О.А.ПЫЖ
Е.С.ХАРИТОНОВ
П.Б.ЕГОРОВА
Судовые винтовые насосы
0. А. ПЫЖ,
E. С. ХАРИТОНОВ,
П. Б. ЕГОРОВА
СУДОВЫЕ ВИНТОВЫЕ НАСОСЫ
ИЗДАТЕЛЬСТВО „СУДОСТРОЕНИЕ**
Ленинград
1969
УДК 621.665.4 : 629.12
В книге рассматривается теория зацепления вин-
товых насосов с эволъвентно-циклоидальными про-
филями, безразмерные координаты торцевых,
осевых и нормальных сечений винтовых поверх-
ностей, формулы и графики для расчета геометри-
ческой подачи и потребляемой насосами мощности*
расчет усилий, действующих на винты насосов,
и данные по характеристикам и всасывающей спо-
собности насосов. Описываются конструкции вин-
товых насосов отечественного производства,фирм
Leistritz, Allweiler, Bornemann и др., требова-
ния, предъявляемые к точности обработки основ-
ных деталей, изготовление винтов, сборка и испы-
тание насосов. Приводятся сведения о причинах
неисправности насосов и данные гидроакустиче-
ских испытаний.
Книга отражает опыт производства винто-
вых насосов с эволъвентно-циклоидальными профи-
лями отечественных заводов, предназначена для
лиц, занятых проектированием, изготовлением
и эксплуатацией винтовых насосов и может быть
использована также в учебных целях. В книге
137 рисунков и 7 библиографических источников.
3—18—5
68—68
ПРЕДИСЛОВИЕ
Винтовые насосы широко применяют для транспортирования и
подачи нефтепродуктов смазочных масел, жиров, эмульсий, ще-
лочей, мыл и других жидкостей, в судостроении, турбостроении, а
также в масляных гидросистемах.
Для подачи жидкостей и сред, не обладающих смазочными свой-
ствами, высоковязких и содержащих механические частицы, на-
сосы изготовляются с выносными подшипниками, синхронизирую-
щими шестернями, сепарирующими и подогревающими устройст-
вами, действующими при помощи пара или воды.
Винтовые насосы отличаются простой конструкцией, высоким
к. п. д., самовсасывающей способностью, долговечностью в работе,
малыми габаритами и весом. Их используют в широком диапазоне
подач (от 2 до 8000 л!мин) при давлении нагнетания до 200 тс!см2.
Главное преимущество винтовых насосов по сравнению с центро-
бежными и поршневыми заключается в поступательной подаче
жидкости с постоянной скоростью без пенообразования и завихре-
ния. Высокое число оборотов насосов обеспечивает удобное сое-
динение их с электродвигателями, паровыми турбинами, дизелями
и др. Насосы выполняются одно- и двухпоточными и могут монти-
роваться в горизонтальном, вертикальном и наклонном положении.
Наибольшей известностью в СССР пользуются трехвинтовые
насосы Imo с циклоидальным зацеплением, типоразмеры которых
определены стандартом ГОСТ 10056—62. Разработка методики рас-
чета, конструкции и освоение их производства начаты в СССР в
1936 г.
Наряду с ними за последнее десятилетие в СССР получили при-
знание быстроходные винтовые насосы Leistritz с эвольвентно-
циклоидальным зацеплением, двух-, трех- и пятивинтовые, не-
сколько уступающие насосам Imo по коэффициенту полезного дейст-
1 *
з
вия, но превосходящие их по надежности. В настоящее время они
успешно применяются в качестве вспомогательных механизмов в су-
достроении для подачи масла и топлива.
Настоящее руководство отражает опыт проектирования и про-
изводства винтовых насосов с эвольвентно-циклоидальным зацеп-
лением на отечественных заводах.
Главы I—V написаны О. А. Пыж, главы VI—VIII — Е.С. Ха-
ритоновым и П. Б. Егоровой.
Авторы выражают благодарность рецензентам канд. техн, наук
Г. Ф. Абрамовичу, инж. В. К. Кантовскому и научному редактору
канд. техн, наук В. Ф. Воронову за замечания, сделанные при про-
смотре рукописи.
Глава
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ-О ВИНТОВЫХ НАСОСАХ
§ 1. Принцип действия и конструктивные особенности
винтовых насосов
Винтовые насосы по принципу действия относятся к типу объем-
ных, и подача жидкости в них производится вращающимися вин-
тами, находящимися в зацеплении. Перекачиваемая жидкость
движется в корпусе насоса поступательно и при равномерном вра-
щении винтов обеспечивается непрерывная подача ее без завихре-
ния и пенообразования.
Винтовые насосы отличаются надежностью действия, самовса-
сывающей способностью, бесшумностью в работе и высоким к. п. д.
Допустимое давление подаваемой жидкости определяется проч-
ностью корпуса насоса, работоспособностью винтов и мощностью
приводного двигателя.
Двух- и пятивинтовые насосы с эвольвентно-циклоидальными
профилями А, С, D винтов (рис. 1 и 3) предназначаются для средних
и больших подач жидкостей при давлении подачи до 15 кгс1см\
а двухвинтовые с профилями В винтов (рис. 2) — для малых по-
дач при давлении до 80 кгс/см2, и выше при вязкости не ниже 5° Е.*
На рис. 1 показан пятивинтовой насос с профилями D винтов
в вертикальном исполнении. В корпусе 14 насоса располагается
пять двухзаходных винтов 4 и 5, находящихся между собой в за-
цеплении, из которых средний 4 — ведущий. Винты имеют одина-
ковые профили и наружный диаметр и различаются лишь шириной
впадин и направлением нарезки. В осевом направлении винты фик-
сируются один относительно другого упорными гребнями 15.
Запрессованные в корпус насоса втулки 2, 7 и обойма 6 имеют
каждая по пять цилиндрических расточек одинакового диаметра.
В расточки втулок 2 и 7 установлены подшипниковые втулки 3
* Трехвинтовые насосы с циклоидальным зацеплением применяются
в обоих случаях.
5
и S, служащие опорами для винтов, а расточки обоймы 6 охваты-
вают с минимальными зазорами профилированные участки винтов.
Нижняя 12 и верхняя 1 крышки насоса вместе с корпусом 14
образуют камеру всасывания А и камеру нагнетания В, сообщаю-
щиеся с патрубками всасывания и нагнетания С и D.
Полость Е в нижней крышке 12 насоса заполняется перекачи-
ваемой жидкостью и обеспечивает подачу смазки к подшипникам
Рис. 1. Пятивинтовой насос с профилями D винтов
винтов при запуске насоса, а упорная пята 9 с радиальными ка-
навками и подпятником 10 воспринимают осевое усилие, дейст-
вующее на винты, вследствие разности давлений в камерах нагне-
тания и всасывания.
Гидравлическое уравновешивание винтов в осевом направлении
достигается за счет давления перекачиваемой жидкости, подводи-
мой к нижним торцам винтов из камеры нагнетания.
В верхней крышке /, через которую проходит приводной конец
ведущего винта 4, устанавливается торцевое уплотнение 17 с ша-
риковым клапаном 16 или винтовой отражатель.
6
Предохранительный клапан, расположенный на корпусе на-
соса или на нагнетательной магистрали, обеспечивает полный пе-
репуск подаваемой жидкости из полости нагнетания в камеру вса-
сывания или на слив, если давление в камере нагнетания превос-
ходит допустимое по условиям прочности конструкции и перегрузки
приводного двигателя.
Нарезка винтов состоит из двух профилей сложной формы
(см. рис. 17), из которых один (abed) передает окружное усилие
и является силовым или ве-
дущим, а второй (aoef) уплот-
няющим. Форма профилей
выбрана таким образом, что
между расточками в корпусе
насоса и впадинами винтов
образуется сложной формы
замкнутое пространство, отде-
ленное контактными линиями
от камер всасывания и нагне-
тания. Перекачиваемая жид-
кость заполняет это простран-
ство и при вращении винтов
движется поступательно от
камеры всасывания к камере
нагнетания.
Перед первым запуском
насос заполняется перекачи-
ваемой жидкостью. В начале
пуска жидкость, находящаяся
в полости Е, засасывается
пятой 9 с радиальными канав-
ками и поступает на смазку
нижних подшипников и пяты,
а по радиальным и осевым
каналам в ведомых винтах —
на верхние подшипники, чем
насоса в пусковой период.
При запуске насоса воздух
всасывания Лив ней создается
Рис. 2. Двухвинтовой насос с про-
филями В винтов
обеспечивается надежная работа
захватывается винтами из камеры
разрежение, за счет которого жид-
кость из приемной цистерны поступает по всасывающему трубо-
проводу в камеру всасывания, заполняет впадины винтов и подается
в камеру нагнетания В.
Все трущиеся поверхности насоса при работе смазываются пе-
рекачиваемой жидкостью.
На рис. 2 показан двухвинтовой насос в вертикальном испол-
нении с эвольвентно-циклоидальными профилями В винтов. В кор-
пусе 14 насоса располагается два однозаходных винта 4 и 12 с оди-
наковыми профилями нарезки (см. рис. 15). В осевом направлении
7
Рис. 3. Двухвинтовой насос фирмы Leistritz с профилями А винтов
Рис. 4. Трехвинтовой насос среднего давления фирмы Allweiler
8
винты фиксируются один относительно другого косозубыми ше-
стернями 6, закрепленными на винтах. Осевое усилие, действующее
на винты вследствие разности давлений в камерах нагнетания В
и всасывания А, воспринимается упорной пятой 10 и подпятником <8.
Рис. 5. Двухпоточный насос фирмы Bornemann
Подача перекачиваемой жидкости к нижним и верхним опорным'
подшипникам винтов из полости Е при запуске насоса происходит
как и в пятивинтовом насосе. На ведущем винте 12 предусмотрено
сальниковое уплотнение 15, расположенное в верхней крышке-
насоса. Насос имеет предохранительно-перепускной клапан, рас-
считанный на перепуск всей подаваемой жидкости при повышении
давления в камере нагнетания выше допустимого.
На рис. 3 показан горизонтальный двухвинтовой насос с профи-
лями А винтов фирмы Leistritz. Ведущий двухзаходный и ведомый
трехзаходный винты 15 имеют разные профили нарезки (см. рис. 14)
и в осевом направлении гидравлически разгружены. Взаимное осевое
положение винтов фиксируется упорными гребнями 19, а осевое уси-
лие, действующее на винты, радиальным шарикоподшипником 9.
На ведущем валу насоса установлено манжетное уплотнение 13.
Предохранительно-перепускной клапан располагается на корпусе
насоса. Перекачиваемая жидкость засасывается в камеру А и по-
дается под давлением в камеру нагнетания В.
Насосы данного типа применяются для подач до 250 м?!час
при давлении нагнетания до 15 кгс/см?. При первичном запуске
насос заполняется перекачиваемой жидкостью для обеспечения
плотности винтовых камер.
На рис. 4 представлена конструкция трехвинтового насоса
среднего давления с циклоидальными профилями Imo фирмы
Allweiler. Винты 6 и 7 насоса в отличие от классической конструк-
ции Imo снабжены опорными подшипниками S, упорными греб-
нями, фиксирующими винты относительно друг друга в осевом на-
правлении, и разгрузочной шайбой 3. Обойма 5 насоса запрессована
в корпусе 4. Давление перед уплотнением 1 регулируется шарико-
вым клапаном 2.
На рис. 5 показана конструкция двухпоточного насоса фирмы
Bornemann с выносными подшипниками и синхронизирующими
шестернями. Направление движения подаваемой жидкости пока-
зано стрелками. Благодаря шевронной нарезке винтов осевые уси-
лия на них взаимно уравновешиваются. Насосы с выносными под-
шипниками способны перекачивать почти все жидкости с малой и
большой вязкостью: спирт, топливо, кислоты, воду, масла, битум,
асфальт и др. Синхронизирующие шестерни, расположенные в от-
дельном корпусе, создают между винтами постоянный зазор. На-
сосы этого типа с подшипниками, расположенными внутри корпуса,
способны подавать только жидкости, обладающие смазочной спо-
собностью.
Фирма Stothert—Pitt изготовляет винтовые насосы перемен-
ной производительности при постоянном числе оборотов привод-
ного двигателя. Насосы имеют винты с переменным шагом и обойму,
перемещение которой в корпусе насоса осуществляется посредством
механизма винт — гайка.
§ 2. Профилирование винтов винтовых насосов
Зацепление винтов насосов аналогично зацеплению косозубых
цилиндрических колес и удовлетворяет основному закону зацепле-
ния, согласно которому нормаль в любой точке контакта сопря-
женных поверхностей нарезки должна проходить через полюсную
линию (линию касания начальных цилиндров).
ю
Контакт винтовых поверхностей зубьев косозубых колес при
любых сопряженных профилях, как известно, происходит по ли-
ниям и для полного уплотнения впадин винтов необходимо, чтобы
зацепление было беззазорным
ностей впадин, проходили че-
рез линию пересечения наруж-
ных поверхностей винтов.
Этому условию можно удовле-
творить, если контактными
линиями будут винтовые ли-
нии Л'В', В'Р' и А'С', Р'С',
лежащие на наружных диа-
метрах ведомого и ведущего
винтов (рис. 6), а полюсная
линия Р'Р' будет касаться
наружного диаметра одного
из винтов. В этом случае ли-
ниями зацепления в торцевом
сечении винтов будут дуги
окружностей выступов на-
резки АВ, ВР и АС, СР,
а само зацепление будет без-
зазорным и точечным с сим-
метричными выпуклыми и
вогнутыми профилями ad и
a^d^. Профиль ad очерчен
точкой d± ведомого винта при
качении начальных окруж-
ностей радиусов и г2, одной
по другой, а профиль а^г—
точкой d ведущего.
Так как линии зацепления
АВР и АСР расположены по
разные стороны от средней
плоскости, проходящей через
линию центров то при
правой нарезке ведущего
винта с выпуклыми профи-
лями верхние винтовые по-
верхности Е и нарезки уплотняются контактными линиями А'В'
и В'Р', а нижние F и Fr—линиями А'С' и С'Р'. При этом
впадины ведущего и ведомого винтов впереди средней плоскости
О±О2 сообщаются одна с другой, как указано стрелкой. Однако
для полного уплотнения межниточного пространства винтов выбран-
ной формы контактных линий еще недостаточно.
На рис. 7, а показана пара однозаходных винтов с линиями
зацепления АВР и АСР в торцевой плоскости и контактными ли-
и линии контакта, касаясь окруж-
6. Зацепление одно- и двухзаход-
винтов с симметричными профи-
лями
Рис.
ного
11
ниями А'В'Р' и А'С'Р', а на рис. 7, б дано сечение DD винтов и
развертка винтовой поверхности ведущего винта с выпуклыми про-
филями и правой нарезкой. Из рис. 7, б следует, что перекачивае-
мая жидкость из полости нагнетания, заполняя впадины ведущего
и ведомого винтов, перетекает в полость всасывания по направле-
нию, указанному стрелками, и мы не получаем уплотнения меж-
ниточных пространств ведущего и ведомого винтов.
На рис. 8, а показана пара винтов, из которых ведущий винт —
однозаходный с выпуклыми профилями и правой нарезкой, а ве-
домый — двухзаходный с вогнутыми профилями.
Линии зацепления винтов в торцевом сечении — АВР и АСР.
На рис. 8, б дано сечение GH и развертка винтовой поверхности
ведущего винта. Из рис. 8, б следует, что межниточные камеры
винтов начинаются из общего пространства у точки , замкнутого
контактными линиями А'С^ и С'РЯ, и, делая оборот вокруг каждого
из винтов, снова приходят к общему пространству у точки В', замк-
нутому контактными линиями А'В' и В'Р'.
В этом случае обеспечивается полное уплотнение межниточных
камер винтов.
Обозначим (рис. 8, б):
и S2 — ход винтовых линий ведущего и ведомого винтов;
k — число ведомых винтов;
?i и z2 — число заходов;
Sj и s2 — расстояние по вертикали между витками ведущего
и ведомого винтов по наружному диаметру;
ег и е2 — подъем винтовых линий головок ведущего и ведо-
мого винтов на участке ВС уплотнения винтов.
Из рис. 8, б, в случае ведущего винта с выпуклыми профилями,
находим	5
~ + si +	— s2.
к
Так как
। i	S9	Zn
S1 + S2 + ei -e2 — - »	~	,
Zi Sx	ZX
Zl = k{Z2 — 1).	(1)
Если ведущий винт имеет вогнутые профили,
то	z2 = £(zx + l).	(2)
Кроме рассмотренных условий, для уплотнения винтов необ-
ходимо также иметь длину В профилированной части винтов боль-
шую, чем расстояние В'С\ (рис. 8).
В >S2	е2 —s2=S2—s2+	S2 = S2 f 1 H s2.	(3)
12
Рис. 7. Зацепление однозаходных винтов
с симметричными профилями
13
вид ])
Вид G
Рис. 9. Уплотнение межниточных камер трехвинтового»
насоса с профилями Imo
Рис. 10. Несимметричные торцевые профили винтон
14
15
На рис. 9 штриховкой показан объем жидкости, заполняющий
уплотненные межниточные пространства винтов трехвинтового
насоса с двухзаходными винтами (вид noD и G). В этом случае число
заходов нарезки винтов zx и z2 и число ведомых винтов k удовлет-
воряют формуле (1).
Достаточное для практических целей уплотнение межниточных
камер обеспечивается и в том случае, когда профили винтов в тор-
цевом сечении будут несимметричными (рис. 10).
Вогнутые профили AtbA и АгсА в этом случае являются уп-
лотняющими, а выпуклые ad и силовыми, обеспечивающими,
наряду с частичным уплотнением, передачу крутящего момента.
Линиями зацепления вогнутых профилей служат дуги окружностей
AF и которые являются проекциями контактных винтовых
линий сопряженных поверхностей на торцевую плоскость. Сило-
вые профили могут быть простыми или сложными, состоящими из
нескольких кривых.
На рис. 11, а и б показана пара однозаходных винтов с несим-
метричными профилями. Силовыми профилями служат эвольвенты
ad и основных окружностей радиуса г0, а уплотняющими эпи-
циклоиды АА1. Линии зацепления вогнутых профилей дуги ок-
ружностей AF и Лх^х, силовых профилей — прямая СС^ Кон-
тактными линиями винтовых поверхностей В и D являются винто-
вые линии Л F и Л]/7!, а поверхностей Е и G— прямая С Cj.
На рис. 11,6 дано сечение винтов по и развертка поверх-
ности винта с правой нарезкой. Так как контактные линии С Ctj
A F и ЛiFi не обеспечивают полного разделения межниточных
пространств, из рис. 11, б следует, что часть жидкости протекает
из полости нагнетания в полость всасывания по направлению Рь
и винты не являются полностью уплотненными. Несмотря на это
винтовые насосы с несимметричными профилями получили широкое
распространение в судовом машиностроении.
Износ острых кромок вогнутых профилей винтов в эксплуата-
ции приводит к увеличению боковых зазоров в зацеплении. Чтобы
избежать этого, острые кромки профилей заменяют прямолинейными
фасками е^, направленными по радиусу O2fi у винтов с симмет-
ричными профилями (рис. 12) и фасками ef, очерченными по эпи-
циклоиде у винтов с несимметричными профилями (рис. 13). При
этом линии зацепления в торцевом сечении винтов уже не встре-
чаются с точками пересечения наружных окружностей винтов и
через зазоры, образующиеся на участках ВЬ и Сс (рис. 12), Ff0
и Fifio (рис. 13), перекачиваемая жидкость будет протекать в ка-
меру всасывания. Однако эти утечки невелики по сравнению с ос-
тальными утечками через зазоры, необходимые для нормальной
работы насоса.
Глава II
ТЕОРИЯ ЗАЦЕПЛЕНИЯ ВИНТОВЫХ НАСОСОВ
С ЭВОЛЬВЕНТНО-ЦИКЛОИДАЛЬНЫМИ ПРОФИЛЯМИ
§ 3. Торцевые эвольвентно-циклоидальные профили
А, В, С и D
Торцевые профили А (рис. 14)
Двухвинтовой насос с эвольвентно-циклоидальными профилями
представляет собой модификацию двухвинтового насоса Imo с сим-
метричными профилями винтов в торцевом сечении, выпуклым
и вогнутым (рис. 14).
Число заходов ведущего винта с выпуклыми профилями равно
?! = 2, а ведомого с вогнутыми г2 = 3. Для повышения контакт-
ной прочности боковых поверхностей винтов применена эвольвент-
ная винтовая поверхность. Торцевые профили ведущего винта
состоят из удлиненной эпициклоиды ab, описанной точкой dx со-
пряженного профиля в относительном движении, эвольвенты Ьс
основной окружности радиуса г01 и укороченной эпициклоиды cd,
описанной точкой сопряженного профиля, лежащей на основной
окружности радиуса г02.
Торцевые профили ведомого винта состоят из удлиненной эпи-
циклоиды O1&1, очерченной точкой d сопряженного профиля в от-
носительном движении, эвольвенты djCj основной окружности ра-
диуса г02 и эпициклоиды c}d}, очерченной точкой Ь, лежащей на
основной окружности радиуса г01.
Линия зацепления профилей abed и	в торцевом сечении
состоит из дуги АВг окружности радиуса /?е2, дуги В^С радиуса
г01, прямой ССЪ составляющей угол 90° — а с линией центров,
дуги CjDi радиуса г02 и дуги DtAx окружности радиуса Rn.
2 О. А Пыж и др.	17
Несмотря на то, что число заходов и число ведомых винтов удов-
летворяют формуле (1), межниточные пространства в насосах не
являются полностью уплотненными, так как точки D и D± линии
зацепления не лежат на пересечении окружностей выступов винтов
Рис. 14. Эвольвентно-циклоидалыцяе профили А
Торцевые профили В
На рис. 15, а показаны однозаходные винты двухвинтового на-
соса с эвольвентно-циклоидальными профилями В, а на рис. 15, б—
несимметричные профили винтов в торцевом сечении.
18
Рис. 15. Эвольвентно-циклоидальные профили В
19
Силовые профили be и Ь-^ — эвольвенты основной окружности
радиуса rQ = г cos а, а уплотняющие aQef и aQ1e1f1 состоят из эпи-
циклоид аое, и ef, е^19 описанных в относительном движении
точками (кривая aQe) и f (кривая а01ех) и точками ег (кривая ef)
и е (кривая eJJ.
Линия зацепления силовых профилей — прямая ССЬ а уплот-
няющих— дуги AF и A1F1 окружностей выступов.
Торцевые профили С
На рис. 16 дано торцевое сечение винтов двухвинтового насоса,
имеющих одинаковые эвольвентно-циклоидальные профили С. Си-
.ловые профили, передающие крутящий момент, состоят из удлинен-
ной эпициклоиды ab, очерчен-
ной в относительном движе-
нии точкой d сопряженного
профиля ведомого винта, и
эвольвент Ьс и с^ основной
окружности радиусаг0. Уплот-
няющий профиль —
эпициклоиды аоег и е^, очер-
ченные точками е и f сопря-
женного профиля ведомого
винта.
Разделение эвольвентной
части силового профиля на два
участка имеет целью умень-
шить протечки подаваемой
насосом жидкости и увели-
чить подачу насоса за счет
уменьшения поперечного се-
чения винтов.
Линия зацепления сило-
вых профилей винтов в тор-
цевом сечении — ABCD, про-
ходящая через полюс Р.
Торцевые профили D
Поперечное сечение винтов насоса с эвольвентно-циклоидаль-
ными профилями D показано на рис. 17. Винты двухзаходные с не-
симметричными профилями, число ведомых винтов — четыре
г(рис. 17, а).
Силовой профиль винтов в торцевом сечении (рис. 17, б) состоит
из удлиненной эпициклоиды ab, очерченной в относительном дви-
:жении точкой dr сопряженного профиля, лежащей на окружности
радиуса т {1 + и), эвольвенты Ьс основной окружности радиуса
20
Рис. 17; Эвольвентно-циклоидальные профили D
21
rQ = r cos а и укороченной эпициклоиды cd, очерченной точкой b19
лежащей на основной окружности радиуса г0-
Уплотняющий профиль состоит из двух удлиненных эпициклоид
aQe и ef, описанных в относительном движении точками j\ (кривая
aQe) и ег (кривая ef), расположенными на окружностях радиусов
г(1 + х) и г (1 + хе). Профили abed и ajj^d^, aQef и aQ1e1f1 иден-
тичны.
Линия зацепления силовых профилей ABC1PCDA1 состоит из
дуг окружностей АВ и A rD радиуса г (1 + х), дуг ВСг и CD ос-
новной окружности радиуса г0 и прямой ССХ, составляющей угол а
с общей касательной к начальным окружностям в полюсе зацеп-
ления Р.
Линия зацепления уплотняющих профилей состоит из дуг
и AF окружностей выступов радиуса г (1 + х).
§ 4. Координаты торцевых профилей
Обозначим:
г — радиус начальной окружности винта;
Re — радиус окружности выступов;
Rt — радиус окружности впадин;
ге — радиус начала фаски;
hf — высота головки зуба;
h"— высота ножки зуба;
h'e — высота начала фаски;
/г'	^2	11
х = — , хх = — , х2 =-------коэффициент высоты головки
Г	г-1	г2
зуба;
h'e
'лс =-----коэффициент высоты начала фаски;
Ге
Ф — угол развернутости основной окружности;
9 — полярный угол кривой профиля;
р — радиус-вектор кривой;
a — угол зацепления эвольвентной части профиля в торцевом
сечении;
Ф — угол поворота торцевых профилей при зацеплении.
Силовой профиль винтов
Удлиненная эпициклоида ab (рис. 18). При качении окружности
II радиуса г2 по неподвижной окружности I радиуса гг с центром
в Oi точка М, лежащая на расстоянии Re2 от центра О2, очертит
на неподвижной плоскости удлиненную эпициклоиду аЬМ.
Расположив координатные оси X1O1Y1, как указано на рис. 18,
и обозначив угол поворота производящей окружности II из ее на-
22
чального положения через Фь для координат любой точки эпи-
циклоиды получим:
Х1 = f2 (1 + х2) sin fl + — 'l $1 — (<1 + r2) sin
\ r2 /
f	r,\	(4)
У1 = (fl + f2) cos Фг — r2 (1 + X2) COS 1 + Фь
\	r2 )
так как = г2Ф2.
Рис. 18. Удлиненная эпициклоида силовых профилей
Радиус-вектор рх = ОХЛ4 и полярный угол 6Х эпициклоиды на
основании формулы (4) определяются из равенств:
Р? = i(l + *2)2 + (fi + f2)2-2f2(l +x2)cos^- Ф15	(5)
Г2
f2(l + х2) Sin 1 + — j Фх — (fj + r2) sin 0»!
tg 61 =-------------------------———	(6)
(fl + f2) COS — r2(l + X2) COS | 1	— | фх
\ f2 /
23
Из формулы (5) находим
^2^“Ь%2)2+ (г1 + гг)2^"Р1
COS —	=-------------------------
г2	2г2(Г! + Г2) (1 + *2)
(7)
Для точки b эпициклоиды, лежащей на основной окружности
радиуса r01 = r± cos а, получаем р16 = гОь
г, .	*2 U + %2)2 + ('i + r2)2 — r?cos2 а
cos— Фх =----------------------------------
г2	2г2(Г1Ч-Г2) (1 -j- %2)
Полярный угол 0а6 на участке ab эпициклоиды по формуле (6)
равен]	,	.
г2 (1 -г *2) sin (1 -г — | Фх& — (Г1 + r2) sin Ф1£,
tg0°i’=--------------—~--------------------77— •
(f 1 “Г r2) COS Ф1£ — г2 (1 + 7.2) COS | 1 —J-— j Ф16
\ г2 )
Если производящей окружностью является окружность I,
а окружность II неподвижна, в
Рис. 19. Эвольвента основной окруж-
ности
предыдущих формулах надо
заменить индекс 1 на ин-
декс 2.
Эвольвента основной окруж-
ности радиуса rQ (рис. 19).
Обозначив угол развернутости
основной окружности через срх,
для координат х и у любой
точки эвольвенты в системе
осей XO-JY найдем:
х=Го1 (sin	cos ?*);
У=гп (cos	Sin фх).
Радиус-вектор рх и поляр-
ный угол 9Х эвольвенты
равны:
Рх = Ли Y;
6x = tgax — ax> (9)
(8)
так как ср* = tg ах.
Для точки Р эвольвенты, лежащей на начальной окружности,
имеем р = гх, ср* = tg а и 0X = tg a — a. ________________
Для точки с, лежащей на радиусе, рс = r01	1 + 4tg 2a от на-
чала координат, для которой <рс = 2tg a,
— arctg фс.
Полярный угол 06с на участке Ьс эвольвенты в этом случае
равен
= 2 tga — arctg (2 tga).
24
Для точки с' эвольвенты., лежащей на радиусе
находим
(Ю)
Укороченная эпициклоида bocd (рис. 20). Укороченная эпици-
клоида bQcd описывается в относительном движении точкой bQ,
лежащей на основной окружности радиуса r02 = r2 cos а. Из рис. 20
для координат х2 и У 2 точек эпициклоиды в системе осей Х2О1У2
находим
х2 =	+ r2) sin Фх— г2 cos a sin + y-j
У2 = (>*i + r2) cos Фх — r2 cos а cos 11 + Фх;
(И)
= (Г1 + ''г)2 + COS2 а — 2г2 (гх 4-г2) cos а cos -у Фх; (12)
г2
25
(rx + r2 ) sin Ф1 — r2 COS a sin | 1 + — | Фх
tg e2 =----------------------------------------—— ;	(13)
(rx + гг) cos Ф1 — r2 cos a cos I 1 ~ ~ ) Ф1
rx (''I +'•2)2 +''гcos2 a — P2
cos — Фх = ------------------------ .
r2	2r2 (rx + r2) cos a
Для точки с эпициклоиды при рс = r± cosa]/l + 4tg2a
Гл	Qi 4- r2)2 + Tn cos2 a — г? cos2 a (1 + 4 tg2 a)
cos — Фс =-------------------------------------------;
r2	2r2 (fl + r2) cos a
tg oc =
(rx 4- r2) sin Фс — r2 cos a sin (1 + — ) Фс
\	f2 /
(Г1 4- Г2) COS	COS a C0S I 1 M Фс
\	f2 /
Для точки d эпициклоиды, расположенной на расстоянии pd —
= rx (1 + хх) от начала координат, получим
г (и + г2)2 + Л2 с0$2 “ — dO +7-1)2
cos — Фа =--------------------------------5;
г2	2г2 (Г1 + г2) cos а
tg =
(fi + '’г) sin Ф</ — r2 COS a sin (1 + — I
\	Г2 /
(fl 4- Г2) cos Ф^ — r2 cos a cos I 1 + — ) Фс/
\	f2 /
Полярный угол на участке cd эпициклоиды 0С£/ =	— 0С.
Если укороченная эпициклоида очерчивается точкой основной
окружности I при качении ее по окружности II, в предыдущих
формулах надо заменить индекс 1 на индекс 2.
Уплотняющий профиль винтов
Удлиненная эпициклоида aQe (рис. 21). Формулы для координат
х3 и у3 точек эпициклоиды aQe в системе осей	получим,
заменив в формулах (4) знак угла Фх на противоположный:
Х3 = (fl + r2) sin Фх — r2 (1 + х2) sin (1 + фх;
Уз = (G + r2) cos Фх — r2 (1 + х2) cos (1 + Фх.
\ Г2 /
(15)
26
Из формул (15) находим
Рис. J21Л Удлиненные эпициклоиды уплотняющих профилей
(16)
(17)
Для точки е эпициклоиды при р3е =	(1 + *ei):
Рч + r2) sin Фе — r2(l + ?.2) sin 11 + —|Фе
tg 6. =------------------------------.
Pi + r2) cos Фе — r2 (1 + X2) COS | 1 +	| Фе
\ Г2 /
Г1 /ь r2 U + хг)а + (ri + r2)2 — ri (1 + %ei)2
COS —— Ф = ---------------------------------- .
r2	2r2 (fi + r2) (1 + x2)
Полярный угол вае эпициклоиды на участке aQe равен
^аое =
27
Удлиненная эпициклоида Nef (рис. 21). Эпициклоида Nef опи-
сывается в относительном движении точкой N, расположенной на
окружности радиуса re = гг (1 + хе2).
Заменив в формулах (4) величину (1 + х2) на (1 + хе2), для
координат х4 и эпициклоиды в системе осей	получим
Xt = r2 (1 + хе2) sin (1 + -£-] Фх — (rx + r2) sin Фх;
/	(18)
У1 = ('l + r2) COS Ф1 — r2 (1 + xrt) COS ( 1 + 4Ц Фъ
\ f2 J
откуда
p| = r2 (1 + хй)2 +	+ M2 — 2r2 (rx + r2) (1 4- xe2) cos фх; (19)
r 2
Ml -I- xe2) sin И + Ф1 — (rx + r2) sin Фх
tg 04 =----------------------------------------------------;	(20)
(''l + r2) COS Фх — Г2 (1 4- Xe2) COS | 1 + — | Фх
\ r2 !
rl rb r2 U + ze2)2 + (rl + Г2)2— P4
COS — Фт = —-------------------------------- .
r2	(/*1 + r2) (1 + хег)
Для точек e и f эпициклоиды имеем
Ре — rl(l + xel)> Pf = rl (1 + х1)’>
Г1	г2 0 хег)2 -г 01 + Г2)2—ri (1 "Г 7-е1)2
Г2	2г2 (гх + г2) (1 + хе2)
(21)
Г1 /ь r2 U + хег)2 + 01 + ^г)2 — ri U + %1)2
COS — Ф< = —--------------------------i.
r2	2r2 01 + ^2) (1 + ^ег)
Полярный угол эпициклоиды на участке ef при г± = г2
0.7 = 0/ =	= 0е-
§ 5. Приведение торцевых профилей к единой системе
координат
Формулы для координат кривых, составляющих торцевые про-
фили винтов, получены в предположении, что каждая кривая от-
несена к своей системе координат с осью OY, проходящей через
начальную точку кривой, для которой при Ф = 0 и х = 0.
Для упрощения дальнейших расчетов целесообразно принять
единую систему координат XT0Yr с осью ОУТ, проходящей через
середину впадины каждого из винтов (рис. 22—25). Центральный
28
угол, определяющий ширину впадины ведущего винта, обозначим
через 2^!, а ширину впадины ведомого 2т2.
Для приведения профилей к новой системе координат ХТОУ,
воспользуемся формулой преобразования координат
хт = х cos т + у sin т;
у7 = у cost— х sin т,
(22)
где хт и ут — новые координаты торцевых профилей.
Координаты торцевых профилей А
Ведущий винт с выпуклыми профилями (рис. 22, а)
Удлиненная эпициклоида ab. Подставляя в уравнения (22) вме-
сто х и у их выражения из формул (4), находим
*1т= (''i + ''2)sin(t1 —Фг) —Г2(1 + x2)sink — И + ф1
У1т = (Г14- Г2) COS (т,— Ф1) — r2 (1 + х2) cos к — (1 +	) Ф2 .
L \ Г2 / J
Эвольвента Ьс. Пользуясь формулами (22) и (8), получим:
(23)
хт — r01 lsl'n (Т1 + ®ab + ?) — ? C0S (Т1 + ®ab + ?)!’, |
Ут = r01 lcos (Т1 + ®ab + ?) + ? sin (Т1 + ®ab + ?)h J
Укороченная эпициклоида cd. Аналогично предыдущему, по
формулам (22) и (11) имеем
Х2т = (Г1 + Г2) sin (Т1 + ^ab + ^Ьс — ®2с + Ф1) —
— r2C0SaSin [Т1	+ —®2с+ fl + -7-) ®1] *,
\	'2 /
Hit — (ri + r 2) cos (-4 +	+ 0bc — 02c + ф1) —
— r2cosacosk + eab + ebc — e2c+ fl +
(25)
29
Рис. 22. Торцевые сечения винтов с профилями А
30
Ведомый винт с вогнутыми профилями (рис. 22, б)
Выражения для координат профиля на участках
cxdx получим, заменив в формулах (23), (24) и (25) индекс 1 на ин-
декс 2 и приняв соответствующие выражения для полярных углов
0 точек кривых профиля.
Координаты торцевых профилей В
Винты насоса имеют одинаковые силовые и уплотняющие про-
фили, так что г± = г2 = г и хх = х2 = х.
Силовой профиль (рис. 23)
Эвольвента Ьс. Положив в формулах (8) г01 = г0, по формуле
(22) получим
хт = Го [sin (тх + <р) — <Р cos (Tj + ©)]; |
z/T = r0 [cos (tj 4- ©) + © sin (tx + ©)]. J
Рис. 23. Торцевое сечение винта с профилями В
Уплотняющий профиль
Удлиненная эпициклоида аое. Формула преобразования коорди-
нат в этом случае
X=XCOST— 4/sinx; ]
(22а)
yT = XSin Т + Г/COST. J	v 7
31
Подставляя вместо х и у выражения для координат из формулы
(15) и положив = г2 = г и ч2 = *> получим
Ат = г [(1 + х) sin (тх — 2Ф) — 2 sin (тх — Ф)]; 1
Узт = г[2cos(тх — Ф) — (1 4- х) cos(тх — 2Ф)]. J
Удлиненная эпициклоида ef. Из формул (18) и (22а), положив
rL = г2 = г, хе2 = *е, находим
Ат = г [(1 + xj sin (тх + 8До(, + 21>) — 2 sin (ч + еа ое + ф)]; |
//«т = г Ц2 cos (тх + давеф) _ (1 _]_ хс) cos (тх + 9аде + 2Ф)]. |
Координаты торцевых профилей С
Силовой профиль С состоит из удлиненной эпициклоиды ab
и двух эвольвент Ьс и cxd. Поэтому, положив в формулах (23) и
(24) г± — г2 = г и хх = х2 = х, получим координаты силового
профиля С в системе координат ХТОУТ (рис. 24).
Рис. 24. Торцевое сечение винта с профилями С
Силовые профили
Удлиненная эпициклоида ab.
*1т = г [2 sin (тх — Ф) — (I + х) sin (xt — 2Ф)]; |
г/Хт = г [2 cos (хх — Ф) — (1 +x)cos(-cx —2Ф)]. |
32
Эвольвента be, см. формулу (24).
Эвольвента c^d:
хТ = r0 [sin (со — Зтх — 9М — 90#f) — '
— со cos (со — Зч — Bbd — 90 ,)];
(30)
Ут = r0 [cos (© — 3tx — 9^ — 9ao/) +
+ cp sin (® — 3tx — 9M — 9ao,)J.
Уплотняющий профиль С
Эпициклоида aQe, см. формулу (27).
Эпициклоида ef, см. формулу (28).
Координаты торцевых профилей D
Силовой профиль D винтов насоса состоит из тех же кривых,
что и А. Уравнения кривых в системе осей XT0YT получим, по-
ложив в формулах (23), (24) и (25)
Г1 = г2 = G Х1 = х2 = *•
Ведущий винт (рис. 25, а)
Эпициклоида ab, см. формулу (29).
Эвольвента Ьс, см. формулу (24).
Эпициклоида cd:
х2т = г [2 sin (?х + 9a6 + Bbc — 92с + Ф) — 
—	cos a sin (тх + eat> + Bbc — 9ас + 2Ф)];
У 2т = г [2 cos (tx + 9a6 + Bbc — 92c + Ф) —
—	cos a cos (tx + 9ai + Bbc — 92c + 2Ф)].	.
Уплотняющий профиль
Эпициклоида aoe, см. формулу (27).
Эпициклоида ef, см. формулу (28).
Ведомый винт (рис. 25, б)
Координаты силового и уплотняющего профилей ведомого винта
определяются по формулам (24), (27), (28), (29) и (31) после замены
на т2.
зз
34
§ 6. Координаты винтовых поверхностей нарезки
Выражения для координат сопряженных винтовых поверхно-
стей винтов получим, сообщив торцевым профилям винтовое дви-
жение вокруг оси винта. Выберем неподвижную систему координат
XYZ, у которой ось OZ совпа-
дает с осью винта, а ось OY
проходит через середину впа-
дины профиля. Координатные
•оси ОХТ и ОУТ в начальном
положении совпадают с осями
ОХ и OY (рис. 26).
При винтовом движении
профилей вместе с осями
ХТОУТ любая точка профиля,
например М, описывает в си-
стеме неподвижных осей XYZ
винтовую линию ММ', лежа-
щую на винтовой поверхно-
сти. Обозначив угол поворота
торцевых профилей вокруг
оси OZ через ф и ход винто-
вой поверхности через S, для
координат любой точки по-
верхности правого вращения
получим
X = хл cos ф + ут sin Ф; '
Y = ут cos Ф — хт sin Ф;
‘	(32)
Z = —= гФ tgX,
2г.	‘ &
где % — угол подъема винто-
вой линии на начальном ци-
линдре, определяемый из ра-
венства tg л =---.
2-г
Координаты X и Y винто-
вой поверхности левого вра-
щения получим, изменив в
формулах (32) знак угла Ф
на обратный. Подставляя в
формулы (32) вместо хт и ут
Рис. 26. Образование винтовых поверх-
ностей
их выражения, найдем координаты эвольвентных и эпициклических
винтовых поверхностей правого и левого вращения.
Осевое сечение правой и левой винтовых поверхностей получим,
положив в формулах (32) X = О,
%Tcos Ф + z/T sin Ф = О,
35
откуда находим
Рис. 27. Нормальное сечение винтовой поверхности
Подставляя значения sin ф и cos ф в формулы (32), для коорди-
нат осевого сечения винтовых поверхностей правого и левого на-
правления плоскостью YOZ получим
У а = Vхт + У? ;
za = rbtgl.
(33)
Чтобы найти координаты нормального сечения винтовых по-
верхностей, повернем координатные оси вокруг оси OY на угол
90° — % по часовой стрелке для правой винтовой поверхности и
против часовой стрелки для левой (рис. 27).
Пользуясь формулами преобразования координат, находим:
а) для правой винтовой поверхности
хп = (xT cos 0 + Ут sin ф — гф) sin X;
Уп = Ут cos ф — xTsin ф;
zn = (ХТ cos+ Утsin Ф + гф tg2 ₽) COS X;
(34)
36
б)	для левой винтовой поверхности
Хп = (хт cos Ф — Ут sin Ф + ГФ) S^n
*/п = Утсо8ф + xTsin ф;
zn = (г ф tg2 р — хт cos ф + ут sin ф) cos к. <
Положив в формулах (34) и (35) zn = 0, получим:
для правой винтовой поверхности
хт cos ф + ут sin ф = — гф tg2 к;
для левой
хт cos ф — ут sin ф = гф tg2 к,
после чего для координат нормального сечения найдем
(35)
(36)
уп = утсо5ф + xTsin Ф-
Нижние знаки относятся к винтовой поверхности левого вращения»
§ 7. Коэффициент перекрытия в зацеплении винтов.
Контактные линии
Зацепление сопряженных поверхностей винтов аналогично за-
цеплению зубчатых колес с косыми зубьями. При вращении ве-
дущего винта с торцевыми профилями А по часовой стрелке (см.
рис. 14) зацепление силовых профилей в торцевом сечении начи-
нается в точке Вг линии зацепления AB1CPC1D1A1 и заканчи-
вается в точке Dv При этом на участке ССг происходит зацепление
эвольвентных профилей Ьс и Ь^, а на участках ВГС и C1D1 эпи-
циклоид cd и c±dt с точками Ьг и b профилей, лежащих на основ-
ных окружностях радиусов г01 и г02.
Одновременно с этим происходит и зацепление эпициклоид ab
и а1Ь1 с точками d и профилей, лежащими на окружностях вы-
ступов. Таким образом, сопряженные винтовые поверхности вин-
тов соприкасаются по двум контактным линиям, за исключением
зацепления в точках В± и Dr.
Угол поворота ведущего винта за время зацепления торцевых
эвольвентных профилей равен
ф*=(1 +^)tga’
а за время зацепления эпициклоид cd и с^г
ф2 = (ф,-фс) + (ф;-ф;).
37
Углы Ф</, Фс, Ф^ и Фс определяются по формуле (14) при pd =
= rt (1 + X,), р; = Г2 (1 + z2), pc = r0l yrl + 4 tg2a,
p'c = r02 У1 + tg2 a .
Полный угол поворота ведущего винта насоса за время зацеп-
ления торцевых профилей А равен
ф = (1 + тг) tga+®2-
2г
Обозначив угловой шаг зубьев винта через 7 = —, для ко-
эффициента перекрытия 8 в торцевом сечении получим формулу
е = - = ^[71 +—) tga + фф	(37)
7	2- ц ГХ /
При длине нарезанной части винтов, равной В, добавочный
коэффициент перекрытия
Bz
еД — 5 ’
где S = 2лг tgX — ход винтовой поверхности и % — угол подъема
винтовой линии на начальном цилиндре.
Полный коэффициент перекрытия в зацеплении винтов насоса
с торцевыми профилями A (zr = 2, z2 = 3)
en=lj[2,5tga-+O2] + ^-.	(38)
О
Для коэффициента перекрытия в зацеплении винтов насоса с
торцевыми профилями В находим
COS а
су = arccos----,
1 Н- *
е _ tggc —tg<x .
еп= tgac~lgC( +4-	(39)
Для коэффициента перекрытия в зацеплении винтов с торце-
выми профилями С получим
= ф' : 'S" +	(39а)
(Фь определяется по формуле (7) при р = г).
38
Для винтового насоса с торцевыми профилями D по формуле
(14) имеем
Фс = а, Ф2 = 2(Ф^ —а);
f 1 + -7-) tga = 2 tga,
поэтому
е = (tg а — а + ФД,
еп=А (tga_a+®d) + 2£.	(40>
К -	о
При расчетах на контактную прочность будем принимать во
внимание только линии контакта, относящиеся к зацеплению
эвольвентных профилей.
Длина линии контакта косозубых колес с эвольвентным зацеп-
лением, как известно, равна
__	£^о
sin₽0
где /0 — основной шаг в зацеплении и (30 — угол наклона линии кон-
такта к оси винта, определяемый из равенства
tg Ро = tgpcosa.
Число зубьев га, находящихся одновременно в зацеплении,.
Вг p-г
равно za =—. Поэтому суммарная длина контактных линии всех
5
зубьев
1
а = lz = —
а S
sin[S0
(41)
Радиус кривизны эвольвентной винтовой поверхности при за-
Го tg a
цеплении в полюсе р = 	 , а приведенная кривизна поверх-
cos Ро
ностей
1 . Д_ = / 1	.	1 \ COS Ро .
Р1 Рг \Г01	г02/ tga
(42)
при го1 — Г02 — Го
1____।_1_ _ 2 cos Эр
Pl Р2 г0 tg a
Глава III
ПОДАЧА ВИНТОВЫХ НАСОСОВ
§ 8. Геометрическая подача
На рис. 28, 29 и 31 показаны форма и расположение контактных
линий винтовых поверхностей насосов с эвольвентно-циклоидаль-
ными профилями А, В и D. Линии GH указывают на форму и
Рис. 28. Контактные линии винтов с профилями А
40
Рис. 29. Контактные линии винтов с про-
филями В
Нагнетание д'
Рис. 30. Объем жидкости, замкнутой в меж-
ниточном пространстве винтов с профи-
лями В
положение объема жидкости, заключенного между расточкой корпуса
насоса и винтами, замкнутой со стороны всасывания контактными
линиями а со стороны нагнетания — линиями AF.
Утечки происходят в сторону всасывания на участке фаски
уплотняющего профиля.
Рис. 31. Контактные линии винтов с профилями D
42
Из рис. 28—31 следует, что высота замкнутого объема жидко-
сти у насосов с профилями В составляет 2S, а у насосов с профилями
А и D равна 1,55. Вследствие этого длина нарезанной части вин-
тов должна быть более 1,55 у насосов с профилями А и D и более
25 у насосов с профилями В. На рис. 30 показан замкнутый объем
жидкости, подаваемой за один оборот двухвинтовым насосом с тор-
цевыми профилями В.
Ведомые винты пятивинтового насоса находятся в фазных
фазах зацепления с ведущим винтом и подача перекачиваемой
жидкости в камеру нагнетания происходит плавно и небольшими
порциями.
Поперечное сечение объема жидкости, подаваемой винтами,
имеет сложную форму и площадь его равна разности между пло-
щадью поперечного сечения расточки корпуса и площадью по-
перечного сечения всех винтов. Если обозначить площадь попе-
речного сечения расточки корпуса через FK, поперечного сечения
ведущего винта через F± и ведомого F2, то объем жидкости, пода-
ваемой насосом за один оборот ведущего винта, будет равен
v = [FK-(F1 + kF2)]S.	(43)
Найдем величины Ек, Fr и F2.
§ 9. Площадь поперечного сечения расточки корпуса
и винтов насоса
Из рис. 32 для площади поперечного сечения расточки корпуса
насосов с торцевыми профилями А, В, С и D находим общее выра-
жение
FK = ^(^+l)-2Vm,	(44)
где fm— площадь сегмента ACBDA, равная
/т = ф^(27-5'п2т),	(45)
,	А
k — число ведомых винтов и cos 7 =	.
По формулам (44) и (45) находим:
а)	винтовой насос с профилями А
Rfl = Г1 (1 + zl) = %е2 = Г2 (1 + х2)>
cos! =	= Г1 ,
2^1 (1 + *1)	2г2 (1 + х2)
k = 1;
FK = r\ (1 + х,)2 [2к - (2Т - sin 2Т)] =
= г\ (1 + х2)2 [2к - (2у - sin 2Т)J;	(46)
43
б)	винтовой насос с профилями В и С
г = 1\ = Г2, Zj = Х2 = X, k = I ,
1
cos у =------;
1 + -л ’
Рк = г2 (1 4- х)2 [2-ге — (2у — sin 27)];
в)	винтовой насос с профилями D
Х1 = х2 = х, r1 = r2 = r, k = 4,
1
cos Y =------;
FK = г2 (1 + •/•)2 [5r — 4 (2T — sin 2T)J.
(47)
(48)
[Рис. 32. Поперечное сечение корпуса пятивинтового насоса
Площадь поперечного сечения винта в общем виде определяется
из равенства	=	+ (д +/д	(49)
где У, /с — сумма площадей секторов, ограниченных участками
сопряженных профилей и радиусами-векторами,
проведенными в начальную и конечную точки
кривых;
— площадь сектора окружности выступов;
fQ — площадь сектора окружности впадин (рис. 22—25);
k-L и k2 — коэффициенты, зависящие от числа заходов винтов.
44
Площадь сектора Oab (рис. 33), ограниченного кривой и ра-
диусами Оа и ОЬ, в полярной системе координат равна
1 о,
2 01
В нашем случае
P2 = x2 + f/2, tg О =	,
d (tg о) = ydx-xdy _ _L_ df) -- (i 4- tg2 б) M =	d6,
y2 cos2 0	yZ
= ydx — xdy
p2
Поэтому
= ydx — xdy. (50)
По формулам (49) и (50) находим пло-
щади поперечного сечения винтов.
Ведущий винт насоса с профилями А
(см. рис. 22, а)
Удлиненная эпициклоида ab. Диффе-
ренцируя уравнения (4), получим
k (1 4~ *2) f 1 4~ “'j cosf 1 4~ -“j Фх —
I	\ f2j \ r2
Рис. 33. Площадь сектора
— (Н + гд cos Фх] dФ1^,
dyt = [— (ri 4- r2) sin Фх 4-
4“ /"2 (1 4- уг) f 1 4- "уМ sin fl 4- -г-) ®i ^$1!
У^—Х^У! = [г2 (1 4- У.2) (гх 4- r2) X
X (24- cos Фх - (гх 4- г2)2 — /-2(14- х2)2 (1 4- V-)]
Подставляя в формулу (50), находим
fab —	/ r2 U "t- *2) (ri + гг) ^2	+ й sin Ф1/? —
Z	\	11 J '2
~ ’(г, + ггУ + r2 (1 4" *2)2 (1 + -£-)] ФiJ •	(51)
45
Эвольвента be основной окружности. Аналогично предыдущему
получим
dx = r0lcp sin cpdcp,
dy = rOi? cosepdep,
ydx — xdy = cp2d?;
2 cp
fbc = J = 4- r\ cos2 a?3.	(52>,
z о	°
Но по формуле (10)
?c =	tga,
поэтому
fbc= 4~rl (1 + -4pgasin2a- (52a>
Укороченная эпициклоида cd. Из формул (11) и (50) находим
dx2 =
(П + r2) cos Ф1 — r02 (1 + Д jcos (1 + H фх] dC>i:
\	r2 /	7 2 /
dy2 = —	+ r2)sin Фх + ro2 fl H- -M sin fl +	ф1] d$i„
y2dx2 — x2dy2 =
(ri + rz)2 + r02 ^1 +	—
— ro2 Oi + r2) ^2 + cos 4- ф1] dФ1
fu - i ![('•>+(1+v)] (% -ф j -
— Г02 (Г1 + r2) (2 -7- + C (sin Т“ — sin V~ Ф1‘В •	(53^
\ rl J \ r2	r2 j \
Площадь сектора с центральным углом 2тх и радиусом ^if=
= 01 — ^г) равна
4. = '«?.'!- = (П(54)-
Площадь сектора с центральным углом 2т2 и радиусом
Rel = Г1 (1 + х1)
равна
/„-'!(! +4%	<55>
2т2 = г. — 2 (тх 4- 0а6 -j- ^ьс + ^cdY
46
Таким образом, площадь поперечного сечения ведущего винта
шасоса с профилями А равна
Л = ^(fab+fbc + fed) + 2(/Bi +/н1)-	(56)
Ведомый винт насоса с профилями А (см. рис. 22, б)
Заменив в формулах (51), (52) и (53) гг на г2> Фх на Фг, zi на
:х2 и наоборот, получим
fa<b< = V |Г1 0 + Zl) ( +	(2	+ 51П 7Г Ф20. -
- [(>-. +	+'Н1 +	0 + -^)] ф2»];	(51а)
Л. =4’г2 (I + -;1Ttgasin2a:	(526)
= у ![| г> + 7)2 + Л. (> + Т?)] (®=s. - М -
- '«I (Г1 + 'г) (2	+ 1) (sin 7/ ф!Л, -si" 77 *!«,)[: <53а)
/.! = (7 — ГЛ1‘ 7:	(54s)
+	(55а)
Площадь поперечного сечения ведомого винта
г. =6 (Л», + л,., + AJ +3 (f„+/J-	(57)
Полезная площадь поперечного сечения насоса в свету увели-
чивается с уменьшением угла тх при принятых коэффициентах хх
и х2. Однако заострение зубьев ведомого винта ограничивает ве-
личину тг При т2 = 0 наибольшее значение тх 64°. В практике
«отечественных заводов угол тг принят равным тх 41° (см. табл. 2).
Винты насоса с профилями В (рис. 23)
Положив Г1 = г2 = г, по формуле (52) для силового профиля
найдем	4
fbc= — r2tgasin2a.	(58)
О
По формулам (51) и (53) при i\ = г2 = г, х2 = х, х2 = хе для уп-
лотняющего профиля aQef, приняв во внимание пределы интегриро-
вания, получим
= г2 {3 (1 + X) sin Фе - [(1 + X)2 + 2] Фе}; (59)
Л/ = '2 {[(1 + \)2 +2] (Ф/- Фе) -3(1 +	(sin®, - sin фе)}. (60)
47
Конструктивные данные элементов зацепления винтовых насосов
Таблица 1
Элементы зацепления винтов	Обозна- чение	Профиль A		Профиль		
		винт ведущий	винт ведомый	В	С	D
Число винтов	—		2	2	2	5
Число заходов нарезки	Z	2 1	3	1	2	2
Число ведомых винтов	k		1	1	1	4
Диаметр начальной окружности	d	2rj	2г2	2г	2г	2г
Расстояние между осями	А	a 4	" Г2	2г	2г	2г
Угол зацепления	а°	15°		36°52'12"	30°36'32"	15°
h'		2	1		1	
Отношение —	%			0,2		0,24
г		V	IT		V	
Ь'е Отношение —		—			0,14	0,25	0,16
г						
Диаметр основной окружности	dQ	2^ cos a	2r2 cos a	2г cos a	2г cos a	2г cos a
		5	10		1	
Радиус окружности выступов	Re	3 ri	9 '2	1,2 г	1 	г 3	1,24г
Радиус окружности впадин		5 6 fl	5 9 Гг	0,8 г	2 	г 3	0,76г
Радиус начала фаски	re=r (1— -4C)	—	—	1,14 г	1,25г	1,16г
Окружной шаг 1	t	73Г1	2 —-r2	2г.г	г.г	77 Г
Основной шаг

