Д. Ф. r у р Е В И Ч


РАСЧЕТ
И КОНСТРУИРОВАНИЕ
ТРУБОПРОВОДНОЙ
АР МА ТУРЫ


и здание четвертое,
nерерабоmанное и дополненное


fii1


ИЗДАТЕЛЬСТВО
МАШИНОСТРОЕНИЕ»
ЛЕнинrРАД 1969




удк 621,646 (022)
3131
32269
Конструирование и расчет трубопроводной арматуры,
rуревич Д. Ф. Издво "Машииостроение», 1968 r., 888 стр.
Табл. 159. Илл. 540. Библ. 20 назв.
Книrа содержит данные по вопросам конструирова-
ния и расчета трубопроводиой арматуры. Приведены кон-
струкции арматуры для работы при различиых условиях
и иа различных средах и приводы, применяемые для управ-
Леиия арматурой. Представлены сведеиия о материалах..
при Меняемых для деталей арматуры. Рассмотреиы во-
просы конструирования осиовных узлов и деталеЙ, По-
дробно изложены МетоДЫ расчета арматуры. Приведены
справОчные данные, необходимые для конструирования
и расчета.
Книrа предиазначена для ииженернотехнических ра-
ботников заводов, конструкторских бюро и проектиых ин-
ститутов, а также может быть ПОЛезна студентам и аспи-
рантам высших учебных заведений.
Рецензент ИIIЖ. В, В. Манеров

ПРЕДИСЛОВИЕ
Трубопроводной арматурой оснащаются мноrие установки и
аrреrзты в химической, нефтедобывающей и нефтеперерабатываю

щей промышленности, в металлурrии и энерrетике.
Большое количество арматуры используется в судостроении,
холодильиой промышленности, жилищном и промышленном строи

тельстве и друrих отраслях народноrо хозяйства.
Быстрое развитие техники вызывает необходимость разработки
и изrотовления большоrо количества различных конструкций
арматуры для самых разнообразных условий работы. Диапазоны
температур, давле
ий, вязкостей и друrих свойств применяемых
различных сред, в которых работает арматура, непрерывно рас-
ширяются, поэтому число проблем, с которыми сталкивается кон-
структор, несмотря на большое количество выполняемых экспери

ментальных и теоретических разработок, все время возрастает.
Конструктору приходится решать различные задачи из мноrих
областей: механики, rидравлики, трения и износа, эрозии, корро-
зии, прочности И жесткости деталей, влияния темпер
турных
воздействий и т. д. Он должен прежде Bcero учитывать условия
работы арматуры и обеспечить надежность и долrовечность работы
конструкции, а также ее технолоrичность и возможность изrотов-
ления с малыми затратами.
В связи с возрастающей ролью автоматизации управления про-
изводственными процессами увеличивается роль электрическоrо,
пневматическоrо и rидравлическоrо приводов арматуры, дистан

ционноrо управления арматурой, что вызывает усложнение кон-
струкций.
Данные, необходимые конструктору для проектирования тру-
бопроводной арматуры, приведены в настоящей книrе. По сравне-
нию с предыдущими изданиями расширен объем материалов по
конструированию, увеличено количество таблиц и друrих справоч-
ных дaHHы,' предназначенных для практическоrо использования
1* 3




в процессе конструирования. Приведено большое число конструк-
ций арматуры как отечественных, так и зарубежных, среди них
MHoro конструкций ЦКБА (Центральное конструкторское бюро
арматуростроения).
В книrе сохранены размерности, принятые в предыдущих
изданиях и применяемые пока в инженерной практике, поскольку
сохраняется действие [ОСТов, разработанных в этих единицах
измерений, и используются приборы со шкалами, rрадуирован-
ными в кТ/см 2 .
Для справок приводятся соотношения между единицами, часто
встречающимися в книrе, и новыми единицами [ОСТа 986761:
килоrрамм-сила 1 KF == 9,81 н (ньютон), давление 1 кпсм. 2 ==
== 98,1 .103 н/ м. 2 , или приближенно 0',1 Мн/ м 2 (меrаньютон),
температура  tO С == ТО К  273,15°.
Автор надеется, что изложенный в книrе материал поможет
инженер но-техническим работникам в решении задач конструиро-
вания и расчета арматуры.
Все замечания и пожелания по содержанию книrи автор просит
высылать по адресу: Ленинrрад, ул. Дзержинскоrо, 10, Ленинrрад-
ское отделение издательства «Машиностроение».
Автор

ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
ПРОМЫШЛЕННАЯ
ТРУБОПРОВОДНАЯ
АРМАТУРА

РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
НАЗНАЧЕНИЕ ТРУБОПРОВОДНОй АРМАТУРЫ
r л а в а 1. КЛАССИФИКАЦИЯ ТРУБОПРОВОДНОЙ
АРМАТУРЫ
1. ВВЕДЕНИЕ
Трубопроводной арматурой называются устройства, предна
значенные для управления движением по трубопровода;\1 потоков
жидкостей, rазов (паров), а также сыпучих I\raтериалов путем не-
посредственноrо на них воздействия. Трубопроводная арматура
используется также для управления движением части потока или
ero отдельной фазы  жидкой или rазовой.
Общая классификация арматуры, предусматривающая разде
ление арматуры по различным признакам, приводит к сложной
схеме, неудобной для практическоrо применения. Целесообразно
иметь ряд частных классификаций по тем или иным признакам.
Практика подтвердила правильность TaKoro решения. В соответ-
ствии с этим имеются классификации арматуры по диаметрам TPy
бопровода, величине рабочеrо давленин среды и температуре, по
типам арматуры, конструктивным признакам и т. д,
2. КЛАССИФИКАЦИЯ ТРУБОПРОВОДОВ
Подавляющее количество арматуры устанавливается на трубо-
проводах и лишь сравнительн,О небольшая часть монтируется непо-
средственно на аппаратах, котлах, установках, arperaTax и пр.
Номинальный диаметр отверстия в трубе или в арматуре, слу
жащеrо для прохода среды, называется условным диаметром про-
хода и обозначается Dy. Величины условных диаметров реrламен
тируются [ОСТом 35567 и представлены в табл, 1.
Трубопроводы можно разделить на маrистральные, техноло
rические, энерrетические, судовые, авиационные и т. д. Каждый
из них имеет свои характерные особенности условий монтажа и
эксплуатации, что необходимо учитывать при конструировании
арматуры. Арматура, установленная на маrистральных трубопро-
водах, как правило, приводится в действие сравнительно редко.
7

7'аUЛlUj(/
Условные диаметры проходов DII (в ,ltлt) трубопроводов и арматуры
(по rOCTy 35567)
Основные
ВспомоrаП'J1ЬIlЫС
3' 6; 10; 15; 20; 25; 32; 40
J; J,5; 2; 2,5; 4; 5; 8; J3 '"
Основныс
BCnOMOI"31CJJulI ыр
;;И; G5; MJ; J 00; J 25; 1 :'0; oo; 250; OO
J():' I "iG; 25; 27;);  3251
ОСIlОFlные I
ВСIlомоr"UТСЛЬ!l ыС
;!O; 4()(); :,()О; БО,,;
ЗI5; 450;
МОИ;
7()();
I ()О();
) О о;
J2U()
J JU()
=;лтзоо;" 1400;
ОСНОвные I 3000;
Вспомоrательн ые 3200;
1600; 2000; 2400
1500; ", J 800; 2200; 2600; 2800
3100; 4000
3600; 3800
п р 1I М е Ч а н и е. Основные размеры предназначаются для трубопроводов,
фJ1ТJ1нrов и арматуры общепромышленноrо назначения и рекомендуются для
применеJ1ИЯ в первую очередь. Вспомоrательные размеры Не MorYT прнменяться
ДЛЯ трубопроводов, фитинrоВ и арматуры общеIJРОМЫШЛенноrо назнаЧения. Вспо
моrатеЛЫIые раЗМеры, обозначенные *, MOrYT быть применены в виде ИСКЛЮЧениЯ
JШШЬ ДЛЯ обеСПечения работы существующих трубопроводных сисТем или YCTa
вовок, разработанных н изrОтовлеIIIIЫХ до ввода в деНствне ('ОСТа 35567,
На технолоrических трубопроводах она обычно эксплуатируется
более интенсивно. Так, на некоторых установках цикл открытие
закрытие совершается в течение суток MHoro раз. Арматура cyдo
пых трубопроводов часто подверrается действию вибраций,
а в авиационных трубопроводах помимо вибраций MorYT возник
нуть также ускорения, в несколько раз превышающие ускорение
силы земноrо притяжения.
Трубопроводы проектируются и изrотовляются в соответствии
с правилами, установленными rосrортехнадзором, Исключение
составляют трубопроводы с невысокими значениями параметров
среды, например трубопроводы Д.'IЯ пара, эксплуатируемые при
давлении до 2 кпсм. 2 (абс,); для воды с температурой до 1200 с;
временно установленные трубопроводы со сроком действия дО O,'J,
Horo [ода и некоторые друrие. В зависимости от рода и параметров
рабочей среды энерrетические трубопроводы подразделяются на
четыре катеrории.
К первой катеrории относятся трубопроводы переrретоrо пара
при температуре 450660C' С независимо от давления пара, а также
трубопроводы rорячей воды и насыщенноrо пара при давлении
свыше 184 кпсм. 2 и температуре свыше 120' С.
КО второй катеrории относятся трубопроводы переrретоrо пара
при температуре свыше 350 до 450' С при давлении до 39 кпсм. 2 ,
а также трубопроводы rорячей воды и насыщенноrо пара при
,'J,авлении свыше 80 до 184 кпсм. 2 при температуре свыше 120" С.
8

Третью катеrорию составляют трубопроводы переrреТОI'О пара
при температуре свыше 250 до 3500 С и давлении ДО 22 Kr/CAt 2 ,
а также трубопроводы rорячей воды и насыщенноrо пара при дав-
лении свыше 16 до 80 кпсм 2 И температуре свыше 120" С.
К четвертой катеrории принадлежат трубопроводы переrре-
Toro и насыщенноrо пара давлением свыше 1 до 16 кпсм 2 и при тем-
пературе свыше 120 до 2500 С.
Правилами безопасности, утвержденными rосrортехнадзором
СССР в rазовом хозяйстве заводов черной металлурrии, разре-
шается прокладка rазопроводов как межцеховых, так и цеховых
с давлением до 6 кпсм 2 . В случае производственной необходимо-
сти допускается давление до 12 кпсм 2 . Для прокладки rазопрово-
дов с давлением СВQIше 12 кПсм 2 требуется разрешение Управле-
ния oKpyra rосrортехнадзора СССР.
В зависимости от максимальноrо рабочеrо давления rаза rазо-
ПрОБОДЫ и rазовые установки делятся на rазопроводы и rазоуста-
новки:
низкоrо давления при Р раб  0,15 кПсм 2 ;
низкоrо давления при 0,15 кПсм 2 < р раб  1 кпсм 2 ;
среднеrо давления при 1 кПсм 2 < Рра6  3, кПс.м 2 ;
BbIcoKoro давления при 3 кПсм 2  Р раб  6 кПсм 2 ;
BbIcoKoro давления при 6 кПсм 2 < Рра6  12 кПсм 2 .
Установка бронзовых кранов или задвижек с бронзовыми KO.'IЬ-
цами на rазопроводах KOKcoBoro rаза запрещается.
Дисковые задвижки на rазопроводах должны быть с выдвиж-
ным шпинделем, При наличии указателей величины открытия и
направления вращеНЩI шпинделя допускаются задвижки с невы-
движным шпинделем. Пробки кранов должны иметь оrраничитель
поворота на 900 и риску, показывающую положение крана.
После дисковых задвижек для надежноrо отключения отдель-
ных участков от действующих rазовых сетей устанавливаются
листовые задвижки (при Р раб  0,4 кПсм 2 ) либо заrлушки. При
давлении rаза свыше 3 кПсм 2 дисковые задвижки и краны должны
быть стальными.
Для изrотовлення rазопроводов применяются трубы из хорошо
сваривающихся малоуr леродистых и низколеrированных сталей
с содержанием уrлерода не выше 0,27%. Относительное удлине-
ние стали при пятикратных образцах должно быть не менее 18%.
Трубопроводы, используемые в rазовом хозяйстве [ОрОДОВ,
промышленных предприятий или друrих потребителей, в заваси-
мости от давления rаза подразделяются так:
rазопроводы низкоrо давления, работающие при рабочем дав-
лении 0,05 кпсм 2 и ниже;
rазопроводы среднеrо давления, работающие при рабочем
давлении свыше 0,05 до 3 Kr/CM 2 ;
rазопроводы BbIcoKoro давления, работающие при рабочеl\!
цавлении свыше 3 до 6 кПсм 2 .
я

