ВЛИЯНИЕ СООСНОСТИ ВАЛОВ НА ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РОТОРНЫХ ТУРБОМАШИН И ЭЛЕКТРОАГРЕГАТОВ Текст научной статьи по специальности «Техника и технологии»

УДК 621.825.5:629.424.3

Чехлатый Н.А., Паламарчук Т.Н., Тимохина В.Ю.

ВЛИЯНИЕ СООСНОСТИ ВАЛОВ НА ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РОТОРНЫХ ТУРБОМАШИН И ЭЛЕКТРОАГРЕГАТОВ

Chehlaty N.A., Palamarchuk T.N., Timokhina V.Y.

THE EFFECT OF SHAFT ALIGNMENT ON THE ROTARY TURBOMACHINES AND ELECTRIC UNITS ENERGY CHARACTERISTICS

Введение

Контроль технического состояния электродвигателей, вентиляторов,

насосов, турбокомпрессоров и электродвигателей может

осуществляться по результатам измерения следующих параметров:

- подачи, напора, мощности, частоты вращения ротора, токовой нагрузки и т.д.;

- вибрации, шума, тепла, электромагнитных излучений, акустической эмиссии и т.д.;

- физических полей отдельных узлов и деталей машин: температуры подшипниковых опор, температуры и расхода жидкости разгрузочного устройства и уплотнений вала, сопротивления изоляции обмоток электродвигателя и т. д.;

- соосности валов, правильности зацепления муфт, положения корпусов по горизонтали и по вертикали и т.д.

Наиболее доступные методы контроля, которые широко

применяются в практике контроля технического состояния роторных турбомашин и электродвигателей, основаны на измерениях основных параметров технологического режима, уровня вибрации и температуры

наиболее ответственных узлов.

Анализ последних исследований и публикаций

По данным [1, 2, 3] наиболее часто колебания лопастных турбомашин вызываются воздействием таких факторов как несоосность и неуравновешенность. Согласно [4] из всего количества возникающих отказов турбомашин до 50% составляют несоосность, до 30%

неуравновешенность, а на долю остальных приходится не более 20%.

Идентификация неисправностей по результатам эпизодического вибромониторинга мощных

вентиляторных агрегатов показала, что превышение допустимых уровней вибрации обусловлено, в основном, неуравновешенностью, которая

составляет более 80% общего числа факторов, вызывающих ее рост.

Около 6% вентиляторов имеют повышенный уровень вибрации по причине износа элементов

соединительных муфт, подшипников и опор.

Несоосность валов вентиляторов и электродвигателей не превышает 14%. Однако необходимость в проведении работ по обеспечению соосности в

пределах требований «Руководства по ревизии и наладке шахтных вентиляторных установок» возникает при замене электродвигателей, зубчатых муфт, подшипников, роторов вентиляторов, а также при ремонтах фундаментов. Поэтому более 20% вентиляторных установок ежегодно требуют проведения работ по устранению несоосности валов. Необходимо отметить, что несоосность является наиболее разрушительным фактором, так как вызывает сложное напряженное состояние валов и часто сопровождается изменением их положения в пространстве.

Валы насосов и двигателей стационарных насосных станций соединены упругими втулочно-пальцевыми муфтами, имеющими низкие компенсационные способности. К таким муфтам предъявляются жесткие допуски на несоосность. Например, согласно требованиям заводов-изготовителей высоконапорных центробежных насосов ЦНС, ЦНСГ, ЦНСК, ЦНСШ и электродвигателей ВАО 2, изложенных в «Руководствах по эксплуатации», допуски несоосности составляют, соответственно: 0,02 мм и 0,05 мм.

Несоосность может возникнуть как в процессе монтажа, так и в процессе эксплуатации в результате износа подшипниковых узлов, всплытия вала в подшипниках скольжения или неравномерности нагрева корпусов подшипниковых опор,

сопровождающимся температурным расширением сопряженных деталей.

Секционные насосы ЦНС, снабженные упругими втулочно-пальцевыми муфтами, имеют особо низкую компенсационную способность, так как их гибкие элементы выполнены сплошными, в виде резиновых втулок.

Аналогичные результаты несоосности отмечены также и при эксплуатации зубчатых муфт.