Пыж и др.
Угол подъема винтовой линии на на-
чальном цилиндре
Ход винтовой линии
Угол наклона винтовой линии на на-
чальном цилиндре к оси винта
Угол наклона контактной линии
эвольвентного профиля к оси винта
Коэффициент перекрытия в торцевом
сечении
Ширина нарезки
Добавочный коэффициент перекрытия
Полный коэффициент перекрытия
к
S
Р=90°-
₽о
е
В
ед
еп
Радиус кривизны эвольвентной поверх- р
ности в полюсе зацепления
Длина контактной линии эвольвент- I
ного профиля
Суммарная длина контактных линий
Окружная скорость в зацеплении
v
Осевая скорость
уос
	2 з TCf°2	2itr0	KT о	-r0
38°3(	)'42"	14°17'12"	25°31'19"	26°59'22"
5rx	5л2	1,6л	3л	3,2л
51°29'18" 1		75°42'48"	64°28'41"	бЗ^О'ЗЗ"
1 37’32'53"		72°20'35"	61°0'3"	62°11'57"
0,428 I		0,117	0,53	0,32
1,6S		3S	1,6S	1,6S
3,2		3,0	3,2	3,2
3,628		3,117	3,73	3,52
Лг sin a	л2 sin a		fSin a	
cos ₽0	cos ₽o		cos₽0	
			e *0	
			sinp0	
				