в rородском rазовом хозяйстве в зависимости от назначения
rазопроводы подразделяются на транзитные, распределительные
и ответвления. Транспортировка rаза по [ородскому rазопроводу
допускается под давлением не выше 12 кr/см 2 .
К трубопроводам и арматуре, предназначенным для транспор
тирования на химических производствах orHe и пожароопасных
сред, а также для токсичных сред, предъявляются высокие требо
вания в отношении прочности и плотности. Независимо от темпе-
ратуры рабочей среды, при транспортировании их под вакуумом
или под давлением при диаметре трубопровода До 400 .мм должны
применяться стальные бесшовные трубы, Сварные трубы MorYT
применяться только при условии изrотовления их по специальным
техническим условиям,
Соединения в трубопроводах для транспортирования сжижен-
ных rазов должны осуществляться I'лаВНЫМ образом сваркой.
В местах установки арматуры и с целью присоединения оборудова-
ния MorYT быть применены фланцевые соединения. Они MorYT быть
использованы и в трубопроводах, требующих периодической раз-
борки с целью очистки или замены ОТДельных участков.
3. КЛАССИФИКАЦИЯ ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАТУРЫ
ДО настоящеrо времени отсутствуют стандарты на общую клас-
сификацию трубопроводной арматуры. Ниже приводятся некото-
рые данные классификации по отдельным признакам или парамет-
рам, часть из которых уже является общепринятыми или стандар-
тизованными, а некоторые должны рассматр.иваться как предвари-
тельные предложения, требующие уточнений и подтверждения их
целесообразности на практике.
По назначению арматуру можно подразделить на пять больших
Ю1ассов:
1) запорная арматура 1  устройства, применяемые для перио-
дическоrо или разовоrо включения или отключения части трубо
провода или объекта (вентили, клапаны, задВИЖКИ, краны и др.);
2) реrулирующая арматура  устройства, применяемые для
частичноrо перекрытия проходных сечений и изменения количества
протекающей жидкости с целью реrулирования расходов, давле-
ния, уровня, температуры, состава среды и т. Д. (реrулирующие
клапаны, реrуляторы давления, реrуляторы уровня, редукцион-
ные клапаны, смесительные клапаны и др.);
3) предохранительная арматура  устройства, используемые
для оrраничения рабочих параметров и предотвращения аварийных
условий: выпуска избытка среды при чрезмерном повышении
давления ( предохранительные и перепускные клапаны), предот-
1 Представля ется целесообразным к()нструkции запорной арматуры назы-
вать з а т в о р а I Н, а узел, с ПОIOщью KOToporo осуществляется перекрытие
потока среды, н азывать з а м к о ЛI З а т в о р а.
10

вращения движения среды в обратном направлении (обратные
клапаны);
4) контрольная арматура  устройства, предназначенные для
определения наличия или уровня жидкости (пробноспусковые
краны, указатели уровня);
5) разная арматура  устройства, применяемые, например,
для отвода одной из фаз среды: конденсата (конденсатоотводчики),
воздуха (вантузыI,, масла (маслоотделители) и др.
Для наrлядности приводится схема классификации арматуры
по назначению.
КЛАССИФИКАЦИЯ АРМАТУРЫ ПО НАЗНАЧЕНИЮ
Трубопроводная арматура
Реrулнрую- Предохрани Контроль
Запорная тельная ная Разная
(затворы) щая (предохра  (указа-
(дросселн) ннтелн) телн)
I I I I I
 L  I  1 l l l II II 
  I 
:;;
'"
'"
t:: :;;
" :;; '" о:
<; '" <; '"
" '" '" :с о- '"
... J:: '" '" <!i :с :с
о: '" о: о: :;; :;; '" '" "
<!i <; <!i '"
"' :с <; "' о: о: :о о: "1:
"' О .а '" "' "'
<!i '" '" о- <; t:: О О О
'" '" "1: » <!i '" :с о. "' ci.
... ...
Ef Ef <; u » о "1:
:о :;; о: :с »
" 52 о: о
" о. о- Q) t:: ;:; ... "
:;; " » » о о '" '( '"
:с " :с о. о- ... ... о. :;; Q) u :;;
 <; о: :о о: " " '" '" х о: о ... gj '"
" " " о <; <; <; <; о ... о: '" »
"' ... t:: о: <; » » » » "1: '" '" '" "1: ...
"1: " " '" u '"' '"' '"' '"' Q) о. о '" " о:
'" Q) с; о. '" Q) Q) Q) Q) о. '" "- :с о "
о')   21 о') р. р. р. р. t: О t: :>..  ""
Основными, наиболее важными и широко применяемыми пара
метрами арматуры являются С.1едующие:
1) условный диаметр прохода Dy  номинальный ,внутрен-
ний диаметр трубопровода, к которому присоединяется арматура;
2) рабочее давление Р раб  давление, при котором осущест-
вляется эксплуатация арматуры;
3) условное давление среды Ру  номинальное давление среды,
соответствующее обычно рабочему даВ.тrению при температуре
среды t == 0-.;-.1200 С для чуrунной арматуры и t == 0-.;-.2000 С для
арматуры из уrлеродистой стали (rOCT 35659);
11

4) пробное давление Р nр  давление, при котором произво
ДИТСЯ rидравлическое испытание арматуры на прочность.
Из линейных размеров необходимо выделить строительную
длину L мм, равную длине отрезка трубы, КОТ9РЫЙ она замещает.
ДiJЯ фланцевой арматуры строительная длина равна расстоянию
между наружными торцовыми плоскостями присоединительных
фланцев, Условные диаметры проходов трубопроводной apl\laTypbI
!шеют (табл. 1) 31 основной размер, предназначенный для преиму-
щественноrо применения, 19 ВСПОl\lоrательных размеров, не peKO
,!eHдyeMЫX для арматуры общепромышленноrо назначения, и 8 раз-
меров, которые MorYT быть использованы в Биде исключения лишь
для изrотовленных ранее и эксплуатируемых трубопроводов.
По размерам условноrо диаметра прохода МОЖНО выделить
следующие пять rрупп арматуры:
1) rруппа сверхмалых размеров до 5,0 мм включительно;
2) rруппа малых размеров  от 6 до 40 мм включительно; ap
матура этих диаметров прохода применяется в разветвденной сети
водопроводов, rазопроводов, в аппаратах и т, д. и изrотовляется
в большом количестве;
3) rруппа средних диаметров прохода  от 50 до 300 м.М вклю-
чительно; ПРllменяется для разводящих линий трубопроводов и
отдельных маrистралей; изrотовляется крупносерийно;
4) rруппа больших диаметров прохода  от 350 до 1200 мм;
используется Б основном в маrистральных трубопроводах, изrо
товляется серийно или мелкосерийно;
5) rруппа сверхбольших диаметров прохода  от 1400 мм и
выше; используется в основном в металлурrии, rидротехнических
сооружениях и Б некоторых друrих отраслях промышленности;
изrотовляется мелкосерийно и индивидуально.
По условным давлениям арматуру можно разделить на
6 rрупп:
1) арматура для rлубокоrо вакуума, используемая для ;авле-
ний ниже 1. 10 3 мм рт. ст.;
2) вакуумная арматура, используемая ДiIЯ давления от
1 ' 10 3 мм рт. ст. и выше  до 1 ата (абс.);
3) арматура малых давлений, применяемая до 16 кпсм 2 ;
4) арматура средних давлений  от 25 до 100 кТ/см 2 ;
5) » высоких »OT 160 до 800 кпсм 2 ;
6) » сверхвысоких»  от 1000 кпсм 2 И выше.
Рабочие давления при температурах до 1200 С для чуrуна и до
2000 С для стали равны условным. При повышении температуры
допускаемое рабочее давление снижается в зависимости от мате-
риада корпусных деталей арматуры.
ПО температурному режиму арматуру можно раЗ;l,еюJТЬ на пять
катеrорий.
1. Арматура обычная, изrотовляема'я из )тлеродистоЙ стали,
KOBKoro И/JИ ceporo чуrуна; арматура из )ТiJеро,'J,ИСТОЙ стаЮI при-
12

меняется для температуры от 40 до +450 С, арыатура из ков-
Koro чуrуна от зо до 4000 С; арматура из ceporo чуrуна от 15 до
300" С. (Пределы применения при низких температурах указаны
для неответственных объектов и при низких давлениях. ДЛЯ OT
ветственных объектов, например rазопроводов, работающих при
температуре ниже зоо, применяется стальная арматура из
леrированной стали, специальных сплавов или цветных металлов
с ударной вязкостью при рабочей температуре не менее 2 кТ ,м/см 2 .)
2. Арматура для высоких температур, изrотовляеlан из спе
циальных сталеЙ и применяемая для теlПС'ратур 450600' С.
3. Арматура жаропрочная, применяеIaН для температур свыше
600 С.
4. Арматура для низких температур, работающая при темпера-
турах до 700 С.
5. Арматура для rлубокоrо холода, приrО;'J,ная к эксплуатации
при температурах ниже 700 С.
При применении арматуры из уrлеродистой стали для темпера-
тур свыше t == 200" С рабочее давление с повышением температуры
снижается и допускается до следующих значений:
t в ОС
250
300 350 400 425 450
РРаб
0,90Р у
0,80Р у 0,70Р у 0,64Р у 0,56Р у 0,42Р у
Для арматуры, изrотовленной из друrих сталей, снижение
рабочеrо давления при повышении температуры определяется
свойствами стали (табл. 2 и 3).
Рабочее давление при различных температурах может обозна
чаться цифровыми индексами внизу буквы Р, которые COOTBeT
ствуют рабочей температуре среды. Например, если написано
Р400 == 64 кТ!см 2 , то это обозначает рабочее давление среды
64 КПС-tt 2 при температуре 4000 С.
При конструировании арматуры целесообразно по возможности
максимально унифицировать детали, т. е. создавать конструкции
деталей, которые моrли бы быть использованы для различных
изделий и для различных условий работы. Особенно важное значе-
ние приобретает унификация конструкциЙ корпусных деталей,
имеющих обычно наиболее сложную форму, для производства
которых требуется изrотовление моде,1ей. Использование системы
условных давлений Ру и соответствующих им различных рабочих
давлений Р раб при различных температурах позволяет унифициро
вать такие сложные детали, как корпуса, крышки и друrие детали
работающие в различных условиях. Одну rрадацию рабочих дaB
лений при различных температурах, коrда данному условному
1 :з

,j::"


Таблица 2


ТемпераТУРНblе ступени для стальной арматуры
(по [ОСТу 356
59)


I'руппа сталей Номер температурноii СТУП
!I!l
\ Обо
 I Марки 1 I 2 \ 3 \ 4 I 5 I 6 I 7 I 8 I 9 I 10 ! 11 [ 1
 I 13
Номер значе
 Наименование стялей
ние Температура рабочеii СрС;:(Ы IЗ ос
1 I с I Уrлеродистая I Ст.3; МСт.4; I До 200 I 225 I 250 I 275 I 300 I 325 I 350 I 375 I 400 I 410 I 425 I 430 I 435
(С <0,3) 25
11 I М I Молибденовая I 16М I До 200 I 275 I 320 I I I 465 I 475 1 I I I I I
375 450 I


 i



I I , I
111 I МХ I хромомолибденоваяl 12МХ I До 200 I 275 I 320 I 375 I 450 I 475 1 490 I 4
'5 I 500 I 505 1 510 I 510 i 515
I
I I х РОМОМОЛИбдеllосзяl \ До 200 I I I I I I , , I I
IV ХМ 15ХМА; 275 320 I 375 450 I 475 I 490 4
5 500 .30;::; I 310 510 315
20ХМЛ i I
! I
V ХМФ Хромомолибдсно
 I 12Х1МФ; I До
oo ! 275 I 320 375 I 450 I 500 510 i 51.') I 5.!О ,)25 ! 530 I 535 1 I 540
ван здиевая 20ХМФЛ; I I I I 1 I !
15Х1М1Ф; I I ! I I
I 1 I I
15ХIМIФЛ I
I I I I 1
УI I Х5Т I Хромотитановая I Х5ТЛ I До 200 I 285 I 325 I 360 I 390 I 415 I 425 I I I I I I
i 1,

 I
 I

 I

VII \ ХБ I ХРОМОМОЛИбденоваяIХБМЛ; Х5ВЛ! ДО 200 I 285 I 325 I 360 [ 390 I 415 I .130 I 445 I 450 I 460 I 470 I 480 I 490
и хромовольфрамовая I I
I I
VIII I Х8 I хромовольфрамовая! Х8ВЛ I До 2001 285 I 325 I 360 I 390 I 415 I 430 I 445 I 450 I 460 I 470 I 480 I 490
I
IX ХН Х:РОМОlIикелетита
 Х18Н10Т; ДО 200 I 275 I 320 I 375 420 460 480 ! 500 520 I 540 I 560 580 590
новая и хромонике
 1 Х18Н12Т; I I
левольфрамовая 1 Х14Н14В2М; I
1 Х14Н14В2МТ;
I Х18Н9Т Л I , I !
х I xr I XpOMOKpeMlleMap
 I 14XrC I До 200 I 225 I 250 I 275 I 320 I 350 I
 I
 I
 I
 I
 I
 I

rанцевая
ХI I ХФ I Хромомолибдено
 I Х3МВФ I До 200 \ 300 I 350 I 400 I 440 I 460 I 475 I 500 I 510 I
 I
 I
 I