В процессе выполнения исследований по определению зависимости ресурса высокооборотных насосов (п = 50 с-1) с номинальной подачей 300 м3/ч и напором 780 на ВОК «Красноармейская - Западная №1» производились измерения несоосности при собранной и разобранной зубчатой муфте. Несоосность при собранной муфте составила 0,02 мм, а при разобранной 0,44 мм

Опорами этого типа насоса служат подшипники скольжения с кольцевой смазкой, которые при износе щелевых уплотнений в условиях вибрации интенсивно изнашиваются. Так как второй опорой вала насоса служила опора подшипника электродвигателя и расстояние между опорами значительно возросло, то второе критическое число оборотов вала насоса приблизилось к рабочему. В этом случае воздействие даже незначительных по величине виброфакторов вызывало резонансный режим, характеризующийся резким возрастанием уровня вибрации. При этом наблюдалось форсированное разрушение сварных швов

трубопроводов и арматуры, а также концевых уплотнений вала, что не позволяло продолжать дальнейшую эксплуатацию насоса. Виброактивность насосов интенсивно возрастает также по причине кавитации, которой

подвержены более 50%

эксплуатирующихся насосных

установок. Кавитационный процесс генерирует вибрацию не только на лопаточной частоте и частоте схлопывания каверн, но и нарушает поле скоростей и давлений потока жидкости в проточной части. Это приводит к повышению колебаний

ротора насоса на рабочей частоте вращения. Рост динамических нагрузок снижает КПД агрегата и вызывает дополнительные энергозатраты.

Величина снижения

экономичности зависит как от соосности, так и от типа муфт, соединяющих валы. Парк роторных лопастных турбомашин оборудован в основном двумя типами муфт: зубчатыми и упругими пальцевыми. Последние составляют более чем 80% общей численности применяемых муфт и отличаются высокой радиальной и угловой жесткостью. Поэтому отклонение от соосности при их использовании в значительно большей степени влияет на величину снижения экономичности.

Цель работы

Целью работы является установить зависимость

дополнительных потерь электроэнергии от величины расцентровки и перекоса осей валов, а также от изменения силовых факторов, которые

обусловлены упругими деформациями элементов соединительных муфт электрических машин ТПС.

Основная часть

Рассмотрим перекос валов при нулевой расцентровке, когда оси валов располагаются в одной плоскости. В этом случае передача вращения от одного вала к другому аналогична так называемой карданной передаче, в которой угловая скорость ведущего вала связана с угловой скоростью

©2 — Щ

cosS

1 - sin S cos

(1)

ведомого вала формулы

посредством

где ё - угол перекоса валов,

( =

(2)

где ( - угол поворота ведущего вала,

I - текущее время.

Руководствуясь формулой (1), заранее невозможно сделать какие-либо выводы относительно характера изменения во времени величин Ф1 и Ф2. Можно лишь констатировать, что отношение угловых скоростей является осциллирующей функцией с частотой

Для определения как а 1 зависит от времени необходимо решить систему дифференциальных уравнений,

описывающих совместное движение и взаимодействие электропривода,

машины и внешних силовых факторов. В итоге можно определить функцию Ф1 = фО, а затем по формуле (1) - и функцию а2 = Ф2О). Но так как на практике углы перекоса валов сравнительно небольшие (порядка угловых минут и даже меньше), следовательно, и величины

амплитудных модуляций угловых скоростей являются априорно малыми, то решение указанной «глобальной» задачи привело бы к информативной избыточности ради получения небольших поправок.

Руководствуясь этим, упростим задачу, предположив, что с достаточной для инженерных целей точностью в (1) ведомый вал вращается практически с постоянной скоростью, равной Фиом=сот1, то есть номинальной частотой вращения ротора

электродвигателя, а сам ротор имеет

осциллирующую скорость Фдв. Тогда «инверсия» (1) приведет к соотношению:

Одв (t) = Он

cosS

1 - sin S cos (aH0Mt)

(3)

В дальнейшем ограничимся рассмотрением привода с

асинхронными двигателями, для которых фактический движущий крутящий момент Мдв подчиняется зависимости

Mдв (t) - MH0M Оин О (t) , (4)

где Мном - номинальный момент электродвигателя;

&син - синхронная частота вращения, определяемая формулой

Фсин = 2ц[/р;

/ - промышленная частота сети переменного тока,

р - число пар полюсов статорной обмотки двигателя;

Вном (®син - ®ном) / ®син -

номинальное (паспортное) скольжение магнитного потока двигателя.