		S		s 1
ndn
~60~
Sn
60
Так как
Л = Л1-*)2ч;	(61)
fa = r*(l +х)Ч;	(62)
2t2 = K-(2r1 + 9aft + 9aoe + Oe/),
то площадь поперечного сечения винта
F = fbc + fаае + Л/ + /в + /н •	(63)
Винты насоса с профилями С (см. рис. 24)
Положив в формулах (51), (52) и (53) гх = г2 = г, х2 = * и
*2 — *е> получим
fab = г2 (3 (1 + х) sin Ф6 - [(1 + х)2 + 2] Ф6};	(59а)
fbc — см. формулу (52) при <рс = tg а;
fcd — см. формулу (52) при <pcl = tga и <pd=arccos
— см- Формулу (51а);
fef — см. формулу (53а).
Площадь поперечного сечения винта
Р = 2 {fab +fbc +fa^+fef + fctd + А, +/н, +fе,)’	(64>
fel = ^3-
Ведущий винт насоса с профилями D (см. рис. 25, а)
Положив в формулах (51), (52) и (53) гх = г2 = г, х2 = х и
х2 = хе для силового профиля abed, приняв во внимание пределы
интегрирования, получим
/а!) = г2 (3 (1 + х) sin Фь — [(1 + х)2 4-2] Фй); (59а)
fbc — см. формулу (58);
fcd = г2 [(2 + cos2 а) (Ф^ — а) — 3 COS а (sin Ф</ — sin а)];	(65)
2т = « — (2т, 4- 0 + () 4-6 4-0 4- м.
2	\	1 1 ab 1 Ьс 1 cd 1 аое 1 efj
Площади f , fefi fBi, fHi определяются по формулам (59)—(62).
Площадь поперечного сечения ведущего винта
Р1 = 2(/ab + /fcd + f'a„e+ fef + fв! + fHl)'	<65a)
Для ведомого винта, профили которого тождественны с про-
филями ведущего, имеем
/вг = ''2(1 —*)Ч;
/н2 = ''2(1 4- х)2 тх;
50
Площади поперечных сечений винтов и расчет геометрической подачи насосов
Таблица 2
Конструктивные	Обозна-	Профиль A		Профиль		Профиль D	
элементы и подачи	чение	винт ведущий	винт ведомый	В	С	винт ведущий	винт ведомый
Центральный угол сектора силового профиля	°ad	30°18'24"	20’12'34"	15’52'8"	—	14’3 1	57 " 1
Площадь сектора силового профиля	fad’ см*	0,21334г?	0,07773г?	0,14907г2	—	0,11779г2 1	
Центральный угол сектора уплотняющего профиля Площадь сектора уплот- няющего профиля	faof>		—	3’34'14" 0,01793г2	-—	5°4' 0,025	16" 1 35г2
Центральный угол		82’7'28"	—	172’6'46"	20°	30°	—
» »	2-;	—	24’50'28"	168’26'52"	—		130’51'48"
Площадь поперечного се- чения:					1		
винта	Ft, cm2	4,68014г?	2,43636г?	3,24504г2	6,231107г2	4,10059г2	2,41061г2
корпуса	FK, cm2	(1,68485/??) 16,19418г? =	(1,973457??) = 5,82986/??	8,68766г2	10,3642г2	22,23	590г2
в свету	F, cm2	6,03212г? =	= 2,17156/??	2,19759г2	4,13309г2	8,49288г2	
Объем жидкости, подавае- мой за один оборот	U, cm3	30,1607г? =	= 6,514687??	3,51615г3	12,39928г3	27,17	722г3 1
Геометрическая подача	Qr, л/мин	0,0301бпг? = 01 и Re 	= 0,006515л/?? — в см)	0,00352/ir3 (г — в см)	О.О^ЗЭЭпг3 (г — в см)	0,027177пг3 (г — в см) 1	
и
F= 2 (f.b + 4 + f<. + 4, + f., + 4 + U 	(“)
Угол тг в практике отечественных заводов принят равным
тг = 15°.
§ 10. Геометрические характеристики винтовых насосов
с профилями А, В, С и D
В табл. 1 приведены конструктивные данные элементов зацеп-
ления винтовых насосов с профилями А, В, С и D.
Безразмерные координаты торцевых, нормальных и осевых
сечений винтов приведены в Приложении I.
В табл. 2 даны площади поперечных сечений винтов и формулы
для расчета геометрической подачи жидкости без учета утечек че-
рез зазоры.
Номограммы для определения диаметра винтов и чисел оборо-
тов насосов с профилями А, В, С и D даны в Приложении III.
Глава IV
УСИЛИЯ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА ВИНТЫ НАСОСОВ
§ 11. Моменты на винтах
Насос с профилями А винтов
Давление на цилиндрические поверхности выступов и впадин
винтов насоса дает только радиальную составляющую. Моменты
сил на винтах создаются давлением жидкости на боковые поверх-
ности нарезки винтов. Найдем момент сил, действующих на ведо-
мый трехзаходный винт (рис. 34) без учета сил трения. Винт имеет
нарезку левого вращения.
Нижняя боковая поверхность a1e1f1 нарезки винта уплотняется
по линии ABDА1У а верхняя aef— по линии AB'D'A Р
Полное давление нагнетания действует на нижнюю площадку
A1aa1e1f1fF'ABDA1 и на верхнюю площадку A ^fF'B'D' Aг
Давления на площадки A^fF'B'PDA г взаимно уравновеши-
ваются. Остаются неуравновешенными давления на площадки
= feaa^tfif, F2 = PDA^'P и F3 = AB'РВА. Разбивая их
на элементарные участки, как указано на рис. 34, а, для момента
сил, действующих на элементарную площадку, можем написать
(рис. 34, б)
dM± = —— p^sinlRdR = lpa tg \RdR = lpa — dR,
cos X	2~
где pH — полное давление нагнетания и S — ход винтовой поверх-
ности. Распространяя интегрирование на площадки Flf F2 и F3,
получим	«	«
2к d	2тс
м2 = -f- pHF2;
2тс
M3=—paFs.
2тс
53
Рис. 34. Момент на ведомом винте с профилями А
54
Полный момент, действующий на ведомый винт,
м =	+	(67)
2тс “ \	3 /
так как при любом числе заходов давление на поверхность F3 равно
Площадки F1( F2 и Fa для ведомого трехзаходного винта на-
соса равны
Ft = 0,41381г|;
F2 = 0,34535г|;
F3 = 0,03133r|.
Поэтому
М = рн (0,41381 — 0,34535’+ 0,01044) г| = 0,18836г|рн.	(68)
Так как момент на ведущем винте, соответствующий гидравличе-
ской мощности Nr — — л. с., равен Л4Г = 4,7985 рнг3, то отно-
шение
М 0,18836-1,53г?р„
— = j--------->_1Рн _ о 1325_ 1з% .
Мг 4,7985рнг3
р
При Fi = F2-------- момент на ведомом винте, без учета сил
трения, равен нулю.
Окружное усилие Р2о на ведомом винте от момента М без учета
потерь от трения будем считать приложенным в полюсе зацепления
Р и направленным под углом 90°—а к линии центров.
Величина его
Р20=^- = 0,18836рнг2.	(69)
Нормальное усилие от момента М равно
и осевое усилие, направленное в сторону нагнетания,
Р =	= 0,23671 р/2	(71)
ioc r2COsa	н 2
55
Насос с профилями В винтов
Аналогично предыдущему, пренебрегая протечками на участках
AjCx и АС (рис. 35), для момента на ведомом винте получим
М = —
2л
Рис. 35. Момент на ведомом винте
с профилями В
PAFi-PJ,	(72)
где = 1,27886 г2, F2 = 0,18006 г2.
Так как S = 1,6 г, то
М = Ь^ри(1,27886—0,18006)г2=
L 2л
= 0,2798ряг3.	(73)
Момент на ведущем винте, соот-
ветствующий гидравлической мощ-
ности Nr, равен Мг — 0,56 ряг3,
поэтому без учета сил трения
— = 0,5~50%.
Мг
Окружное усилие от момента М,
направленное по линии зацепле-
ния силовых профилей,
Ро = 0,2798phr2; (74)
нормальное давление
Рн =-----= 1,1531рнг2 (75)
Г COS a COS Ро
и осевое
Рос = 2Я21к=1>0988рнг2. (76)
Г COS а
Насос с профилями С винтов
Винты насоса имеют одинако-
вые профили, поэтому без учета сил
трения геометрическая мощность
распределяется между ними, как и в предыдущем случае, поровну.
Следовательно,
мг = 716^г = 1,9727рнг3;
= ^ = 0,98635рнг3,
56
откуда
Ро =~ = 0,98635р„г2; (74а)
Рн =-----**-— = 2,3634р„га;
Г COS a COS Ро
[(75а)
Р =	= 2,0669рнг2;
Г COS а
(76а)
Насос с профилями D винтов
Для ведомого винта насоса
с профилями D находим
(рис. 36)
M=-^-pAF1-F^ (77)
2к
где = 1,20995 г2, F2 =
= 0,2396 г2, S = 3,2 г.
Поэтому
Л4 = ^^рн (1,20995 —
2к гн v
— 0,2396) r2=0,98839pHr3. (78)
Рис. 36. Момент на ведомом
винте с профилями D
Окружное Р20, нормальное Р2н и осевое усилия Р2ос от мо-
мента на ведомом винте равны
Р20 = А = 0,98839рнг2;
'2й =-----= 2,1928рнг2;
Г COS a COS Ро
(79)
57
P2oc = P20tg(3=l,9407pHr2.
Гидравлическая мощность Afr на ведущем винте пятивинтового
насоса создает момент
Мг =	= 4,32386рнА
Сумма моментов от давления подаваемой жидкости на ведомых вин-
тах насоса (без учета потерь от трения) составляет
4Л4 = 4-0,98839рнг3.
Поэтому момент на ведущем винте от давления перекачиваемой
жидкости
Mi = 0,3703?/*.
Из сказанного выше следует, что насосы с эвольвентно-циклои-
дальными профилями А, С и D винтов, предназначенные для боль-
ших подач жидкости при давлении нагнетания до рн 15 кгс!см2у
вследствие небольших моментов на ведомых винтах, могут выпол-
няться без синхронизирующих косозубых шестерен. Насосы с про-
филями В винтов, имеющие малую подачу при давлении нагнетания
до Рн = 80 кгс/см2 и выше, имеют синхронизирующие шестерни,
назначение которых заключается в передаче большей части крутя-
щего момента от ведущего винта к ведомому за счет разных углов
наклона зубьев на винтах и шестернях. Благодаря этому профили-
рованные поверхности нарезки винтов передают только небольшую
часть момента и длительное время сохраняют правильную форму
в эксплуатационных условиях.
§ 12. Усилия, действующие на наружную и внутреннюю
поверхности винтов
Насос с профилями А винтов
Ведомый винт. На рис. 37, а представлена развертка по внеш-
нему диаметру трехзаходного ведомого винта с нарезкой левого
вращения. Развертываемая поверхность отсекает участки 1,2 , . . ., 5
нарезки ведущего двухзаходного винта. Область высокого давле-
ния на наружную поверхность винта заштрихована. Область вы-
сокого давления во впадинах нарезки отмечена точками. На участке
cntu наружной поверхности винта давление на верхнюю сторону ct
равно давлению нагнетания рн, а давление на нижнюю пи равно
давлению всасывания. Поэтому заштрихована только половина
поверхности нитки.
Силы на участке cntu взаимно уравновешиваются. Давления
на участках abed, efgh и iklm также уравновешиваются.
Неуравновешенными остаются силы, действующие на участки
Ikpo и gfsr.
58
Рис. 37. Усилия,
действующие на наружную
мого винта с профилями А
поверхность ведо-
59
Высота участка Ikpo, равная S2/3, охватывает угол 2л/3. Уча-
сток gfsr имеет высоту 2S2/3 и охватывает угол 4л/3. Из рис. 37, б
и 37, в находим
ао
р = 2Re2a2pn J cos adz = 2Re2a2pn sin а.
о
r-г	тс	2тс
При а0 = — и а0 = — получим
3	3
Pel = Ре2 = 27?е2а2рн Sin = /3 Яе2а2ри,
О
где а2 — высота витка винта по наружному диаметру.
Равнодействующая усилий ре1 и ре2 по направлению совпадает
с осью O2Y и равна
Р е2 = ^Re2a2Pn = 2,053Re2PH»	(80)
Рис. 38. Усилия, действующие на внутреннюю поверхность
ведомого винта с профилями А
60
Точка приложения равнодействующей Ре2 находится на рас-
стоянии
। __ 5г + 2/а __ 5 с
е2~	4	““и 2
Рис. 39. Усилия, действующие на наружную и
внутреннюю поверхность ведущего винта с про-
филями А
Аналогично предыдущему найдем равнодействующую усилий,
действующих на внутреннюю поверхность нарезки ведомого винта
(рис. 38), равную = 3fi>izbzp„ = 0,4658^2ри,	(81)
где Ь2 — высота впадины нарезки по внутреннему диаметру винта.
61
Направление силы Pi2 совпадает с осью O2Y и точка ее приложения
находится на расстоянии
Равнодействующая усилий Ре2 и Pi2 равна
Ptieh = Зрн (Я'А + RM = 2,519Я22рн.	(82)
Ведущий винт. Для ведущего винта из рис. 39 находим, как и
выше,	9
?ei =	= 0,6202/?eiPH; 1
Рп = 27?п&1Рн = 0,68457?eipH. J
Равнодействующая усилий Ре1 и Ptl направлена по оси OrY
" равна Л.я.-2*’.(«.А + я,.1’1) = |дал;Л. (84)
Насос с профилями В винтов
На рис. 40, а показана схема давления перекачиваемой жид-
кости на наружную поверхность ведомого винта, а на рис. 40, в —
на его внутреннюю поверхность.
Из рис. 40, а находим, что неуравновешенными остаются силы,
действующие на участок bed наружной поверхности винта. Этот
участок имеет высоту а и охватывает угол л. Принимаем, что равно-
действующая давлений приложена в центре тяжести площади
участка bed, развертка которого представляет собой прямоугольный
треугольник с основанием Ren и высотой а. Направление равно-
действующей составляет угол л/6 с направлением оси O2Y. Про-
ектируя усилия, действующие на наружную поверхность винта
на участке bed, на направление равнодействующей Ре, находим
величину ее (рис. 40, б):
P.
ао
cosa da + J + Rea tg
о
cosa da
sin — + sin—+
3	3 /
+ RePn tg (cos у — cos -y- + -y sin -y — -y sin -y) =
= l,0667pHr2,	(85)
2r.	,	77
так как an = — и	.
°	3	0	3
Точка приложения силы Ре находится на расстоянии 1е = —
О
от верхнего торца нарезки винта.
62

Равнодействующую Р{ от давления перекачиваемой жидкости
на внутреннюю поверхность винта аналогично предыдущему, на-
ходим равной (участок abc)
sin---И sin— 4-
з з )
, Г»2	/ т:	2тс , 7U . к 2~	. 2к \
+ Rip„ tg Хг cos --cos — + — sin ------ sin — =
\ О	DO	о	о	о /
= 0,7225pHr2.	(86)
О \
Точка приложения усилия P{ расположена на расстоянии
1 ь
lt = — от верхнего торца нарезки.
В формулах (85) и (86) ке и — углы подъема винтовых линий
по цилиндру выступов и впадин винта.
Проекции усилий на оси О2Х, O2Y равны
Рех = — 0,5Ре = — 0,5334рнг2;
Реу = 0,866Ре = 0,9238рнг2;
Р1х = 0,5Pz = 0,361 Зрнг2;
Р1у = 0,866Р,- = 0,6257рнг2.
(87)
Насос с профилями D винтов
На рис. 41, а показана схема давления перекачиваемой жидко-
сти на наружную поверхность ведомого винта, а на рис. 41, б—
на его внутреннюю поверхность. Из рис. 41 следует, что давление
на участки abed и efgh взаимно уравновешивается.
Неуравновешенным остается давление, действующее на участок
gfki наружной поверхности винта. Высота этого участка равна S/2
и охватывает угол л.
Равнодействующая давлений
Ре = 2Реаря = 0,65рнг2	(88)
направлена по оси O2Y и точка приложения ее находится на рас-
стоянии (а + Ь) от верхнего торца нарезки винта (со стороны на-
гнетания).	•
Аналогично предыдущему, из рис. 41, б находим равнодейст-
вующую давлений, действующих на внутреннюю поверхность
ВИНТа’	Pt = ZRibp* = 1,775pHr2.	(89)
Усилие направлено по оси O2Y и точка приложения его на-
з
ходится на расстоянии — (а + Ь) от верхнего торца нарезки.
Равнодействующая усилий Ре и Р,-
+	(90)
64
6)
Рис. 41. Давление на наружную и внутреннюю поверхность ведомого винта
с профилями D
65
§ 13. Усилия, действующие на винтовые поверхности
винтов
Насос с профилями А винтов
На рис. 42, а приведена схема давлений на винтовые поверх-
ности /—IV трехзаходного ведомого винта с левой нарезкой. По-
верхности, находящиеся под давлением, обозначены точками. Рас-

/77 е
Рис. 42. Давление на
винтовые поверхно-
сти ведомого винта с
профилями А
66
смотрим верхние винтовые поверхности винта. На участках kl,
тп и ор давления уравновешиваются и не дают радиальной состав-
ляющей. Неуравновешенными являются давления на участок пг
высотой S/3 с углом охвата 2л/3 и на участок Is высотой 2S/3 с углом
охвата 4л/3. Оба участка на-
чинаются от радиуса 02Л,
составляющего угол у с ли-
нией центров 0i02-
Давления на участки ab,
cd и ef нижней винтовой по-
верхности винта уравновеши-
ваются и не дают радиальной
составляющей. Неуравнове-
шены давления на участок dg
высотой S/3 с углом охвата
2л/3 и на участок bh высотой
2S/3 с центральным углом
4л/3. Оба участка начинаются
от радиуса О2В, составляю-
щего с линией центров ОГО2
угол у.
Найдем равнодействую-
щую давлений, действующих
на участке dg. Из рис. 42, б
находим
dp = dp^smb =
= — —1рп sin Sda;
Р± = 2 J dp cos а =
= - Н ‘ рн/г2 J cos ada; (91)
2	о
р1 = Рз = Re+Rl pji2 sin а01.
Точно так же
Рис. 43. Давление на винтовые по
верхности ведущего винта с профи
лями А
Р2 = Р4 = ~~ + pah2 sin а02.
л	2	г Н в	ид
(92)
Так как профиль симметричный, в формулах (91) и (92)
= 4- — (a2 + &2) = ta — (a2 + &2),
О
где /а — осевой шаг нарезки,
aoi — 7оз — ~z~ ~ 60°, a02 = а04 = —- = 120 .
О	О
67
Равнодействующая усилий Plt Р2, Р3, Pt направлена по оси
O2Y и равна (без учета момента от пары сил)
Р = 1,5 (Re + R<) pnh2 cos 7 = 0,852)?*рн.	(93)
7
Точка приложения силы Р находится на расстоянии / = — ta
4
от верхнего торца нарезки винта (сторона нагнетания).
Рис. 44. Давление на винтовые поверхнос-
ти ведомого винта с профилями D
Аналогично предыдущему, для ведущего винта (рис. 43) по-
лучим '	.	р , о
Р1 = р2 = P*hiSinа01,	(94)
где h1 = ta — (ах + bj), а01 = а02 = -|- = 60°.
Проекции усилий Рх и Р2 на оси О2Х, O2Y
Plx = Pi sin (7 — 30°) = 0,065рн^;
Piy = Pt cos (7 — 30°) = 0,322pH^;
p2x = _ P2 sin (7 + 30°) = — 0,31 lpBR2;
Piy = P2 cos (7 + 30°) = 0,105pHflf .
68
Насос с профилями D винтов
Из схемы распределения давлений на верхние и нижние поверх-
ности нарезки ведомого винта (рис. 44) находим, что на участках
bh и df верхней поверхности и ag и се нижней давления в радиаль-
ном направлении уравновешиваются. Остаются неуравновешенными
усилия от давления на участках hk и gi высотой S/2 с углом ох-
вата л. Величина этих усилий равна
Р1=	+ ^.p^sin ;
PAsin-y.
*	2
Р — Pi
2	2
(96)
Равнодействующая усилий направлена по оси O2Y и равна
Р = ^^рн(^-а-^) = 0,17рнг2.	(97)
Радиальные составляющие давлений на винтовые поверхности
винтов насоса с профилями В ввиду их малой величины не учиты-
ваем.
§ 14. Осевые усилия, действующие на винты
Обозначим (рис. 45 и 46):
dr—диаметр приводного конца ведущего винта;
d2 — диаметры опорных шеек винтов;
ра — атмосферное давление;
Pi = Pim + Ра — полное давление в камере уплотнения;
Рн — Рт + Ра — полное давление в камере нагнетания;
рвс—давление в камере всасывания.
Ведущий винт
Осевое усилие, действующее на ведущий винт, складывается из
следующих величин:
а)	Pit — усилия, действующего на торцевые поверхности винта
со стороны камеры нагнетания, равного
Pit = — [(D2 — d£) Рн + (dl — di) pi -f- dipa] ;
6)	Plf — усилия, действующего от давления на неуравнове-
шенные площадки /2 и Fs и направленного в сторону всасывания
Plf = 21 (F2 Ч—Рн ;
\	г2 /
69
в)	?1вс — усилия от давления в камере всасывания, действую-
щего в сторону нагнетания
Р1вС = Т(^-^РвС;
Рис. 45. К расчету осевых усилий, действующих на винты насосов
г)	Р1п — разгружающего усилия, действующего от давления
жидкости, подводимой к нижнему торцу винта из камеры нагне-
тания, равного