вольфрамованадиевая




Продолжение табл. 2
rруппа ста,lей Номер температурной ступени
I Обо-I Марки 14 I 15 I 16 1 17 I 18 I 19 I 20 I 21 I 22 I 23 I 24 I 25 I 26 I 27
Номер значе Наименование сталей I
ние Температура рабочей среды в ос
1 \ С I ,rrлеродистая I Ст.3; МСт.4; 1440 I 445 1450 I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I 
(С <0.3) 25
I
11 I М I Молибденовая \ 16М I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I 
111 I МХ I ХРОМОМОЛИбденоваяl 12МХ I 515 I 520 I 525 1 530 I  I  I  I  1  I  I  I  I  I 
IV \ ХМ I ХРОМОМОЛНбденоваяl 15ХМА; 1520 I 525 1530 I 535 1540 I  I  I  I  I  I  I  I  I 
20ХМЛ I
''; IхмФ Хромомолибдено  12Х1МФ; 1545 550 I "" I 560 565 570 '573 i 580 585     I 
ванадиевая 20ХМФЛ; I
15ХIМIФ; I
15ХIМ1ФЛ
I \'1
Хромотитановая J
Х5Т
Х5ТЛ
II II II II l I I I I I 
\'11 Х5 Х rОМОМОЛНбдсиовая\ Х5МЛ; \495 \ 500 15051 510 \ 5151 520 \525 \ 530 I 535 \ 540 I 545 I 550 I  I 
и ХРО:\108DльфраМDВ3Я Х5В J1 I I
I I
ПII I Х8 i Х ромовольфрамоваяl Х8ВЛ I 4951 500 I 510 I 515 I 520 I 525 I 530 I 540 i 545 I 550 I 555 I 565 I 570 I 575
I
IX I ХН I Хромоникелетита- Х 18Н10Т; 600 610 620 630 Ю" I 640 650 I 660 I б70 I Gi5 680 I 690 693 700
I
новая и хромонике 1Х18Н12Т; I I
"евольфрамовая 1Х14Н14В2М; I I 1
i I lХ14Н14В2211.Т; I
I I Х 18Н9Т Л I
Х I х! I XPO"OKpCMHeMap I 14XrC I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I 
rанцевая I I I
I
I I I I
ХI ХФ I Х ро,!Омолибдено- Х3МВФ              
" ,
I во..ьфрамованадневая I I \
Il р и 1 е ч а и и е. Н соответствии с существующими положениями llрИМенение сталей, lе['ироьанных никелем, ДОlIускаеТСп
1ИJ:II, R Т:ХННЧ€'СКИ оБОСНОRаиных случаях и требует соответстпующеrо разрешения.
.;.л



Рабочее давление при различных температурных ступенях для стальной арматуры
(по [ОСТу 35659)
Таблица 3
Номер температурной ступени
Давление ,.1.аВv1ение 1 I 2 I з1 41 5 I 61 7 I 8 [ 9110111 112 [ 1з114115 [ 16 [ 17 [ 18119 [ O [ 21 12 12з1241251261 7
условное пробное
р Р пр
Е "r7cM' с Kr/CM' Рабочее давление Р раб (наибольшее) в "r/С,И'
I
I , 71 7
1 2 1 1 0.9 0.9 0.8 0.8 0,7 0,7 0,6 0,6 0.6 0.5 0,5 0,5 0,5          
2,5 4 2.5 2.4 2,2 2.1 2,0 1.9 1,8 1,7 1,6 1,5 1,4 1.3 1.2 1,2 1,1 1.0 1.0 0.9 0,9 0,8 0,8 0,7 0,6 0,6 0,6
4 I (; 4 3,8 3.6 3.4 3,2 3.0 2,8 2.6 2,5 2.4 2.2 2,1 2,0 1,9 1,8 1,7 1,6 1,5 1.4 1,3 1,2 1,2 1,1 1.0 1.0 0,9 0.9
6 9 6 6 5.6 5,3 5.0 4.8 4.5 4,2 4,0 3,8 3,6 3,4 3.2 3,0 2.8 2.6 2.5 2.4 .2 1,1 2,0 1,9 1,8, 1,7 1.6 1.з11.4
10 13 10 9.5 9,0 8,5 8,0 7,5 7.0 6,7 6,4 6.0 5,6 5,3 5,0 4,8 4,5 4,2 4,0 3,8 3,6 3,4 3'13'O 2.8 2.612.5 .) -t ;,.)
161 . I .
16 I 24 15 14 1312,5 1 11 10,5 10 9,5 9 8,5 8 7,5 7 6,7 6.4 6 5.6 5,3 5 4.8 ' , 4,2 ., ;J.8i 3,6
""I,t}
25 38 o1 :24 22 1 20 19 18 17 16 15 14 13 12,5 12 11 10,5 10 9,5 9 8.5 8 7,5 i 6,71 tJ,..t Ii 5,6
40 50 :I 38 36 34 32 30 28 26 O 24 22 21 20 19 18 17 16 15 14 1з112,5 1:2 l11Щ51 10 () ') l)
и
64 I 96 64 60 56 53 50 48 4;:; 42 40 38 36 34 32 30 28 26 25 4 22 21 o НI 18' 17 1l; . ;;1 1
100 150 100 95 90 85 80 75 71 67 64 60 56 53 ;:;0 48 45 42 40 38 36 34 32 30 081 26 'JI ./..tl .,,)
 I  "
I \
160 2O 160 150 140 132 125 118 II2 106 ]00 95 90 85 80 75 71 67 64 60 56 оЗ 50 48 451 42 401 381 36
200 300 200 190 180 170 160 150 140 132 125 118 112 106 100 95 90 85 80 75 71 G7 54 БО 561 53 501 48 i 45
250 3;:;О '250 235 225 210 200 190 180 170 160 150 140 132 125 118 112 106 100 95 90 85 80 75 71 67 64 I 56
320 450 320 300 280 265 250 235 225 210 200 190 180 170 160 150 140 132 125 118 112 106 100 95 90 85 80 71
400 360 400 380 360 340 320 300 280 265 250 235 225 210 200 190 180 170 160 150 140 132 125 118 112 106 100 95\ 90
500 650 500 475 4['0 425 400 380 360 340 320 300 280 265 250 235 225 210 200 190 180 1701160 150 140 132 123 118 11
640 800 640 600 560 530 500 475 450 425 400 380 360 340 320 300 280 265 250 235 25 21 О 200 190 1801170 160 1501140
800 1000 800 750 710 670 640 600 560 530 500 4751450 425 400 380 360 340 320 300 280 265 250 35 25 210 200 190 180
. 425)400/380 3001 2801 265! 2;:;0
1000 1250 1000 950 900 850 800 750 710 670 640 600 560 530 500 475 450 360 340 320 23'J) '225
При М е ч а н 1: е. Давлен Не Ру; Р пр и Р раб  избыточное.

давлению и рабочей температуре соответствует одно рабочее давле-
ние, для деталей, изrотовляемых из различных сталей, применять
нецелесообразно, так как это приведет к недостаточно эконом-
ному использованию специальных сталей. Поэтому [ОСТ 35659
предусматривает разделение сталей на одиннадцать характерных
rрупп, каждая из которых имеет свою rрадацию температур
в соответствии с изменениями механических свойств данных сталей
при повышении температуры. В табл. 2 приведены rрадации темпе-
ратур по ступеням для различных rрупп сталей, в соответствии
с [ОСТом 35659, в табл. 3 приведены величины рабочих давле
ний при различных температурных ступенях для различных услов
ных давлений. Рассмотрим пример применения табл. 2 и 3.
Допустим, требуется изrотовить задвижку из хромомолибдено-
вой стали марки 20ХМЛ, работающую при Р раи "" 100 кr/см 2 И
температуре t  5000 С.
По табл. 2 устанавливаем, что для стали 20ХМЛ теI\шература
t == 5000 С соответствует 9й температурной ступени, а по табл. 3
определяем, что для 9й температурной ступени при Ру ==
== 160 кr/см 2 Р раб == 100 кПсм 2 .
На основании этих данных и табл. 2 и 3 определяем, что за
движка, изrотовленная для заданных условий, может быть исполь
зована для давлений от Р раб == 160 кr/см 2 при t  2000 С (1я TeM
пературная ступень) до Р раб == 60 кr/см 2 при t  5400 С (18я тем-
пературная ступень).
В соответствии справилами rосrортехнадзора на энерrетиче
ских трубопроводах оrраниченных параметров и диаметров про
хода может устанавливаться и чуrунная арматура, изrотовленная
из чуrунов определенных марок. Опыт эксплуатации чуrунной
арматуры на электростанциях выявил нецелесообразность ее при
менения на энерrетических установках при давлениях свыше
Р раб == 4-+5 кПсм 2 и температуре свыше t == 150-+ 1600 С в связи
с тем, что в условиях работы электростанций при более высоких
параметрах работы чуrунная арматура часто выходит из строя.
Для чуrунной арматуры предусмотрено шесть температурных
ступеней (табл. 4). Для арматуры из бронзы и латуни предусмот
рены три температурные ступени (табл. 5), причем для давлений
Ру> 40 кr/см 2 допускается температура t  1200 С.
В технически обоснованных случаях, например в случаях
применения специальных сталей, чуrунов и бронз, для арматуры
специальных установок и т. д. допускается отклонение от данных,
приведенных в таблицах, при условии, что при Р"аб прочность
арматуры будет обеспечена и не будет снижена применением чрез
мерно высоких значений Р nр (см. табл. 7).
При использовании приведенных выше таблиц 3 и 4 необхо
дима иметь в виду, что для управления задвижками при разных
Р ра6 (например, 160 и 60 кr/см 2 ) потребуется применение различ
ных усилий и ыоментов,
2 Д, ф, rуреВlIЧ
17

Температурные ступени для 4уrуиной арматуры
(по [ОСТу 35659)
Таблица 4
I Номер темпераТУРllОЙ ступеии
Чуrуны I 1 I 2 I 3 I 4 I 5 I 6
Температура рабочей среды t в ос
Серый \ До 120 I 200 I 250 I 300 \  I 
Ковкии I До 120 I 200 I 250 I 300 I 350 I 400
Давлен!!е Давление
условное пробllое Рабочее давлеНlIе Р раб (!!аибольшее) в r.r/CM 2
Р,! Р пр
IЗ Kr>CAt 2 в Kr /сл!'
I ,
J 2 1 1 1 1 0,8 0,7
2,5 4 2,5 2,5 2 2 1,9 J,6
4 б 4 3,6 3,4 3,2 3 2,8
6 9 6 5,5 5 5 4,5 4,2
JO 15 10 9 8 8 7,5 7
J6 24 16 15 J4 J3 12 [О
25 38 25 23 21 20 18 [6
40 60 40 I 36 34 32 30 28
Таблица 5
Температурные ступени для арматуры из бронзы I1 латуни
(по [ОСТу 35659)
Номер температурной cTynell!!
Давлен не ДавлеИllе 2 3
условное пробl!ое Р пр
Ру в ,,;r jCA!' До 1200 С 2000 С 2500 С
в Kr/CM' Рабочее давлеllие Р раб в Kr/CM'
1 2 [ 1 0,7
2,5 4 2,5 2 1,7
4 6 4 3,2 2,7
6 9 6 5 4
10 15 JO 8 7
16 24 [6 [3 11
25 38 25 20 [7
40 60 40 32 27
64 96 64
JOO J50 100
160 240 160
200 300 200
250 350 250
.
18

В зависимости от свойств рабочей среды выбираются MaTe
риалы уплотняющих колец, набивки сальника и материалы OCHOB
ных деталей. В трубопроводах перемещаются самые разнообраз
ные вещества: вода холодная и rорячая, пар насыщенный и пере
rретый, rазы, смеси rазов, кислоты, щелочи, пульпа, жидкие
метаЛЛЫ (теплоносители), различные химические материалы в виде
полупродуктов, продуктов ИЛИ отходов. Каждая среда имеет свои
свойства и особенности, в соответствии с которыми при выборе или
проектировании арматуры подбирают или разрабатывают KOHCT
рукцию и выбирают материал деталей.
Арматура применяется в различных отраслях Народноrо xo
зяйства, мноrие из которых имеют свои особые условия эксплуата
ЦIIИ и предъявляют специфические требования к конструкции,
материалам и управлению арматурой.
В народном хозяйстве наиболее широко представлена так
называемая промышленная арматура, используемая в жилищ
нам и промышленном строительстве, водопроводной и rазовой
сети, в различных отраслях промышленности и в сельском
хозяйстве.
В химической промышленности помимо промышленноЙ apMa
туры используется большое количество коррозионноустоЙчивой
арматуры для аrрессивных сред, для высоких и сверхвысоких дaB
лений. Судостроительная промышленность предъявляет к арla
туре помимо основных требований еще требование минимальноrо
веса конструкции. В нефтяной промышленности для фонтанноЙ
арматуры используются материалы, обеспечивающие износостоЙ
кость стенок против абразивноrо износа песком, содержащимся
в сырой нефти в некоторых месторождениях. В энерrеТlIке (тепло
вые электростанции) используется арматура в условиях колеба-
нИй температур и давлений, что требует соответствующих KOHCT
руктивных решений для обеспечения плотности подвижных и He
подвижных сопряжений в конструкциях,
По способу крепления арматуры в трубопроводах она подраз
деляется на фланцевую, муфтовую, цапковую и приварную.
По принципу OCHOBHoro действия (перекрытия потока среды)
арматуру можно разделить на две катеrории: клапанную . рис. 1
и золотниковую  рис. 2.
В клапанной арматуре поток среДЫ перекрывается путем пере
мещения диска вдоль оси потока; в золотниковой  поперек оси
потока.
К первой катеrории арматуры относятся:
1) клапаны (вентили)  рис. 1, а (диск перемещается поступа
тельно вдоль оси потока);
2) заслонки  рис. 1, б (диск поворачивается вокр yr оси,
перпендикулярной потоку и проХодящей через ось трубопровода);
3) обратные клапаны поворотные (захлапки)  рис, 1, (]
(диск поворачивается BOKpyr оси, перпендикулярной потоку 11
"*
..
19

