimum Design // Journal of Tribology. 1997. Vol. 119. № 3. P. 486 - 492.
2. Yoshimoto S., Kohno K. Static and Dynamic Characteristics of Aerostatic Circular Porous Thrust Bearings (Effect of the Shape of the Air Supply Area) // Journal of Tribology. 2001. Vol. 123(3). P. 501-508.
3. Cheng-Ying L., Cheng-Chi W., Yu-Han L. Performance analysis of high-speed spindle aerostatic bearings // Tribology International. 2005. Vol. 38. Is. 1. P. 5 - 14.
4. Yuta O., Kei S., Shigeka Y. High-speed stability of a rigid rotor supported by aerostatic journal bearings with compound restrictors / // Tribology International. 2011. Vol. 44. Is. 1. P. 9 -17.
5. Chen Y.S., Chiu C.C., Cheng Y.D. Cheng. Influences of operational conditions and geometric parameters on the stiffness of aerostatic journal bearings // Precision Engineering. 2010. Vol. 34. Is. 4. P. 722 - 734.
6. Yu P., Chen X., Wang X. Frequency-dependent nonlinear dynamic stiffness of aerostatic bearings subjected to external perturbations // International Journal of Precision Engineering and Manufacturing. 2015. Vol. 16. №. 8. P. 1771 - 1777.
7. Mizumoto H., Matsubara T., Hata N., Usuki M. Zero-compliance aerostatic bearing for an ultra-precision machine // Precision Engineering. 1990. Vol. 12. Is. 2. P. 75 - 80.
8. Maamari N., Krebs A., Weikert S., Wegener K. Centrally fed orifice based active aerostatic bearing with quasi-infinite static stiffness and high servo compliance // Tribology International. 2019. Vol. 129. P. 297 - 313.
9. Kodnyanko V.A., Tkachev A.A. Static characteristics of a two-row radial gas-static bearing with regulators of the lubricant output flow // STIN. 2009. № 6. P. 6 - 8.
61
10. Shatokhin S.N., Kodnyanko V.A. Load and flow rate characteristics of an axial pressurised gas bearing with an active compensation of gas flow // Mechanical sciences. 2017. P. 110 - 115.
11. Kodnyanko V., Shatokhin S., Kurzakov A., Pikalov Y., Strok L., Pikalov I., Grigorieva O., Brungardt M. Theoretical Efficiency Study of Output Lubricant Flow Rate Regulating Principle on the Example of a Two-Row Aerostatic // Journal Bearing with Longitudinal Microgrooves and a System of External Combined Throttling. Mathematics. 2021. Vol. 9(14). №.1698.
12. Kodnyanko V.A., Kurzakov A.S. Static Characteristics of a Hydrostatic Thrust Bearing with a Membrane Displacement Compensator // FME Transactions. 2021. Vol. 49. №. 3. P. 764 - 768.
13. Kodnyanko V., Kurzakov A., Grigorieva O., Brungardt M., Belyakova S., Gogol L., Surovtsev A., Strok L. Theoretical Study on Compliance and Stability of Active Gas-Static // Journal Bearing with Output Flow Rate Restriction and Damping Chambers. Lubricants. 2021. Vol. 9. №. 121.
14. Kodnyanko V., Shatokhin S., Kurzakov A., Pikalov Y., Strok L., Pikalov I., Grigorieva O., Brungardt M. Theoretical Efficiency Study of Output Lubricant Flow Rate Regulating Principle on the Example of a Two-Row Aerostatic // Journal Bearing with Longitudinal Microgrooves and a System of External Combined Throttling. Mathematics. 2021. Vol. 9. №.1698.
15. Jyh-Chyang R., Chih-Hung H. Experimental and CFD study on the mass flow-rate characteristic of gas through orifice-type restrictor in aerostatic bearings // Tribology International. 2004. Vol. 37. Is. 4. P. 309 - 315.
16. Kassab S.Z., Noureldeen E.M., Shawky M.A. Effects of operating conditions and supply hole diameter on the performance of a rectangular aerostatic bearing // Tribology International. 1997. Vol. 30. Is. 7. P. 533 - 545.
17. Шейнберг С.А., Жедь В.П., Шишеев М.Д., Баласаньян В.С., Забдлоцкий Н.Д. Опоры скольжения с газовой смазкой. М: Машиностроение, 1979. 336 с.
18. Upadhyay S.H., Harsha S.P., Jain S.C. Analysis of Nonlinear Phenomena in High Speed Ball Bearings due to Radial Clearance and Unbalanced Rotor Effects // Journal of Vibration and Control. 2009. P.65 - 88.
19. Yang Z., Li B., Yu T. Influence of structural parameters and tolerance on stiffness of high-speed ball bearings // International Journal of Precision Engineering and Manufacturing. 2016. Vol. 17. P. 1493 - 1501.