д)	^га — осевого усилия от ведомого винта.
70
Осевое усилие от момента М и давление на гребень (шестерню)
взаимно уравновешиваются.
Суммируя все действующие усилия, получим
Р\а = — К&е — Рн — (Ре — рвс + (^2 — Р\ + ^1Ра] +
4
+ ?1 ^2 + Рн + kF2а + gl>	(98)
где g± — вес винта.
Ра
Рис. 46. К расчету осевых усилий, действующих
на винты насосов
На усилие Р1& рассчитывается площадь упорной пяты ведущего
винта.
Ведомый винт
Осевое усилие, действующее на ведомый винт, складывается из:
а) Р2т — усилия, действующего на торцевые поверхности винта
со стороны камеры нагнетания, равного
Р2т = (Ре — df) рн + dlpi ;
7b
6)	P2f — усилия, действующего на неуравновешенные площадки
f2 и	и направленного в сторону нагнетания
?2f = Z1 [^2 +
Рис. 47. Усилия, действую-
щие на винты и шестерни на-
соса с профилями В
Рис. 48. Площадь лунки
в)	^2вС — усилия от давления в ка-
мере всасывания, действующего в сто-
рону нагнетания
Р2вс =	(De — ^2) Рве I
г)	Р2П—разгружающего усилия, дей-
ствующего от давления жидкости, под-
водимой к нижнему торцу винта из ка-
меры нагнетания,
Р2п = ^2Рн •
Осевое усилие от момента М и давле-
ние на гребень со стороны ведущего
винта взаимно уравновешиваются.
Суммируя действующие усилия, на-
ходим
₽2а = — [(в% —Рн + dlpi —
4
— (Dl — 4) Рве] — Zi [f2 + 7^ Рн + £2,
(99)
где g2 — вес ведомого винта.
При предварительных расчетах диа-
метры шеек винтов определяются из
равенства
— (D2 — d2) Рн — — dlpH ,
откуда
d2 —0,707De.
§ 15. Разгрузка винтовых
поверхностей нарезки винтов
Для снижения контактных напряже-
ний на винтовых поверхностях винтов
с профилями В применяются косозубые
шестерни (см. рис. 46).
72
Окружное усилие Рг в насосе распределяется между нарезками
винта и зубьями шестерен, согласно равенству осевых усилий Ра
и Ра. Поэтому из рис. 47 находим
p.a = Pa=p;tgp=p;tgpb
Р\ + P’l = Р1 ,
откуда
р;=—и Pi=—.	(юо>
i+ia 1+*ь
tg pi	tg р
Контактные напряжения в полюсе зацепления винтовых по-
верхностей нарезки винтов и шестерен определяются по формуле
асж = 0,4181/ раЕ^\	(101>
|/	Г sin а
Если осевое усилие на ведущем винте обозначить через Р1а>
то удельная нагрузка на поверхностях гребенчатого подшипника
будет равна (рис. 48)
<7 = 7^
/с
где
/с = Ре (2f — sin 27).
Глава V
МОЩНОСТЬ, ПОТРЕБЛЯЕМАЯ НАСОСОМ,
ВСАСЫВАЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ И ХАРАКТЕРИСТИКИ
§ 16. Полезная и гидравлическая мощность, к. п. д.
насосов
Мощность N, потребляемая насосом, расходуется на подачу Q
жидкости при полном перепаде давления Р, создаваемого насосом,
и на преодоление сил трения.
Действительная подача Q жидкости меньше расчетной геомет-
рической подачи Qr, определяемой по формулам табл. 6, вследствие
протечек q жидкости из полости нагнетания в полость всасывания
через зазоры и каналы в насосе, неполного заполнения рабочих
камер винтов и наличия воздуха и газов в жидкости.
Отношение действительной подачи Q к геометрической Qr на-
зывается объемным коэффициентом полезного действия и обозна-
чается через так что
=
Qr Q __ ।____ Q .
Q	Qr
(102)
Q — ^oQr*
Величина объемного к. п. д. т]0 зависит от перепада давления, вяз-
кости жидкости, величины каналов и зазоров в насосе и точности
изготовления деталей.
Действительная подача Q и полный напор Н (в метрах столба
подаваемой жидкости) определяет полезную мощность Nn, разви-
ваемую насосом и равную
Мп _ с = кв	(ЮЗ)
п 75	102	7
где Q, сыР/сек, у, кгс/см? и Н, м ст. жидк.
Если давление нагнетания равно рн кгс/см2, а давление на входе
в насос — рв кгс!см\ то полный перепад давления р = (рп—рв)
кгс/см2.
74
Так как напор Н — ст. жидк., то из формулы (103), при-
няв Q, м31час и р, кгс/см2, получим
Мп = ^л.
п 27	36,7
(104)
кет.
л. с
Отношение полезной мощности Nn к мощности 7V, потребляемой
насосом, есть полный к. п. д. насоса
=	= Qp = Qp
N 27Nac 36,7NKem
К. п. д. насоса характеризует его экономичность и является
одним из основных показателей качества конструкции. Гидравли-
ческая мощность Afr определяется геометрической подачей Qr и
перепадом давления р:
N = Or?- л. с. = кет.
27	36,7
(105>
(106)
Разность между потребляемой насосом мощностью N и гидрав-
лической Afr определяет мощность трения AfTp, а отношение
N N
(107)
называется механическим к. п. д. насоса.
Согласно формулам (102) и (106) произведение т]от]т равно
Qp Qp
= =
27Na.c.	36JNKetn
поэтому
=	(108)
Г10
Действительная подача Q, перепад давления р и потребляемая
мощность N определяются при испытании насоса, значения вели-
чин Qr, q, Nr, 2VTp, т]0, т] и находятся расчетным путем.
§ 17. Всасывающая способность винтовых насосов
Насосы должны обладать высокой надежностью в работе и обес-
печивать подачу жидкости при непрерывном и периодическом
действии.
Рабочий процесс винтового насоса можно разделить на три этапа:
а)	всасывание, при котором жидкость непрерывно переме-
щается по всасывающему трубопроводу;
б)	передача вращающимися винтами энергии подаваемой жид-
кости;
75
в) нагнетание, при котором жидкость удаляется из насоса
с давлением, необходимым для преодоления всех сопротивлений
в системе нагнетательного трубопровода.
На рис. 49 показана схема подачи жидкости винтовым насосом
по всасывающему и нагнетательному
Рис. 49. Схема установки для подачи жид-
кости насосом
трубопроводам из нижнего
резервуара с уровнем АА
в верхний с уровнем ЕЕ.
Непрерывная подача
жидкости по всасывающему
трубопроводу и поднятие
ее на высоту hB от уровня
АА до сечения I—I всасы-
вающего патрубка насоса
возможна только в том слу-
чае, если давление рв в се-
чение /—I будет больше
упругости рп паров жид-
кости. В противном случае
нарушится условие нераз-
рывности потока жидкости
во всасывающем трубопро-
воде, возникнет кавитация
и нормальная работа на-
соса прекратится.
При кавитации проис-
ходит вскипание жидкости
и выделение паровых и га-
зовых пузырей, впадины
винтов насоса заполняются
жидкостью не полностью,
подача насоса Q и потреб-
ляемая мощность N па-
дают. Возникающие пу-
зырьки пара и газов увле-
каются потоком жидкости
и переносятся в область
с более высоким давлением,
где они конденсируются.
Конденсация паров происходит со значительной скоростью,
и частицы жидкости, заполняющие полости конденсирующихся
пузырьков, стремятся к их центрам с возрастающей скоростью.
В момент завершения кавитации кинетическая энергия жидко-
сти переходит в давление, вызывающее местные гидравлические
удары, часто сопровождающиеся механическим разрушением ма-
териала винтов и корпуса насоса. При этом рабочий процесс в на-
сосе становится пульсирующим и прерывистым, вызывая сильную
вибрацию насоса.
76
Начальная стадия кавитации, ограниченная небольшой об-
ластью, не отражается заметно на подаче и внешне выражается
в полости всасывания в форме потрескивания, обусловленного ме-
стными гидравлическими ударами. Установить точно момент на-
чала появления кавитации трудно. Чем меньше число оборотов
насоса и больше вязкость перекачиваемой среды, тем менее заметен
переход из рабочей зоны в кавитационную; чем больше число обо-
ротов и меньше вязкость, тем более заметен переход.
Произведенные И. В. Заболотниковым и А. М. Васильевым [2]
Рис. 50. Влияние числа оборотов насоса
на кавитацию
исследования показали, что свободный воздух, содержащийся в пе-
рекачиваемой жидкости,
выделяется полностью,
даже если нет вакуума во
всасывающей камере на-
соса. Поэтому очень важно
обеспечить полную герме-
тичность всасывающей ли-
нии насоса и избежать
рециркуляции жидкости в
приемном баке, обеспечив
выделение воздуха из нее,
чтобы смесь воздуха и пе-
рекачиваемой жидкости
снова не попадала в насос.
Выделение паровой фа-
зы из жидкости начинается
с появления паровых пузы-
рей в том сечении всасы-
вающей камеры насоса или
всасывающего трубопро-
вода, где давление падает
до величины, при которой
начинается выделение первых пузырей и продолжается до сече-
ния с минимальным давлением в обойме насоса (в насосе
наибольшая часть сечения занята паровой фазой). Объем, занимае-
мый паровой фазой, определяется не только упругостью паров
перекачиваемой жидкости, но и осевой скоростью, формой всасы-
вающей камеры и размерами винтов.
Кавитация ограничивает число оборотов насоса, так как с
увеличением числа оборотов значительно возрастают гидравличе-
ские потери в насосе и чем они больше, тем при меньшем вакууме
во всасывающем патрубке наступает кавитация (рис. 50). Для лю-
бого отдельного типа насоса в зависимости от числа оборотов его
в минуту и определенной вязкости жидкости можно получить лишь
определенную высоту всасывания.
Применяя уравнение Д. Бернулли к уровню жидкости А А в
нижнем резервуаре А и сечению /—/ всасывающего патрубка
77
насоса (см. рис. 49), при условии равномерного распределения
скоростей в потоке всасывающего патрубка, получим
п2
P± = £^ + hB + ^+h	(109)
у • в ।	2	। то1
где ра—давление в приемном резервуаре Л, равное атмосфер-
ному давлению;
рв — давление в сечении I—I всасывающего патрубка;
/гв — геометрическая высота всасывания, м ст. жидк.,
vB — скорость жидкости в сечении I—I патрубка;
/гтв — сумма гидравлических потерь на пути всасывания,
м ст. жидк.
Вакуумметрическая высота всасывания //вак, представляющая
собой разность между давлениями ра и рв, по формуле (109) равна
v2
#вак = Ра 1 Рв- = hs +	+ hma м СТ. ЖИДК. (110)
На рис. 65 нанесена кривая ab допустимой высоты всасывания
#?ак двухвинтового насоса, подача которого равна Q = 1150 л/мин
при п = 1450 об/мин, по данным фирмы Leistritz. Кривая означает,
что при вязкости перекачиваемой жидкости, равной 5° Е, допусти-
мая вакуумметрическая высота всасывания составляет 6,8 м вод. ст.,
а при вязкости 300° Е только 3,8 м вод. ст. Кавитационная кривая
дана для случая, когда жидкость не содержит нерастворенного
воздуха.
При разработке сложных систем необходимо тщательно прове-
рить допустимую вакуумметрическую высоту всасывания. Особен-
но необходим расчет высоты всасывания при длинных всасываю-
щих трубопроводах с большим числом колен, изгибов, обратных
клапанов, задвижек, фильтров и др. с учетом вязкости жидкости.
Дросселирование на всасывании также отрицательно влияет на
работу насоса.
Основными факторами, определяющими вакуумметрическую вы-
соту всасывания при бескавитационной работе насоса, являются:
геометрическая высота всасывания йв, наличие воздуха и газов,
нерастворенных и растворенных в перекачиваемой жидкости, ско-
рость потока во всасывающей камере, вязкость и поверхностное
натяжение жидкости, число оборотов насоса, размеры и форма
всасывающей камеры насоса.
Если минимальное среднее давление в камере всасывания на-
соса обозначить через р1мин, то падение давления во всасывающей
камере насоса
ДЕ _ Рв Р1МИН
78
или после замены рв его выражением из формулы (109)
V2
(111)
При р1миа = рп, где р„ — упругость паров жидкости,
„2
= ----------------------В~.
Т	в тв 2g
На рис. 51, по данным И. В. Заболотникова, приведена зави-
симость упругости насыщенных паров цилиндрового масла 52 от
температуры, а на рис. 52 —
Рис, 51. Упругость насыщенных Рис. 52. Упругость паров цилин-
паров цилиндрового масла 52 дрового масла 52 в зависимости
от^°и отношения ип/иж
жание кавитации во всасывающей камере насоса должен быть
избыток давления р1мин над упругостью рп паров жидкости.
Процесс всасывания в винтовом насосе сопровождается перио-
дическим раскрытием и закрытием впадин винтов со стороны ка-
меры всасывания насоса, что создает неустановившийся характер
движения жидкости и сопровождается потерей энергии. По дан-
ным испытаний винтовых насосов [2], минимальное среднее дав-
ление р1мин во всасывающей камере насоса находится в сечении СС
на расстоянии s = (0,3 н- 0,5) S от начала профильной нарезки
и Д? от оси всасывающего патрубка (рис. 49 и 53). На участке вса-
сывающей камеры от сечения I—I до сечения СС имеют место по-
тери давления ДЛ от внезапного расширения потока жидкости,
79
изменения направления частиц жидкости, ударов их о поверхно-
сти винтов, ускорения частиц и др.
Наиболее опасным в кавитационном отношении надо считать
сечение СС, давление в котором рг должно быть больше упругости
паров Рп подаваемой жидкости при данной температуре.
Пренебрегая высотой Az и обозначив осевую скорость жидкости
в насосе через иос, для сечений I—I и СС можем написать
Рис. 53. Влияние числа
оборотов насоса на паде-
ние давления во всасы-
вающей камере насоса
-^ + —= -^ + -^ + ДЛ. (112)
7 2g 7 2g	V 1
Подставляя в формулу (112) вместо
V2
-у- + его выражение из формулы (109),
найдем
-^- = ^- + -^- + Дй + Атв + Лв- (ИЗ)
Положив Р1 = рп, получим
и2
£а^Р п = ^ + ДЛ + Лв + Лтв> (Н4)
i	2g
Максимальная вакуумметрическая вы-
сота всасывания
=	(115)
а допускаемая вакуумметрическая высота
всасывания должна быть
«<явак.макс.
Определение величины #вак. макс по формуле (115) встречает
трудности вследствие ограниченности данных о величине упруго-
сти Рп паров жидкостей и сред и потерь АЛ на всасывании насосов.
Поэтому расчетные величины подлежат проверке при испытании
насосов и построении кавитационных характеристик.
Напор //, создаваемый насосом, равен разности удельных энер-
гий подаваемой жидкости на выходе из насоса и на входе в него.
Из рис. 49 находим
и 7	' 2g *
Ев = — + — ,
7 2g
(Н6)
где рн — давление нагнетания и и„ — скорость в нагнетательном
патрубке насоса.
80
Поэтому полный напор
Н = Е„-Ев = ^-^ + ^^ + у,	(117)
а полное давление р = уН.
Напор, создаваемый насосом, определяется при испытаниях по
показаниям измерительных приборов. Если насос работает с под-
пором и давление ра в приемном резервуаре выше атмосферного,
применяются манометры, устанавливаемые в сечениях I—I и
7/—II (см. рис. 49). Если давление ра равно атмосферному, в се-
чении I—I всасывающего патрубка насоса устанавливается ва-
куумметр V.
Вакуум, замеренный в сечении 7—7,
Рвгк Ра Рв>
и абсолютное давление в этом сечении
Рв Ра Рвак*
Избыточное давление в сечении II—II
Рман Рн Ра»
и абсолютное давление в том же сечении
Рн Ра + Рман*
Поэтому при работе насоса без подпора в формуле (117) член
=Нман-/7вак)	(118)
а при работе с подпором
(И9)
Показания приборов приводятся к оси всасывающего патрубка на-
соса.
По данным А. М. Васильева [2], потери АЛ во всасывающей
камере насоса мало зависят от типа профилей винтов, но зависят
от размеров рабочих органов и режима работы и определяются по
формуле	9
и2
=	(120)
где С — условный коэффициент гидравлических сопротивлений
на пути всасывания в камере насоса
, _ 160,7 .
’ ~ Re0’714 ’
и
Re = -°^ г — число Рейнольдса (7?г — гидравлический радиус (м)
и v — кинематическая вязкость, м21сек).
4 О. А. Пыж и др.	81
Гидравлические радиусы 7?г насосов с эвольвентно-циклоидаль-
ными профилями А, В, С и D равны:
Профили винтов

А
в
с
D
0,129
0,125 г
0,244 г
0,158 г
Подставляя в формулу (120) вместо С его выражение из фор-
мулы (121), получим	113 017
Д/г = k	13 V°c'' -.	(122)
<	го,7
На рис. 54 для двухвинтовых насосов с эвольвентно-циклоидаль-
/ре \0,714
ными профилями А и В даны величины I—j	, а на рис. 55 —
г0’714 и . Для винтовых насосов с профилем D величину
ri’
/ре \0,714
I—j	следует увеличить в 1,16 раза.
Гидравлические потери Д/z м в камере всасывания тех же на-
сосов в зависимости от вязкости, осевой скорости уос и радиуса
гх начального цилиндра ведущего винта приведены на рис. 56.
Потери определены по формуле (120). Максимальная вакуумметри-
Рис. 55. Значения величин
г0,714 и 1/г0.714
Рис. 54. Влияние voz и вязкости жидко-
сти на величину (Ке/г1)0,714(профили А и В)
82
Вязкость,0 Е
Вязкость °[
. Вязкость^
жидкости
Рис. 56. Потери ДЛ в зависимости от иос и вязкости
4*
83
рическая высота всасывания НВак взаимно связаны, поэтому пред-
ставляется возможным получить формулу для определения макси-
мально допустимого числа оборотов насоса в зависимости от
^вак. макс’ коэффициента сопротивления в насосе Z и подачи Qr.
Согласно табл. 1 и 2 можем написать
Qr = k-^nr3 м3/сек, voc = k2nr м/сек,
где г— в метрах; коэффициенты kr и
Таблица 3
Коэффициенты k± и k2
k2 приведены в табл. 3.
Находим
Профиль/коли- чество винтов	^1	k2
А/2	0,50268	0,08333
В/2	0,05860	0,02667
. С/2	0,20665	0,05000
D/5	0,45295	0,05333
k2
=	(123)
А?/3
Из формулы (114)	имеем
„2	_,2
уос V"	Ci >	2g
ИЛИ	
V2 = ос	2g\P-^-hB-h •	J 1 +
(124)
Приравнивая правые части формул (123) и (124), находим
где Qr, м2/сек и g = 9,81 м/сек2.
Подставляя в формулу (125) вместо kr и k2 их значения, получим:
— насосы с профилем А
Ра Рп и ь
---;------а в — птв
п < 275L-
Ql/2(1 +cf*
— насосы с профилями В и D
|Ра Рп и ь
-----------— Г1тв
п < 512 1—-----------------------
Q,/2(l +03/1
(126)
(127)
84
И. В. Заболотников на основании испытаний ряда насосов с
циклоидальным зацеплением Imo, проведенных на нефтепродуктах
с вязкостью v от 4 до 100 ст., рекомендует принимать потерю во
всасывающей камере насоса при — = 0,3 равной
уос
Д/z = 1,15с-°—,	(128)
gdH
где v в ст., g = 981 см!сек\ da — наружный диаметр ведомого винта,
гж; уос — в м/сек,.
Коэффициент кавитации с в формуле (128) принимается равным:
— для насосов с острыми входными кромками обоймы
С = 440+ 185 — ,
' ^ос
— для насосов с закруг-
ленными кромками обоймы
с = 260 + 170— .
^ОС
На рис. 57 показаны кави-
тационные характеристики
насоса со скругленными и
острыми кромками обоймы,
по И. В. Заболотникову.
На рис. 58 приведена диа-
грамма И. В. Заболотникова
Рис. 57. Влияние формы входных кро-
мок обоймы на кавитацию насоса
1 — острые; 2 — скругленные
для определения гидравли-
ческих потерь АА во всасывающей камере насосов с цикло-
идальным зацеплением Imo.
Допустимая вакуумметрическая высота всасывания по И. В. За-
болотникову определяется из выражения
Нл™к = ^LP — Д/г—1,3^,	(129)
где Рбар — барометрическое давление;
рп — упругость насыщенных паров перекачиваемой жидкости.
В работе А. Е. Жмудь [3] по винтовым насосам с циклоидаль-
ным зацеплением Imo рекомендуется принимать минимальное дав-
ление рг в камере всасывания винтового насоса, обеспечивающее
заполнение впадин винтов без снижения подачи, равным рг =
= 0,20 -и 0,35 кгс/см?, а осевую критическую скорость, создавае-
мую перепадом давления рв — р± и соответствующую началу па-
дения подачи Q вследствие кавитации, равной
<13°)
85
где а = 0,75. Давление рх = 0,2 кгс/см2 относится к минималь-
ному содержанию примешанного воздуха и газов в подаваемой
жидкости, a рх = 0,35 кгс/см2 к обычно имеющему место. Опыты
проводились автором на масле марки Л с вязкостью (3—40) °Е.
Так как Qr = k-^nr3 м3/сек, voc = k2nr м/сек, то
v =	nl3Q'13 .
ос
80	60	40	^0 О 2	4	6	8
$,сл7	бод.ст.
Рис. 58. Номограмма для определения потерь А/z во всасываю-
щей камере насоса, по И. В. Заболотникову
Подставляя иос в формулу (130) и решая уравнение относительно
п, находим
п<— •	р°~0,35 V1,	(пр
Q> k 1	)
где Qr, м3/сек, g = 9,81 м/сек2, у, кгс/см3\ рв, кгс/см2.
Применительно к насосам с профилями А, В и D формула (131)
имеет вид:
— насосы с профилем А:
п < — (—0,-35\3/.^	(J 32)
К 7	/
— насосы с профилями В и D:
330 М.-0.35'3.,	(133)
Q V 1 I
На рис. 59 показаны кавитационные характеристики пятивин-
тового насоса ТМН-4/А с профилями D, испытанного на масле
86
марки 46Т при разных числах оборотов и разных вязкостях, а
на рис. 60 — кавитационные характеристики двухвинтового топ-
ливного насоса ТНН-4 с профилями В, испытанного на флотском
мазуте при п = 2900 об/мин и рн = 42 кгс!см2.
На рис. 61, по каталожным данным фирмы Leistritz, изображена
диаграмма для определения Яв°к в зависимости от числа оборотов
насоса, хода винтовой нарезки и вязкости среды (в °Е) для жид-
костей, свободных от воздуха.
При изменении режима работы насоса приближенные значения
Ява" следует определять согласно ГОСТ 10056—62 по формулам:
при изменении числа оборотов
ч::,+2)--v(7-hx);	(«А
при изменении вязкости
Н*™ =	—	(135)
вак I бар у t 1	) v I	вак I ’	'	'
где Ht — давление насыщенных паров перекачиваемой жидкости
при температуре /°, в м вод. ст.
Расчет Н*™ . следует производить последовательно по форму-
лам (134) и (135), а значения Яв°к принимать по результатам пре-
дыдущего расчета.
Движение жидкости в потоке всасывающего трубопровода
должно, по возможности, находиться в ламинарной зоне согласно
выражению
Re = — < 2320,
d — диаметр всасывающего трубопровода,
7,6Е° (1—ЕО1/з) 2/ /с,о	~	.
v =-------------— жчсекуЕ —вязкость в градусах Энглера).
Желательно, чтобы насос имел отдельный всасывающий трубо-
провод большого диаметра и по возможности малой длины, без
резких изгибов, угловых задвижек и клапанов, уложенный отлого
во избежание воздушных мешков. Диаметр трубопровода не обя-
зательно должен быть равен диаметру всасывающего патрубка на-
соса, в этом случае применяется конический переход у насоса.
Фильтры на всасывающей линии не должны создавать воздушных
мешков, а их сопротивление должно быть незначительным. Внут-
ренний радиус загиба трубопровода следует принимать больше
диаметра трубы, г > d, чтобы увеличение скорости при повороте
потока не вызывало разрежения, ведущего к выделению газовых
пузырей, которые потом не растворяются в жидкости, а поступают
в насос и вызывают кавитацию. Дросселирование жидкости на
87
Рис. 59. Кавитационные характе-
ристики насоса ТМН-4/А
Рис. 60. Кавитационные характеристики на-
соса ТНН-4
Нзс, м cm. жидк.
Рис. 61. Номограмма для определения по данным фирмы Leistritz (действительно для среды, свобод-
ной от воздуха)
всасывании ухудшает работу насоса и снижает допустимую ва-
куумметрическую высоту всасывания. На рис. 62 показано влияние
расположения обратного клапана на всасывающем трубопроводе
на вакуумметрическую высоту всасывания Нвак.
Масляная цистерна (бак) должна иметь большие размеры и
хорошую вентиляцию при кратности циркуляции
— ^!час_ = Ю-н 15 максимумам.
Л13	J
Возврат масла в баке должен быть удален от слива (рис. 63)
во избежание рециркуляции. В этом случае при переходе через
Рис. 62. Влияние расположения обратного клапана на Явак
. Бескавитационная высота всасывания #вак: без обратного клапана —
6 м; обратный клапан на расстоянии 10d от насоса — 5 м; обратный кла-
пан у насоса — 4,4 м. 1 — обратный клапан
сливную трубу воздух из масла успеет выделиться. При низком
уровне масла в баке воздух не успевает выделяться и его смесь
с маслом вновь поступает в насос. Бак — единственное место, где
воздух может выделяться из масла. Пенообразование ведет к по-
явлению шума в насосе и снижает смазывающие свойства масла.
Для данного насоса необходимо соблюдать при эксплуатации высоту
всасывания, которая рассчитывается для масла, свободного от
воздуха.
Сопротивление трубопровода (в м ст. жидк.) определяется по
формуле
(136)
d 2g ’
где I — длина трубопровода, м\
d — внутренний диаметр трубы, м\
Q /
v = — м/сек\
F
g = 9,81 м!сек?\
.	64
л = — для ламинарного потока,
Re
а =-----------—=-----------в турбулентной области.
[2,0 lg (Re ]А)-0,82]
90
Сопротивление фасонных деталей:
Колено 45° эквивалентно трубе длиной 15 d
Погиб 90° эквивалентен	»	»	25 d
Задвижка эквивалентна	»	»	8 d
Тройник эквивалентен	»	»	60 d
Угловой вентиль »	»	»	175 d
Запорный клапан »	»	»	300 d
Пример. Дано Q = 14,4 м3/час = 4 л/сек, внутренний диаметр тру-
бопровода 80 мм, длина его I = 20 м, вязкость среды 50° Е, геометрическая
высота всасывания hB = 1,5 м; на трубопроводе четыре колена 45°, два
загиба 90° и один фильтр на всасывании с сопротивлением 2 м. Общая длина
труб, включая сопротивление фасонных деталей, Z = 20 + 0,08 • 4-15+
+ 0,08-2-25 = 28,8 м. Скорость жидкости в трубе
ВЯЗКОСТЬ V =
0,004
0,005
м/сек\
10е
= 0,00038 м2/сек-,
0,8-0,08
0,00038
Re = -^_
— 170 (ламинарный поток);
х = _6£ = _64_ = 0)38.
Re 170
Сопротивление трубопровода
^-тв — 0,38
28,8-0,82
0,08-2-9,81
4,35 м.
Рис. 63. Схема слива, вентиляции
и всасывания в приемном баке
Данные о вязкости и удельном весе масел и мазута, номограммы
для определения скорости и потери давления в трубопроводе даны
в Приложении III.
§ 18. Характеристики насосов
Винтовые насосы проходят испытания на стендах для проверки
надежности конструкции и соответствия их техническому заданию.
Первый насос каждой новой серии испытывается по специальной
программе с целью всесторонней проверки его и в случае необхо-
димости внесения конструктивных изменений. При испытании на-
сосов определяются: фактическая подача насоса Q, мощность на
валу насоса N, полное давление р, создаваемое насосом, вакууммет-
рическая высота всасывания Нвак, вязкость и температура пере-
качиваемой жидкости, число оборотов в минуту, уровень воздуш-
ного шума и звуковых вибраций, область кавитации. На основании
91
Рис. 64. Характеристика масляного на-
соса ТМН-150 (Q = 150 m/час, п =
= 3000 об/мин)
полученных данных составляются характеристики насосов в виде
диаграмм, представляющих зависимости Q = (рН) Явак, п, v),
N = /2 (Q, Рн, я, v) и значения коэффициентов полезного дей-
ствия Т]о, У\т и Т).
На рис. 64 показана характеристика пятивинтового насоса
ТМН-150 отечественного производства с эвольвентно-циклоидаль-
ным профилем винтов D (см. рис. 17), испытанного на масле с вяз-
костью 5° Е при вакуумметрической высоте всасывания 7/вак =
= 305 мм рт. ст. и п =
= 3000 об/мин. Характери-
стика дает представление
о подаче насоса Q, мощности N
на валу насоса и коэффициен-
тах полезного действия т}0 и
т] при разных давлениях на-
гнетания рн.
На рис. 65 приведены
характеристики двухвинто-
вого насоса низкого давления
с эвольвентно-циклоидаль-
ными профилями А, по дан-
ным каталога фирмы Leistritz,
испытанного на масле с раз-
ной вязкостью при и =
= 1450 об/мин, и разных
давлениях рн. Конструкция
насоса показана на рис. 3.
Из характеристик видно, что
с увеличением вязкости пере-
качиваемой жидкости полез-
ная мощность насоса и пол-
ный к. п. д. его снижаются.
Кривая ab характеризует допустимую вакуумметрическую высоту
всасывания насоса.
На рис. 66 показана характеристика трехвинтового насоса
среднего давления (DrH-1200) с циклоидальными профилями Imo,
по данным каталога фирмы Allweiler, конструкция которого пред-
ставлена на рис. 113. Число оборотов насоса п = 1450 в минуту.
Уменьшение полного к. п. д. насоса при увеличении давления на-
гнетания и уменьшении вязкости перекачиваемой жидкости объяс-
няется снижением объемного к. п. д. т}0 вследствие увеличения
протечек q.
На рис. 67 показана характеристика двухпоточного насоса
W7, по данным каталога фирмы Bornemann, при п = 1500 обо-
ротов в минуту, конструкция которого представлена на рис. 5.
При определении полного к. п. д. насоса мощность А/, потребляе-
мая насосом, принята равной мощности электродвигателя, ука-
92