о)
1
\
\
....:.....
Рис. 1. Схеыа деЙствия клапанных
устройств: а  клапан; б  заслон'
ка; в  ПОВОРОТНЫЙ клапан (<<за
хлопка» )
а)
8)


rJ)
с)
.
/ t t
Рис. 2. Схе\lа действия ЗОЛОТННКОВЫХ устройств: аЗ3.'\вижка (ПЛО
екая); 6  задвижка кольцевая; в  золотник ПЛОСКИЙ; е  золот-
ннк цилнндрическиЙ; д  золотннк ПОЛЫЙ; е  кран
20

смещенной обычно за пределы проходноrо отверстия; клапан
надвиrается на поток путем поворота).
Ко второй катеrории относятся следующие устройства:
1) задвижки (плоские)  рис. 2, а (диск или клин переме
щается в плоскости, перпендикулярной к оси потока);
2) задвижки кольцевые  рис. 2, 6 (цилиндр пересекает КОJlЬ
цевой поток);
3) золотники плоские  рис. 2, в (управление ПОТОI{()М произ-
ВОДИТСЯ смещением или поворотом пластины, снабженной каllап
ками или отверстиями);
4) золотники цилиндрические  рис. 2, с {управление ПОТОКО:\I
производится с помощью цилиндра, снабженноrо выточками,
канавками или отверстиями и перемещающеrося вдоль осп, пер
пендикулярной потоку);
5) золотники полые  рис. 2, д (управление потоком произ-
водится при помощи полоrо ЦИЛИндра, снабженноrо СКВОЗНЫl\Ш
пазами, через которые проходит среда);
6) краны  рис. 2, е (перекрытие потока производится пово
ротом цилиндра, шара или конуса  пробки BOKpyr своей оси,
снабженноrо сквозным отверстием).
П о с п о с о б У У п р а в л е н и я арматуру можно разде
лить на арматуру с ручным управлением и арматуру приводную.
Ручное управление ПРОИЗВОДИТСЯ в настоящее время r лавным
образом в тех случаях, коrда арматура переключается редко, ИС
пользуется как запасная или резервная, предназначенная на слу
чей аварии, ремонта трубопроводной сети и т. д. При хорошем
доступе к арматуре она используется с прямым ручным упраВJIе
нием, а при установке в труднодоступных местах, наПРIlмер на
трубопроводах, расположенных высоко, в низкорасположеНI!ЫХ
камерах, недоступных по условиям безопасности для обслуживаю
щеrо персонала помещениях и т. Д., используется арматура с ди
станционным ручным управлением.
Наиболее совершенным является механическое '! автомаТIIче
ское управление арматурой, осуществляемое раЗЛИЧIюrо ТIIпа при
водами, которые одновременно являются устройствами, обеспечи
вающим'и возможность дистанционноrо управления. Такие способы
управления находят все большее распространение как для целеЙ
периодических переключений, так и для реrулировашIЯ потоков
в трубопроводных системах.
П о с п о с о б У У п л о т н е н и я подвижноrо сопряжения
шпиндель  крышка арматура подразделяется на сальниковую,
сильфонную и мембранную. Для управлеНIIЯ ДIIСКОМ, юшном,
цилиндром или конусом, перекрывающим поток среды, из ПCJ.'IOСТiI
арматуры, заполненной средой, выводится наружу шпинде.'1Ь ВЛlI
ва,'1, образующий с крышкой или корпусом ПОДВIIжное сопряже
ние, которое должно быть уплотнено. Д.тrя этоЙ цели ПРIlменяются
саЛЬНIIКИ, сильфоны ИЛII мембраны. В последнее время I10.тrучает
21

развитие бессальниковая арматура с бесконтактным и внутренним
прнводом. В последней rруппе арматуры привод встроен таким
образом, что из полости, заполненной средой, выводятся наружу
лишь трубки или электропровода и, следовательно, подвижное
сопряжение, требующее уплотнения, отсутствует.
П о с п о с о б У Р а с п о л о ж е н 11 я следует различать
арматуру, допускающую использование ее только на rоризон-
талышх трубопроводах с вертикальным расположением крышки
ШIН шпинделя вверх (подъемные обратные клапаны, rрузовые
предохранительные клапаны и т. д.), па rоризонтальных и верти-
кальных трубопроводах в любом поЛожении и только в вертикаль
IIЫХ трубопроводах. Это объясняется тем, что не все конструкции
арматуры MorYT нормально работать будучи смонтированы на
трубопроводах ШIИ аппаратах в любом положении.
r л а в а 11. УСЛОВИЯ РАБОТЫ И ИСПЫТАНИЕ
АРМАТУРЫ
1. УСЛОВИЯ РАБОТЫ
Условия работы арматуры определяются мноrочисленными
факторами, rлавнейшими из которых являются следующие: рабо-
чее давление среды, рабочая температура, свойства среды, колеба-
ния температуры и давления, периодичность срабатывания или
переключений, тип привода, местонахождение арматуры на трубо-
проводе (установке или arperaTe), расположение на открытом ме-
сте I1Л!! в закрытом помещении и др.
Чтобы обеспечить прочность арматуры при высоких давлениях
среды, толщину стенок и друrие размеры деталей делают доста-
точно большими. При этих условиях усилия и моменты, необхо-
димые для управления арматурой, имеют большую величину.
Усложняются условия для обеспечения внутренней плотности
(в замке) затвора, в сальнике и прокладках. Большие скорости
среды в седле, вызываемые высокими давлеНIIЯМИ, создают эр 0-
ЗIIОIШЫЙ износ плунжера и уплотняющих колец. Чтобы обеспечить
достаточный срок службы вентилей или задвижек в таких усло-
виях, детали, I10дверrаемые эрозионному износу, изrотовляют из
ЭРО3IIOННОУСТОЙЧИВЫХ аустенитных сталей или наплавляют стел-
ЛI!ТОМ. В некоторых случаях седло и ШIунжер изrотовляют из
твердыХ сплавов.
Высокая температура среды создает особо сложные условия для
работы деталей. Материал деталей должен в зависимости от усло-
виЙ работы и назначения деталей об,lздать жаропрочностью,
жаростойкостью (окалиностойкостью), не должен быстро стареть
при сменах или колебаниях температуры, т. е. должен быть тепло-
устойчив  иметь высокий предел тепловой усталости. Предел
22

длительной прочности и предел ползучести материала при рабочей
температуре должны обеспечивать достаточно длительный срок
эксплуатации арматуры.
При работе на коррозионных средах арматура до.тrжна обладать
достаточной устойчивостью против химическоrо действия среды,
в противном случае срок службы арматуры будет недопустимо мал.
Требования химической устойчивости против действия среды OTHO
сятся ко всем деталям, соприкасающимся со средой, включая
прокладки и набивки сальника.
Колебания давления и температуры создают условия для раз
уплотнения фланцевых соединений, Периодическое повышение
температуры вызывает пластическую деформацию прокладки
в связи с временным увеличением затяrа болтов и шпилек, При сни
жении температуры затяr прокладки оказывается недостаточным,
и прокладочное соединение теряет плотность. Колебания давления
и температуры оказывают специфическое влияние на свойства
материала, вызывают старение материала, снижение ero пластиче-
ских и механических свойств.
Периодичность срабатывания арматуры оказывает большое
влияние на общий срок службы арматуры. Можно условно СЧII
тать, что ряд деталей, таких, как ходовая rайка, уплотняющие
кольца задвижек, набивка сальника и некоторые друrие детали,
MorYT выполнить определенное число циклов, после чеrо должны
быть подверrнуты ремонту или замене, При частом срабатывании
арматуры срок службы этих деталей, естественно, будет сокра-
щен.
Каждый тип привода имеет свою силовую характеристику,
в зависимости от которой в арматуре создаются различные вели-
чины удельных давлений на уплотняющих кольцах, напряжений
в шпинделе и ходовой rайке, буrеле и друrих деталях. Электро
приводы создают ударную наrрузку на уплотняющих кольцах
в конце закрывания, в особенности в вентилях, rидравличеСЮlii
привод создает обычно более плавное наrружение. В предохраНI!
тельных клапанах пружины и rрузы при закрывании клапана
создают удары, что ухудшает состояние уплотняющих поверхно
r.тей и ОКilзывает влияние на срок службы клапана.
При расположении арматуры на открытом воздухе ухудшаются
условия ее эксплуатации, иноrда нарушается реrулярная смазка,
в сопряжения деталей попадает пыль и песок, влаrа, дождь и cHcr,
что ускоряет износ деталей.
Для более ДЛIпельноrо срока службы арматуры необходимо,
чтобы конструкция арматуры и материал корпуса, крышки, уплот
няющих колец, шпинделя и друrих основных деталей COOTBeTCTBO
вали условиям работы, в противном случае неIiзбежен быстрыЙ
выход арматуры из строя. За арматуроЙ должно быть орrанизо
вано тщательное наблюдение и своевременныЙ контроль ее COCTO
яния.
23

2. ВЫБОР АРМАТУРЫ для РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЙ РАБОТЫ
При выборе конструкций используется номенклатура промыш-
ленной арматуры общеrо назначения, изrотовляемой серийно.
Размерные характеристики и параметрические данные ее приВо-
дятся в каталоrах, Данные об осваиваемой арматуре дают типажи
запорноЙ, предохранительноЙ и реrулирующеЙ арматуры промыш-
ленноrо назначения. При отсутствии конструкциЙ, достаточно
ПО,ТIно удовлетворяющих требованиям эксплуатации, и при доста-
точном обосновании технических требованиЙ производится раз
работка новых конструкциЙ арматуры,
Прежде Bcero опреде'1ЯЮТ услов-ныЙ диаметр прохода. В подав-
ляющем большинстве случаев он бывает равен диаметру прохода
трубопровода, но для реrулирующих и дроссельных клапанов, если
не требуется нх полнопроходности, диаметр прохода может быть
меньше диаметра трубопровода; в этом случае он выбирается по
пропускноЙ способности, По пропускной способности выбирается
и размер предохранительных клапанов, устанавливаемых на кот-
лах и аппаратах, При выборе реrулирующеrо клапана необходимо
выявить, какая в данном случае требуется расходная характери-
стика плунжера (линеЙная, равнопроцентная или параболическая).
Есл!! характеристики плунжеров, выпускаемых сернйно, не MorYT
удовлетворить требованиям эксплуатации,  плунжеры рассчи
тываются по заданным условиям.
При установке запорноЙ арматуры в трубопроводе, через кото-
рыЙ осуществляется большой расход среды, предпочтение следует
отдавать конструкциям с малым rидравлическим сопротивлением:
задвижки, краны, прямоточные клапаны, заслонки. Для концевых
запорных устройств или для арматуры, находящейся в постоянно
закрытом виде, коэффициент сопротивления обычно не имеет зна
чения, поэтому MorYT быть использованы вентили (для диаметра
трубопровода Dy  200 мм).
Материал корпусных деталеЙ выбирается в зависимости от
рабочих параметров среды и ее коррозионных своЙств. Чуrунная
арматура является наиболее дешевоЙ, но хрупкость чуrуна за-
ставляет относиться к нему с осторожностью. Во всех случаях
установки арматуры на ответственные объекты и трубопроводы
применяют стальную арматуру как более прочную и надежную.
В энерrетических трубопроводах и установках; при транспорти-
ровке orHe- и взрывоопасных сред, для сжиженных rазов !! ток-
сических продуктов и в друrих подобных случаях применяют
только стальную арматуру. Арматура из леrированНЫХ сталей
используется и при rазообразных средах с температуроЙ ниже
зоо С. Арматура должна обладать внешнеЙ плотностью, т. е. не
дошкна пропускать рабочую среду в окружающую атмосферу,
II внутренней плотностью (за исключением реrулирующеЙ), т. е.
в закрытом положении не должна пропускать среду I!З одноrо
24