Используя соотношения (3) и (4), найдем работу, совершаемую двигателем за один оборот ротора, как

г Mr

At = I Mdeadedt =-^ I О - (t)Ke (t)dt,

J /71 С J

ОсинS ном 0

(5)

где Т = 2п / аном.

В интеграле (5) с учетом (3) имеем:

M Т M со Т

ном 1 ном"'ном „__

- I СсинСде (t)dt = -C0S

J О

О S

син ном 0

j1

dt

- sin2 S cos2(® H0Mt)

M..

j 1 - si

dp

22 - sin S cos ф

MM = -2 —^ [arctg (cosS • ctgq)% = 2n —-

(6)

Прежде чем приступить к d(t) « a]OM cos2 5[\ + 2sin2 5 cos2(cHra<t)]

вычислению второй части интеграла (5),

учтем, что в (3) sin25<<1, и поэтому в силу чего

M г п Mr-,-, о о

н0м С (t)dt =-^ (а2ом cos2 S[1 + 2sin2 S cos2 (aHJ)]dt =

J /11 С »

О S

^ син ном 0

О s

^ син ном 0

M^^cos2 sj{i + sin2 S[1 + cos(2c„t)]}dt = 2пMном°ном cos2 S^ (1 + sin2 S)

(7)

О s

син ном

О s

син ном

Таким образом, интеграл (3) с

учетом (6) и (7) запишется в форме

О S

син ном

T

0

п

s

s

s

0

AT = 2ж

M,,

Y ном___2

Щ

= 2лМ„

cos2 S- (1 + sin2 S)

1 +

sin S

Щин S ном

= 2ж

M

Y _ Щном

Щ

(1 - sin4 S)

2жМ„

1 +

S4

(8)

где принято sin8 ~ 5, и приближенно считается, что ® « ® .

' ном син

Заметим, что при отсутствии перекоса валов работа, затрачиваемая при одном обороте ротора, есть

AT = 2лМн

(9)

в силу чего дополнительная затрата электроэнергии при перекосе в соответствии с (8) и (9) составит

ДА^ — At

S

(10)

Умножение обеих частей соотношения (10) на фактическое число оборотов ротора, например, в течение суток, не меняет структуру этого

выражения, поэтому в (10) можно считать, что А'т есть суточное потребление электроэнергии

рассматриваемой конкретной машины, и тогда ААт будет суточным дополнительным расходом.

Рассмотрим, как зависит расход электроэнергии при расцентровке валов (рис. 1). Здесь условно показано, что при смещении валов на величину е фактическое расположение консолей ведущего и ведомого валов будет близким к пунктирному отрезку АВ за счет упругой деформации консолей и соединительной муфты. Следовательно, в данном случае имеет место как бы «двойной» перекос, определяемый углом ё=е/Ь, где Ь - расстояние между крайними, примыкающими к муфте, подшипниками.

Рис. 1. Схема расцентровки валов

И тогда формулу типа (10) можно записать как

ДА = А'

ДАТ = AT ,4

b s„

4

(11)

При совместном действии расцентровки и перекоса осей валов дополнительные потери электроэнергии с учетом (10) и (11) составят

s

s

s

s

А'

ДАТ =

S +

b4

(12)

Определим возможные потери электроэнергии в связи с изменениями силовых факторов, которые

обусловлены упругими деформациями элементов соединительных муфт.

Вначале рассмотрим вариант расцентровки валов, схематически изображенный на рис. 1.

В связи с этим акцентируем внимание на выбранный нами какой-либо первый палец муфты (к=1), который в данный момент находился на горизонтальной оси (если смотреть вдоль вала) и провернулся против

часовой стрелки на угол ф от этой оси. Так как оси валов смещены на величину е (считается, что такое смещение произошло «вниз», хотя это предположение не играет решающей роли), то этим самым на данном пальце возникает реакция К(е), зависящая только от е и не зависящая от номера пальца к=1, 2, ..., п, где п - количество пальцев. Тогда тангенциальная составляющая этой реакции на первый палец муфты определится выражением Rtl=R(e)cosф.