20. Lovell M.R., Khonsari M.M., Marangoni R.D. Evaluation of Ultra-Low-Speed Jitter in Rolling Balls // Tribology International. 1992. Vol. 114(3). P. 589 - 594.
21. Vanhulsel A., Velasco F., Jacobs R., Eersels L., Havermans D., Roberts E.W., Sherrington I., Anderson M.J., Gaillard L. DLC solid lubricant coatings on ball bearings for space applications // Tribology International. 2007. Vol. 40. Is. 7. P. 1186 -1194.
22. Shatokhin S.N. New possibilities of adaptive control // Machine builder. 1977. № 4.
P. 18.
23. Newgard P.M., Kiang R.L. Elastic Orifices for Pressurized Gas Bearings // ASLE Transactions. 1966. Vol. 9:3. P. 311 - 317.
24. Коднянко В.А., Курзаков А.С. Статические и динамические характеристики осевой гидростатической опоры с мембранным компенсатором перемещения // Сборка в машиностроении, приборостроении. 2017. Т.18. № 2 (199). С. 82 - 87.
25. Коднянко В.А., Пикалов Ю.А., Шатохин С.Н. Исследование характеристик газостатической опоры с активной компенсацией расхода // Вестник машиностроения. 1979. № 4. С. 9 - 12.
26. Коднянко В.А., Шатохин С.Н. Нагрузочные и расходные характеристики осевой газостатической опоры с активной компенсацией расхода газа // Машиноведение. 1980. № 6. С.33 - 35.
27. Kodnyanko V., Shatokhin S., Kurzakov A., Pikalov Y., Strok L., Pikalov I., Grigorieva O., Brungardt M. Theoretical Efficiency Study of Output Lubricant Flow Rate Regulating Principle on the Example of a Two-Row Aerostatic // Journal Bearing with Longitudinal Microgrooves and a System of External Combined Throttling. Mathematics. 2021. Vol. 9. №.1698.
28. Kodnyanko V., Kurzakov A., Grigorieva O., Brungardt M., Belyakova S., Gogol L., Surovtsev A., Strok L. Theoretical Study on Compliance and Stability of Active Gas-Static // Journal Bearing with Output Flow Rate Restriction and Damping Chambers. Lubricants. 2021. Vol. 9. №.121.
29. Constantinescu V. Gas Lubrication // New York: The American Society of Mechanical Engineers, 1968. 709 p.
30. Dwight H. Tables of Integrals and other Mathematical Data. The Macmillan Company // New York: The Macmillan Co, 1961. 288 p.
31. Коднянко В.А. Численный метод расчета нестационарных характеристик осевого кольцевого блока газостатических опор // Трение, износ, смазка. 2005. № 22. С. 31 - 35.
32. Kodnyanko V.A., Shatokhin S.N. Theoretical Study on Dynamics Quality of Aerostatic Thrust Bearing with External Combined Throttling // FME Transactions. 2020. Vol. 46. №. 4. P. 342 -350.
33. Космынин А.В., Виноградова С.В., Виноградов В.С., Щетинин В.С., Смирнов А.В. Частично пористые газостатические опоры шпиндельных узлов. Теория и эксперимент: монография. М.: Академия Естествознания. 2011. 112 с.
34. Бесекерский В.А., Попов Е.П. Теория систем автоматического управления. СПб.: Профессия, 2003. 752 с.
Коднянко Владимир Александрович, д-р техн. наук, профессор, VKodnyanko@sfu-kras.ru, Россия, Красноярск, Сибирский федеральный университет,
Строк Лилия Владимировна, аспирант, LStrok@sfu-kras.ru, Россия, Красноярск, Сибирский федеральный университет,
Григорьева Ольга Анатольевна, канд. техни. наук, профессор, OGrigorieva@sfu-kras. ru, Россия, Красноярск, Сибирский федеральный университет,
Пикалов Юрий Анатольевич, канд. техн. наук, доцент, UAPikalov@sfu-kras.ru, Россия, Красноярск, Сибирский федеральный университет,
Белякова Светлана Анатольевна, канд. техн. наук, доцент, SBelyakova@sfu-kras. ru, Россия, Красноярск, Сибирский федеральный университет,
Суровцев Алексей Валерьевич, старший преподаватель, ASurovtsev@sfu-kras.ru, Россия, Красноярск, Сибирский федеральный университет,
Хуртин Анатолий Вячеславович, аспирант, AKhurtin@sfu-kras.ru, Россия, Красноярск, Сибирский федеральный университет
THE ORETICAL INVESTIGATION OF A MICRO-FLOW ADAPTIVE AEROMECHANICAL PAD
V.A. Kodnyanko, L.V. Strok, O.A. Grigorieva, Y.A. Pikalov, S.A. Belyakova, A.V. Surovtsev, A.V. Khurtin
The design is considered and a theoretical study of the performance of an adaptive combined micro-flow aeromechanical thrust bearing of increased bearing capacity with negative compliance is carried out. A mathematical model of the adaptive thrust bearing statics and a method for calculating its static characteristics have been developed. The device is two orders of magnitude less energy-intensive compared to the known devices with flow controllers, resistant to vibrations, has negative compliance of the carrier gas gap and increased bearing capacity.