отделенноrо ею участка трубопровода в друrоЙ. I:3нешнян
плотность обеспечивается соединениями: шпиндель  крышка,
крышка  корпус и корпус  трубопровод. Плотность подвиж
Horo соединения шпиндель  крышка обеспечивается сальнико
вым или сильфонным узлом, Во всех случаях, [де это допустимо,
используется сальниковая арматура как более дешевая, приче1
в ряде случаев, например в арматуре больших л:иаметров ПРОХО,\а,
сильфонное уплотнемие изза БОJlьшоrо хо}],а шпинделя Heocy
ществимо. При выборе конструкции сальника !l материала I1a
бивки решающими факторами являются: теl!1ература !I KOppO
зионные свойства среды. Для трубопроводов, аппаратов и YCTa
новок с orHe и взрывоопасной, радиоактивной или токсической
средой выбирается арматура сильфонная, обеспечивающая пол
ную rерметичность соединения шпиндель  крышка. Крышка
с корпусом наиболее часто соединяется с помощью фланцев, в apMa
туре малых диаметров прохода применяется резьбовое соедине
ние. В арматуре энерrетических установок находит применение
и бесфланцевое соединение крышки с корпусом с применением
прокладок, самоуплотняющихся под действием усилия, созда
BaeMoro давлением среды, действующей на крышку.
Крепление арматуры к трубопроводу наиболее часто обеспе
чивается применением фланцевых соединений, которые допускают
быструю замену арматуры для ремонта или замены изношенных
деталей, Тип фланцевоrо соединения и материал прокладки выби
раются в зависимости от условий работы арматуры, давления,
температуры и коррозионных свойств среды. В трубопрово,1J,ах
с малыми диаметрами прохода распространены резьбовые соеди
нения, Наиболее надежным способом присоединенин явлнется
приварка арматуры, поэтому в энерrетических установках с BЫ
сокими И сверхвысокими параметрами пара, в трубопроводах
для orHe- и взрывоопасных сред и при друrих ответственных
и опасных условиях работы арматуры применяется приварка во
всех случаях, [де это допустимо,
Внутренняя плотность арматуры обеспечивается тщательной
приrонкой замка затвора: тарелки клапана к седлу, клина к KOp
пусу задвижки, пробки к корпусу крана и т. д. Если материал
клина и корпуса для задвижки, тарелки и корпуса для клапана
или вентиля коррозионно (и эрозионно) устойчив В отношении
рабочей среды, уплотняющие кольца выполняются заодно с дe
та.'IЬЮ, в противном случае уплотняющие кольца /'(елаются встав-
ными (или наплавленными) из соответствующеrо материала:
латуни, бронзы, коррозионностойкой стали, стеллита, фторопласта,
резины и друrих материалов.
Ручное управление арматурой используется лишь при реДКОМ
ее срабатывании. В случаях частоrо использования арматуры,
необходимости механизировать или аВТОlviатизировать управле
ние производственными процессами, необходимости быстроrо
25

Диаметр
труБОПрОDО;:(С'
у с л о в н .\. Я С Х Е М Л
I
I
I
'
I
Запорная
Класс плотности
арматуры
I
I
Назначение арыйТУРЫ I I
I
УСЛОВlIЯ раБО'JI  II
I'I
Реrулирующая
I II
I
I
I ,\.' словныЙ дняыетр I 
 JPo a I
1
 I
Условное давление I > 1
Р в Kr/CM'  I
Предохран lIтельиая
I
.
Контрольная
Разная
Пропускнан
СIlособность
I
I
I
I J
I
I
Рабо.,ее давление
I

Рабочая температура
I
.I
Рабочее давление
Рабочая температура
МатеРllал КОРПУСНЫХ
деталей
'I
Коррозионная
стойкость
I
I
Надежность
I
I ШПllнделькрышка I

i tlнеШllЯЯ плотность I   I Крышкакорпус I 
Обеспечеllне
плотности
I
I Корпуструбопровод '
I у плотняющие кольца I
 .\ Внутренняя II '
плотностЬ I
I  I Без колец
I I I1pllBOiI '
I j\'\eCTHoe
',\'пр<нзление I>I 14
I Днстанцнонное I I ЭлС'ктромаrнит I
I
 I Ручное I
I
ДUПОЛНИТf>.1ыrые >I Строительная Д,'IlIlfа I. .> nl)l\.riТ;} н ширина I
Д<1Нllые
26

ВЫБОРА АРМАТУРЫ
   ;...
I Стр. 36190; 568569
I
>1-
I
Табл. 86 и 88 I
['ОСТ 35567 (табл. 1) 
....;t
)-
I
.j,
I
[ОСТ 35659 и др.
Табл. 2, 3, 4 и 5
I
.j,
I
Табл. 2445 и 14 9 I
I
.j,
Табл.56
Сальник I';'I' Материал иабивки i';1
Сильфон I';I ТИП сильфоиа I+'I
Флаицы I
l' ;,
Резьба I
Сварка I
Флаицы l
Резьба I
Муфта I
Электропривод I
I
rидропривод I I'' .>
Пневмопривод I
"
Маховик I
I "
Редуктор I...,....J

I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
Табл. 120.122
I
.j,
Табл. 79
I
.j,
I
Табл. 79
I'ОСТ 123367 и др.
I
.j,
I
Табл. 63. Табл. б7
I
.j,
Стр. 191252.
ТаБJI. 1alY
I
I
I
.;.
I ,,,т,:,з!!з!,, 1 1
Табл. 80
I
-1.-
КаталоrlI
I
I
I
"" I Мощность привода I " I Вес j "1 Стоимость 1 "L
27

открытия арматуры в опасных условиях или аварийных случаях
применяются электрические, пневматичеСКие или rидравлические
приводы с местным или дистанционным управлением.
Чтобы оБJIеrчить выбор арматуры для работы в заданных
условиях, ниже приведена условная cxeJ\la последовательности
решения этой задачи с указанием таблиц и друrих данных, co
держащихся в книrе, которые MorYT быть использованы для этой
цели.
3. ИСПЫТАНИЕ АРМАТУРЫ
в связи с ответственным назначением !{ apJ\IaType предъяв
J1ЯЮТСЯ высокие требования в части прочности и плотности;
для обеспечения этих качеств детали арматуры и конструкции
в собранном виде подверrаются разностороннему кОНтролю.
Визуальный осмотр и инструментальный контроль размеров дeTa
лей и изделий производятся с целью установить соответствие их
чертежам по форме и размерам. В отливках проверяется OTCYT
ствие раковин, трещин, перекосов, разностенности и друrих
недопустимых дефектов. Собранная конструкция проверяется на
леrкость xO:J,a и отсутствие заеданий. В деталях ответственных
изделий помимо проверки твердости меТалла производится KOH
троль ero J\Iеханических и пластических свойств. Перечень KOH
тролируемых показателей в зависимости от назначения изделия
устанавливается техническими условиями. Литые и кованые
;J,етали для особо ответственных изде,тrий, а также сварные соеди
нения в них подверrаются дополнительному контролю методами
дефектоскопии. Наиболее надеЖНЫJ\! методом является peHтreHo
или rаJ\ша-дефектоскопия, при которой с ПОМОЩЬЮ рентrеновской
установки или источника rаммаизлучения просвечиваются стенки
(толщиной lO150 мм). С одной стороны помещают источник
излучения (обычно кобальт60), с друrой стороны  сверхчув
ствительную пленку, которая засвечивается rаммалучами, про
ходящими через металл. На заснятых пленках rазовые раковины
в отливках выrлядят в виде затемнений блаrодаря меньшей тол-
щине слоя металла с четкИм очертанием контура, усадочные ра-
ковины  со слабо выраженным очертанием, Трещины ВыrЛЯДЯТ
как интенсивные темные ломаные J1ИНИИ и Т. д. С ПОМОЩЬЮ raMMa-
;ефектоскопии может быть выявлена лИквация J\!еталла. Ценным
СВОЙСТВОJ\I rаМJ\lадефектоскопии является ВОЗJ\IOЖНОСТЬ установ-
леНIIЯ наличия дефектов в сварных швах и выявление их характера:
непровар, трещина, rазовая или шлаковая раковина,
Поверхностные дефекты MorYT быть обнаружены также ви-
зуально одним из следующих способов. Поверхности отливок из
хромоникелевых сталей в местах выявления дефектов (места пере-
ходов, сварные швы) зачищаются шлифоваЛЬНЫJ\IИ круrами и по-
лируются ДО зеркальноrо блеска, смачиваются керосином и BЫ
держиваются в теЧение часа, а затеJ\I обрабатываются пеСКОJ\l.
28

Через полчаса после обработки производится ОСI\ЮТр. Часто дe
фекты удается обнаружить на полированной поверхности без
дополнительной обработки, в некоторых случаях применяют трав-
ление полированной поверхности.
Применяется также маrнитная дефектоскопия, ОСНОванная на
обследовании маrнитноrо сопротивления шва ЮIИ металла цельной
детали. При наличии дефектов искажается форма маrнитноrо поля,
создаваемая мелким порошком окиси железа. На деталь наклады-
вают сверхчувствительную бумаrу, на которую наСыпают ровный
тонкий слой порошка и помещают в по,тrе сильноrо соленоида
постоянноrо тока, порошок опрыскивают быстросохнущим про-
зрачным лаком (цапон лак и др.), затем бумаrу освещают силь
ным светом и проявляют. На бумаrе создается картина маrниТ
Horo поля.
Для выявления дефектов используется и ультразвуковой метод
дефектоскопии, при котором о наличии дефектов судят по распо
ложен ию импульсных сиrналов в осциллоrрафе, получаемых в pe
зультате коротких ультразвуковых сиrналов.
Основными методами выявления скрытых дефектов являются
методы просвечивания рентrеновскими или rамма-лучами. Маrнит
ный и ультразвуковой методы применяются как вспомоrательные.
После предварительноrо установления rодности литые к.op
пуса, крышки и некоторые друrие детали обычно поступают на
предварительное rидравлическое испытание с целью выявления
возможных дефектов литья (сквозных трещин, раковин, рыхло
стей и т. д.).
Вся арматура в собранном виде подверI'ается обязательному
rидравлическому испытанию вначале на прочность, затем на плот
ность. В первом случае производится проверка прочности apыa
туры, выявление трещин, неплотностей в металле корпусов и
крышек, прочности соединения корпуса и крышки. Во втором
случае проверяется плотность замков  отсутствие протечек
между уплотняющими кольцами корпуса и тарелки клапана или
корпуса и клина по периметру уплотнения и плотность сальни
KOBoro уплотнения.
Представляется целесообразным в арматуре ВЬ!.'1,елить в н е ш 
н ю ю п л о т н о с т ь, при создании котороЙ обеспечивается
отсутствие выноса рабочей среды из по/юсти арматуры в aTMO
сферу, и в н у т р е н н ю ю п л о т н о с т ь, при создании KO
торой обеспечивается отсутствие выноса рабочей среды из OДHOI
части трубопровода в друrую, разделенноrо арматурой.
rидравлическое испытание арматуры на прочность произво
диТся водой при нормальной температуре, а наличие или отсутствие
протечек определяется внешним осмотром испытуемой арматуры
или определяется по падению давления.
Давление обычно создается с помощью насосов, чаще Bcero
ручных. Применение воздуха, друrих rазов или пара для этих
29

нелей недопустимо, так как опасно До1Я l1ерсонала: rидраВJIИче-
скому испытанию подверrаются конструкции, прочность которых
1IIожет вызвать сомнение, так как отсутствие ВОЗ1\ЮЖНЫХ дефектов
в деталях еще окончательно не установлено. В случае разруше-
ния деталей под действием rидравлическоrо давления, созданноrо
нзсосом, давление быстро снижается в начале деформации дета-
МИ и не создает большой опасности для обслуживающеrо персо-
вала, так как при этом энерrия сжатой жидкости невелика. Сжа-
тый воздух, rаз или пар обладают большим запасом энерrии, при
разрушении деталей во время их испытания на прочность давле-
1I1{Е'М I'аза происходит резкое расширение rазов и разброс оскол-
ков деталеЙ с большой ударной силой, создается уrроза обслу-
ЖИвающему персонал у. По этой же пр ичине для испытания на
прочность давление в полости арматуры не следует создавать
rидравлическими аккумуляторами.
Трещины и друrие дефекты металла, не вызывающие разруше-
ния деталей, но создающие течь при rидравлическом испытании
водой, лепю обнаруживаются визуально; при испытании сжатым
воздухом их обнаружить трудно, так нак визуальный осмотр
ничеrо не дает.
По указанным причинам при rидрав.lIическом испытании на
прочность из полости арматуры должен быть полностью удален
воздух (при испытании арматуры больших диаметров прохода
с большими полостями открываются пробки, сальники и др.).
Кроме опасности для обслуживающеrо персонала, воздух создает
подушку, задерживающую падение давления при протечке воды
и изолирующую соприкасаемые с ней стенки от воды, в связи
с чем участок стенки в районе подушки не может быть тщательно
проверен на отсутствие протечек.
Применение водопроводной воды обычноrо состава, используе-
мой при rидравлических испытаниях арматуры, приводит к кор-
розии поверхности деталей. После испытания смоченные поверх-
ности деталей покрываются налетом ржавчины. Чтобы уменьшить
коррозионные свойства воды, в ее состав (температура 1525° С)
можно ввести следующие инrибиторы: бихромат калия K 2 Cr 207 
0,1% и l<альцинированную соду Na 2СОз  0,2 %. Такой раствор
I!СIюльзуется в замкнутых непроточных системах и должен иметь
рН в пределах 78. После rидравлическоrо испытания изделия
.1,.т1Н сушки подверrаются обдувке тепльш фильтрованным возду-
хо\! в течение 110 мин.
Раствор указанных инrибиторных добавок rотовится заранее
с тем, чтобы в объеме воды, используемом для испытаний, полу-
чить нужный состав. Ежедневно должна производиться про-
верка химическоrо состава и анализ рН раствора в лаборатории.
В случае несоответствия состава или наличия в воде следов масел,
смазок или механических примесей раствор к использованию не
допускается.
30