Для любого другого пальца с номером к=2, 3, ..., п, отстоящего от первого на угол (к-1)у, где у =2п/п, очевидно,

Rtk = R(e) cos[p + 2(k - 1)л / n] (k = 1,2,..., n).

(13)

Суммарный крутящий момент, который должен преодолевать электропривод, складывается из

величины номинального момента Мн и суммы моментов от всех тангенциальных сил (13), то есть

Мум = М н + rR (e)£ cos[p + 2(k -1)ж / n],

(14)

k=1

где г - радиус окружности, на которой располагаются центры пальцев.

Выражение (14) можно записать также в форме

м ум = М н + rR (e)

cos р - ^ cos[2(k -1)^ / n] - sin p - ^ sin[ (p + 2(k -1)^ / n]

k=1

k=1

а так как в силу известных тождеств

^ cos[2(k -1)^ / n] = 0, sin[ p + 2(k -1)^ / n] = 0

k=1

k=1

n

n

то получается, что на величину суммарного момента расцентровка валов якобы не оказывает никакого влияния. Такой принципиально неверный вывод является прямым

следствием предположения о независимости реакции R(e) от номера пальца к и от угла поворота ф.

На самом же деле из-за предполагаемой податливости пальцев

их фактическая деформация

обуславливается не только величиной расцентровки е, но и деформацией, вызванной действием крутящего

момента. Это высказывание

иллюстрирует схема, изображенная на рис. 2.

Рис. 2. Схема деформаций пальца муфты под действием расцентровки и

крутящего момента

Здесь две полумуфты показаны в положениях с центрами валов, соответственно, в точках О1 и О2. Считается, что точки А и В являются «концами» пальца в зазоре к между фланцами полумуфт, повернутыми от исходного состояния на угол ф. Угол е является углом поворота первой полумуфты (с центром в точке О1) относительно второй полумуфты, вызванным действием крутящего

момента. И тогда фактическое положение первого «конца» пальца будет в точке C.

В треугольнике ABC длина хорды AC равна 2rsin(s/2), а угол при вершине A равен ф+е/2, и тогда фактическое смещение «концов» пальца,

определяемое отрезком BC (обозначим его символом в'), находим в соответствии с «теоремой косинусов» как

в' = д/[2гsin(sll)f + в2 -4resin(£/2)cos(^ + £/2), или в общем случае для k — го пальца

1

4sin 2(е/ 2) +

^2

V r ;

e

- 4-sin( в/2)cos[^+ в/2 + 2(к - 1)л/ n] r

(15)

Тангенциальная составляющая реакции R(e k), то есть ее проекция на касательную в точке C, определяется углом в (рис. 2), являющимся углом между касательной к окружности в точке C и отрезком BC. Очевидно, что угол при вершине C в треугольнике ABC равен п-в +s/2, а так как угол при вершине A в треугольнике ABC в свою

очередь равен ф+е/2, то по «теореме синусов» получим

sin(ß-е/2) = — sin(^+e/2). e '

В общем же случае для к-го пальца запишем

sin(ß - в/2) = — sin[ср +в/2 + 2(к-1)ж /n].

(16)

Определив, таким образом, с помощью (16) угол в, получим для любого к-го пальца вместо (13)

Ял = Я(е'к)соврк (к = 1,2,..., п), (17)

величиной к, как оговаривалось выше. И тогда усилие, требуемое для смещения пальца на величину е'к, вычислим по известной из строительной механики формуле

и с использованием (17) суммарный крутящий момент вместо (14) определится согласно следующего выражения

n

МуМ = rX R(ek )cos ßk. (18)

k=1

Так как Мсум = М„+ЛМ, где ЛМ «добавка» к номинальному моменту за счет расцентровки валов, то с использованием (18) запишем

AM r n

AM Г -£R(ek )cos ßk -1. (19)

M M,.

к=1

Теперь остановимся на вопросе вычисления реакций К(е и угла е. При этом будем считать, что пальцы во фланцах полумуфт жестко защемлены, а между фланцами имеется зазор

R—) =

12EJ

(20)

где EJ - изгибная жесткость пальца как стержня, например, круглого сечения. С использованием соотношения (20) выражения (18) и (19) запишем в виде

МуМ 12EJ r2

"X cos ßk . (21) tí r

M h3 M..