Key words: rolling bearing, aerostatic thrust bearing, adaptive bearing, adaptive function, negative compliance.
Kodnyanko Vladimir Alexandrovich, doctor of technical sciences, professor, VKod-nyanko@sfu-kras.ru, Russia, Krasnoyarsk, Siberian Federal University,
Strok Lilia Vladimirovna, postgraduate, LStrok@sfu-kras.ru, Russia, Krasnoyarsk, Siberian Federal University,
Grigorieva Olga Anatolievna, candidate of technical sciences, professor, OGrigorieva@sfu-kras.ru, Russia, Krasnoyarsk, Siberian Federal University,
Pikalov Yuri Anatolievich, candidate of technical sciences, docent, UAPikalov@sfu-kras. ru, Russia, Krasnoyarsk, Siberian Federal University,
Belyakova Svetlana Anatolievna, candidate of technical sciences, docent, SBelyakova@sfu-kras.ru, Russia, Krasnoyarsk, Siberian Federal University,
Surovtsev Alexey Valerievich, senior lecturer, ASurovtsev@sfu-kras.ru, Russia, Krasnoyarsk, Siberian Federal University,
Khurtin Anatoly Vyacheslavovich, postgraduate, AKhurtin@sfu-kras.ru, Russia, Krasnoyarsk, Siberian Federal University
УДК 621.622.276.53
DOI: 10.24412/2071-6168-2022-3-64-71
МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ УСТАНОВКИ ДЛЯ ВНУТРИСКВАЖИННОГО ДОЗИРОВАНИЯ РЕАГЕНТА
Т.Г. Макарова, К.Р. Уразаков, Е.Б. Думлер, Р.И. Вахитова
Асфальтосмолопарафиновые отложения приводят к снижению дебита и межремонтного периода скважин, а также повышению себестоимости добываемой продукции. Наиболее распространенный метод борьбы с этим видом осложнений в добыче - введение химических реагентов с помощью насосов-дозаторов, однако, такой метод имеет сложность обеспечения требуемой дозировки реагента, а также ограничение производительности. Предложен способ, основанный на работе двух технических устройств - насоса-дозатора и струйного насоса, позволяющий использовать полезную работу жидкости без использования дополнительных источников энергии, и обеспечивающий поступление реагента в полость насосно-компрессорных труб для предотвращения образования асфальтосмолопарафиновых отложений. Разработана математическая модель работы скважинной дозирующей насосной установки, основанная на уравнениях сохранения массы, количества вещества и жидкости.
Ключевые слова: струйный насос, насос-дозатор, электроцентробежный насос, динамический уровень, нефтегазоводяная эмульсия, НКТ, АСПО.
Одними из наиболее часто встречающихся осложнений в процессе добычи нефти являются асфальтосмолопарафиновые отложения (АСПО) в колоннах лифтовых труб и во внутрис-кважинном оборудовании. Самыми распространёнными методами борьбы с АСПО в силу своей дешевизны и простоты реализации являются «горячая» обработка лифта скважины (нефтью либо паром) и метод механической очистки скребками разнообразной конструкции [1,2]. Однако из-за высокой степени плотности и высокой температуры плавления отложений асфальтенового типа эти методы теряют эффективность с ростом доли асфальтенов в составе отложений. В этом случае, а также в случае борьбы с АСПО в насосном оборудовании и в призабойной зоне пласта более эффективным становится применение химических методов защиты. Химические методы защиты делятся на две группы: удаление (растворители) и предотвращение (ингибиторы). Опыт борьбы с отложениями АСПО показывает, что предупреждение образования отложений является более целесообразным, чем борьба с уже образовавшимися [3,4].
Разработка технических решений и устройств для снижения АСПО в добывающих скважинах является на сегодняшний день актуальной задачей, которой посвящены исследования ряда авторов.
Известен способ предотвращения образования АСПО в системе добычи и сбора нефти, включающий электромагнитное воздействие на продукцию скважин перед подачей в систему добычи и сбора нефти [5].
Альтернативным способом снижения АСПО является применение специального насоса-дозатора [6]. Согласно этому изобретению, при подземном ремонте скважины, осложненной отложениями асфальтосмолопарафиновых соединений кабель питания электродвигателя центробежного насоса был заменен на кабель с капиллярной трубкой. Предложенный кабель спускают на колонне насосно-компрессорных труб (НКТ) в скважину, а затем по его капиллярному каналу осуществляют подачу химического реагента. Подачу осуществляют либо на прием скважинного насоса, либо в интервал перфорации скважины.
64