занной в каталоге. Если Л/Дв » 1,1 Л/, к. п. д. следует увеличить
в 1,1 раза.
На рис. 68 дана характеристика топливного насоса ТНН-12
отечественного производства с приводом от паровой турбины, ис-
пытанного на мазуте с вязкостью 30° Е. Число оборотов насоса
2900 в минуту, вакуумметрическая высота всасывания Яаак =
= 450 мм рт. ст. Винты имеют эвольвентно-циклоидальные про-
Рис. 67. Характеристики насоса W7 фирмы Bornemann
Характеристика двухвинтового насоса типа 66/2В1 фирмы
Briickner—Canis с эвольвентно-циклоидальными профилями В для
подачи топлива с вязкостью 1,5	20° Е при давлении нагнетания
до 50 кгс/сек? и п = 2600 об/мин дана на рис. 69.
На рис. 70 показано изменение полного к. п. д. насоса типа
66/2В1 фирмы Briickner—Canis от числа оборотов при заданной
вязкости подаваемой жидкости.
Основными потерями в винтовых насосах являются объемные
Q
потери q, учитываемые объемным к. п. д. насосов = — » и по’
Q г
тери от трения А/тр, учитываемые механическим к. п. д. = — .
94
насоса ТНН-12
Объемные потери q состоят из протечек подаваемой жидкости
через каналы и зазоры в насосе из камеры нагнетания в камеру
всасывания и потерь от неполного заполнения впадин винтов в ка-*
мере всасывания.
Объемные потери зависят от формы профилей винтов, конструк-
ции насоса, давления нагнетания, вязкости подаваемой жидкости,
величины зазоров, точности обработки и сборки насоса. Они сум-
мируются из протечек через зазоры между замкнутыми камерами
винтов, между наружными ,поверхностями винтов и расточками
в корпусе и через зазоры
в подшипниках. Объемные
потери q определяются опыт-
ным путем при бескавита-
ционной работе насоса и при
условии, что подаваемая жид-
кость не содержит воздуха и
газов.
Большое влияние на ве-
личину протечек оказывает
давление нагнетания рн и вяз-
кость подаваемой жидкости.
Изменение числа оборотов
насоса при постоянных рн
и вязкости практически не
влияет на величину протечек.
На рис. 71 показаны
объемные потери q, л/мин
в насосе DrH-850 высокого
давления фирмы Allweiler
с циклоидальными профи-
лями Imo при разных числах оборотов, давлении нагнетания
рн = 80 кгс/см2 и разных вязкостях подаваемой среды. Из рис. 71
следует, что в диапазоне оборотов 900—2900 в минуту при задан-
ной вязкости объемные потери постоянны. Поэтому при изменении
спецификационного числа оборотов п насоса в минуту на nL и по-
стоянных р и вязкости можем написать:
<7, = <7> Qr( = Qr^>
Qi — Qri ~~ — 1 —
Чг
Q< = Qr[^--(1-tjo)];
Чч = 1 — (1 — Vo)^~-
(137)
95
о
.с
Рис. 70. Зависимость г] насоса 66/2В1
от числа оборотов и вязкости при
рн = 40 кгс/см2, Нвак = 7 м ст. жидк.
При постоянной вязкости подаваемой жидкости, по данным нс
пытаний, протечки пропорциональны перепаду давления, так что
— = — , qi = q—> Qi = Qr — Qi',
qt Pi ’	v P
Qi = Qr[l - (1
(138)
Рис. 71. Зависимость утечек 70т числа оборотов и вязкости
в насосе DrH-850 при рн = 80 кгс!см2
На рис. 72 приведена диаграмма для определения объемного
к. п. д. насосов при изменении р и п по формулам (137) и (138).
Большое влияние на величину объемных потерь q имеет вязкость
подаваемой жидкости.
На рис. 73 представлена зависимость объемных потерь q л!мин
и к. п. д. т]0 от вязкости жидкости при рн = 5 -н 15 кгс/см2, в двух-
винтовом насосе с эвольвентно-циклоидальными профилями А
винтов, по данным каталога фирмы Leistritz. Подача насоса Q =
= 1150 л/мин, п = 1450 об/мин. Из рис. 73 следует, что объемные
потери при данном рн обратно пропорциональны вязкости и умень-
шаются с увеличением ее.
Отношение kq =	= f(^E{, °EZ) для этого случая в диапа-
зоне вязкостей 5—300° Е представлено на рис. 74. Величина q
соответствует спецификационному (исходному) режиму работы
насоса на жидкости с вязкостью °Е!, a qf — при работе на той же
жидкости с вязкостью °EZ:
при °Er = °Et, k = 1;
»	< °EZ, kq > 1;
» °Е± > °EZ, kq < 1.
97
Рис. 72. Изменение коэффициента подачи т]0 при измене-
нии числа оборотов и давления подачи
Рис. 73. Зависимость утечек q и к. п. д. т]0 от давле-
ния нагнетания и вязкости в двухвинтовом насосе
фирмы Leistritz
98
Рис. 74. Коэффициент kq = — насоса низкого давления
Qi
фирмы Leistritz
Рис. 75. Зависимость утечек q и от давления нагнетания
и вязкости в насосе DrH-1200 фирмы Allweiler
99
На рис. 75 дана зависимость q и т]0 от вязкости жидкости bj
трехвинтовом насосе 7)гЯ-1200 с циклоидальными профилями?
Imo (см. рис. 4), а на рис. 76 — значения коэффициента kq. Подача
насоса Q = 1170 л/мин, п = 1450 об/мин.
В диапазоне вязкостей 5—300° Е объемные потери q в этом слу-
чае с достаточной точностью удовлетворяют формуле
Коэффициенты kq двухвинтового насоса типа 66/2В1 с эволь-
вентно-циклоидальным профилем В винтов фирмы Bruckner—Canis
представлены на рис. 77. Подача насоса Q = 12,5 м?/час, п =
= 2600 об/мин.
Из приведенных данных следует, что объемные потери q у вин-
товых насосов с циклоидальными профилями Imo меньше, а объем-
ные к. п. д. т]0 больше, чем у насосов с эвольвентно-циклоидальными
профилями.
При изменении спецификационной вязкости QE1 подаваемой
жидкости на данном режиме на вязкость °Et при рн = const, со-
гласно приведенным данным, можно принять
7]Ol. = 1 — (1 — 7J0) -1- .
k4
100
По ГОСТ 10056—62 для определения подачи насоса при изме-
нении вязкости на заданном режиме рекомендуется формула
Qi = Qr[l - (1 -,	(141>
где vz — в стоксах.
Потери от трения Л/тр в винтовых насосах, снижающие к. п. д.,.
как и объемные потери, зависят от конструкции и размеров насоса,
зазоров, числа оборотов, давления подачи рп, вязкости подаваемой
жидкости, точности исполнения
и сборки.
На рис. 78 показана вели-
чина потерь Л/тр в двухвинтовом
насосе фирмы Leistritz с эволь-
вентно-циклоидальными профи-
лями А винтов при п = 1450
об/мин, конструкция которого
приведена на рис. 3. Из рис. 78
видно, что при постоянном числе
оборотов и заданной вязкости
потери от трения мало зависят
от перепада давления, создавае-
мого насосом.
Аналогичная зависимость
дана на рис. 79 для трехвин-
товых насосов высокого давле-
Рис. 77. Коэффициент kq насоса
66/2 В1 фирмы Bruckner — Canis
(Q = 12,5 м?!час, ри = 50 кгс/см2)
ния фирмы Allweiler с циклоидальными профилями винтов Imo
при числе оборотов п = 1450 в минуту.
По данным характеристик винтовых насосов из рис. 80 при
постоянном числе оборотов и постоянной вязкости получим
=Nrp0+ (tfTp-A\p0)	= А?тр - yvTP0 (l -	. (142>
где Л/тр0, Л/тр и A/TpZ — потери от трения при перепадах давления?
Р = 0, р и
Из формулы (142) находим
Njpi	/Vip —-
Л7 _	Р
Р
Вследствие малого влияния перепада давления на потери от
трения, для приближенных расчетов принимают
Nlpi = ЛГтр = (N- Nr) = Nr -1) ,
где т]0 и т] — объемный и полный к. п. д. насоса на спецификацион-
ном (исходном) режиме.
101
Рис. 79. Потери WTp в трехвинто-
вом насосе DrH-850 фирмы
Allweiler
Рис. 80. К определению потерь
трения при изменении напора
102
В этом случае мощность, потребляемая насосом, при изменении
перепада давления р на pt и постоянных п и v будет равна
ДО. = JV.4-jV -- ®rPi 4- (ла____
‘	/V^ + JVTP 36,7^36,7^'1	)
или
= <W1 + pL — А-Р-1 кв/п.	(143)
1 36,7 L \	) Pi J
Большое влияние на величину потерь имеет число оборотов п
насоса. На рис. 81 показана величина потерь от трения Л/тр в за-
Рис. 81. Зависимость Л/тр от
числа оборотов и вязкости у пя-
тивинтового насоса фирмы Lei-
stritz (Q = 160 м?1час, п =
= 2670 об/мин)
Рис. 82. Зависимость Л/Тр от числа обо-
ротов и вязкости у насоса DrH-1200
фирмы Allweiler (Q = 1150 л/мин,
п = 1450 об/мин)
И ВЯЗКОСТИ жидкости в пятивинтовом
висимости от числа оборотов
насосе низкого давления фирмы Leistritz при ри = 4 кгс/см2. Винты
насоса имеют эвольвентно-циклоидальные профили D и наружный
диаметр 87 мм. Подача насоса Qr = 2670 л/мин.
На рис. 82 та же зависимость дана для трехвинтового насоса
среднего давления фирмы Allweiler при рн = 0 (рис. 4). Винты
имеют циклоидальные профили Imo.
В соответствии с данными испытаний винтовых насосов прини-
мают, что потери от трения с изменением числа оборотов насоса,
при постоянной вязкости и перепаде давления, связаны зависи-
мостью	. .	/ХЗ/ /
ГОСТ 10056—62 для приближенных расчетов рекомендует при-
нимать	..	7x3,
= (т у/-2
п I •
^тр
103
Поэтому при изменении числа оборотов насоса п на щ и постоян-
ных р и v потребляемая насосом мощность	1
Рис. 83. Зависимость iVTD у насоса
DrH-850 фирмы Allweiler
(144)
Влияние вязкости пода-
ваемой жидкости на потери
трения в трехвинтовом на-
сосе DrH-850 высокого
давления фирмы Allweiler
показано на рис. 83 при
разных числах оборотов и
давлениях, в диапазоне
вязкостей 5—100° Е. С по-
вышением вязкости сущест-
венно увеличиваются по-
тери от трения и потреб-
ляемая насосами мощность.
Обозначив отношение
для расчета потребляемой
насосом мощности, при
изменении вязкости и по-
стоянных р и /г, получим
формулу
Nt = Nrl + N,pi =
Таблица 4
Длины нарезанной части винтов
с эвольвентно-циклоидальными
профилями
Число винтов	Про- филь	Рн, кгс/см2	Число I осевых шагов нарезки
2	А	< 15	3,5
5	D	<10	3,5
2	В	До 80	3,5
2	В	До 200	6,5
-Зб5[1+(^-1МКвт-
(145)
Частные значения
С
°Е •
для разных отношений —-
°Е
приведены для насосов
фирм:
Leistritz, насос двух-
винтовой, Q = 1150 л!мин,
п — 1450 об/мин на рис. 84.
104
Allweiler, насос трехвинтовой, Q = WbQ л/мин, n = 1450 об/мин
на рис. 85.
ГОСТ 10056—62 для трехвинтовых насосов с циклоидальными
профилями Imo дает следующую формулу для расчета потребляе-
мой мощности при переменной вязкости и постоянных р и и:
N‘ = ^7 Г1 + fr -1) Кв'П' (И6>
где относится к новому режиму работы насоса. Кинематическая
вязкость v принимается в стоксах.
Для уменьшения объемных потерь q при высоком давлении по-
дачи рн увеличивают длину профилированной части винтов с целью
получить несколько ступеней давления за счет создания двух и
более замкнутых камер между всасывающей и нагнетательной по-
лостями (см. табл. 4). Допуская, что полный перепад давления
подачи распределяется в этом случае равномерно между замкну-
тыми камерами, расположенными последовательно, получим, что
протечки q насоса при общем перепаде р будут такими же, как и
в насосе с одной камерой при давлении подачи р/т, где т — число
замкнутых камер.
С увеличением длины винтов возрастают и потери от трения,
что надо принимать во внимание при выборе мощности приводного
двигателя. Для снижения потерь рекомендуется тщательная об-
работка винтов.
105.
Другим средством уменьшения объемных потерь q и повышения
к. п. д. насоса является уменьшение зазоров в зацеплении, между
винтами и корпусом и в подшипниках, минимально допустимую
величину которых следует выбирать с учетом температурных рас-
ширений и точности обработки деталей, так как назначение весьма
малых зазоров приводит к заеданию винтов в подшипниках и вы-
ходу насоса из строя.
При изменении режима работы насоса по числу оборотов, вяз-
кости и перепаду давления пересчет производится последовательно
по формулам (137), (138), (141), (144) и (146).
Глава VI
КОНСТРУКЦИЯ ВИНТОВЫХ НАСОСОВ
С ЭВОЛЬВЕНТНО-ЦИКЛОИДАЛЬНЫМ ЗАЦЕПЛЕНИЕМ
§ 19. Общие сведения о конструкции винтовых насосов
Винтовые насосы применяются в промышленности для подачи
как неагрессивных жидкостей, обладающих смазывающими свой-
ствами, так и агрессивных, не обладающих этими свойствами. В пер-
вом случае перекачиваемая жидкость служит для смазки зацепле-
ния винтов и подшипников насоса, которые располагаются внутри
корпуса. Во втором случае применяются выносные подшипники и
синхронизирующие шестерни, расположенные снаружи корпуса,
с автономной смазкой, обеспечивающие двухсторонний зазор в за-
цеплении винтов и между винтами и обоймой корпуса насоса.
Насосы изготовляются с горизонтальным и вертикальным рас-
положением винтов. При горизонтальном расположении винтов
корпус насоса и приводной двигатель устанавливаются на общую
раму. Насос с вертикальным расположением винтов имеет проме-
жуточный фонарь, к верхнему фланцу которого присоединяется
привод. На рис. 86 показан общий вид судового топливного насоса
с турбоприводом, установленного на фундаменте вертикально.
Винтовые насосы можно располагать отдельно от цистерны и
бака или погружать всасывающей частью корпуса в бак, запол-
ненный перекачиваемой жидкостью.
Насосы могут быть с осевым или боковым всасыванием, нере-
версивные и реверсивные, а по числу винтов — двух-, трех- и
пятивинтовые.
На рис. 87 приведены каталожные данные двух-, трех- и пяти-
винтовых насосов фирмы Leistritz с внутренними подшипниками
для подачи жидкостей, обладающих смазочными свойствами. В за-
висимости от величины напора подаваемой жидкости насосы раз-
делены на четыре группы: низкого давления с напором до 10 сипи,
107
среднего давления 10—35 ати, высокого давления 35—80 ати и
•сверхвысокого давления 80—200 ати. Числитель дроби на рис. 87
обозначает наружный диаметр винтов, а знаменатель — ход S
винтовой поверхности нарезки в миллиметрах. Буквой F обозна-
чены пятивинтовые насосы низкого давления, применяемые фирмой
для производительности Q > 5000 л/мин. В остальных случаях
применяются двухвинтовые
насосы с профилями винтов
А и В. Число оборотов
насосов, за исключением
насосов сверхвысокого дав-
ления, принято равными
1450 в минуту, а подача Q
дана для вязкости перека-
чиваемой жидкости 10° Е.
Число оборотов насосов
сверхвысокого давления
и= 2950 об/мин.
На рис. 88 приведены
данные той же фирмы по
насосам с внешними под-
шипниками для подачи
жидкостей, не обладающих
смазочными свойствами при
давлении подачи до 15 ати.
Число оборотов насосов
и = 1450 об/мин, вязкость
подаваемой жидкости 10°Е.
Осевые скорости при
подаче жидкостей, не обла-
дающих смазочными свой-
ствами, приняты уос =
= 0,45 н- 0,8 м/сек, а при
подаче масел — в насосах
низкого давления 1 —
Рис. 86. Топливный судовой турбонасос 5,5 м/сек, среднего давле-
(Q = 23 м3/уас’35	об/мин, р(1 = ния qj — 3,6 м/сек^ ВЫСО-
с см '	кого и сверхвысокого дав-
ления 0,7 — 2,3 м/сек.
Широкое применение нормализации и унификации конструк-
тивных узлов при небольшом числе типовых деталей позволяет
получить большое количество вариантов конструкций путем сое-
динения отдельных элементов.
В табл. 5 приведены данные о двух- и пятивинтовых насосах
отечественного производства. Первые предназначены для подачи
топлива при высоком давлении, а вторые — смазочного масла при
давлении до 15 кгс/см2.
108
10000 d?, л/мин 5000 9000 3000 2000 1000 500 ООО 300 200 100 50 10 30 20 10.					
	7	'7 140/204--			—		
			же*						
					
		'210			
					
	190/196 126/216-"" 	126/180				
					
	IUb/160 .	1OJ/.1SQ		—112/150—		
	—	<У£/132 —				
			J2/190				
	- 82/114_^		18/132—	112/95	—
	70/118 •		~/96		. 08/116	98/88'	
	—-°—	62/109		— 78/106—-. -	72/96	88/78	
	~—	-°2/72		 						06/88	78/70	52/48 52/38—
				72/62	
	~—	js/eg 			58/76 ~ -52/70		66 A о	
					58 An -i	/б/90^/
		—JfO/66				
	:— 	4o/^—~	,		_52/bp		92/36-
				^~52/9fi	
				30/59		~=V/50 —			36/32
					
	—		—^J/P/92 ~	'			^/2/36	30/28
					
			—^22/^2	^36/32^ ^30/28-	30/20
			^^20/92^ 30/9D		26/20
			——Z/L/ co			
fi L	—				
					
					
					— 20/16
35	80 „	200
р, ати.
Рис. 87. __Область применения двух- и пятивинтовых насосов для
жидкостей, обладающих смазочными свойствами, по данным фир-
мы Leistritz
109
Рис. 88. Область применения двухвинтовых насосов-,
для жидкостей, не обладающих смазочными свой-
ствами, поданным фирмы Leistritz
110
Таблица 5
Характеристики пяти- и двухвинтовых насосов отечественного производства
Элементы характеристик	Обозна- чение	Пятивинтовые насосы с профилями винтов D								Двухвинтовой насос с про- филями вин- тов В
		ЭМ—50	ЭМ—70	ЭМ—100	ЭМ—100	ЭМ—125	ЭМ—150	ЭМ—150	ЭМ—200	
										ЭН-10
Перекачиваемая жидкость			 Масло									Мазут
Подача	Q, т/час	50	70	100	100	125	150	150	200	10
Давление нагнетания	рн, кгс/см2	11	7,5	11	4	4,5	4	11	4,5	42,0
Высота всасывания	Т_Т овак м. в. с	5	4	3	4	3	4	3	4	6
Число оборотов	п, об/мин	2900	2925	2895	3000	3000	2925	2900	2895	3000
Радиус начальной окружности винтов	г, мм	26	27,5	30	30	32,5	35	35	40	27,5
Расстояние между осями	Л, мм	52	55	60	60	65	. 70	70	80	55
Ход винтовой поверхности	S, мм	83,2	88	102	96	110,5	112	119	120	44
Длина профилированной части винтов	В, мм	168	140	204	155	221	180	204	240	132
Осевая скорость жидкости	vo с м!сек	4,16	4,29	4,93	4,8	5,53	5,46	5,8	5,85	2,2
Мощность, потребляемая насосом	N, кет	32		58,5	20,5	35	35	90,5	58,5	23
Объемный к. п. д.	^0	0,85	0,89	0,86	0,94	0,93	0,94	0,86	0,93	0,91
Диаметр шейки винта	d2, мм	42	46	50	50	48/63	56	52/68	65	46
Диаметр пяты	dn, мм	75	80	85	85	100	100	ПО	100	80
§ 20. Конструкция пятивинтовых насосов отечественного
производства
Отечественная промышленность изготовляет пятивинтовые на-
сосы Q = 50н-250 м?!час для подачи турбинного масла при давле-
нии подачи, не превышающем 10—11 кгс/см2. Преимущества пяти-
винтовых насосов перед трехвинтовыми типа Imo с циклоидальным
зацеплением при прочих равных условиях, за исключением к. п. д.
и //вак всасывания, следующие: меньшие габариты и вес, меньший
диаметр винтов, малая высота профилей нарезки и надежная работа
при подаче жидкостей, благодаря гарантированному зазору между
винтами и обоймой корпуса.
Циклоидальный профиль зацепления винтов не может переда-
вать значительного окружного усилия при малом угле подъема
нарезки, который у насосов типа Imo классической конструкции
(по этой причине) принят % = 46°4Г43", а ход винтовой линии
S = ^d„.
3 н
Наличие эвольвентного участка на силовой стороне эвольвентно-
циклоидальных профилей позволяет передавать значительные ок-
ружные усилия, что дает возможность применять меньшее значение
угла подъема нарезки, который по условиям контактной прочности
у пятивинтовых насосов принят равным X = 26О59'22", при ходе
винтовой поверхности S = 1 fid = l,29De. Так как осевая скорость
подачи жидкости уос = Sn/60, а по условиям бескавитационной
работы насоса она не должна превышать определенной величины
для заданной вязкости и вакуумметрической высоты всасывания,
то при заданной подаче Q число оборотов винтовых насосов с эволь-
вентно-циклоидальными профилями может быть выше, чем у на-
сосов с профилями Imo.
Таблица 6
Сравнительные данные чисел оборотов и наружного диаметра винтов
насосов с эвольвентно-циклоидальными профилями и профилями Imo
Профиль винтов насоса	Общее число винтов	Ход винтов насосов т о 10 Imo S =	d» 3 н		Ход винтов насосов 5 Imo'. S — — du 3	
		число оборотов в минуту	наружный диаметр винтов	число оборотов в минуту	наружный диаметр винтов
Imo	3	п	Ве ведущ	п	De велУщ
А	2	1,468л	0,8947),	0,734л	0,9090,
В	2	2,771л	0,745Z),	1,386л	1,0830, 
С	2	2,025л	0,7457),	1,012л	0,8780,
D	5	2,722л	0,5517),	1,361л	0,5690,
112
По ГОСТ 10056—62 трехвинтовые насосы с циклоидальными
профилями Imo предусматриваются в двух исполнениях: с ходом
винтовых поверхностей винтов S = 10/3dH и S = 5/3dH, где dH —
диаметр начального цилиндра. Сравнительные данные чисел обо-
Рис. 89. Общий вид пятивинтового насоса (Q = 150 m/час, п= 2950 об/мин)
ротов п и наружного диаметра De винтов насосов с эвольвентнс-
циклоидальными профилями и профилями Imo при равенстве подач
Q и осевых скоростей уос приведены в табл. 6.
Из таблицы следует, что почти во всех случаях насосы с эволь-
вентно-циклоидальными профилями имеют меньший наружный
диаметр De винтов и более высокое число оборотов, чем насосы
с профилями Imo.
5 О. А. Пыж и др.
113
Для подачи Q = 200 м3!час масла с вязкостью 4—10° Е, при
вакуумметрической высоте всасывания Нвак = 4s-5 м вод. ст.
и осевой скорости иос = 5,5 м/сек, пятивинтовые насосы отечест-
венного производства имеют число оборотов п = 3000 в минуту.
На рис. 89 показан общий вид пятивинтового электронасоса
отечественного производства для подачи Q = 150 m/час при п —
Рис. 90. Общий вид пяти-
винтового погружного на-
соса (Q = 125 m/час, п =
= 2950 об/мин)
Рис. 91. Продольный разрез пятивинтового
погружного насоса (Q — \2Ъ m/час, п = 2950
об/мин)
= 2950 об/мин с вертикальным расположением винтов и боковым
всасыванием.
Электродвигатель 1 и корпус насоса 6 с крышкой 5 присоеди-
нены к верхнему и нижнему фланцам промежуточного фонаря 4,
внутри которого расположена соединительная муфта 7. Амортиза-
торы 3 установлены между фундаментом насоса и верхним фланцем
фонаря для снижения уровня вибраций, передающихся от насоса
на фундамент.
114
Предохранительно-перепускной клапан 9 расположен на кор-
пусе насоса и при открытии его перекачиваемая жидкость сливается
в цистерну. Клапан может устанавливаться как с правой, так
и с левой стороны корпуса. Приборная доска 2 с манометром и ва-
куумметром при помощи пружинных амортизаторов 8 установлена
на верхнем фланце промежуточного фонаря.
Продольный разрез этого насоса показан на рис. 1. Секция
винтов насоса гидравлически неполностью уравновешена и дейст-
вующее на нее осевое усилие воспринимается пятой 9 ведущего
винта, опирающегося на подпятник 10. Уплотнение 17 ведущего
винта торцевое с шариковым клапаном 16, поддерживающим за-
данное давление в камере сальника.
На рис. 90 и 91 даны общий вид и продольный разрез пятивин-
тового насоса погружного типа производительностью Q = 125тЛ/ог,
п = 2950 об/мин с осевым всасыванием.
Подаваемая жидкость всасывается в приемный патрубок С и че-
рез окна а в нижней части корпуса и окна b в верхней части поступает
в нагнетательный патрубок D, расположенный в крышке насоса,
к верхнему фланцу которой присоединяется электродвигатель.
Слив протечек от верхних подшипников производится в цистерну.
Уплотнение ведущего винта — винтовой отражатель.
Камера Е в нижней крышке насоса соединена с нагнетательной
полостью насоса В и всегда заполнена маслом, которое при запуске
насоса подается пятой к верхним подшипникам винтов по продоль-
ным и поперечным каналам в ведомых винтах. Характеристика
насоса показана на рис. 64.
В зависимости от предъявляемых к насосам требований корпуса
их выполняются сварными, сварно-литыми и литыми из стали,
чугуна или бронзы.
Показанные на рис. 1 и 91 насосы имеют стальные литые кор-
пуса (рис. 92 и 93) с фланцами для присоединения всасывающего
и нагнетательного трубопроводов. Внутри корпусов запрессованы
втулки /, 3 и обойма 2, в которых выполнено по пять цилиндри-
ческих расточек для рабочих винтов и подшипников. Втулки могут
быть изготовлены из стального проката или поковки, в зависимости
от их размеров. Обойма изготовляется литой из бронзы или специ-
ального антифрикционного чугуна. После запрессовки втулок
и обоймы корпус обрабатывается до нужных размеров.
Диаметральный зазор между расточками в обойме насоса и на-
ружными диаметрами винтов принимается равным 0,26-4-0,315 мм^
~0,003£\ и должен быть больше диаметрального зазора в подшип-
никах винтов.
Внутренние необработанные поверхности корпуса очищаются до
чистого металла.
Снизу корпус насоса закрыт глухой стальной крышкой 12
(см. рис. 1), в которую вставлено гнездо 11, внутри которого рас-
положен упорный подшипник ведущего винта, состоящий из пяты 9
5*
115
540*0,2
Рис. 92. Корпус пятивинтового насоса
и подпятника 10. Штифт 13 удерживает подпятник от проворачи-
вания. Крышка 12 является масляным бачком, который соединен
каналами с в крышке и корпусе насоса с камерой нагнетания В.
Из бачка жидкость расходуется на смазку пяты и подшипников
винтов в момент запуска насоса и ro время работы.
Рис. 93. Корпус пятивинтового погружного насоса
в-в
Разъемы между крышками и корпусом насоса уплотняются
прокладками из картона, паронита или резиновыми кольцами
круглого сечения, заложенными в сделанный для них паз. В корпу-
сах насосов предусматриваются отверстия для установки измери-
тельных приборов, заполнения корпуса перекачиваемой жидкостью
и дренажа.
Пята упорного подшипника насоса (рис. 94) изготовляется из
инструментальной стали У8 или У8А и неподвижно закрепляется
на ведущем винте. Поверхность трения пяты закаливается до
117
35С<_
Рис. 94. Пята ведущего винта
076
Рис. 95, Подпятник
твердости HRC = 58-ь62 на глубину не менее 2 мм. Плоская
опорная поверхность пяты прорезана шестью радиальными канав-
ками б прямоугольного сечения и имеет скосы с уклоном 3 : 100.
Масло, поступающее к центру пяты из бачка по отверстиям в гнезде
и подпятнике, проходит по канавкам к периферии, смазывая тру-
щиеся поверхности пяты и подпятника.
Рис. 96. Подшипник ведущего винта
Рис. 97. Подшипник ведомого винта
Кроме того, пята действует как импеллер в момент пуска насоса
и создает давление масла, необходимое для смазки как верхних,
так и нижних подшипников винтов. Подпятник упорного подшип-
ника изготовляется из антифрикционной бронзы марки Бр. ОФ 10—1
(рис. 95). Удельное давление на рабочую поверхность подпятника
допускается до 8 кгс/см2.
Ведущий и ведомые винты насоса вращаются в опорных под-
шипниках (рис. 96 и 97), изготовленных из бронзы марки
Бр.ОФ 10—1 или из стали с заливкой баббитом Б83.
Подшипники вставляются в расточки корпуса и взаимно фик-
сируются имеющимися на них лысками. Продольный паз во втулках
служит для удаления твердых частиц из смазывающей жидкости.
119
Скользящая посадка втулок и расточка корпуса насоса по 2-му
классу точности обеспечивает свободную разборку насоса и замену
втулок запасными. Диаметральный зазор в подшипниках винтов
принимается равным 0,10—0,18 мм (0,002—0,003) d2. Удельное
давление на подшипники винтов допускается до 15 кгс!см2.
Рис. 98. Ведущий винт пятивинтового насоса
Рис. 99. Ведомый винт пятивинтового насоса
Винты являются наиболее дорогими и ответственными деталями
насоса и от точности изготовления их зависит бесшумная, длитель-
ная работа насоса.
На рис. 98 и 99 показаны ведущий и ведомый двухзаходные
винты насоса с правой и левой нарезкой. Силовой и уплотняющий
профили винтов (см. рис. 17) идентичны. Для повышения подачи
насоса ширина впадины ведущего винта и толщина зуба ведомого,
из условия прочности, приняты минимальными.
Боковой зазор в зацеплении винтов в нормальном сечении при-
нимается равным 0,06—0,15 мм и контролируется щупом или
120
индикатором по углу поворота ведомого винта относительно веду-
щего при номинальном межцентровом расстоянии. Упорные гребни
ведомых винтов входят в кольцевую проточку ведущего с осевым
зазором в пределах 0,3—0,5 мм. Уклон боковых поверхностей
гребней и кольцевой проточки около 2°.
Осевые отверстия в ведомых винтах служат для подачи смазки
к верхним подшипникам при запуске и во время работы насоса.
Винты изготовляются из азотируемых сталей 30Х2НВФА или
38ХМЮА и азотируются по всей поверхности, за исключением по-
верхности шеек. Твердость азотированного слоя > 600 по Виккерсу
при глубине ^0,5 мм. Шейки винтов хромируются. Толщина хро-
мированного покрытия 0,08—0,12 мм при твердости ^>400 по
Виккерсу.
Упрочнение винтовых поверхностей нарезки азотированием
и поверхности шеек хромированием гарантирует длительную ра-
боту насоса в эксплуатации без заметного износа.
§ 21.	Конструкция двухвинтовых насосов отечественного
производства
Двухвинтовые насосы отличаются меньшей трудоемкостью
и стоимостью изготовления по сравнению с пятивинтовыми благо-
даря небольшому числу винтов и подшипников и более простому
очертанию расточки корпуса. Их применяют для подачи масляных
сред, а в двухпоточном исполнении и для подачи агрессивных сред,
не обладающих смазочной способностью.
Насосы с профилями А винтов с двухзаходным ведущим и трех-
заходным ведомым винтами (см. рис. 3) изготовляются для подачи
до 200 m/час при давлении до 15 кгс/см2, но вследствие большего
угла подъема нарезки, чем у винтов насосов с профилями В и D,
имеют меньшее число оборотов.
Двухвинтовые насосы с профилями В винтов применяются для
подачи масляных сред до 60 m/час при давлении подачи до 80 кгс/см2
и выше. Малый угол подъема нарезки винтов и небольшая осевая
скорость обеспечивают бескавитационную работу насосов этого
типа при большой высоте всасывания.
На рис. 100 показан общий вид двухвинтового насоса отечест-
венного производства Q = 10 m/час для подачи топлива при дав-
лении 42 кгс/см2 и п = 2930 об/мин, а на рис. 2 дан продольный
разрез этого насоса. Насос предназначен для подачи мазута вяз-
костью 110° Е при высоте всасывания Явак = 450 мм рт. ст.
Смазка трущихся поверхностей в насосе осуществляется перекачи-
ваемой жидкостью.
Корпус насоса 6 с крышкой 4 и двигатель 1 присоединяются
к промежуточному сварному фонарю 7, внутри которого рас-
полагается соединительная муфта 8. Верхний фланец с помощью
121
амортизаторов 3 соединен с фундаментом. Предохранительно-пере-
пускной клапан 5 прямого действия установлен на корпусе насоса
и обеспечивает перепуск топлива в цистерну. Приборная доска 2
при помощи пружинных амортизаторов 9 расположена на верхнем
фланце фонаря 7.
В стальной литой корпус насоса (рис. 101) запрессованы втулки
1 и 3 и обойма 2, в каждой из которых сделаны две цилиндрические
Рис. 100. Общий вид двухвинтового насоса с профилями В
расточки одного диаметра. В расточках верхней и нижней втулок
устанавливаются подшипники винтов насоса, а расточки обоймы
охватывают профилированные части винтов, образуя совместно
с нарезкой винтов замкнутые камеры. Верхняя втулка 1 закреп-
ляется в корпусе насоса пружинным кольцом, которое ограничи-
вает возможное перемещение ее от давления топлива в полости
нагнетания.
Верхняя и нижняя втулки — стальные, кованые, а обойма 2 —
литая из специального антифрикционного чугуна.
122
Снизу корпус насоса закрыт стальной крышкой 7 (см. рис. 2),
которая одновременно является бачком Е, в который из полости
нагнетания В через щелевой фильтр поступает перекачиваемая
жидкость для смазки подшипников и косозубых цилиндрических
шестерен 6. Внутри нижней крышки установлен стакан 11, в ко-
тором расположены шестерни 6 и упорный подшипник насоса,
состоящий из пяты 10 и подпятника S, с отверстиями для подвода
смазки из полости Е к центру пяты. Взаимное расположение ста-
Рис. 101. Корпус двухвинтового насоса
кана 11 и нижней крышки 7 фиксируется штифтом. Во втулках
3 и 5 корпуса насоса расположены опорные подшипники 2; обойма
13 охватывает профилированную часть винтов.
Сверху корпус насоса закрыт крышкой 1, через которую про-
ходит приводной конец ведущего винта с винтовым отражателем 15
в качестве уплотнения.
На рис. 102 и 103 показаны однозаходные винты насоса с правой
и левой нарезкой, ведущий и ведомый. Очертания силового и уплот-
няющего профилей винтов одинаковы (рис. 15). Осевые и ради-
альные отверстия а, b и с в винтах служат для подачи смазки к
верхним и нижним подшипникам при запуске и работе на-
соса.
Перекачиваемая жидкость (см. рис. 102) через отверстия Ь
поступает в осевое отверстие а, а из него по отверстиям с в
подшипники. При входе в отверстие Ъ жидкость подвергается
123
Рис. '102.* Винт ведущий
Рис. 103. Винт ведомый
мм.