AM 12EJ r2

M,,

h3 M,

" e

X JL cos ßk -1. (22)

—k k=1 r

При вычислении угла е будем полагать, что именно Мсум, вычисляемое по формуле (21), и вызывает данное угловое смещение. Тогда, считая, что все пальцы воспринимают одинаковую нагрузку, равную Мсум /(пг), найдем с помощью (20)

e

r

м.

£ =

сум

nr

12EJ

(23)

На рис. 3 изображены векторы реакций восьми пальцев муфты (п=8) при некотором текущем положении первой муфты (к=1) при повороте первой полумуфты против часовой стрелки на угол ф=п/9. Здесь отрезки со стрелками изображают реакции упругих пальцев при повороте первой полумуфты относительно второй на угол е (номера пальцев отмечены цифрами, а их «деформированные» положения - соответствующими

цифрами со «штрихом»). Отсюда видно, что в зависимости от величин е и е/г векторы тангенциальных реакций различных пальцев направлены по-разному. Так, при е<е/г (рис. 3, а) двигателю приходится преодолевать реакции пальцев с номерами 3, 4, 5, 6, но при этом реакции пальцев с номерами 8 и 1 «способствуют» электродвигателю, а реакции пальцев с номерами 2 и 7 являются почти радиальными и по этой причине практически не влияют на суммарный электродвигательный момент.

Рис. 3. Характер пространственного изменения реакций упругих пальцев:

- при с<е/г; Ь) - при е>в/г

Совсем иная картина имеет место при е> е/г (рис. 3, Ь). В этом случае двигателю приходится преодолевать реакции всех пальцев. Эти особенности и обуславливают специфику

исследований такого рода систем.

Для удобства алгоритмизации вычислений введем обобщенный безразмерный параметр

М h3

£0 =■

nr

12EJ

(24)

с помощью которого соотношения (21), (22) и (23) приобретут вид

М„

' сум

1

М..

n£

e T

X - cos ßk . (25)

0 k=1

3

h

АМ М.

" e

Ё -L cosßk-1. (26) ÖE =

n£0 k=1 r

А E

E

2nn£% ~ r

JZ " cos ßkd^-1(28)

М„

£ =

М,,

(27)

По физическому содержанию параметр ео соответствует

относительной податливости

пальцевой муфты. При прочих одинаковых условий относительная податливость уменьшается с

увеличением количества пальцев п. Соотношения (25) и (27) необходимо рассматривать, в строгом смысле, как итерационные, то есть угол е вычисляется способом

последовательных приближений с заранее принятой точностью для каждого текущего значения угла поворота ведущего вала ф. Иными словами, в качестве первого приближения принимается е=ео; затем по формуле (15) определяются все е'к /г и по формуле (25) вычисляется Мсум/Мн, что дает возможность в соответствии с (27) определить «новое» значение е. Далее процесс итерации повторяется до тех пор, пока разность между «новым» значением е и «предыдущим» станет меньшим заданного числа, которое обуславливает необходимую точность вычислений. Очевидно, что

интегрирование АМ, вычисленное в соответствии с (26), по углу ф в пределах одного оборота ротора двигателя, то есть от 0 до 2п, даст величину дополнительного расхода электроэнергии АЕ. А так как номинальный момент Мн за один оборот приводит к расходу электроэнергии, равному Ен=2пМн, то

где ¿Е - относительные потери электроэнергии независимо от числа оборотов вала. Так, например, если ЕН считать суточным потреблением электроэнергии, то объем потерь составит Ен¿Е.

Как видно, выражение (28) в совокупности с соотношениями (15) и (16) содержит всего два безразмерных параметра: ео и е /г при заданном числе пальцем муфты п. Расчеты, впрочем, свидетельствуют о том, что ¿Е практически не зависит от величины е/ г и является только лишь функцией от параметра ео. От количества пальцев п относительные потери ¿Е также не зависят, но так как в выражение (24) для ео число п входит в явном виде, то формальная, так сказать, косвенная зависимость ¿Е от п очевидна. Тот факт, что ¿Е не зависит от е / г, можно доказать и аналитическим путем, а не только на основании результатов численного эксперимента. Зависимость ¿Е от параметра ео показана на рис. 4.