Для испытания мелких изделий на плотность при небольших
давлениях (после испытания на прочность) используется сжатый
воздух заводской наrнетательной системы, а подверrаемые испы
танию изделия поrружаются в воду; появление при этом пузырь
ков свидетельствует о пропуске воздуха и неплотности соединения.
При испытаниях на плотность воздухом (с малым давлением)
больших изделий (после rидравлическоrо испытания на прочность)
место подозреваемоrо пропуска смачивается МЫЛЬНОй водой и при
пропуске воздуха в этом месте образуются хорошо видимые l\IhIЛl,
ные пузыри. Пропуск воздуха можно обнаружиТh таl(же по откло
нению пламени свечи, поднесенной к месту возможной протечки.
Арматуру, работающую в трубопроводах oTBeTcTBeHlloro наЗIIа
чения при высоких параметрах пара, подверrают длительному
испытанию паром, чтобы выяснить качество изделий при работе
в условиях высоких температур.
Как правило, испытание плотности арматуры производится
рабочей средой при рабочей температуре либо соответствующими
заменителями, например проверку на rерметичность изделий,
работающих при rлубоком вакууме и в некоторых друrих слу
чаях, производят rелием. Керосин хорошо смачивает металличе
ские поверхности и имеет малую вязкость, б.'Iаrодаря этому он
леrко проникает через малые зазоры, поэтому керосин исполь-
зуется для обнаружения расслоений металла, мелких трещин
или пористости металла.
rидравлическое испытание арматуры на прочность произво-
дится при давлении, равном пробному давлению Р пр по [ОСТу
35659 (см. табл, 3, 4 и 5). Пробное давление принимается рап
ным
Р пр С=С Zpy,
Значения Z  табл. 6.
Значения z
ТаБЛLlu,а 6
Ру
в кпсм. 2
2,5200
250400 I 500 /640 и Rыше
1,4 TЫ'
z
2
1,5
При рабочем давлении ниже 1 кпСА1,2 пробное давление IIрС
вышает рабочее на 1 KF/CM2, эТим давлением производится также
испытание на плотность. Для испытания вакуумной арматуры
принимается пробное давление Р пр С=С 1,5+2,0 кпсм,2.
В тех случаях, коrда арматура изrотовляется IIЗ материалов,
отсутствующих в [ОСТе 35659, веТjичина Р пр также может
быть определена по формуле
Р пр == ZPy,
31

IЛС YCJIOBJIOC .1,аВJlение Р.l) равно
Р Р адоп (1)
у == раб адоп (20) .
Здесь (JDoп (()  допускаемое напряжение на растяжение мате-
риала корпуса и крышки при рабочей темпера-
туре t рtlб ос;
(/дOll (20)  JJ,опускаемое напряжение lIа растяжение мате-
риала корпуса и крышки при те1Пературе 20 с.
JI.Л\l сталei'! до 200. С, чуrУllа и брОIIЗЫ Jo 120 С
адоп (1)  1
адоп (20)  .
Испытанию давлением Р пр должны подверrаться все полости
арматуры, заполненные рабочей средой, поэтому при испытании
на прочность давлением Р пр задвижки, вентили, клапаны, краны
и т. д. испытываются в открытом виде, но с заrлушенными про-
ходными отверстиями. Литые детали при испытании на прочность
простукиваются свинцовым или медным молотком весом 0,8
1 К2 с целью лучшеrо выявления протечек.
Внутренняя плотность арматуры, т. е. П,10ТНОСТЬ перекрытия
замка затворов, проверяется путем испытания изделия rидрав-
лическим давлением, равным условному давлению РУ' Давление
создается с одной стороны, с противоположной производится
осмотр, затем давление создают с друrой стороны и с противо-
положной производят осмотр. Энерrетическая арматура высоких
параметров, изrотовляемая по особым техническим УСЛОВИЯI\I
[14], испытывается при давлениях, указанных в табл. 7.
Арматура, снабженная приводами, дополнительно испыты
вается на плотность перекрытия приводом.
По окончании rидравлических испытаний необходимо удалить
воду и убедиться в том, что из всех полостей арматуры вода уда-
лена. Вода, оставшаяся в закрытых полостях при замерзании,
во время хранения в зимнее время может вызвать разрывы сте-
1IOК арматуры, что наиболее вероятно для арматуры больших
размеров. Оставшаяся в арматуре вода может быть ТaI<же зане-
сена в трубопроводы при МОНТаЕке армаТуры.
Арштура ответствеННОl'О назначения должна быть снабжена
клеЙмением, в котором обозначаются: завод-изrотовитель, услов-
ный диаметр прохода, рабочее давление, рабочая температура
и клеймо контролера. КлеЙ:--Iение производится на корпусе арма-
туры.
В смонтированном виде арматура, за исключением сильфон-
ной, вместе с трубопроводом обычно испытывается rидравлическим
давлением, равным 1,25 P 1J1l1J , при этом арматура устанавливается
в открытое положение.
32

'1'аБЛllца 7
rидравлическое давление прн испытан ин арматуры
высокнх параметров, изrотовляемоii по специальным техннческим
условиям [14]
Рабочие параметры
ДаDление при испытании
Рабочее даDленис
р раб D кТ /см. 2
\ Рабочая температура
t D ос
На прочность I на ПлОТНОсТЬ
РI1Р C KOc '
34 535 150 43
36 570 165 45
140 570 350 17Б
180 565 360 225
21Б 575 430 270
230 230 I 350 250
240 575 \ 480 300
250 240 500 310
280 100 385 I 280
280 228 465 350
4. НАДЕЖНОСТЬ И долrОВЕЧНОСТЬ АРМАТУРЬ!
Трубопроводная арматура должна сохранять работоспособ-
ность, т. е. состояние, при котором она может выполнять задан
ные функции возможно большее время. I(оrда работоспособ-
ность изделия нарушается, возникает отказ. Не всякая неис-
правность должна рассматриваться как отказ. Отказом считается
такая неисправность, которая при водит к необходимости перерыва
в работе арматуры либо изъятию ее с места установки. Для apMa
туры отказами являются: потеря плотности замка затвора, выход
из строя ходовой rайки шпинделя, поломка деталей привода
и т. п.
Продолжительность работы арматуры в часах либо в циклах
срабатывания называется наработкой. Работа арматуры без
вынужденных перерывов определяет ее безотказность.
В процессе эксплуатации в деталях арматуры протекают про-
цессы, результатами которых являются изменения свойств ма-
териала и размеров деталей. Коrда влияние этих изменений ста-
новится настолько большим, что дальнейшее использование арма-
туры является невозможным либо опасным, наступает предельное
состояние арматуры, в результате KOToporo она должна быть
заменена либо подверrнута ремонту.
Предельное состояние определяет срок службы арматуры,
являющийся показателем ее долrовечности.
3 Д. Ф. rур(вич
33

Долrовечность, оrраничиваемая такими процессами, как корро-
зия, ИЗНОС,тепловое старение и т, П., может быть рассчитана при
условии, что известны закономерности рассматриваемоrо процесса
и влияние на Hero различных факторов (концентрации, темпе-
ратуры, давления и пр.). Например, по скорости изменений тол-
щины стенки от коррозии при заданных условинх работы можно
определить, через какой ПрОМежуток времени толщина стенки
корпуса или крышки уменьшится до предельно допустимой ве-
личины.
Поскольку даже закономерные процессы, такие, как коррозия,
износ и пр., в арматуре протекают в условиях эксплуатации,
KorAa режим работы изделий подверrается известным изменениям,
их результаты также подвержены определенным колебаниям
и носят случайный характер поэтому должны оцениваться на
основе статистических данных методами теории Вероятности.
Наряду с закономерными процессами в арматуре MorYT иметь
место и случайные явления, например потеря плотности замка
затвора от попадания твердых частиц, Заклинивание деталей
в подвижных сопряжениях в связи с колебаниями температуры,
поломка деталей в результате внутренних напряжений либо Tpe
щин, нарушение контакта в электрических системах управления
и т. п. Вероятность возникновения таких явлений, как случайных,
также определяется методами теории вероятности.
Показателями надежности арматуры MorYT служить: вероят-
ность безотказной работы за заданное время, наработка на отказ,
среднее время безотказной работы, интенсивность отказов в те-
чение заданноrо времени в зависимости от закона распределения
времени безотказной работы (экспоненциальный, нормальный
либо какой-нибудь друrой). Закон распределения времени без-
отказной работы зависит от параметров, по которым оценивается
отказ, от типа ИздеЛИЙ, условий эксплуатации и т. д. Выбор пока-
зателя надежности зависит также от Toro, является ли изделие
восстанавливаемым или невосстанавливаемым.
Испытания арматуры на показатели надежности подразде-
ляются на определительные и контрольные (rOCT 1321667).
Определительные испытания служат для определения фактических
показателей надежности арматуры и по ним определяется соответ-
ствие фактических ПОI<азателей надежности с требованиями
техническоrо задания, необходимость внесеНия в техническую
документацию соответствующих данных и установления rрупп
надежности. Контрольные испытания служат для контроля выпу-
скаемой продукции и соответствия ее ТехничеСКИI\I условиям на
apl\IaT)'py данноrо типа. Контрольные испытания проводятся
периодически, в сроки, предусмотренные соответствующими тех-
ничеСКИl\IИ условиями, а также в случае изменения конструкции,
материала или технолоrии Производства, которые l\IOrYT сказаться
на fюказателях надежности. Количество изделий, необходимое для
34

выполнения контрольных испытаний на надежность, зависит от
HHJКHero значения вероятности безотказной работы, допустимоrо
при испытаниях.
Теория наДеJКНОСТИ в настоящее время разработана достаточно
полно, однако применение ее для арматуры требует еще значи
тельноrо объема исследований для определения соответствующих
показателей надежности, необходимых статистических данных,
изучения влияния различных факторов на надежность KOHCTPYK
ций арматуры и т. п.
3*

РАЗДЕЛ ВТОРОй
ПРОМЫШЛЕННАЯ ТРУБОПРОВОДНАЯ АРМАТУРА
r.л а в а 1. ЗАПОРНАЯ АРМАТУРА (ЗАТВОРbI)
1. ВВЕДЕНИЕ
Проыышленная арматура имеет универсальное назначение и
служит для работы в определенном интервале параметров, имею-
щих (относительно) широкое распространение. Наиболее часто
используется запорная арматура; она предназначена для Toro,
чтобы в нужные моменты времени перекрывать проход в трубо-
проводе, отделяя одну часть от друrой. Это бывает необходимо
или при выполнении проrраммы технолоrическоrо процесса, или
для целей ремонта, замены оборудования, на случай аварии и Т. д.
Затворы чаще Bcero находятся в потюстью открытом положении
и перекрываются лишь на сравнительно короткие проrvrежутки
временн. Значительно реже они предназначаются для работы
5 постоянно заКРЫТО1\1 положении (концевая арматура, пробно-
спусковые IzpaHbI, резервные байпасные линии и т. д.).
В зависимости от размеров и формы внутренних полостей арма-
тура оказывает большее или меНьшее rидравлическое сопротив-
ление прохождению среды. Это выражается ПоТерей напора, для
компенсации KOToporo необходимо затрачивать дополнительную
энерrию.
Качество арматуры, характеризуемое ее rидравлическим со-
противлением, оценивается по величине коэффипиента rидравли-
ческоrо сопротивления , выражепноrо в относИтельных единицах.
Он представляет собой коэффициент пропорциональности между
перепаДО!l1 давлений на арматуре (потеря напора) и скоростныы
напором. Во избежание больших потерь напора коэффициент
rидравлнческоrо сопротивления полностью открытой запорной
арматуры должен иметь возможно малую величину.
Коэффициент rидравлическоrо сопротивления  дает Izаче-
ственную оценку арматуры, независимо от величины условноrо
диаметра прохода, поэтому для определения расхода среды G т/ч,
проходящей через затвор, помимо , должен быть также известен
условныЙ диаметр прохода Dg мм. ДЛЯ практических целей
36