Рис. 104. Втулка подшипника
сепарации вследствие вращения винтов и частично освобождается
от твердых частиц, для удаления которых из полости стакана 11
в каждой из расточек втулок 5 предусмотрена одна продольная
канавка сечением 0,5 X 6 мм2. Характеристика насоса показана
на рис. 68.
Винты изготовляются из сталей 30Х2НВФА или 38ХМЮА
и азотируются на глубину > 0,5 мм при твердости > 600 единиц
по Виккерсу. Зазор в зацеплении винтов в нормальном сечении
принимается равным 0,05 — 0,10
Для сохранения винтов насоса
в случае преждевременного износа
шеек применены хромированные
съемные втулки (рис. 104) с пря-
моугольными выступами е, входя-
щими в пазы d винтов (рис. 102 и
103). Такая конструкция дает воз-
можность легко заменить изно-
шенные втулки запасными. Втулки
изготовляются из стали и хроми-
руются по наружной цилиндричес-
кой поверхности на глубину 0,08—
0,12 мм при твердости хромового
покрытия 400 единиц по Вик-
керсу.
Для уменьшения величины ок-
ружного усилия, передаваемого про-
филированной поверхностью нарез-
ки винтов, применены косозубые
азотированные шестерни 6 (см.
рис. 2) с большим углом наклона
зубьев, закрепленные неподвижно
каждый винт в сборе представляет собой шевронную шестерню
с разными углами наклона зубьев на полушевронах и распределе-
ние общего окружного усилия на винте между полушевронами
определяется по формуле (100). Применение азотирования винтов
и боковых поверхностей зубьев шестерен обеспечивает их дли-
тельную и надежную работу без заметного износа. Винты насоса
гидравлически не вполне разгружены и осевое усилие, действу-
ющее на ведущий винт, воспринимается пятой 10 и подпятником 8.
Конструкция опорных подшипников, пятый подпятника аналогична
конструкции тех же деталей пятивинтового насоса. Материал пя-
ты— сталь У8, подпятника и подшипников—специальный антифрик-
ционный чугун. Зазоры в опорных подшипниках принимаются
равными »0,02d2, допустимое удельное давление не более \Ъкгс/см2.
На .рис. 105 показан продольный разрез двухвинтового насоса
с профилями С винтов для Q = 100 т!час масла при рн = 4,5 кгс!см2
и п = 3000 об/мин.
на винтах. Благодаря этому
125
Рис. 105. Продольный разрез двухвинтового насоса с профилями С
126
§ 22.	Конструкция винтовых насосов фирм Leistritz,
Allweiler, Bornemann и др.
На рис. 3 показан двухвинтовой насос фирмы Leistritz в го-
ризонтальном исполнении для давления до 15 ати. Насос состоит
из корпуса 16, ведущего и ведомого винтов 15, втулок подшипни-
ков 17, упорных шайб 19, верхней и нижней крышек 10 и 18, ра-
Рис. 106. Продольный разрез насоса с профилями А фирмы
Leistritz
диального шарикоподшипника 9, уплотнений 13, опорного кольца
12 и стопорных колец 11 и 14. Насос снабжен предохранительно-
перепускным клапаном прямого действия, состоящим из корпуса 6,
седла клапана 5, клапана 4, пружины 3, регулирующего винта 1
и крышки 2. При помощи маховика 8 и винта 7 перепускной клапан
может быть открыт и камера нагнетания сообщена с камерой вса-
сывания, что необходимо при запуске насоса.
127
Рис. 107. Продольный разрез пятивинтового насоса фирмы
Leistrit z
Рис. 108. Продольный разрез двухвинтового насоса фирмы Leistritz
высокого давления
128
Рис. 109. Погружной насос
фирмы Leistritz
Винты насоса отличаются большой жесткостью и при малом
расстоянии между подшипниками имеют малый прогиб. Между
винтами и корпусом предусмотрен зазор, и они не соприкасаются
с корпусом. Подшипники насоса взаимозаменяемые. Секция винтов
гидравлически уравновешена и радиальный шарикоподшипник 9
служит лишь для фиксации винтов
в осевом направлении. Отшлифован-
ные винты балансируются, чем дости-
гается безвибрационная спокойная
работа насоса. Во всасывающей ка-
мере насоса допускается давление до
10 ати. Насосы применяются также
для перекачивания вязких смазочных
сред и масел при давлении до 15 ати
и температуре t 100° С. Ими же
допускается перекачивание бензина,
керосина и эмульсии при давлении
до 5 ати. Насосы выполняются также
и реверсивными. Характеристика на-
соса дана на рис. 65.
На рис. 106 показана аналогичная
конструкция винтового насоса с вы-
носным радиальным шарикоподшип-
ником с тремя видами уплотнений
ведущего винта: манжетным, торцевым
и сальниковым.
Производительность двухвинтовых
насосов ограничена, и для подач
свыше 4400 л/мин фирма Leistritz
применяет пятивинтовые насосы на
давление до 10 ати. На рис. 107 по-
казана конструкция такого насоса.
Он состоит из корпуса, секции винтов,
подшипников скольжения, упорных
дисков, крышек, радиального шарико-
подшипника, уплотнений и опорной
плиты. Предохранительно-перепуск-
ной клапан аналогичен клапану на
рис. 3. Пятивинтовые насосы применяются и как погружные на
давление до 15 ати. Они используются для перекачивания любых
смазочный сред.
Двухвинтовой насос с профилями В на давление до 80 ати
представлен на рис. 108. Корпус насоса и крышки выполнены из
специального материала. Число уплотненных камер увеличено для
уменьшения утечек q и повышения к. п. д. насоса. Для враще-
ния ведомого винта и уменьшения давления на профили винтов
применены косозубые азотированные шестерни. Протечки через
129
Рис. 110. Продольный разрез насоса фирмы Leistritz сверхвысо-
кого давления
Рис. 111. Продольный разрез насоса фирмы Leistritz для жидкостей
и сред, не обладающих смазочными свойствами
130
предохранительно-перепускной клапан отводятся в бак во избежа-
ние повышения температуры вследствие циркуляции жидкости. На-
сосы выполняются также и с шариковым подшипником, вынесенным
наружу (см. рис. 106).
Рис. 112. Гидравлическое уравновешивание винтов
и смазка подшипников
Рис. 113. Продольный разрез трехвинтового насоса фирмы Allweiler
высокого давления
На рис. 109 показан двухвинтовой насос погружного типа на
давление подачи до 35 ати. На баке установлена труба 2, к ниж-
нему фланцу которой подвешивается насос. Наверху трубы рас-
положен электродвигатель /. Передача вращения от двигателя
к насосу осуществляется вертикальным валом 3 через соединитель-
ную муфту 4. Утечки из верхнего подшипника вала отводятся в бак.
131
Рис. 114. Продольный разрез двухпоточного насоса фирмы Вог-
nemann
132