Отсюда следует, что

относительные потери электроэнергии увеличиваются с увеличением относительной податливости муфты.

Для того, чтобы избежать указанных отрицательных эффектов, несоосность валов должна быть в пределах допусков, установленных производителем оборудования (табл. 1).

Высокоскоростные машины

требуют особо точной выверки, которая не может быть достигнута традиционными методами, например такими, как выверка с помощью щупов

2

1

Л

1

£0.

и линеек. Широко распространенный метод выверки с использованием индикаторов часового типа ИЧ-10 требует квалифицированного оператора и не обеспечивает достаточную точность при юстировке удаленных

валов на расстояние более 250 мм. Поэтому весьма актуальным является разработка универсальных технических средств для контроля соосности валов

[5, 6].

Скорость вращения вала, об/мин Допускаемые отклонения центровки по полумуфтам, мм Угловая несоосность, мм/100мм

муфта жесткая муфта упругая пальцевая муфта зубчатая

До 750 0,08 0,10 0,15 0,1

750-1500 0,06 0,08 0,12 0,08

1500-3000 0,04 0,06 0,10 0,07

Свыше 3000 0,02 0,04 0,08 0,05

Рис. 4. Потери электроэнергии в зависимости от относительной податливости

пальцев

Таблица 1

Регламентируемые величины допускаемых расцентровок валов

Причиной расцентровки может быть не только износ вкладышей подшипника скольжения или колец подшипников качения машин, но и силовые и температурные деформации в процессе их работы. Величина тепловых расцентровок машины зависит от прогрева подшипниковых опор как электродвигателя, так и исполнительного органа (насоса или компрессора) и температуры

окружающей среды. Допуская, что подшипниковые стойки при

установившемся режиме работы насосной установки нагреваются равномерно по всей своей длине, деформация составит [4]

AL = a- /q - At,

(29)

где

A L -

изменение длины опор

вследствие температурного линейного расширения, мм;

а=11,1х 10~6... 12,6 ^ 10-6°С -коэффициент линейного расширения углеродистой стали при температуре 20 °С;

1о - номинальная величина длины подшипниковой опоры, мм;

ЛI - изменение температуры подшипниковой опоры в холодном ^ и нагретом I состоянии, °С.

Если же распределение температуры с учетом диссипации энергии по длине подшипниковых стоек подчиняется линейному закону, то тепловая деформация составит

'0 I

AL =lax(t-10) — dl = ахl0 xAt. (30)

Для насоса прогрев

подшипниковых опор зависит от температуры перекачивающей

жидкости и его гидравлического коэффициента полезного действия. В процессе эксплуатации шахтных стационарных машин тепловая расцетровка валов увеличивает интенсивность отказа подшипниковых узлов. При этом вероятность безотказной работы подшипника за заданную наработку т можно определить из формулы:

Pn (т) = exp- [r/(6,84LA )]

1,17

(31)

где Ьн - номинальная 90%-ная долговечность (ресурс подшипника в часах).

Вероятность безотказной работы обоих подшипниковых узлов двигателя

Рпш = Рп1(т) х Рп2(т), (32)

где Рп1(т) и Рп2(т) - вероятности безотказной работы каждого из подшипников (в общем случае они имеют различное значение).

Из [4] долговечность подшипника определяется двумя факторами: его усталостной выносливостью и абразивным износом. Номинальная 90%-ная долговечность (ч) подшипника, обусловленная его усталостной выносливостью, определяется из:

Lh = (Cn / ßn )етх105/60п,

(33)

где Сп - динамическая

грузоподъемность подшипника;

Qn - эквивалентная динамическая нагрузка подшипника;

ю - показатель степени, зависящий от типа подшипника, принимается по ГОСТ.