целесообразно иметь данные о пропускной способности арматуры
с учетом ее размеров при определенных условиях работы (задан-
ный перепад давлений и удельный вес среды). Для этих целей
наиболее подходит оценка арматуры по условной пропускной
способности О у , выраженной в тоннах в час; она представляет
собой расход воды с удельным весом в 1 с/см 3 при перепаде давле
ний на арматуре в 1 кПсм 2 . Эта характеристика хорошо допол-
няет такие данные об арматуре, как условный диаметр прохода Dy
в мм и условное давление Ру в кПсм 2 .
Свойства арматуры, определяемые значением О у , оцениваются
также к о э Ф Ф и ц и е н т о м про п у с к н о й с п о с о б -
н о с т и ku m/ч == О у m/ч.
Пропускная способность зависит от степени открытия арма-
туры, поэтому при О у и ku ставится индекс, обозначающиЙ, к ка-
КОЙ степени открытия арматуры или части h полноrо хода h max
(отсчет производится от закрытоrо положения) относится указы-
ваемое значение ku. Например, k U50 обозначает значение ku для
арматуры при 50% подъема плунжера, тарелки клапана или клина.
Обозначение ku тах соответствует значению ku при полностью
открытой арматуре  ku тах == k u100 '
Для запорной арматуры в основном определяется значение
k umax ' промежуточные значения kv обычно имеют второстепенное
значение.
В технике применяется оченЬ большое количество конструкций
арматуры, подчас отличающихся: друr от друrа незначительными
особенностями; все их привести здесь невозможно и нецелесооб-
разно. Ниже приведен обзор конструкций, наиболее часто при-
меняемых на практике.
2. КЛАПАНbI И ВЕНТИЛИ
в технике (двиrате.1JЯХ BHYTpeHHero сrорания, насосах, омпрес
сарах и пр.) клапаном принято называть диск, снабженный што-
ком, скользящим в направляющем отверстии, предназначенный
для перекрывания потока среды путем перемещения клапана
вдоль ои и посадки ero на седло. В арматуростроении к л а п а 
н о м называют все устройство (затвор), служащее для перекры-
вания потока в трубопроводе с помощью дискатарелки клапана,
при поступательном движении шпинделяштока вдоль оси по-
тока, перпендикулярно к плоскости седЛа.
Поступательное движение шпинделя обеспечивает простоту
конструкции и возможность быстроrо перемещения тарелки кЛа-
пана, но требует значительных усилий для управления клапаном
и дополнительных устройств для фиксации тарелки в нужном
положении. В е н т и л ь представляет собой клапан со шпин
делем, ввинчиваемым в резьбу неподвижной ходовой rайки,
расположенной в крышке ИЩI буrеле. Применение резьбы,
37

обладающей свойствами самоторможения, позволяет оставлять
тарелку клапана в любом положении с уверенностью, что это
положение сохранится и не будет самопроизвольно изменяться
под действием давления среды. Использование резьбы позволяет
применять малые усилия на маховике для управления вентилем.
Вентиль отличается простотой конструкции и создает хорошие
условия для обеспечения надежной плотности при закрытоМ
Рис. 3. Вентили запорные: а  проходной; б  уrловой
положении затвора. В силу этих причин вентили получили
очень широкое распространение, rлавным образом в запорной
арматуре.
Вентили в промышленности наиболее широко используются
на трубопроводах малоrо диаметра и по мере увеличения услов-
Horo диаметра трубопровода, начиная с Dy === 50 мм, уступают
место задвижкам. Так, уже при диаметрах Dy === 200--7-250 мм
вентили используются редко. При больших диаметрах трубопро
водов (свышеD у === 250 мм) вентили, как правило, не применяются.
Это объясняется тем, что тарелка вентиля воспринимает на себя
и передает полностью на шпиндель усилие, создаваемое давлением
среды на площадь тарелки. При больших диаметрах прохода
и высоких давлениях усилие на шпинделе возрастает настолько,
что вентиль становится трудноуправляемым. Помимо этоrо, BeH
тили запорные обычной конструкции имеют, как правило, высо-
кий коэффициент rидравлическоrо сопротивления (=== 3 --7- 5 и
более). При больших диаметрах прохода применение вентилей
создает большие потери энерrии в связи с большим количеСТВО1\!
38

транспортируемой по трубопроводу среды и вызывает излишние
расходы из-за необходимости соответственно повышать начальное
давление в системе.
Положительным качеством вентиля является сравнительно
небольшой ход тарелки, необходимый для полноrо открытия вен-
тиля. Для этой цели тарелку вентиля достаточно поднять на 1/4
диаметра отверстия в седле, тоrда как для открытия задвижки
необходимо клин или диск переместить на величину, равную диа
метру отверстия, т. е. в четыре раза больше. Поэтому вентиль
имеет значительно меньшую ra-
баритную высоту, чем задвижка
Toro же диаметра прохода, но
строительная длина ero (рас-
стояние между наружными тор-
цами проходных фланцев вен-
тиля) больше, чем в задвижке,
причем с увеличением диаметра
прохода эта разница увеличи-
вается.
По месту расположения вен-
тиля на трубопроводе различают
проходные (рис. 3, а) и уrловые
(рис. 3,6) вентили. Первые уста-
навливаются на rоризонтальном
или вертикальном участке тру-
бопровода, вторые  на месте
поворота трубопровода. Уrло- Рис. 4. Вентиль запорныЙ прямоточный
вые вентили имеют меньшее
rидравлическое сопротивление, однако область их применения
оrраничена поворотными участками трубопровода. Прямоточные
вентили (рис. 4), шпиндель которых расположен под уrлом к оси
прохода, имеют относительно малое сопротивление, но ход шпин-
деля для полноrо открывания вентиля значительно больше, чем
в обычных.
Как правило, вентили конструируются и устанавливаются
так, чтоб движение среды происходило «под клапан», т. е. На-
встречу движению тарелки клапана при закрывании (рис. 3, а).
Обратное движение среды, т. е. «на клапан», осуществляется редко
и применяется rлавным образом в вентилях большоrо диаметра
прохода, ДЛЯ; неответственнЫХ установок, с целью разrрузить
шпиндель от больших продольных усилий сжатия. В связи с воз
можным несовпадением центра приложения rидродинамическоrо
давления среды на тарелку с точкой соприкосновения ее со шпин-
делем MorYT возникнуть напряжения изrиба в шпинделе, которые
при больших диаметрах тарелки достиrнут значительной вели-
чины. Серьезным недостатком конструкции вентиля с подачей
среды «на клапан» является также то обстоятеЛhСТВО, что здесЬ
39

сальник все время находится под деиствием давления среды даже
при закрытом положении вентиля.
Вентили большоrо диаметра прохода снабжаются внутренним
(рис. 3, б) или наружным (рис. 5, б) обводом для Toro, чтобы по воз-
можности выравнять давление по обе стороны тарелки и этим сни-
зить необходимое усилие для открывания вентиля. Таким путем
также уменьшается вероятность воз-
а) никновения rидравлическоrо удара
в системе. Внутренний обвод соз-
дается с помощью вспомоrательноrо
клапана, устанавливаемоrо на та-
релке вентиля. В больших вентилях
среда подается {(на клапан», и пере-
13:r' I пад давлениЙ прижимает тарелку
  к седлу. При подъеме шпинделя сна-
Рис, 5. Обводы вентилей: а  внутренний; б 
наружный
чала открывается вспомоrательный клапан обвода, а тарелка
вентиля остается прижатой к седлу (рис. 5, а). После Toro как
давление за вентилем выравняется с давлением до вентиля до
нужной величины, производят дальнейший подъем тарелки вен-
тиля и открывают основной проход. Н,аружный обвод создается
вспомоrательным вентилем, соединяющим обе полости rлавноrо
вентиля (рис. 5, б). Выравнивание давления осуществляется откры-
тием вспомоrательноrо вентиля.
По расположению ходовой резьбы можно выделить вентили
с внутренней и наружной резьбой. В вентиляХ с внутренней резь-
бой она выполняется непосредственно в крышке до сальника,
и работа резьбовоrо соединения происходит при соприкосновении
40

с рабочей средой (рис. 6, а и 6), так как сальник расположен
выше резьбы. Такие конструкции обычно применяются для не-
больших диаметров прохода, если среда не имеет коррозионных
свойств, ядовитых 11 аrрессивных компонентов и если вентиль H
работает при высокой температуре или высоком давлении. Вен-
тили с наружной резьбой (рис. 3 н 4) применяются во всех ответ-
ственных случаях. Такая конструкция облеrчает уход, смазку
и ремонт резьбовоrо соединения.
Вентили можно раздеЛИТЬ на сальниковые (рис. 36) и силь-
фонные (рис. 7). В последних сальниковые устройства, обеспе
чивающие плотность подвижноrо соединения шпинделькрышка,
заменены сильфонными. Блаrодаря наличию сильфона (в пре
делах срока ero работы) исключаются какие бы то ни было про-
течки между шпинделем и крышкой. Сильфонные вентили исполь-
зуются лишь в случае особой необходимости, так как срок работы
сильфона оrраничен, а замена сильфона представляет собой слож-
ную операцию.
Для присоединения к трубопроводам вентили снабжаются
фланцами (рис. 3), муфтами с внутренней резьбой либо цапками
с наружной резьбой (рис. 6, а и б). Для энерrетических установок
в настоящее время широко используются вентили, ввариваемые
в трубопровод, для чеrо они снабжаются соответствующими па-
трубками (рис. 6, в и е),
Вентили чаще Bcero приводятся в действие вручную, с помощью
маховика. В связи с развитием автоматизации управления про-
изводственными процессами в последнее время все шире при-
меняются вентили с электрическим, электромаrнитным, пневма-
тическим и rидравлическим приводами.
На рис. 8 приведена конструкция вентиля с электроприводом.
Необходимость создания значwrельных продольных усилий для
управления вентилем, на:1lичие сравнительно сложных элементов
привода и устройств для оrраничения крутящеrо момента при-
водят к тому, что привод по сравнению с самим вентилем полу-
чается значительных размеров. Для клапанов небольших прохо-
дов при относительно малых давлениях применяются также
электромаrнитные приводы, которые обеспечивают быстрое сра-
батывание клапана и возможность дистанционноrо управления.
Чтобы исключить необходимость держать электромаrнит постоянно
под током, применяют специальные защелки, удерживающие
тарелку !(лапана в заданном положении при отключенном элек-
тромаrните. Электромаrнитные клапаны изrотовляются с диа-
метром прохода до 70 .мм вКлючительно. Применение вспомоrа
теЛЬJ{ЫХ устройств в виде мембран позволяет расширить область
применения электромаrнитных приводов для !{лапанов до Dy ==
== 200 .мм.
На рис. 9 показан клапан для фреона, аммиака, пресной и
морской воды с условным диаметро!\! прохода от Dy == 3.И.Н ДО
41

БJ
Рис. 6. Вентили с внутренней ХОДОВОЙ резьбой (а и б) и наруж
ной ходовой резьбой (в и с)
42

 
"' 
 :s
u 
u <-,
<l) '"
\O
::r:Q...r:[
  
'" <l) :;:
r:::;t:::;o..
'" :::
u
GJ 
 се
p:
:Е
о
ro(
о
'"
:s:
"-
с;
о
"-
с-
'"
<l)
'"
'"
u
"'
5
Е
а:;
р:)
00
u
:;:

,:;:
:1i
о:
о:
о
-&
"'
tc;
'"
u
-"
tc;
:;:
с-
о:
<l)
р:)

u
:;:

43

й у  50 ММ, рассчитанный на давJiение среды Р раб  17 Ktlc«Q.
Управление про изводится постоянным или переменным током,
режим работы электромаrЮIТа  длительный. Наличие холостоrо
разбеrа якоря позволяет использовать ero динамические усилия
(удар) для открывания клапана в случае прилипания тарелки
к седлу.
На рис, 10 приведен запорный клапан с электромаrнитным
приводом с rлавным и управляющим малым кЛапана!llИ, Для
управления rлавным клапаном используется вспомоrательное
поршневое устройство. На рис. 11 представлена конструкция
прямоточноrо заПорНоrо клапана с поршневым rидравлическим
приводом.
В вентилях тарелка, перекрывающая проход в сеДЛе, обычно
соединяется со шпииделем шарнирно, с тем чтобы тарелка моrла
самоустанавливаться и плоскость уплотняющеЙ кольцевой по
верхности тарелки совпадала с плоскостью кольца корпуса.
Для соединения тарелки со Шfщнделем последний снабжается
кольцевым буртиком или канаВfШЙ, а тарелка имеет соответствую
щий цилиндрический выступ с выемкой под rоловку шпинделя,
Сцепление шпинделя с rоловкой осущеСТВ.1яется с помощью наКИk
ной rайки или колпачка, полуколец, шариков и т, п. В некоторых
конструкциях дополнительные элементы, указанные выше, не
используются, а шпиндель вводится через боковую прорезь в pac
точенное rнездо верхней чаСТИ тарелки (рис. 5, 6),
Ходовая rайка шпинделя устанавливается либо в буrелс,
отлитом заодно с крышкой (рис. 3 и 4), либо на траверсе (попере
чине), закрепленноЙ на колонках (рис. 5, 6), В последнее время
конструкции с колонками употребляются редко.
Уплотняющие кольца вентилеЙ изrотовляются из металла,
резины, пласТмасс или кожи. Поверхности колец выполняются
либо плоскими, либо конусными с фаской. Первые проще
в изrотовлении, вторые имеют оснОвание считаться более плот
ными, т. е. обеспечивающими JIучшее уплотнение при одинаковых
усилиях прижима тарелки к корпусу. Кольца с конусным уплот-
нением лучше обеспечивают также удаление твердых Вк.'Iючений,
НаХодящихся или попадающихся в среде из зоны между уплот
няющими поверхностями колец, что несколько увеличивает на-
дежность работы замка затвора. При больших диаметрах про-
хода уплотняющие поверхности вентилеЙ делаются ПЛОСКИ!lIИ,
так как при конусном уплотнении создаются радиальные УСИ-
лия, распирающие кольцо. С увеличением диаметра прохода
усилие, ПрНходящееся на единицу длины кольца, возрастает,
поскольку уСИЛ!Iе вдоль шпинделя растет пропорционально
квадрату диаметра, а развернутая длина окружности кольца
пропорциональна диаметру. При больших диаметрах усилия
возрастают настолько, что MorYT деформировать уплотняющее
КОЛЬЦQ (вставное), УХУДUlая условия обеспечения плотности,
44


CJ1
Рис. 10. Клапан бессальниковый 'с элект
ромаrнитным приводом 11 вспомоrатель
ным поршнем
Рпс. 11. Прямоточныи запорный клапан с ПЦрОПрИВОДОil!