Предохранительный клапан установлен на напорном трубопро-
воде.
Конструкция насоса сверхвысокого давления (до 200 ати) при
вязкости перекачиваемой жидкости не ниже 5° Е и температуре ее
не выше 50° С показана на рис. ПО. Для насосов этого типа приме-
няются тщательно отработанные и проверенные материалы.
Рис. 116. Общий вид винтов и насосов переменной производительности
фирмы Stothert-Pitt
Двухпоточный винтовой насос фирмы Leistritz для подачи
немасляных или маложирных сред с выносными подшипниками
показан на рис. 111. Применение двухпоточных винтов обеспечи-
вает гидравлическую разгрузку винтов. Вращение ведомому винту
передается с помощью шевронных шестерен, находящихся в мас-
ляной ванне. Профилированные поверхности нарезки винтов не
соприкасаются друг с другом, благодаря чему обеспечивается по-
дача немасляных сред. Износ профилей винтов может происходить
только при попадании твердых металлических частиц.
На рис. 112 показан продольный разрез насоса через ведущий
винт, направление утечек из сальника насоса во всасывающую
полость и давление жидкости на винты насоса, которые гидравли-
134
Рис. 117. Элемент винта насоса
фирмы Hirth
снаружи корпуса и имеют авто-
чески разгружены в осевом направлении. Из рис. 112 видно, что
подшипники винтов хорошо смазываются и охлаждаются перекачи-
ваемой жидкостью. Винтовые насосы фирмы Leistritz отличаются
простой конструкцией, малыми габаритами и весом.
На рис. 113 показан продольный разрез трехвинтового насоса
высокого давления с циклоидальными профилями Imo фирмы
Allweiler. В отличие от классической конструкции трехвинтовых
насосов Imo винты насоса имеют подшипники 6, установленные
в обойме 5 насоса. Гидравлическое уравновешивание винтов обес-
печивается поршнем 3, а взаимное положение их в осевом направле-
нии фиксируется упорными гребнями 4. Шариковый подшипник 2
воспринимает радиальную нагрузку от привода на ведущий винт
и ограничивает перемещение
комплекта винтов в осевом на-
правлении. Шариковый клапан 1
поддерживает постоянное давле-
ние в камере перед сальником.
На рис. 114 представлены
продольные разрезы двухпоточ-
ного насоса фирмы Bornemann,
предназначенного для подачи
жидкостей и сред, не обладающих
смазочными свойствами. Под-
шипники насоса и синхронизи-
рующие шестерни расположены
номную смазку. Профилированные части винтов надеты на валики
и образуют шевронную пару, вследствие чего они разгружены
в осевом направлении. Синхронизирующие шестерни и подшип-
ники качения обеспечивают двухсторонние зазоры в зацеплении
винтов насоса и зазоры между профилированными частями и кор-
пусом, благодаря чему винтовые поверхности не изнашиваются при
подаче сред, не обладающих смазочными свойствами.
Продольные и поперечные разрезы винтового насоса с перемен-
ной подачей представлены на рис. 115 и 116. Винты 1 насоса с пе-
ременным шагом установлены на шариковых подшипниках и имеют
синхронизирующие шестерни 2, которые сохраняют взаимное угло-
вое положение винтов во избежание заклинки их. При помощи
рукоятки 4 и механизма винт — гайка обойма 3 может перемещаться,
в корпусе насоса, чем и обеспечивается регулирование подачи.
Фирма Hirth изготовляет наборные винты из небольших профи-
лированных элементов, надеваемых на шлицевые валики (рис. 117)<
/
4
§ 23.	Предохранительно-перепускные клапаны
Для защиты насоса и приводного двигателя от повреждений
в том случае, когда давление в напорной магистрали по каким-либо»
причинам превышает допустимое, применяются предохранительно-
135
перепускные клапаны, обеспечивающие полный перепуск пода-
ваемой жидкости в цистерну или во всасывающую полость насоса.
Предохранительно-перепускной клапан не является регулирую-
щим и относится к клапанам эпизодического действия.
Давление начала открытия клапана обычно принимается на
10% выше номинального. Величина его при полном перепуске
ограничивается условиями:
1. Давление не должно превышать допустимого по условиям
прочности элементов насоса и напорной магистрали.
2. Мощность, потребляемая насосом при полном перепуске,
должна быть в пределах допустимой перегрузки приводного дви-
Рис. 118. Зависимость давления полного перепуска от
вязкости подаваемой жидкости (начало открытия р0 =
= 4,8 кгс/см2)
1 — клапан прямого действия; 2 — клапан с сервоприводом
гателя. Продолжительность работы насоса при полном перепуске
во всасывающую полость ограничена благодаря быстрому повы-
шению температуры перекачиваемой жидкости вследствие рецир-
куляции и составляет 3—5 мин. При перепуске в сливную маги-
страль это время может быть значительно большим и ограничивается
только мощностью двигателя.
Для винтовых насосов применяются два типа предохрани-
тельно-перепускных клапанов: а) клапана прямого действия с пру-
жиной и б) клапана с сервомотором.
Клапан прямого действия прост в изготовлении и надежен
в эксплуатации, но при большой подаче насоса и высоком давлении
подачи его размеры сильно возрастают, а давление при полном пе-
репуске значительно превосходит номинальное.
* Перепускной клапан характеризуется степенью неравномер-
ности, которая определяется из выражения
§ = Рп ~ Ро >	(147)
Рп
где рп — давление при полном перепуске;
р0 — давление начала открытия клапана.
136
Чем меньше степень неравномерности клапана, тем меньшей
может быть принята мощность приводного двигателя.
Для снижения степени неравномерности, уменьшения габаритов
и веса предохранительного клапана применяют клапаны с серво-
приводом.
На рис. 118. приведена зависимость давления полного перепуска
рп от вязкости масла для клапана прямого действия и клапана
с сервоприводом при одинако-
вом диаметре клапанов и рас-
ходе через них. Из рис. 118
видно, что степень неравномер-
ности клапана с сервоприводом
примерно в два раза ниже, чем
клапана прямого действия. На-
личие в сливной полости кла-
пана прямого действия пружины
приводит к увеличению сопро-
тивления на сливе из клапана,
особенно при большой вязкости
перекачиваемой жидкости.
Конструкция клапана пря-
мого действия показана на
рис. 119.
Литой стальной корпус кла-
пана 3 устанавливается непо-
средственно на корпусе насоса
и входным отверстием соеди-
няется с полостью нагнетания В.
Внутри корпуса помещен соб-
ственно клапан 5 с тремя направ-
ляющими ребрами и штоком,
опирающимся на седло 4, запрес-
сованное в корпус. Усилием
пружины 9 клапан прижат к
седлу и своей конусной частью
плотно закрывает отверстие, со-
общающее камеру нагнетания со
сливом. Пружина опирается на
тарелку 7, которая перемещается в стакане 8 посредством регу-
лирующего винта 6 для создания необходимого первоначального
сжатия пружины.
При повышении давления подачи выше номинального на 10—
15% давление жидкости на клапан преодолевает усилие со стороны
пружины и клапан начинает открываться, соединяя полость на-
гнетания со сливом. С возрастанием сопротивления в расходной
магистрали выше допустимого вся перекачиваемая жидкость пойдет
через клапан на слив и в насосе установится давление, соответст-
13Г
вующее режиму полного перепуска. При понижении давления
клапан будет закрываться.
Вверху на штоке клапана расположено демпферное устройство
гидравлического типа, состоящее из шарикового клапана 2 и дрос-
селя 1 и предназначенное для устранения вибраций клапана при
перепуске. Клапан изготовляется из стали 45, а седло клапана из
бронзы. Угол уплотняющего конуса 60°.
Клапан с сервоприводом изображен на рис. 120. Сварной сталь-
Рис. 120. Предохранительно-перепускной клапан с серво-
приводом
нагнетательном трубопроводе. В верхнюю часть корпуса запрес
совано седло 2, на которое опирается тарелка клапана 1 с направ-
ляющими ребрами, неподвижно закрепленная на штоке 12, на кото-
ром расположен поршень Зс уплотняющими плавающими кольцами.
Движение поршня и штока направляется расточкой в крышке
10 корпуса клапана. Внутри штока установлен бронзовый золот-
ник 4 с двумя кольцевыми выточками, разделенными буртиком
с отсечными кромками и отверстиями b и d. В верхний конец зо-
лотника запрессован дроссель И, а в нижний — упор 5, опираю-
щийся на верхнюю тарелку 9 пружины 8. Нижняя тарелка 7 пру-
жины опирается на регулирующий винт 6.
При нормальной работе электронасоса масло по отверстию а
в штоке, отверстиям b в золотнике, нижней кольцевой выточке
138
и отверстию с в штоке поступает в камеру F под поршень сервомо-
тора. Так как площадь поршня больше площади клапана, а дав-
ление, действующее на них, одинаково, клапан будет плотно закрыт.
В случае увеличения давления нагнетания золотник перемещается
вниз, преодолевая усилие пружины 8, и через верхнюю кольцевую
выточку на золотнике и отверстия с и d соединяет полость F под.
поршнем со сливом. Давление на поршень уменьшается и клапан
начнет открываться. При уменьшении давления в нагнетательном
трубопроводе золотник под действием пружины перемещается вверх,,
слив из полости F прекращается, давление на поршень увеличи-
вается и клапан постепенно закрывается.
Рис. 121. Предохранительно-перепускной клапан прямого действия
фирмы Leistritz
Клапаны с сервоприводами надежны в эксплуатации только^
при отсутствии в подаваемой насосом среде твердых механических,
частиц, вызывающих заедание золотника в штоке и прекращение
действия клапана.
На рис. 121 показан предохранительно-перепускной клапан
прямого действия фирмы Leistritz. Клапан 1 выполнен с обратным
конусом, что позволяет использовать силу реакции потока жидкости
и снизить степень неравномерности клапана. В клапане, приве-
денном на рис. 119, эту роль выполняет кольцевая проточка а.
Винт 2 с маховичком 3 предназначен для принудительного руч-
ного открытия клапана при пуске насоса на холодном масле, когда
сопротивление системы сильно возрастает из-за высокой вязкости
перекачиваемой жидкости. Возможность принудительного откры-
тия клапана позволяет при выборе привода принимать меньший
запас по мощности и исключает чрезмерную перегрузку привода..
Насосы фирмы Leistritz оснащаются только клапанами пря-
мого действия с перепуском жидкости преимущественно в камеру
всасывания.
139<
§ 24. Соединительные муфты и уплотнения
Для передачи вращения от вала двигателя к ведущему винту
насоса применяются соединительные муфты разной конструкции.
На рис. 122 показана соединительная муфта с эластичными
пальцами. Она состоит из полумуфт 1 и 2, соединенных между
собой посредством конических пальцев 3 с резиновыми кольцами 4,
Рис. 122. Соединительная эла- Рис. 123. Соединительная зуб-
стичная муфта	чатая муфта
которые выполняют роль амортизаторов. Полумуфты устанавли-
ваются на концах валов со шпоночным или шлицевым соединением.
Полумуфты изготовляются из стали марки сталь 35, пальцы —
из стали марки сталь 45.
Зубчатая соединительная муфта показана на рис. 123. Муфта
состоит из полумуфт 1 и 4 с наружными зубчатыми венцами, бара-
бана 2 с двумя внутренними зубчатыми венцами и двух обойм
уплотнения 3 и 6 с войлочной набивкой. В верхней полумуфте 4
заложено резиновое кольцо 5, выполняющее роль амортизатора.
Внутренняя полость муфты заполняется консистентной смазкой.
Полумуфты и зубчатый барабан изготовляются из стали ОХН1М
или ОХМ.
140
141
Для устранения протечек масла по ведущему винту служат
различные уплотнения в виде винтового отражателя, сальника с
набивкой, торцевого и манжетного уплотнений. Отечественные за-
воды в своих конструкциях
применяют два вида уплотне-
ний: торцевое и винтовой отра-
жатель. В тех случаях, когда
винтовой насос установлен
непосредственно в масляном
баке или выше уровня масля-
ной цистерны, допускается
применение винтового отра-
жателя (рис. 124), представ-
ляющего собой втулку с на-
ружной двухзаходной винто-
вой канавкой полукруглого
сечения и направлением на-
резки, обратным вращению
щаются вместе с ним.
ведущего винта.
Винтовой отражатель на-
девается на конец ведущего
винта и вращается вместе
с ним в бронзовой или чугун-
н	ной втулке, запрессованной
§	в верхнюю крышку насоса.
о	Диаметральный зазор между
®	наружным диаметром винто-
я	вого отражателя и внутренним
g	диаметром втулки прини-
£	мается равным 0,25—0,35 мм.
Винтовой отражатель прост
2	в изготовлении, не требует
ухода и не снижает к. п. д.
®	насоса.
Если винтовой насос уста-
новлен ниже масляной ци-
стерны, во избежание проте-
чек масла по ведущему винту
наружу во время его оста-
новки применяется торцевое
уплотнение (рис. 125). Оно
состоит из пружины 10, обой-
мы 8 с резиновым кольцом 9,
втулки 7 и резиновой про-
кладки 6. Все детали торцевого уплотнения, кроме втулки
и прокладки 6, надеты на приводной конец ведущего винта и вра-
142
Для устранения подсоса воздуха через торцевое уплотнение во
всасывающую полость насоса в камере уплотнения поддерживается
избыточное давление 0,2 — 0,5 кгс/см2 при помощи обратного ша-
рикового клапана.
Клапан состоит из шарика /, пружины 2, регулирующего винта
4, гайки 5 и защитного колпачка 3. Вращением винта 4 регулируется
•давление в камере торцового уплотнения. При повышении давле-
ния выше установленной величины шарик отжимается и масло
сливается во всасывающую полость насоса.
Уплотнение этого типа отличается герметичностью и большим
•сроком службы.
Обойма 8 изготовляется из инструментальной стали У8А и
калится до твердости HRC = 56 н- 60, а втулка 7 — из бронзы марки
Бр. ОФ 10—1 или антифрикционного чугуна. Сопрягаемые поверх-
ности обоймы и втулки притираются между собой. Для резиновых
колец 9 применяется маслостойкая резина.
Фирма Leistritz для винтовых насосов применяет и другие виды
уплотнений — сальники со специальной набивкой и радиальные
уплотнения с манжетами (см. рис. 106). Другие конструкции уп-
лотнений показаны на рис. 126.
Глава VII
ИЗГОТОВЛЕНИЕ НАСОСОВ
§ 25.	Требования, предъявляемые к обработке корпуса,
винтов и подшипников
Безупречная работа насоса в эксплуатации зависит не только
от утвержденной конструкции, отвечающей требованиям проект-
ного задания, но и в большой степени от назначенных материалов,
точности обработки деталей и сборки отдельных частей его.
Для изготовления основных деталей насоса в зависимости от
свойств перекачиваемой жидкости и давления подачи применяют
следующие материалы:
—	корпус и крышки насоса — отливки из серого чугуна, стали,,
бронзы и силумина;
—	винты — азотируемая сталь, хромистая сталь, бронза и др.;
—	подшипники — чугун, бронза, сталь с баббитовым покрытием;
—	упорные гребни — азотируемая сталь, хромистая сталь,
бронза и др.;
—	пята — закаленная сталь;
—	подпятник — чугун, бронза и др.
Отливки корпуса и крышек насоса должны быть качественными,
без остаточных внутренних напряжений и иметь обтекаемую форму
во избежание скопления осадков. Допуски на изготовление дета-
лей насоса назначаются по системе отверстия.
К точности обработки главнейших деталей насоса предъяв-
ляются следующие требования.
Корпус насоса
Одной из наиболее ответственных операций является расточка
корпуса насоса, которая производится после запрессовки втулок Д
3 и обоймы 2 (см. рис. 92, 93 и 101), если они предусмотрены в кон-
струкции.
144
Диаметры расточек корпуса под винты и подшипники выпол-
няются по посадке А и 2-му классу точности. Расстояние между
осями расточек должно быть в пределах посадки Д2а системы от-
верстия. Овальность и конусность расточек допускается в пределах
половины допуска на диаметр расточки. Непараллельность и скре-
щивание осей расточек под ведомые винты относительно общей оси
расточек под подшипники ведущего винта и между ними не должны
быть более 0,05 мм на длине один метр.
Несоосность осей расточек под верхние и нижние подшипники
допускается не более 0,01 мм на каждые 200 мм расстояния между
подшипниками. Неперпендикулярность торцевых поверхностей кор-
пуса к общей оси поверхностей расточек под подшипники ведущего
винта должна быть не более 0,05 мм, а неплоскостность их не более
0,03 мм на длине 500 мм. Непараллельность поверхностей фланцев
всасывающего и нагнетательного патрубков насоса к оси расточек
ведущего винта допускается не более 0,5 мм на длине один метр,
а неплоскостность поверхностей фланцев не более 0,10 мм. Чистота
поверхностей расточек корпуса под профилированную часть винтов
и подшипники — не ниже V6, а торцевых поверхностей корпуса
и поверхностей фланцев всасывающего и нагнетательного патруб-
ков не ниже V5.
Корпус и крышки насоса подвергаются гидравлическим испы-
таниям, а внутренние необработанные поверхности, соприкасаю-
щиеся с перекачиваемой жидкостью, тщательно очищаются. Про-
верка взаимного расположения осей расточек производится по
контрольным оправкам, а диаметры расточек проверяются предель-
ными калибрами или пассиметром.
Винты насоса (см. рис. 98, 99, 102, 103)
Винты являются наиболее ответственными деталями насоса и от
точности их изготовления зависит длительная и бесшумная работа
насоса в эксплуатации. Шейки винтов и наружная поверхность
профилированной части обрабатываются по посадке С, 2-й класс
точности.
Овальность и конусность поверхностей шеек и профилирован-
ной части винтов допускаются в пределах половины допуска на
диаметр. Взаимное биение поверхностей шеек не должно быть бо-
лее 0,01 мм. Биение наружной поверхности профилированной
части винтов относительно общей оси поверхностей шеек допу-
скается не более 0,02 мм.
Погрешность А/а осевого шага профилированной части винтов
должна быть не более 0,01 мм, а хода винтовой поверхности AS
не более 0,03 мм. Погрешность силового и уплотняющего профи-
лей нарезки допускается не более 0,02 мм. Волнистость винтовых
поверхностей силового и уплотняющего профилей должна быть не
более 0,02 — 0,03 мм. Биение боковых поверхностей упорных греб-
ней — не более 0,01 мм.
б О. А. Пыж и др.
145
Чистота винтовых поверхностей нарезки не должна быть ниже
V7, а поверхностей шеек и наружной поверхности профилирован-
ной части не ниже V8.
Контроль точности обработки винтов насоса производится в
измерительной лаборатории.
Подшипники насоса (см. рис. 96, 97 и 104)
Точная обработка подшипников винтового насоса исключает
преждевременный износ шеек винтов и обеспечивает правильное
относительное положение их при работе насоса.
Внутренняя цилиндрическая поверхность подшипников обра-
батывается по посадке А (Ах) 2-го (1-го) класса точности, а наруж-
ная по посадке С (Сг) 2-го (1-го) класса точности.
Овальность и конусность внутренней и наружной поверхностей
подшипника допускается в пределах половины допуска на диаметр.
Биение наружной поверхности подшипника относительно оси внут-
ренней поверхности должно быть не более 0,01 мм. Непараллель-
ность площадки взаимного касания подшипников относительно
оси его наружной поверхности допускается не более 0,05 мм.
Чистота внутренней поверхности подшипника должна быть не
ниже V8, а наружной — не ниже V7. Риски, царапины и раковины
на внутренней поверхности подшипника не допускаются.
'Упорная пята и подпятник (си.^рис. 94 и 95)
От точности обработки пяты и подпятника зависит безупречная
работа упорного подшипника насоса.
Внутренняя цилиндрическая поверхность пяты, сопрягаемая
с цилиндрической поверхностью ведущего винта, обрабатывается
по посадке А. Неплоскостность поверхностей трения пяты и под-
пятника допускается не более 0,01 мм на длине 100 мм. Неперпен-
дикулярность поверхности трения пяты к оси внутреннего отвер-
стия должна быгь не более 0,015 мм на .радиусе R = 100 мм. Не-
параллельное^ опорного торца пяты к поверхности трения допу-
скается не более 0,01 мм.
Чистота поверхностей трения пяты и подпятника не должна
быть ниже V8.
§ 26.	Изготовление винтов
Винты — наиболее ответственные детали насосов и от точности
изготовления их зависят как эксплуатационные показатели, так
и виброакустические характеристики насосов. Особое внимание
следует уделять обработке винтовых поверхностей профилирован-
ной части винтов.
Винты насосов типа А имеют открытый профиль и обработка
профилированной части их может быть выполнена на точном зу-
146
бофрезерном станке дисковыми фрезами известными методами.
Профили винтов насосов типа В, С и D закрытые и применение дис-
ковых фрез для одновременной обработки правых и левых профи-
лей винтовых поверхностей возможно только при предварительной
обработке. Окончательная обработка винтовых поверхностей вин-
тов насосов типа В, С и D в настоящее время производится на точ-
ных .токарных станках профильными отделочными резцами, обра-
батывающими поочередно правые и левые профили. Раздельное
фрезерование винтовых поверхностей нарезки дисковыми фрезами
пока не освоено.
Рис. 127. Приспособление для установки шаблона (угольник)
В качестве заготовок для винтов применяется прокат, прошед-
ший термообработку в соответствии с требованиями, предъявляе-
мыми к материалу.
После отрезки проб и проверки механических свойств мате-
риала производится отрезка заготовки и обработка ее под отпуск
для снятия напряжений. После термообработки винты протачи-
ваются под шлифовку, производится предварительная нарезка
профильной части и повторная термообработка для снятия внут-
ренних напряжений.
Окончательная обработка силовых и уплотняющих профилей
винтовых поверхностей нарезки производится резцами. Режущие
кромки резцов идентичны нормальным сечениям винтовых поверх-
ностей винтов с точностью до 10 мк. Обработанные профили и шаг
нарезки проверяются шаблонами в нормальном и осевом сечениях,
изготовленными с отклонением от координат расчетных сечений не
более чем на 10 мк.
Для правильной установки шаблонов применяются угольники,
базирующиеся на наружный диаметр винтов (рис. 127).
6*
147
Перед азотированием ведомые винты проверяются поочередно
в зацеплении с ведущим винтом данного комплекта на токарном
станке, после чего комплект винтов прикатывается с пастой ГОИ
на приспособлении при номинальном межцентровом расстоянии
для получения пятна контакта согласно техническим требованиям
чертежа. После прикатки винтовые поверхности нарезки азоти-
руются, производится дальнейшая обработка, хромирование шеек
винтов и шлифовка наружных поверхностей шеек и профилиро-
ванной части.
Комплект винтов насоса, прошедший контроль после азотиро-
вания, хромирования и окончательной механической обработки,
повторно проверяется на приспособлении для проверки пятна кон-
такта и зазоров в зацеплении и поступает на сборку насоса.
§ 27.	Сборка насоса
На сборку поступает полный комплект деталей насоса, удов-
летворяющих техническим требованиям чертежей и принятых ОТК-
Сборка насоса производится на приспособлении с поворотным сто-
лом, на который устанав-
Рис. 128. Приспособление для выема под-
шипниковых втулок
ливается корпус насоса и
которое обеспечивает же-
лаемое положение корпуса
при сборке.
Предварительная сбор-
ка насосов с профилями D
винтов производится в сле-
дующем порядке.
В корпус,закрепленный
на поворотном столе, уста-
навливаются верхние и
нижние подшипники и маркируются по месту их положения.
Упорная пята закрепляется на ведущем винте и проверяется
биение поверхностей трения пяты относительно общей оси поверх-
Рис. 129. Приспособление для сборки рабочих винтов
148
ностей шеек винта. Пользуясь приспособлением, показанным на
рис. 128, вынимаются верхние втулки и в корпус насоса опу-
скается комплект винтов, закрепленный в приспособлении (рис. 129).
Пята упорного подшипника закрепляется на ведущий винт.
Устанавливается нижняя крышка насоса с подпятником, а за-
тем и верхняя. Проверяются торцевые зазоры между винтами и
корпусом насоса, которые должны быть в пределах требований
чертежа. Собирается уплотнение ведущего винта и устанавливается
промежуточный фонарь.
В процессе предварительной сборки насоса устанавливаются
призонные болты, прокладки и др. и устраняются обнаруженные
дефекты. Насос в сборе подвергается гидравлическому испытанию
для проверки герметичности соединений и устранения протечек.
После этого насос разбирается и все детали тщательно очи-
щаются и промываются перед окончательной сборкой, которая
выполняется под наблюдением и в присутствии представителя ОТК.
После прицентровки и установки электродвигателя насос отправ-
ляется на испытательный стенд для проверки надежности действия
и снятия характеристик.
Глава VIII
ИСПЫТАНИЕ НАСОСОВ
§ 28.	Стенды для испытания насосов
На рис. 130 показана схема высотного стенда для испытания
винтовых насосов. Главной особенностью стенда является наличие
расходной колонки с поплавковым механизмом, позволяющим из-
менять геометрическую высоту всасывания Нв?к в необходимых
пределах.
Стенд состоит из резервного бака 12 с перекачивающим насосом
5, уравнительного бака 3, расходной колонки 9 с уравнительным
механизмом 7 для установки уровня и клапана 6. Масляный фильтр
8 расположен на нагнетательном трубопроводе между испытуемым
насосом 4 и мерным баком 2 с указателем уровня жидкости.
В расходную колонку масло поступает из уравнительного бака 3
через маслоохладитель 10, который может выполнять также и
функции маслоподогревателя. Насос 4 забирает масло из расход-
ной колонки 9 и по нагнетательному трубопроводу подает через
фильтр в мерный бак 2, откуда оно сливается в уравнительный
бак 3.
Система труб и клапанов позволяет осуществлять и другой
цикл, при котором масло в расходную колонку поступает непо-
средственно из мерного бака через маслоохладитель. Пользуясь
резервным баком и перекачивающим насосом, можно производить
частичную добавку перекачиваемой жидкости в систему и полную
ее замену.
Давление подачи регулируется клапаном 11, установленным
на напорном трубопроводе, и измеряется с помощью манометра,
а вакуумметрическая высота всасывания определяется манова-
куумметром. Температура жидкости измеряется термометрами,
установленными на линии всасывания и напорном трубопроводе.
Если винтовой насос с электроприводом, то для определения
напряжения, силы тока и потребляемой мощности устанавливается
щиток с измерительными приборами. Если насос приводится в дви-
150
жение от турбопривода, предусматриваются приборы для замера
параметров и расхода пара. Подача жидкости определяется в мер-
ном баке с помощью тщательно оттарированного поплавкового
устройства 1.
Недостаток стенда — большая высота, стоимость и занимаемый
объем, а также отсутствие необходимых условий для снятия виб-
роакустических характеристик насосов.
Рис. 130. Высотный стенд для испытания насосов
Условные обозначения трубопроводов: I I масло (магистраль); ---масло (вспомога-
тельный трубопровод);---------------------------вода; ----• ---пар
Более простая схема испытательного стенда показана на рис. 131.
Насос 8 всасывает перекачиваемую жидкость из резервного бака
10 через клапан на линии всасывания, при помощи которого соз-
дается желаемое разрежение во всасывающем патрубке. Напор на
линии подачи создается при помощи клапана. После насоса пере-
качиваемая жидкость через фильтр 6 поступает в охладитель (по-
догреватель) для поддержания необходимой температуры в системе
151
и сливается обратно в расходный бак. Подача жидкости насосом
определяется посредством расходомера.
Вышеописанные стенды позволяют получить данные, необхо-
димые для построения зависимостей, характеризующих работу вин-
тового насоса и предохранительно-перепускного клапана. В тех
случаях, когда необходимо определять виброакустические харак-
Рис. 131. Стенд для испытания насосов
/ — бак для перекачиваемой жидкости; 2 — подогреватель; 3 — перекачивающий насос»
4 — холодильная установка; 5 — расходомер; 6 — фильтр; 7 — трубопровод нагнетания
8 — испытуемый насос; 9 — трубопровод всасывания; 10 — резервный бак
теристики насосов, испытательные стенды нужно помещать в спе-
циально предусмотренных для этой цели помещениях — боксах.
Бокс звукоизолирован со всех сторон для исключения влияния
акустических помех. Уровни помех вибраций на опорах насоса и
воздушного шума в помещении бокса должны быть ниже уровней
вибрации и воздушного шума работающего насоса не менее чем
на 10 дб как по общему уровню, так и по отдельным составляющим
спектра.
Фундамент для крепления испытываемого винтового насоса
необходимо выполнять в виде железобетонного массива, не свя-
занного с фундаментом здания. Расчетные амплитуды вынужден-
ных колебаний фундамента не должны превышать 0,01 мм.
152
Насос на фундаменте устанавливается на специальных аморти-
заторах. Крепление трубопроводов к амортизированному насосу
должно быть эластичным и прочным (звукоизолирующие патрубки).
Арматура, устанавливаемая на трубопроводах, не должна созда-
вать акустических помех (кавитация, вибрация клапанов и т. п.).
§ 29.	Объем испытаний
Испытания насосов на стенде производятся в условиях, близ-
ких к эксплуатационным, с целью проверки надежности действия
и соответствия их характеристик требованиям на поставку. Первый
образец насоса проходит на стенде испытания по специальной про-
грамме, которой предусматривается получение данных, необходи-
мых для расчета характеристик насоса.
Для этого в процессе испытаний определяются:
1.	Фактическая подача насоса Q и потребляемая мощность N
в зависимости от давления нагнетания ри при постоянной высоте
всасывания /7вак, вязкости перекачиваемой жидкости °Е и числе
оборотов п (об/мин).
2.	Подача Q и потребляемая мощность N в зависимости от вяз-
кости жидкости °Е при заданных рн, Явак и п.
3.	Подача Q и потребляемая мощность N в зависимости от вы-
соты всасывания Явак при постоянных рн, вязкости °Е и п.
4.	Кавитационные характеристики насоса.
5.	Давление и потребляемая мощность вначале и при полном
перепуске подаваемой жидкости через предохранительно-пере-
пускной клапан при разной вязкости °Е жидкости.
Одновременно с получением данных для расчета характеристик
насоса измеряются уровни воздушного и структурного шума, а
в случае необходимости и частотный анализ его.
Во время испытаний производится проверка качества сборки
и монтажа насоса, утечек через предохранительно-перепускной
клапан, уплотнения ведущего винта, штуцерных соединений и др.
После испытаний производится разборка и ревизия деталей насоса.
Трущиеся пары насоса подвергаются контролю для определения
степени износа за время испытаний.
По данным испытаний рассчитываются и строятся характери-
стики насоса.
§ 30.	Неисправности насосов и их причины
Опыт длительной эксплуатации винтовых насосов с эвольвентно-
циклоидальным зацеплением, перекачивающих масло и топливо
в судовых условиях, показал, что насосы надежны в эксплуатации
и отличаются высоким моторесурсом. Они устойчиво и безупречно
работают в условиях крена и дифферента и не требуют непрерыв-
ного наблюдения и ухода. Азотированные поверхности профилиро-
153
Неисправности насосов		Причины
Монтажные	Вибрация насоса Протечки через уплот- нения Нагрев подшипников насоса Износ деталей соедини- тельной муфты	Неправильная установка насоса на фундаменте и центровка с при- водным двигателем Деформация корпуса насоса и пе- рекос винтов от усилий, передавае- мых присоединенными трубопрово- дами
Гидравлические	Насос не всасывает	Неплотность всасывающего трубо- провода Подсос воздуха через уплотне- ние Насос перед пуском не заполнен рабочей средой Сетчатый фильтр на всасываю- щем трубопроводе сильно засорен Неправильное направление вра- щения
	Насос не дает полной подачи	Неправильно отрегулирован пре- дохранительно-перепускной клапан
	Давление нагнетания в системе ниже специфи- кационного	Вязкость перекачиваемой среды ниже спецификационной Мановакуумметрическая высота всасывания выше спецификацион- ной Износ подшипников и винтов Подсос воздуха через уплотне- ния Наличие воздуха в системе
	Носос работает с шумом	Мановакуумметрическая высота всасывания выше спецификацион- ной Высокое содержание воздуха или газа в рабочей жидкости Неплотность всасывающего тру- бопровода Слишком высокая вязкость ра- бочей жидкости Завихрения в трубопроводах си- стемы всасывания, наличие кру- тых изгибов и угловых клапанов Всасывающий и напорный трубо- проводы не укреплены опорами Число оборотов выше специфи- кационного Недостаточно масла в системе циркуляции
154
Продолжение
Неисправности насосов		Причины
Механические	Перегрузка двигателя	Давление нагнетания слишком высокое Слишком высокая вязкость ра- бочей жидкости Заедание винтов в подшипниках и корпусе
	Износ пары трения тор- цевого уплотнения	Высокое давление в камере уплотнения вследствие засорения сливного отверстия или неправиль- ной регулировки шарикового кла- пана Механические примеси в рабо- чей среде
	Износ подшипников, пя- ты и рабочей части вин- тов	Неправильная центровка насоса Механические примеси в рабочей жидкости Вибрация насоса
ванной части винтов и хромированные поверхности шеек практи-
чески не подвергаются износу, даже при наличии механических
частиц в перекачиваемой жидкости.
Возникающие в эксплуатации неисправности насосов вызы-
ваются дефектами, допущенными при монтаже, а также причинами
механического и гидравлического порядка. Ниже приводится пе-
речень наиболее часто встречающихся неисправностей и причин,
их вызывающих.
§ 31.	Виброакустические характеристики
Наряду с общими требованиями экономичности, надежности,
малого веса и габарита к судовым насосам предъявляется также
требование по обеспечению минимального шума при работе. Это
требование вызвано санитарно-гигиеническими и гидроакустиче-
скими соображениями.
Шумом принято называть совокупность нежелательных звуков
различной силы и частоты, возникающих в результате колебатель-
ных процессов. Создаваемые колебательные звуковые давления
распространяются в воздухе и других средах. Колебания воздуха
воспринимаются человеческим ухом в виде звука, если их частота
находится в интервале от 20 до 20 000 гц. Колебания с частотами,
лежащими за границами этого интервала, слуховых ощущений не
вызывают.
155
За единицу измерения звукового давления р принимается дина
на квадратный сантиметр (дин/см2). В качестве единиц измерения
интенсивности звука приняты вт/см2 или эрг/сек-см2 (вт/см2 =
= 107 эрг/сек -см2).
Максимальные и минимальные звуковые давления р, р0 и ин-
тенсивности /, /0, воспринимаемые человеком как звук, называются
пороговыми.
Минимальные значения (порог слышимости), принятые за еди-
ницу сравнения, соответствуют едва ощутимым звукам, и при ча-
стоте 1000 гц равны: р0 = 2-10“4 дин/см2\ /0 = 10~16 вт/см2.
Максимальные значения этих величин (порог болевого ощуще-
ния) соответствуют звукам, вызывающим в органах слуха боле-
вые ощущения, и при частоте 1000 гц равны р = 2-Ю3 дин/см2\
I = 10“2 вт/см2.
Таким образом, энергия звука на грани болевого ощущения в
1014 раз превышает энергию порога слышимости. Весь этот огром-
ный диапазон значений звукового давления и интенсивности вы-
ражают не многозначными числами, а логарифмом отношений этих
величин к значениям, соответствующим порогу слышимости при
эталонной частоте, равной 1000 гц. Логарифмы этих отношений
принято называть уровнями интенсивности (силы) звука.
За единицу измерения силы звука принят бел (б). Увеличение
силы звука в 10 раз против соответствующей порогу слышимости
соответствует 1 б, в 100 раз — 2 б и т. д.
Ухо человека способно различать прирост звука в 0,1 б, поэтому
на практике при измерении звуков и шумов принято мерить силу
звука децибелами (дб).
Уровень силы звука в децибелах определяется формулой
L = 101g — = 101g — дб.
/о	Ро
Диапазон слухового восприятия человека укладывается при-
мерно в 130 дб. Шум 150 дб для человека непереносим, 180 дб вызы-
вает усталость в металле, 190 дб вырывает заклепки из конструкций.
Возникновение шума при работе насоса с электроприводом оп-
ределяется следующими факторами:
1.	Вибрационными явлениями в упругой системе винты — под-
шипники — присоединенные массы, вызываемыми чисто механи-
ческими причинами.
2.	Вибрациями, связанными с различными нарушениями лами-
нарности потока перекачиваемой насосом жидкости, обусловлен-
ными обычно причинами аэродинамического (гидравлического)
происхождения.
3.	Вибрациями, возникающими при работе электродвигателя.
Эти вибрации так или иначе возбуждают колебания корпуса
и других элементов насоса. Возникающий при этом шум распро-
156
страняется двумя путями: через окружающую воздушную среду
(воздушный шум) и по элементам конструкции к фундаменту —
структурный шум (звуковые вибрации).
Повышенный воздушный шум может вызывать различные фи-
зиологические расстройства в организме человека, ускорить про-
цесс утомления и притупить внимательность.
Высокий структурный шум ухудшает гидроакустические ка-
чества судна в целом, что во многих случаях является недопусти-
мым.
К механическим причинам возникновения вибраций в гидрав-
лической части насоса относятся:
1.	Неточности в изготовлении элементов зацепления рабочих
винтов насоса. Эти неточности носят циклический характер и кратны
отношению шага нарезки рабочего винта к шагу ходового винта
станка, на котором производится нарезка, а также к частоте дейст-
вия других кинематических узлов станка (шестерен передачи, шпин-
деля и т. п.). Частоты колебаний, вызываемые этими погрешно-
стями, обычно кратны оборотной частоте механизма.
2.	Переменная нагрузка в зацеплении, вызывающая упругие
деформации.
3.	Недостаточная жесткость конструкции.
4.	Высокий коэффициент передачи звуковых колебаний через
элементы конструкции от места их возникновения к местам излу-
чения.
5.	Небаланс рабочих винтов и соединительной муфты.
Передачу звуковых колебаний по элементам конструкции можно
снизить путем использования материалов с большим внутренним
трением, искусственным демпфированием и применением упругих
прокладок в местах сочленения отдельных элементов конструк-
ции.
Источниками небаланса могут являться: неоднородность ма-
териала, дефекты конструкции, обработки и монтажа.
К дефектам конструкции, ведущим к смещению центра тяжести
относительно оси вращения, относятся: несимметричное распреде-
ление отверстий, неправильный выбор допусков обработки и по-
садок сопрягаемых деталей, приводящий к радиальным или осе-
вым биениям, нарушение симметрии распределения масс шпонками,
шплинтами и т. п.
Причинами небаланса могут быть также отклонения от допус-
ков при механической обработке, деформации обработанных дета-
лей от внутренних напряжений, радиальные биения шеек и на-
резки винтов, неравномерный износ деталей.
К монтажным дефектам относятся: неправильная центровка
насоса с приводом, деформации от неравномерной затяжки болтов,
соединяющих насос с трубопроводами, и др.
Неточности в расточке корпуса под винты и подшипники при-
водят к скрещиванию и непараллельности осей винтов.
157
К гидравлическим причинам шума, являющегося специфичным
для насосов, относятся:
1)	образование вихрей у стенок плохо обтекаемых деталей и
последующий отрыв их;
2)	турбулентные пульсации потока жидкости;
3)	кавитационные явления.
Для уменьшения шума винтовых насосов при конструировании
и в производстве необходимо выполнять следующие условия:
—	соединение привода с насо-
сом осуществлять без редуктора;
—	плоскость крепления насоса
располагать таким образом, чтобы
момент неуравновешенных масс вра-
щающихся деталей относительно
этой плоскости был минимальным;
—	наиболее желательна уста-
новка насоса—вертикальная с сим-
метричным расположением массы
агрегата относительно оси веду-
щего винта;
—	пульсирующие нагрузки в
зацеплении должны быть сведены
до минимума;
— полости насоса, в которых
движется рабочая жидкость, осо-
бенно полость всасывания, необхо-
димо изготовлять с минимально
возможными сопротивлениями;
—	скорость’жидкости в проточ-
ных частях должна быть, по воз-
можности, как можно ниже;
—	детали вращения необходимо
динамически балансировать;
—	как можно точнее выполнять
нарезку элементов зацепления рабо-
чих винтов насоса за счет повыше-
ния точности инструмента и обра-
батывающего станка;
—	во избежание кавитации не-
Рис. 132. Места и точки замеров
воздушного шума и звуковой ви-
брации
О точки замеров воздушного шума;
Д точки замеров механических вибра-
ций; □ точки замеров звуковых вибра-
ций
обходимо применять все доступные
меры, ведущие к повышению давления в движущейся жидкости
(выбор оптимальных зазоров в зацеплении, зазоров между средней
втулкой и винтами, соединением первой замкнутой камеры в вин-
тах с полостью всасывания и т. п.). Выполнение этих условий
является сложной задачей, потому что, как правило, они нахо-
дятся в противоречии с требованиями уменьшения веса и габари-
тов насоса и с требованием высокой экономичности.
158
Рис. 133. Спектрограмма звуковой вибрации пятивинтового насоса
(Q = 150 т/час, рн = 4 кгс/см2 и п = 2925 об/мин)
1 — при работе электродвигателя; 2 — при работе электронасоса
Рис. 135. Влияние зазоров в зацеплении на уровень звуковой вибрации
при различных модулях (и = 2925 об/мин, рн = 4 кгс/см2\ Нвс =
= 300 мм рт. ст., tM = 55° С)
159
Разрешение возникающих противоречий следует вести путем
принятия рационального выбора конструкции узлов насоса в каж-
дом конкретном случае в зависимости от важности тех или иных
требований, предъявленных к насосу.
Следует также отметить, что эффективность всех вышеуказан-
ных мероприятий может сказаться только при условии удовлетво-
рительных акустических характеристик электропривода.
Во время испытаний винтовых насосов на заводском стенде
производятся замеры уровней воздушного шума и звуковых виб-
раций, а также спектраль-
Рис. 136. Амортизация насоса на фунда-
менте
ные составы их.
Для серии одинаковых
винтовых насосов, согласно
действующей методике кон-
троля и нормирования ви-
браций и воздушного шума
механизмов и электриче-
ских машин на заводских
стендах, по исходным дан-
ным составляются акусти-
ческие нормы, которым
должны соответствовать
акустические характери-
стики насосов данной се-
рии.
Контроль вибраций и
воздушного шума произво-
дится при работе насоса
под нагрузкой на номи-
нальном режиме. На рис.
132 указаны места и точки
замера.
Насос устанавливается на амортизирующее крепление неза-
висимо от способа его крепления на объекте. При этом частота
свободных колебаний насоса на амортизаторах в направлении,
перпендикулярном опорной поверхности, должна быть ниже ми-
нимальной частоты основного колебательного процесса механизма
не менее чем в два раза. В некоторых случаях проверка произво-
дится на штатных амортизаторах.
Общие уровни вибраций и спектральный состав определяются
в диапазоне 50—10 000 гц.
Вибрации измеряются виброщупом, который крепится в месте
замера с помощью переходного винта. За общий уровень вибрации
насоса принимается наибольшее значение уровня вибрации из
замеренных на четырех лапах. Величина общего уровня устанав-
ливается с учетом поправки на неравномерность частотной характе-
ристики измерительного тракта.
160
Спектральный состав вибраций определяется в точке с наиболь-
шим уровнем вибраций. На рис. 133 приведена спектрограмма
звуковых вибраций пятивинтового насоса. Спектрограмма воз-
душного шума изображена на рис. 134. Из данных спектрограмм
видно, что общий уровень воздушного шума электронасоса опре-
деляет в основном воздушный шум электродвигателя, спектро-
грамма которого на холостом ходу на отдельных составляющих
Рис. 137. Спектрограммы звуковой вибрации пятивинтового насоса, уста-
новленного на виброизоляторах (Q = 150 т/час, рн = 11 кгс/см2 и п =
= 2925 об/мин)
1 — насос поставлен на амортизаторы; 2 — насос установлен на виброизоляторах
На рис. 135 показана зависимость общего уровня звуковых
вибраций насоса от бокового зазора в зацеплении винтов в торце-
вой плоскости. Из графика видно, что для пятивинтовых насосов
оптимальный боковой зазор с точки зрения вибраций находится
в диапазоне 0,35 — 0,45 мм. При таком зазоре общий уровень
звуковых вибраций на 3—4 дб ниже, чем при зазорах 0,25 мм и
менее.
Хорошие результаты по уменьшению передачи звуковых виб-
раций от насоса к фундаменту 5 дает установка насоса на дополни-
тельных виброизоляторах (рис. 136). Виброизоляторы (верхний 1
и нижний 3) состоят из двух металлических пластин, между ко-
торыми находится несколько слоев перфорированной маслостой-
кой резины, склеенных между собой и с металлом. Лапы 2 насоса
охватываются попарно двумя виброизоляторами сверху и снизу
и затем насос устанавливается, как обычно, на четыре амортиза-
тора типа АКСС 4. Амортизатор, верхний и нижний виброизоля-
торы и лапа насоса стягиваются вместе общим болтом.
Из спектрограмм, показанных на рис. 137, видно, что, начиная
с частоты 400 гц, составляющие вибраций насоса, установленного
с виброизоляторами, замеренные на фундаменте, ниже на 4—8 дб,
чем у насоса без виброизоляторов.
161
ПРИЛОЖЕНИЕ /
Насосы с профилями А
Торцевое сечение винтов
Таблица П-1
Винт ведущий
№ точки	ф°	Лт «е	Ут *е
а	0	0,328472	0,376970
1	4,5	0,340732	0,371499
2	9	0,356945	0,372860
3	13,5	0,375766	0,381752
4	18	0,395755	0,398666
b	20°36'51"	0,407279	0,412321
5	5	0,408917	0,413798
6	10	0,414163	0,417833
7	15	0,423446	0,423791
8	25	0,455425	0,438658
9	35	0,506502	0,452414
с	38°22'52"	0,528148	0,455704
10	30	0,587120	0,458599
11	37,5	0,662259	0,451113
12	45	0,751116	0,427756
13	52,5	0,849803	0,383701
d	59°35'40"	0,947592	0,319496
Винт ведомый
Ks точки	Ф	XT	?t \
	0°	0,107550	0,488296
1	3°20'	0,165640	0,483713
2	6°40'	0,224431	0,495184
3	10°	0,281153	0,522664
4	13°20'	0,333058	0,565681
5	16°40'	0,377510	0,623348
6	19°20'	0,406028	0,679177
	22o30'13’	0,430028	0,755525
1	20°	0,466014	0,794137
Ci	25°35'14"	0,492779	0,814636
8	13°20'	0,514856	0,828851
di	16°8'	0,539134	0,842219
Продолжение табл, tl-i
Осевое сечение винтов
Винт ведущий
№ точки	Ф°	Хз I **	у3
а	0	0,342227	0,500000
1	4,5	0,354388	0,504092
2	9	0,364591	0,516172
3	13,5	0,371227	0,535663
4	18	0,373250	0,561744
b	20°36'51"	0,372095	0,579555
5	5	0,372169	0,581758
6	10	0,372844	0,591916
7	15	0,374813	0,599087
8	25	0,383951	0,632322
9	35	0,401903	0,679133
с	38°22'52"	0,410094	0,697572
10	30	0,433389	0,744996
11	37,5	0,464486	0,801305
12	45,0	0,502822	0,864378
13	52,5	0,547499	0,932411
d	59°35'40"	0,594731	1,000000

О
Винт ведомый
№ точки	Ф	ХЗ I N <ъ |ьэ	Уа
fl.	0°	0,155267	0,500000
1	3°20'	0,236287	0,511287
2	6°40'	0,304767	0,543670
3	10°	0,353460	0,593485
4	13°20'	0,381108	0,656447
5	16°40'	0,389998	0,728750
6	19°20'	0,385899	0,791290
	22о30'13’	0,370595	0,869334
7	20°	0,380065	0,920772
г.	25°35'14"	0,389625	0,952083
8	13°20'	0,398091	0,975744
di	16°8'	0,407809	1,000000
Продолжение табл. П-1
Нормальное сечение винтов
№ точки	ф°	хп	У»
а	0	0,246762;	0,475811
1	4,5	0,256321	0,478159
2	9,0	0,266346	0,488803
3	13,5	0,275502	0,507451
4	18	0,282596	0,533473
b	20°36'51"	0,285377	0,551803
5	5	0,285874	0,553855
6	10	0,287729	0,560371
7	15	0,291388	0,570993
8	25	0,304721	0,603186
9	35	0,327519	0,647790
с	38°22'52"	0,337414	0,665178
10	30	0,364805	0,709524
11	37,5	0,400498	0,761511
12	45	0,443960	0,818976
13	52,5	0,494386	0,880127
d	59°35'40"	0,547700	0,940050
№ точки	Ф	хп	>'п Re
	0°	0,092619	0,496663
1	3°20г	0,142416	0,503538
2	6°40'	0,189373	0,530728
3	10°	0,229320	0,576051
4	12°20'	0,259455	0,636257
5	16°40'	0,278500	0,707817
6	19°20'	0,285657	0,771039
*1	22°30'13''	0,285268	0,850992
7	20°	0,299223	0,901728
	25°35'14"	0,310667	0,932220
8	13°20'	0,320323	0,955134
dt	16°8'	0,331106	0,978516
Таблица П-2
Насосы с профилями В
Торцевое сечение винта
№ точки	Ф	г	Ут г
b	0°	0,798105	0,055024
1	10°36'	0,811763	0,054279
2	21°12'	0,851799	0,045370
3	31°48'	0,914765	0,018760
4	42°24'	0,994652	—0,033933
5	53°0'	1,083231	—0,119331
с	64°3'31"	1,174100	—0,247959
ао	0°	0,798105	0,055024
1	3°2'24"	0,803478	0,034310
2	6°4'48"	0,816558	0,015262
3	9°7'12"	0,837065	—0,001021
4	12°9'36"	0,864589	—0,013480
5	15°12'	0,898596	—0,021107
6	18°14'24"	0,938432	—0,022964
7	21°16'48"	0,983332	—0,018192
8	24°19'12"	1,032433	—0,006025
9	27°2Г36"	1,085010	0,014269
е	30°23'32"	1,139192	0,042940
10	30°26'9"	1,169303	0,026742
f	32°10'39"	1,199973	0,007820
16S
Продолжение табл. П-2
Осевое сечение винта