Динамическая грузоподъемность подшипника Сп и его динамическая нагрузка определяются по каталогу на подшипники. Динамическая нагрузка Qn зависит от радиальных и осевых нагрузок на вал двигателя. Температура подшипника, частота его вращения и вид механической передачи от вала двигателя учитываются поправочными коэффициентами к Qn и Сп. Долговечность подшипника,

обусловленная абразивным износом, определяется в зависимости от коэффициента износа /г. Примерные значения этого коэффициента для асинхронных двигателей составляют 3...5. Оно определяется отношением допустимого увеличения радиального зазора в подшипнике и постоянной, зависящей от внутреннего диаметра ёп подшипника. При обследовании машин установлено, что величины

расцентровок в установившемся режиме работы могут быть равны и часто

0

превышают допустимые величины несоосности валов. Это подтверждается результатами замеров расцентровок в нерабочем состоянии при остывшем двигателе и при прогретом двигателе сразу же после останова установки [4].

Выводы

Получена зависимость

дополнительных потерь электроэнергии от величины расцентровки и перекоса

Список литературы

1. Паламарчук Н.В. Анализ потерь электроэнергии в пусковых режимах высоконапорных насосных агрегатов / Н.В. Паламарчук, Т.Н. Паламарчук, Н.А. Чехлатый // Сборник научных трудов Донецкого института железнодорожного транспорта. - 2021. - № 60. - С. 65-76. -ISSN 1993-5579.

2. Паламарчук Т.Н. Влияния перекоса и расцентровки валов в пальцевых муфтах на энергетические характеристики роторных турбомашин / Т.Н. Паламарчук, Н.А. Чехлатый // Сборник научных трудов Донецкого института железнодорожного транспорта. - 2021. - № 61. - С. 88-99. -ISSN 1993-5579.

3. Паламарчук Т.Н. Анализ потерь электроэнергии в пусковых режимах высоконапорных насосных агрегатов / Т.Н. Паламарчук, Н.А. Чехлатый // Сборник научных трудов Донецкого института железнодорожного транспорта. - 2021. -№ 62. - С. 73-82. - ISSN 1993-5579.

4. Энергосбережение в угольной промышленности: Монография / В.И. Мялковский, Н.А. Чехлатый, Г.Н. Лисовой, В.В. Лобода, А.Н. Коваль, В.А. Корсун; Под редакцией Б.А.

осей валов, а также изменения силовых факторов, которые обусловлены упругими деформациями элементов соединительных муфт машин. Разработанный метод определения расхода электроэнергии при перекосе и расцентровке валов в пальцевых муфтах позволяет оценить перерасход электроэнергии в зависимости от перекоса валов в (в угловых градусах) и от безразмерного параметра расцентровки r.

References

1. Palamarchuk N.V. Analysis of power losses in the starting modes of high-pressure pumping units / N.V. Palamarchuk, T.N. Palamarchuk, N.A. Chehlaty // Collection of scientific papers of the Donetsk Railway Transport Institute. - 2021. - No. 60. - Р. 65-76. -ISSN 1993-5579.

2. Palamarchuk T.N. The effects of misalignment and misalignment of shafts in finger couplings on the energy characteristics of rotary turbomachines / T.N. Palamarchuk, N.A. Chehlaty // Collection of scientific papers of the Donetsk Railway Transport Institute. -2021. - No. 61. - Р. 88-99. - ISSN 19935579.

3. Palamarchuk T.N. Analysis of power losses in the starting modes of high-pressure pumping units / T.N. Palamarchuk, N.A. Chehlaty // Collection of scientific papers of the Donetsk Railway Transport Institute. - 2021. - No. 62. - Р. 73-82. - ISSN 1993-5579.

4. Energy saving in the coal industry: Monograph / V.I. Myalkovsky, N.A. Chehlaty, G.N. Lisovoy, V.V. Loboda, A.N. Koval, V.A. Korsun; Edited by B.A. Future. - Donetsk: NIIGM named

Грядущего. - Донецк: НИИГМ им. М.М. Федорова, 2006. - 336 с.

5. Патент 62873 Украина, МКИ7 G01В11/27. Способ контроля соосности валов / В.1. Логвиненко, Б.А. Грядущий, М.О. Чехлатый, В.Й. Мялковский; НИИГМ им. М.М. Федорова». - № 2003109718; заявл. 29.10.2003; опубл. 15.12.2003, Бюл. № 12. - 6 с.

6. Паламарчук Н.В. Перспективы развития средств контроля параметров шахтных насосов / Н.В. Паламарчук, А.П. Деньгин // Уголь Украины. - 2000. -№ 2-3. - С. 45-48.