№ точки	Ф	Уа г	2a г
b	0°	0,800000	0,382446
1	10°36'	0,813576	0,382978
2	21°12'	0,853006	0,386444
3	31°48'	0,914957	0,394788
4	42°24'	0,995231	0,408687
5	53°0'	1,089780	0,427931
с	64°3'31"	1,200000	0,453004
Qq	0°	0,800000	0,382446
1	3°2'24"	0,804210	0,389061
2	6°4'48"	0,816701	0,395252
3	9°7'12"	0,837066	0,399606
4	12°9'36"	0,864694	0,403968
5	15°12'	0,898844	0,405983
6	18°14'24"	0,938713	0,406232
7	21°16'48"	0,983600	0,404669
8	24°19'12"	1,032445	0,401463
9	27°21'36"	1,085100	0,396533
е	30°23'32"	1,139995	0,390638
10	30°26'9"	1,169605	0,394098
f	32°10'39"	1,200000	0,398476
166
Продолжение табл. П-2
Нормальное сечение винта
№ точки	Ф	ф	Хп Г	Уп г
b	0°	79°35'27"	0,365026	0,794912
1	10°36'	79°48'4"	.0,365990	0,808547
2	21°12'	80°47'49"	0,370557	0,848091
3	31°48'	82°56'13"	0,380372	0,910130
4	42°24'	86°19'12"	0,395892	0,994781
5	53°0'	90°52'17"	0,416761	1,084919
с	64°3'31"	96°4Г34"	0,443462	1,194997
а»	0°	79°35'27"	0,365026	0,794912
1	3°2'24"	81°52'14"	0,371530	0,798967
2	6°4'48"	82°22'28"	0,377192	0,811362
3	9°7'12"	83°34'52"	0,383328	0,831932
4	12°9'36"	84°32'25"	0,387727	0,859374
5	15°12'	85°1Г17"	0,390696	0,893658.
6	18°14'24"	85°29'9"	0,392063	0,933714
7	21°16'48"	85°25'8"	0,391755	0,978737
8	24°19'12,/	84°59'19"	0,389782	1,027958
9	27°21'36"	84°12'28"	0,386200	1,080910
е	30°23'32"	83°6'31"	0,381131	1,136112
10	30°26'9"	84°Г34"	0,385367	1,165734
f	32°10'39"	85°1'37"	0,389958	1,196131
167
Таблица П-3
Насосы с профилями D
Торцевое сечение винтов
№ точки	Ф°	хт г	Ут г
#0	0	0,196702	0,734104
1	1	0,204905	0,732373
2	3	0,221846	0,731563
3	5	0,289223	0,734334
4	8	0,265378	0,745280
5	11	0,290630	0,764371
6	15	0,320936	0,802252
7	19	0,344994	0,853702
8	21°49'19"	0,356843	0,897596
9	28	0,363611	1,012900
е	32°18'39"	0,349502	1,106098
10	33°27'53"	0,399701	1,146748
f	34°50'46"	0,425541	1,164696
а	0	0,196702	0,734104
11	1	0,204905	0,732373
12	3	0,221846	0,731563
13	5	0,239223	0,734334
14	8	0,265378	0,745280
15	11	0,290630	0,764371
16	14	0,313843	0,791477
17	18	0,339704	0,839621
b	21°49'19"	0,356843	0,897596
18	10	0,363823 ,	0,910531
19	17	0,379954 ’	0,933160
20	24	0,408396	0,964329
с	30°42'17"	0,449202	0,999589
21	18	0,473267	1,017069
22	23	0,525682	1,048864
23	27	0,579419	1,074570
d	28°30'9"	0,602406	1,083841
J68
Продолжение табл. П-3
№ точки	Ф°	*т Г	Ут г
«0	0	0,692567	0,312972
1	1	0,696423	0,305529
2	3	0,706531	0,291910
3	5	0,719688	0,280222
4	8	0,744729	0,266923
5	11	0,775498	0,259483
6	15	0,824005	0,260039
7	19	0,879054	0,274028
8	21°49'19"	0,920521	0,292675
9	28	1,014013	0,360497
е	32°18'39"	1,077171	0,430466
10	33°27'53"	1,140423	0,417388
f	34°50'46"	1,170688	0,408769
а	0	0,692567	0,312972
11	1	0,696423	0,305529
12	3	0,706531	0,291910
13	5	0,719688	0,280222
14	8	0,744729	0,266923
15	11	0,775498	0,259483
16	14	0,811177	0,258700
17	18	0,864808	0,269196
b	21°49'19"	0,920521	0,292675
18	10	0,934950	0,295460
19	17	0,962677	0,297329
20	24	1,004813	0,295075
с	30°42'17"	1,057950	0,285847
21	18	1,086720	0,278304
22	23	1,144529	0,257900
23	27	1,198465	0,232617
d	28°30'9"	1,220202	0,220708
169
Продолжение табл. П-3
Осевое сечение винтов
Ведущий винт
№ точки	1	Уа г	Г
fl0	15°	0,760000	0,133333
1	15°37'50"	0,760497	0,138940
2	16°52'12"	0,764460	0,149955
3	18°2'38"	0,772317	0,160391
4	19°35'59"	0,791118	0,174219
5	20°49'4"	0,817758	0,185048
6		0,864063	0,193804
7	22°0'16"	0,920776	0,195594
8	21°40'50"	0,965927	0,192716
9	19°44'50"	1,076187	0,175531
е	17°32'7"	1,160000	0,155869
10	19°12'58"	1,214412	0,170810
f	20°4'14"	1,240000	0,178405
а	15°	0,760000	0,133333
11	15°37'51"	0,760497	0,138940
12	16°52'12"	0,764460	0,149955
13	18°2'38"	0,772317	0,160391
14	19°35'59"	0,791118	0,174219
15	20°49'4"	0,817758	0,185048
16	21о37'47"	0,851430	0,192264
17	22°1'41"	0,905738	0,195805
b	21°40'50"	0,965927	0,192716
18	21°46'49"	0,980527	0,193603
19	22°9'17"	1,007547	0,196931
20	22°57'10"	1,047242	0,204025
с	24° 11'54"	1,095886	0,215098
21	24°57'13"	1,121790	0,221810
22	26°37'11"	1,173220	0,236620
23	28°20'2"	1,220830	0,251858
d	29°3'56"	1,240000	0,258361
170
Продолжение табл. П-&
Ведомый винт
№ точки	Ф	Уа г	2g Г
°0	* 65°40'54"	0,760000	0,583837
1	66° 18'44"	0,760495	0,589442
2	'67°33'6"	0,764458	0,600460
3	68°43'32"	0,772318	0,610895
4	70°16'54"	0,791118	0,624725
5	71°29'59"	0,817758	0,635553
6	72°29'8"	0,864063	0,644315
7	72°41'10"	0,920776	0,646098
8	72°21'44"	0,965928	0,643220
9	70°25'44"	1,076187	0,626035
е	68°13'2"	1,160000	0,606375
10	69°53'53"	1,214410	0,621316
f	70°45'9"	1,240000	0,628911
а	65°40'54"	0,760000	0,583837
И	66°18'44"	0,760495	0,589442
12	67°33'6"	0,764460	0,600460
13	68°43'32"	0,772318	0,610895
14	70° 16'54"	0,791118	0,624725
15	71°29'59"	0,817758	0,635553
16	72°18'42"	0,851430	0,642770
17	72°42'36"	0,905736	0,646310
b	72°21'44"	0,965927	0,643220
18	72°24'29"	0,980527	0,644111
19	72°50'15"	1,007547	0,647442
20	73°38'6"	1,047242	0,654532
с	74°52'49"	1,095886	0,665603
21	75°38'8"	1,121790	0,672317
22	77°18'5"	1,173220	0,687124
23	79° 1'	1,220830	0,702371
d	79°44'52"	1,240000	0,708869
171
Продолжение табл. П-3
Нормальное сечение винтов

О
Ведущий винт
№ точки		хп Г	Уп г
До	11°10'52"	0,111535	0,758313
1	11°39'11"	0,116243	0,758666
2	12°35'35"	0,125620	0,762332
3	13°30'15"	0,134707	0,769895
4	14°45'21"	0,147195	0,788293
5	15°48'	0,157610	0,814625
6	16°45'53"	0,167232	0,860725
7	17°9'50"	0,171202	0,917492
8	17°5'14"	0,170451	0,962832
9	15°54'35"	0,158704	1,073775
е	14°19'46"	0,142942	1,158187
10	15°49'57"	0,157935	1,212293
f	16°35'48"	0,165558	1,237723
а	11°10'52"	0,111535	0,758313
11	11°39'11"	0,116243	0,758666
12	12°35'35"	0,125620	0,762332
13	13°30'15"	0,134707	0,769895
14	14°45'21"	0,147195	0,788293
15	15°48'	0,157610	0,814625
16	16°34'26"	0,165332	0,848118
17	17°7'10"	0,170771	0,902417
b	17°5'14"	0,170451	0,962832
18	17°13'13"	0,171777	0,977424
19	17°36'54"	0,175717	1,004386
20	18°23'33"	0,183472	1,043927
с	19°33'47"	0,195149	1,092300
21	20°15'48"	0,202132	1,118031
22	21°47'43"	0,217416	1,169069
23	23°21'50"	0,233062	1,216241
d	24°1'56"	0,239729	1,235220
172
Продолжение табл. П-3
а № f
\п 0
Ведомый винт
№ точки	6	Г	 Уп_ г
#0	—48°47'14"	0,486669	0,727200
1	—49° 15'38"	0,491390	0,727064
2	—50°14'32"	0,501182	0,729838
3	—51°14'43"	0,511188	0,736652
4	—52°43'20"	0,525920	0,754257
5	—54°4'45"	0,539458	0,780251
6	—55°33'41"	0,554243	0,826642
7	—56°32'41"	0,564053	0,884478
8	—56°53'48"	0,567562	0,930953
9	—56°38'39"	0,565042	1,045192
е	—55°40'10"	0,555297	1,132295
10	—57°31'1"	0,573749	1,186171
f	—58°26'4"	0,582903	1,211455
А	—48°47'14"	0,486669	0,727200
11	—49°15'38"	0,491390	0,727064
12	—50°14'32"	0,501182	0,729838
13	—51°14'43"	0,511188	0,736652
14	—52°43'20"	0,525920	0,754257
15	—54°4'45"	0,539458	0,780251
16	—55°14'	0,550971	0,813886
17	—56°21'3"	0,562118	0,869069
Ь	—56°53'48"	0,567562	0,930953
18	—57°9'38"	0,570194	0,945763
19	—57°47'14"	0,576446	0,972992
20	—58°53'13"	0,587417	1,012744
с	—60°25'32"	0,602794	1,061196
21	—61°18'38"	0,611592	1,086911
22	—68° 11'21"	0,630332	1,137817
23	—65°3'22"	0,648954	1,184775
d	—65°50'20"	0,656765	1,203647
k		0,260030	0,750783
I		0	0,760000
т		0,260030	0,750783
173
Таблица П-4
Насосы с профилями С
Торцевое сечение винтов
№ точки	Ф°	ХТ г	,£т г
А	0	0,115765	0,656538
1	3,78	0,159928	0,656101
2	7,56	0,204135	0,670173
3	11,34	0,245903	0,698638
4	15.12	0,282787	0,741017
5	18,9	0,312428	0,796478
6	22,68	0,332604	0,863846
7	26,48	0,341276	0,941628
8	30,24	0,336630	1,028040
9	34,09	0,317112	1,121037
Ла	37,780405	0,281699	1,217844
1Г	38,84	0,323121	1,250366
Ан	40,804438	0,368591	1,281373
Продолжение табл. П-4
№ точки	Ф°	хт г	ут
в2	33,896639	0,774465	0,632617
2	37,296639	0,784490	0,662717
3	40,696639	0,793498	0,696284
4	44,096639	0,801112	0,733296
5	47,496639	0,806954	0,773693
6	50,896639	0,816644	0,817384
7	54,296639	0,811813	0,864243
8	57,696639	0,810101	0,914127
9	61,096639	0,805146	0,966834
10	64,496639	0,796615	1,022140
С	67,793283	0,784614	1,078032
174
Продолжение табл. П~4
№ точки	ф°	Г	Ут г
А	0	0,115765	0,656538
1	3,78	0,159928	0,656101
2	7,56	0,204135	0,670173
3	11,34	0,245903	0,698638
4	15,12	0,282787	0,741017
В	19,188736	0,314310	0,801221
6	23,44	0,357422	0,858466
В1	33,896639	0,417897	0,908498
Продолжение табл. П-4
Осевое сечение винтов
№ точки	ф°	ф°	Уа г	га г
А	0	10,007529	0,666667	0,083396
1	3,78	13,698988	0,675321	0,114158
2	7,56	16,947726	0,700573	0,141231
3	11,34	19,398200	0,740650	0,161651
4	15,12	20,887979	0,793136	0,174066
5	18,9	21,418168	0,855663	0,178484
6	22,68	21,058072	0,925665	0,175484
7	26,48	19,922148	1,001565	0,166018
8	30,24	18,139598	1,08175	0,151163
9	34,09	15,794805	1,165025	0,131623
Л*	37,780405	13,024048	1,249995	0,108533
11	38,84	14,489408	1,291445	0,120745
	40,804438	16,048108	1,333333	0,133734
175
Продолжение табл. П-4
№ точки	<р°		Уа Г	г
в2	33,896639	50,756520	1	0,422547
2	37,296639	49,809854	1,026944	0,415008
3	40,696639	48,733474	1,055675	0,405861
4	44,096639	47,536788	1,08605	0,395864
5	47,496639	46,205629	1,11793	0,385005
6	50,896639	44,763012	1,151195	0,373025
7	54,296639	43,208254	1,18573	0,360069
8	57,696639	41,547444	1,22143	0,346229
9	61,096639	39,786412	1,258185	0,331554
10	64,496639	37,931505	1,2959	0,316096
С	67,793283	36,047936	1,33333	0,300399
Продолжение табл. П-4
о
№ точки	ф°		Уа Г	Г
А	0	10,001047	0,666667	0,083396
1	3,78	13,698988	0,675321	0,114158
2	7,56	16,947726	0,700573	0,141231
3	11,34	19,398200	0,740650	0,161651
4	15,12	20,887979	0,793136	0,174066
В	19,188736	21,419583	0,860666	0,178496
6	23,44	22,604200	0,929901	0,188368
в.	33,896639	24,701887	1	0,205849
176
Продолжение табл. П-4
Нормальное сечение винтов
О
*п
№ точки	Ф°	,j,°	хп г	Уп г
А	0	7,451153	0,068808	0,666006
1	3,78	10,24	0,094561	0,674083
2	7,56	12,778827	0,118006	0,698725
3	11,34	14,823372	0,136887	0,738299
4	15,12	16,22	0,149783	0,790512
5	18,19	16,908148	0,156138	0,852914
6	22,68	16,893861	0,156006	0,917358
7	26,48	16,226279	0,149842	0,999482
8	30,24	14,973728	0,138275	1,080109
9	34,09	13,209173	0,121980	1,163844
А.	37,780405	11,014826	0,101716	1,249227
it	38,84	12,315018	0,113723	1,290516
А н	40,804438	13,704264	0,126552	1,332214
Продолжение табл. П-4
№ точки	Ф°		хп г	У п г
В.	33,896639	41,298679	0,381373	0,986406
2	37,296639	40,73	0,376121	1,014078
3	40,696639	40,051176	0,369853	1,043578
4	44,096639	39,260745	0,362553	1,074756
5	47,496639	38,358706	0,354224	1,107466	।
6	50,896639	37,346359	0,344875	1,141568	
7	54,296639	36,226040	0,334530	1,176937	'
8	57,696639	35,000595	0,323213	1,213465	:
9	61,096639	33,673436	0,310957	1,251031
10	64,496639	32,248977	0,297798	1,289535
С	67,793283	30,778088	0,284220	1,327694
Ii7 О. А. Пыж и др.
177
Продолжение табл. П-4
Точки	Ф°	6°	хп г	Уп г
А	0	7,451153	0,068808	0,666006
1	3,78	10,24	0,094561	0,674083
2	7,56	12,778827	0,118006	0,698725
3	11,34	14,823372	0,136887	0,738299
4	15,12	16,22	0,149783	0,790512
В	19,188736	16,93	0,156340	0,858025
6	23,44	18,15	0,167606	0,927091
в,	33,896639	20,111915	0,185723	0,996797
Таблица П-5
Габаритные размеры и веса
пятивинтовых насосов
	Н	h	Л,	h.	L	Z
М-50	510	150	125	165	470	270
М-75	520	150	125	170	540	300
М-100	630	190	160	165	590	320
М-125	630	190	160	165	590	320
М-150	690	195	170	172	630	350
М-175	700	210	200	180	650	370
М-200	750	225	225	180	680	380
Продолжение табл. П-5
	D	Bi	Во	Вз	d	в4
М-50	380	330	240	208	150	225
М-75	400	365	285	248	175	240
М-100	425	390	295	264	200	270
М-125	425	390	295	264	200	270
М-150	450	410	365	327	250	295
М-175	470	420	390	352	275	350
М-200	470	430	430	386	300	365
Продолжение						табл. П-5	
	В.-,	dx		Bf>	в7	ь	о
М-50	187	125	18	35	28	8	220
М-75	208	150	18	42	36	7	225
М-100	238	175	18	35	28	8	230
М-125	238	175	18	42	36	7	240
М-150	264	200	18	36	28	8	322
М-175	307	225	20	42	36	7	400
М-200	327	250	20	42	36	7	465
178
Таблица П-6
Габаритные размеры и веса пятивинтовых насосов (погружных)
Марка насоса	D	Di	^2	D3	©4	D,	De	D7	D,
М-50	510* 380	450 330	240	208	150	225	187	125	35
М-75	380	330	285	248	175	240	208	150	42
М-100	510	450	270	238	175	240	208	150	42
	405 430	400 390	295	264	200	240	208	150	42
М-125	510 470	500 450	300	264	• 200	285	248	175	50
М-150	600	550	370	327	250	300	256	175	50
М-175	600	550	390	352	275	350	307	225	42
М-200	600	550	430	386	300	365	327	250	42
* Верхние величины относятся к насосам с приводом постоянного тока, ниж-
ние — переменного.
Продолжение табл. П-6
Марка насоса	Do	И	Hi	Я2	b	h2	L	1-1	^2	Вес, кг
М-50	28	165	285	885 838	8	15	570 520	350 520	285	260 245
М-75	36	170	285	1000	7	15	520	520	300	300
М-100	36	188	284	1146 1140	7	18	520	520	300	350 335
	36	180	300		7	16	680	360	310	325
М-125	42	188	350	1180 1172	13	20	650	650	404	380 340
М-150	42	190	280	1025	13	21	600	600	340	400
М-175	36	190	300	1100	7	16	600	600	360	420
М-200	36	190	300	1200	7	16	600	600	380	450

179
Продолжение r:.a6i. П-6
180
ПРИЛОЖЕНИЕ ll
1. Расчет пятивинтового насоса с эвольвентно-циклоидальными
профилями D
Подача Q = 150 m/час, п = 3000 об/мин, рн = 4 кгс/см2, Явак =
= 6 м вод. ст. Перекачиваемая жидкость — масло 46Т (ГОСТ 32—53) при
f = 55° С.
Принимаем т)0 = 0,9; у = 0,861 кгс/л.
150
Геометрическая подача Qr = -----------= 150 : 0,9 = 166,667 т/час =
.	ri°
= 3226,23 л/мин. По табл. 2 находим: 0,027177-3000-г3 = 3226,23 л/мин
и г = 34,08 мм.
Принимаем г = 35 мм, при этом Qr = 0,027177-3000-3,53 =
= 3495,64 л/мин — 50,16 кгс/сек.
По табл. 1 определяем:
d = 2г = 70 мм, Л = 2г = 70 мм, а = 15°, d0 = 2r cos а = 67,615 мм
Re = г (1 + 7.) = 43,40 мм; Ri = г (1 — х) = 26,60 мм;
г€ = г (1 + хе) = 40,60 мм; t0 = лг0 = 106,209 мм; t = пг = 109,956 мм;
S = 3,2г = 112,0 мм; X = 26°59'22"; ₽ = 90° — % = 63°0'38";
Ро = 62°1Г57"; 8 = 0,32, В = 1,6 S = 179,20 мм, 8П = 3,52;
р = ^^-2- = 19.65 мм; I =	= 38,42 мм, L = — I = 122,94 мм; v0
cos Ро	sin р0	S
_ ^dn _ jJ м]Сек; иос =	= 5,6 м]сек. Н—\^р^ + /7вак = 46 м вод. ст.;
60	60
т] = 0,575 (по данным испытаний); Nr =	==39.77 л. с.; N = ^Г^-- =
= 48,16 л. с. = 35,4 кет.
= 182 кгс; рп =	— 14,8 кгс/см;
асж = 0,418 V14,8 - 2,1 -10е • 1,02 = 2353 кгс/см*.
Давление на наружную и внутреннюю поверхности ведомого винта опре-
деляется по формулам (88) и (89):
Р2е = 0,65рнг2 = 36,6 кгс;
P2i = 1,775рнг2 = 100 кгс.
Равнодействующая давлений направлена по оси О2У (рис. 42,43) и равна
/?2 = 136,6 кгс. Точка приложения равнодействующей расположена на рас-
стоянии 56 мм от верхнего торца нарезки винта. Давление на винтовые
поверхности нарезки по формуле (97)
Р2в = 0,17Рнг2 = 10 кгс.
Точка приложения усилия Р2в находится на расстоянии около 98 мм
от верхнего торца нарезки. Окружное усилие Р2о приложено в середине
нарезки винта и дает радиальную составляющую Р2Г = 22 кгс.
3 О. А. Пыж и др.
181
ПРИЛОЖЕНИЕ III
184
185
186
Номограмма для определения диаметра винтов (число винтов —^2) и числа
оборотов насоса с профилями D по заданной подаче Qr '
187

Удельный вес масла 46Т (ГОТС 32—53) и ма-
зута (ГОСТ 10085—63) в зависимости от температуры
/— для масла; 2 — для мазута
Номограмма для определения вязкости смазочных масел в зависимости
ог температуры
Масла: / — 2,8° Е/50° С; 2 — 3,5° Е/50° С; 3 — 4,5° Е/50° С; 4 — 6,5° Е/50° С
°Е 120— 100- 90— 80— 70— 60- 50— чо-	Вязкость ест =1000 — 800 -700 — 600 -500 -400 ~—зоо
1
z- 0,8
Номограмма зависимости между вязкостью и удельным весом смазочных
масел
190
Номограмма для определения скорости жидкости v м/сек в трубопро-
воде при заданной подаче Q л/сек и внутреннем диаметре трубы (мм)
191
Номограмма для опреде-
ления потерь давления в тру-
бах при заданной вязкости
жидкости (°Е) и скорости
(м/сек)
ПРИЛОЖЕНИЕ IV
Перевод °Е в сст
 °Е	сст	СЕ	сст	°Е	сст	°Е	сст	°Е	сст
1,119	2,00	1,953	11,30	5,00	37,4	13,04	99,0	38,2	290
1,140	2,20	2,000	11,80	5,21	39,0	13,56	103,0	40,0	304
1,160	2,40	2,098	12,80	5,49	41,2	13,96	106,0	42,1	320
1,179	2,60	2,198	13,80	5,80	43,6	14,75	112,0	45,0	342
1,198	2,80	2,300	14,80	6,00	45,2	15,01	114,0	48,2	366
1,217	3,00	2,410	15,80	6,21	46,8	15,80	120,0	50,0	380
1,235	3,20	2,500	16,70	6,50	49,0	16,45	125,0	55,0	418
1,271	3,30	2,600	17,60	6,75	51,0	17,11	130,0	60,0	456
1,300	3,92	2,700	18,50	7,01	53,0	18,03	137,0	65,0	494
1,324	4,20	2,800	19,40	7,54	57,0	19,08	145,0	70,4	535
1,350	4,50	2,910	20,40	7,80	59,0	19,74	150,0	80,3	610
1,393	5,00	3,010	21,20	7,99	60,5	20,01	152,0	85,5	650
1,402	5,10	3,190	22,80	8,51	64,5	21,06	160,0	90,1	685
1,453	5,70	3,410	24,60	9,04	68,5	22,50	171,0	95,4	725
1,500	6,25	3,600	26,20	9,50	72,0	24,08	183,0	100,0	760
1,551	6,85	3,800	27,80	9,82	74,5	25,00	190,0	120,4	915
1,603	7,45	4,020	29,60	10,02	76,0	26,06	198,0	130,9	995
1,651	8,00	4,19	31,0	10,48	79,5	26,30	200,0	140,8	1070
1,700	8,55	4,42	32,8	10,81	82,0	27,60	210,0	150,0	1140
1,749	9,10	4,49	33,4	11,00	83,5	30,00	228,0	180,3	1370
1,799	9,65	4,80	35,8	11,53	87,5	32,40	246,0	197,4	1500
1,849	10,20	4,90	36,6	11,99	91,0	35,00	266,0		
1,896	10,70			12,51	95,0				
193
ЛИТЕРАТУРА
1.	Б а шт а Т. М. Машиностроительная гидравлика. Машгиз, М., 1963.
2.	В а с и л ь е в А. М. Всасывающая способность винтовых насосов.
Труды ВИГМ, вып. XXII, Машгиз, 1958.
3.	Ж м у д ь А. Е. Винтовые насосы с циклоидальным зацеплением.
Машгиз, М.—Л., 1963.
4.	Куколевский И. И., Байбаков О. В. Винтовые насосы
с винтами специального профиля (сборник статей). Машгиз, М., 1953.
5.	П е т р и н а Н. П. Судовые насосы. Судпромгиз, 1962.
6.	П ы ж О. А. Зубчатый винтовой насос. «Советское котлотурбострое-
ние», 1940, № 1.
7.	Хетагуров М. Г. Конструкции судовых вспомогательных ме-
ханизмов. Водтрансиздат, Л., 1954.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр^
Предисловие ......................................................... 3
Г	лава /. Общие сведения о винтовых насосах......................... 5
§ 1.	Принцип действия и конструктивные особенности винтовых
насосов .................................................... —
§	2.	Профилирование винтов винтовых насосов...............10
Г лава //. Теория зацепления винтовых насосов с эвольвентно-циклои-
дальными профилями................................................17
§	3.	Торцевые эвольвентно-циклоидальные профили	А,	В,	С	и	D	—
§	4.	Координаты торцевых профилей.........................22
§	5.	Приведение торцевых профилей к единой системе	координат	28
§	6.	Координаты винтовых поверхностей нарезки............35*
§ 7.	Коэффициент перекрытия в зацеплении винтов. Контактные
линии.......................................................37
Глава III.	Подача винтовых насосов...................................40
§ 8.	Геометрическая подача......................................—
§ 9.	Площадь поперечного сечения расточки корпуса и винтов
насоса...................................................43-
§ 10.	Геометрические характеристики винтовых насосов с про-
филями А, В, С и D.........................................52
Глава~1У.	Усилия, действующие на винты насосов.......................53
§	11.	Моменты на винтах........................................—
§ 12.	Усилия, действующие на наружную и внутреннюю поверх-
ности винтов ..............................................58
§ 13.	Усилия, действующие на винтовые поверхности винтов 66
§ 14.	Осевые усилия, действующие на винты.....................69
§ 15.	Разгрузка винтовых поверхностей нарезки винтов .... 72
Г лава V. Мощность, потребляемая насосом, всасывающая способность
и характеристики ................................................. 74
§	16.	Полезная и гидравлическая мощность,	к. п. д.	насосов	.	.	—
§	17.	Всасывающая способность винтовых	насосов...........75
§	18.	Характеристики насосов...............................91
Г лава VI. Конструкция винтовых насосов с эвольвентно-циклоидальным
зацеплением.............................................107
§	19.	Общие сведения о конструкции винтовых насосов	....	—
§ 20.	Конструкция пятивинтовых насосов отечественного произ-
водства ......................................................112
195
§ 21.	Конструкция двухвинтовых насосов отечественного произ-
водства ...................................................121
§ 22.	Конструкция винтовых насосов фирм Leistritz, Allweiler,
Bornemann и др.............................................127
§ 23.	Предохранительно-перепускные клапаны ................135
§ 24.	Соединительные муфты	и уплотнения...................140
Г лава VII. Изготовление насосов..................................144
§ 25.	Требования, предъявляемые к обработке корпуса, винтов
и подшипников ...............................................—
§ 26.	Изготовление винтов.................................146
§ 27.	Сборка насосов ......................................148
Г лава VIII. Испытание насосов ...................................150
§ 28.	Стенды для испытания	насосов......................—
§ 29.	Объем испытаний ..................................... 153
§ 30.	Неисправности насосов	и их причины ...................—
§ 31.	Виброакустические характеристики ....................155
Приложения .......................................................162
Литература........................................................194
ПЫЖ ОСИП АЛЕКСАНДРОВИЧ,
ХАРИТОНОВ ЕВГЕНИЙ САМУИЛОВИЧ,
ЕГОРОВА ПОЛИНА БОРИСОВНА
СУДОВЫЕ ВИНТОВЫЕ НАСОСЫ
Рецензенты канд. техн, наук Г. Ф. Абрамович,
инж. В. К. Кантовский
Научный редактор В. Ф. Воронов
Редактор Р. Д. Никитина
Технический редактор А. П. Ширяева
Корректор С. X. Кумачева
Оформление переплета художника Л. А. Яценко
Сдано в набор 23/X 1968 г. М-11228. Подписано к печати
21/1 1969 г. Формат издания бОхЭО'/щ- Печ. л. 12,25
Уч.-изд. л. 10,3 Изд. № 2025-67. Тираж 2500 экз.
Цена 70 коп. Бумага для глубокой печати.
Издательство «Судостроение», Ленинград, Д-65,
Гоголя, 8
Ленинградская типография № 4 Главполиграфпрома
комитета по печати при Совете Министров СССР,
Социалистическая, 14.
Заказ № 2049
ОПЕЧАТКИ
Стр.	Строка	Напечатано	Должно быть	По чьей вине
53	3 снизу	IdR	},ldr	типографии
125	4 »	«0,02 dt	^0,002 d2	автора
150	8 »	клапаном 11	клапаном	»
187 О. А.	2	» Пыж и др.	число винтов — 2	число винтов — 5	»