7. ПКБ ЦТ.06.0040 - Руководство по установке вентиляторов в кабине машиниста.

8. Руководство по ревизии и наладке главных вентиляторных установок шахт / А.С. Гофман, И.С. Меламед, И.Т. Цуцык и др.-Москва: Недра, 1981. - 336 с.

Аннотации:

Несоосность валов электроагрегатов и лопастных турбомашин является причиной преждевременного износа оборудования турбомашины. В статье исследовано влияние перекоса и расцентровки вала турбоагрегата на энергетические характеристики роторной машины. Выполнена оценка величины расцентровки упругих муфт на действующих турбомашинах и электроагрегатах тягового подвижного состава, стационарного оборудования энергетики, металлургии, рудничного водоотлива и водоснабжения. Получена зависимость дополнительных потерь электроэнергии от величины расцентровки и перекоса осей валов, а также изменения силовых факторов, которые обусловлены упругими деформациями элементов

соединительных муфт машин.

Ключевые слова: соосность валов, расцентровка, муфты пальцевые, муфты зубчатые, турбомашины лопастные, потери

after M.M. Fedorov, 2006. - 336 p.

5. Patent 62873 Ukraine, MKI7 G01B11/27. Method of shaft alignment control / V.I. Logvinenko, B.A. Coming, M.O. Chehlaty, V.Y. Myalkovsky; M.M. Fedorov NIIGM". - No. 2003\097\8; application. 29.10.2003; publ. \5.\2.2003, Bul. No. \2. - 6 p.

6. Palamarchuk N.V. Prospects of development of means for controlling parameters of mine pumps / N.V. Palamarchuk, A.P. Dengin // Coal of Ukraine. - 2000. - No. 2-3. - pp. 45-48.

7. PCB CT.06.0040 - Installation guide for fans in the driver's cabin.

8. Guidelines for the revision and commissioning of the main fan installations of mines / A.S. Hoffman, I.S. Melamed, I.T. Tsutsyk, etc. - Moscow: Nedra, \98\. - 336 p

электроэнергии.

Shaft misalignment of electrical units and turbomachinery blades is the cause of premature wear of turbomachinery equipment. In the article the influence of misalignment and misalignment of the turbine unit shaft on the energy characteristics of the rotor machine is investigated. Estimation of the value of misalignment of elastic couplings on operating turbomachines and electric units of traction rolling stock, stationary equipment of power engineering, metallurgy, mine drainage and water supply is carried out. The dependence of additional power losses on the magnitude of the misalignment and misalignment of the shaft axes, as well as changes in force factors caused by elastic deformations of the elements of the coupling couplings of machines, is obtained.

Keywords: shaft alignment, misalignment, finger couplings, gear couplings, blade turbomachines, power losses.

Сведения об авторах

Чехлатый Николай Александрович

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «Донецкий институт железнодорожного транспорта» (ДОНИЖТ),

кафедра «Подвижной состав железных дорог»,

кандидат технических наук, доцент, e-mail: [email protected] Паламарчук Татьяна Николаевна

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «Донецкий институт железнодорожного транспорта» (ДОНИЖТ),

кафедра «Подвижной состав железных дорог»,

кандидат технических наук, доцент, e-mail: [email protected] Тимохина Валентина Юрьевна

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «Донецкий институт железнодорожного транспорта» (ДОНИЖТ),

кафедра «Высшая математика и физика», старший преподаватель, e-mail: [email protected]

Information about the authors

Chehlaty Nikolai Alexandrovich

Federal State-Funded Educational Institution of Higher Education "Donetsk Railway Transport Institute" (DRTI), Department 'Railway Rolling Stock', Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, e-mail: [email protected]

Palamarchuk Tatyana Nikolaevna

Federal State-Funded Educational Institution of Higher Education "Donetsk Railway Transport Institute" (DRTI), Department 'Railway Rolling Stock', Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, e-mail: [email protected]

Timokhina Valentina Yurievna

Federal State-Funded Educational

Institution of Higher Education "Donetsk

Railway Transport Institute" (DRTI),

Department 'Higher Mathematics and

Physics',

Senior Lecturer

e-mail: tina [email protected]