Чтобы уменьшить возможную протечку среды через неплот-
ности сальника, коrДа вентиль полностью открыт, и иметь воз-
можность перенабить сальник, вентили обычно снабжаются так
называемым верхним уплотнением, которое перекрывает проход
среды через зазор сопряжения шпинделькрышка. С этой целью
в нижней части крышки создают внутреннюю конусную поверх-
ность, а на нижнем бурте шпинделя, а иноrда на колпачке тарелки
или на выступе тарелки образуют наружную конусную поверх-
ность. При подъеме шпинделя вверх до отказа конусные уплот-
няющие поверхности соприкасаются, чем исключается возмож-
ность прохода среды в сальник через кольцевой зазор.
Использование конуса на колпачке или на выступе 'тарелки
для BepxHero уплотнения не рекомендуется, так как во время
эксплуатации вентиля, при приложении на маховике больших
усилиЙ, может быть сорвана тарелка со шпинделя или поврежден
узел rоловки шпинделя со всеми вытекающими отсюда послед-
ствиями.
Основные параметры сальниковых, сильфонных и мембран-
ных (диафраrмовых) вентилей per ламентированы [ОСТом 9697 67.
3. ЗАДВИЖКИ
Задвижки имеют большое распространение и применяются
обычно для трубопроводов от Dy == 50 ММ дО Dy == 2000 ММ.
В диапазонах размеров, выходящих за эти пределы, применение
задвижек оrраничено. Положительными качествами задвижки
являются сравнительная простота конструкции и малое rидрав-
лическое сопротивление. У задвижек коэффициент rидравличе-
CKOI'O сопротивления находится обычно в пределах  == 0,08+0,2,
в то время как у вентилей он составляет  == 3 +5 и более. Малое
rидравлическое сопротивление задвижек делает их особенно цен-
ными, например для трубопроводов, через которые постоянно
движется среда с большой скоростью, в частности для трубопро
водов большоrо диаметра. В энерrетике  на электростанциях,
в водопроводах, rазопроводзх, в нефтеобрабатывающей промыш-
ленности и т. д.  В качестве запорноrо устройства  затвора,
как правило, используются задвижки, а вентили используются
лишь при малых Dy. Недостатком задвижек является их относи-
тельно большая высота, поэтому в тех случаях, коrда затвор дол
жен быть, как правило, закрыт, а открывание производится редко,
в целях экономии места при Dy  200 .ММ используются вентили.
В настоящее время имеется большое разнообразие конструк-
ций задвижек, которые можно подразделить по различным при-
знакам на rруппы.
Задвижки обычно изrотовляются полнопроходныыи, т. е. диа-
ыетры отверстий в проходах задвижки не сужаются. В некоторых
случаях, с целью экономии места при монтаже и с целью Yl\leHb
46

шения усилий и моментов, необходимых для управлсния, при-
меняются суженные задвижки, у которых диаметры отверстий
в корпусе сужаются. На рис. 12, а показана суженная задвижка
с симметричным сужением, а на рис. 12, 6  с несиммеТРИЧНЫ1\!.
Суженные задвижки имеют больший коэффициент rидравличе-
cKoro сопротивления, чем полнопроходные.
Большое значение для работы задвижек имеет расположен не
резьбы шпинделя и ходовой rайки  расположены ли они внутри
Рис. 12. Задвижки с симметричным (а) инесимметричным (6)
сужением корпуса
задвижки, в среде или вынесены за пределы С10НЫ рабочей среды.
По этому признаку задвижки можно подразделить на задвижки
с выдвижным и невьщвижным шпинделем. У первых резьба нахо-
дится снаружи (рис. 12), у вторых  внутри полости задвижки
(рис. 13). Нормальная работа резьбовой пары шпиндель  ходо-
вая rайка может протекать лишь в чистой среде, не корродирующей
и не засоренной твердыми примесями, поэтому задвижки с не-
выдвижным шпинделем имеют оrраниченное применение в средах:
чистая вода, масло и некоторые друrие. В задвижках с невыдвиж-
ным шпинделем затруднены наблюдение, уход и ремонт резьбовоЙ
пары, поэтому при коррозионных средах: кислотах и щелочах,
а также для пара и в друrих ответственных случаях используются
задвижки с выдвижным шпинделем. Задвижки сневыдвижным
шпинделем имеют меньшие rабариты по высоте, что делает целе-
сообразным их применение для подземных ком!уникаций, ко-
лодцев, в качестве нефтяных фонтанных задвижек для установки
47


 =:..:
, ,
РИС. 13. Задвижка ктшован с Невыдвижным шпинделем и с обво
дом
с
PI!C. 14. Задвижки параЛ"1ельные: а  С выдвижным ШПИII,
делем 11 электроприво:(ом; б  С Н"81,Т:!8ЮКНЫМ IIlПНIце.стеч
-4R

на «елках» нефтяных скважин и т. д. В последнее время число
конструкции задвижек сневыдвижным шпинделе1\,1 сокращается.
В зависимости от расположения уплотняющих колец в ]{ор-
пусе задвижки можно разделить на параллельные и клиновые.
В параллельных задвижках (рис. 14) уплотняющие КОЛLца кор-
пуса расположены параллельно, в клиновых (рис. 15) кольца рас-
а)
Рис. 15. Задвижки КЛИI!О
вые: а  с цельным КЛИ
ном; б  с составным кли
110М (двухдисковые)
положены под уrлом. Параллельные задвижки MorYT иметь два
диска с клиновым распором (рис. 14, а и б) или один плоский диск
для работы самоуплотнением (рис. 16). Последняя конструкция
применяется сравнительно редко.
Клиновые задвижки, в свою очередь, подразделяются на за-
движки с цельным клином (рис. 15, а) и задвижки клиновые
двухдисковые, у которых клин образуется двумя дисками, рас-
положенными под уrлом (рис. 15, 6). Применение цельноrо диска
создает жесткую и надежную конструкцию, но жесткость клина,
полезная для обеспечения надежной плотности замка, создает
при колебаниях температуры опасность заклинивания клина со
4 д. Ф. rуревч
49

всеми вытекающими отсюда последствиями из-за невозможности
открыть задвижку. В задвижке с двухдисковым клином вероят-
ность заклинивания значительно меньше. Цельный клин в за-
движке лучше направляется, чем двухдисковый, что является
цеННЫl\l качеством. В последнее время разрабатываются KOHCTPYK
цИИ упруrоrо цельноrо клина.
За;l,ВИЖКИ изrотовляются из чуrуна, стали, цветных металлов
и сплавов и из пластмасс. Задвижки большоrо прохода для малых
даВ<'Iении иноrда изrотовляlOТСЯ сварными.
Поперечное сечение корпуса задвижКи может
иметь вид пря:моуrОЛЫIИка, овала или Kpyra.
Такое же сечение Иl\lеет И соответствующая
крышка.
Под действием BIIYTpeHHero давления сре-
ды стенки плоских и овальных корпусов и
крышек начинают выпучиваться, прибли
жаясь к фОрl\lе цилиндра, которая наиболее
блаrоприятна для восприятия BHYTpeHHero
давления. П,'Iоские и овальные формы сече
ния используются лишь для арматуры не-
больших давлений. Jvtожно примерно считать,
что задвижки с плоским корпусом (рис. 17)
применяются при давлении до Ру  4 кПсм 2 .
Чуrунные задвижки с овальным корпусом
(рис. 18) используются при давлениях до Р ч'С='
 10 кПсм 2 , стальные  до Ру == 16 кПсм 2 .
При больших давлениях применяются за-
движки с круrлымсечением корпуса (рис. 19).
Для увеличения жесткости плоских и
овальных корпусов и крышек они снабжаются
ребрами жесткости. Задвижки с Kpyr Лым
корпусом ребер не имеют. Ребра MorYT быть
расположены внутр и (рис. 18) или снаружи (рис. 17). ИзrОТОВ,'Iе-
ние внутренних ребер технолоrически нескоЛько сложнее, чем
наружных. В наружных ребрах, расположенных вдоль длинной
стенки, под действием давления среды возникают напряжения
растяжения, во внутренних  напряжения сжатия.
Допускаемые напряжения сжатия для чуrуна значительно
больше допускаемых напряжений растяжения, поэтому чуrунные
задвИжки с внутренними ребрами при тех же разыерах и усло
виях работы прочНее, чем с наружныыи ребраыи; в силу этоrо
чуrунные задвижки стараются снабжать вдоль ДЛIlННОЙ стенки
ребрами, расположенными ВНУТРИ. ДЛЯ стальных задвижек pac
положение ребер снаружи или внутри равнозначно, поэтому
их чаще Bcero выполняют с наРУЖНЫl\lИ ребраыи, изrотовление
которых проще. Ребрами жесткости снабжаются также ,-щски или
клинья больших задвижек,
Рис. [6. Задвижка ли-
стовая (шиберная) с
мяrким уплотнением
50

\
:
, ,
"

"
"
l'
"
"
"
"
Рис. 17. Задвижка клиновая двухдисковая с плоским КОРПУСОУI
4*
51

"'1 !
t,;)
//
I
I
I
I
i \1 11
111 '
!@
I 11 \\
I "
!
 I
I
I
,
'o p п\'a I
J{ ''rЛЫМ сечением 1,  с
19 Задвиж!{(\ К.ilшювая с р J I
Рис. . I

в заДВlIжках используются либо ручнои привод, либо элек-
трический. Задвижки с электроприводом изображены на рис. 17,
18 и 19. Для задвижек находят применение и поршневые rидрав-
лические или пневматические приводы (рис. 20). Для уменьшения
крутящеrо OMeHTa на ма-
ховике ручноrо управления
используют редуктор с чер-
'l,
Рис. 20. Задвижка с rидро-
ПрВВОДОМ
, ,.
'.1
Рис. 21, Задвижка клино-
вая с червячным редуктором
для ручвоrо управления
вячной передачей (рис. 21) или редуктор с зубчатой конической
передачей (рис. 22). При наличии электро- или rидропривода
задвижки снабжаются ручным дублером управления для Toro,
чтобы иметь возможность управлять задвижкоЙ при отсутствии
электрическоrо тока или давления в системе управления задвиж-
кой.
Для снижения усилиЙ, необходимых для открывания задвижки,
и уменьшения вероятности возникновения rидравлическоrо удара
в системе задвижки часто снабжаются обводом. В задвижках
53

IIрименяется ТОЛько наружный обвод (рис. 18 и 19), он ставится,
как правило, на задвижках больших диаыетров прохода и на мень-
ших задвижках при больших ;JI,авлениях среды. Все задвижкИ
имеют сальниковое уплотнение шпинделя, так как сильфоны не
создают ;'J,остаточноrо хода, чтобы обеспе
чить работу задвижки.
ЗаДВJ!ЖКИ, так же как и вентили, обыч-
но снабжаются верхни!\! уплотнениеI\! для
перекрытия са.lJЬника. Для соединения
 с труБОl1рОВОДОМ задвижки обычно снаб-
жаются фланцами. Хорошо себя зареко
мендова.л в эксплуатации энерrетических
установок метод приварки арматуры без
при!\!енения фланцев. Отсутствие фланцев
ликвидирует возможные протечки в CTЫ
ках, уменьшает вес арматуры и снижает
количество деталей, неоБХОДИI\IЫХ для сое-
динения, при этом нет необходИI\IOСТИ иметь
прокладки, болты, rайки и шайбы. Однако
демонтаж арматуры для ремонта несколько
усложняется. Эксплуатация подтвердила,
что положительные качества приварноrо
соединения арматуры, например в усло-
виях работы энерrетических трубопрово-
дов, значительно превосходят недостатки,
поэтому такое соединение стальной арма-
туры с трубопроводами получает широкое
применение и в друrих отраслях промыш-
.лснности.
В некоторых случаях задвижки малых
диаметров прохода с Dy==80 мм и меньше
имеют муфты с резьбой для присоедине
ния к трубопроводу. Задвижки канали-
зационных систем для присоединения к
чуrунным или неметаJIлическим трубопро-
водам снабжаются специальными растру-
бами.
При неблаrоприятных условиях работы
уплотняющих колец, во избежание кор-
розии и задирания рабочих поверхностей, применяются задвижКИ
со смазкой (рис. 23). Смазка несколько повышает также внутрен-
нюю плотность задвижки. Полость корпуса заполняется конси-
стентной смазкой, которая и смазывает уплотняющие кольца.
В корпусе запрессованы два бронзовых кольца с кольцевыми
канавками, в которых размещены кольца съема смазки, поджи-
маемые к диску пружинами. Плотность перекрытия задвижки
обеспечивается TeI\!, что правый ДНСК при :l,вижешIИ вниз в пози-
I
'  ,: '
, . I
!ltJ I
I :
rr
l'
,
Рис. 22. Задвижка клино-
вая с редуктором с KOHH
ческой зубчатой передачей
для ручноrо управления
54

ции закрывания упирается верхним упором в корпус, а левый,
продолжая свое движение вниз, скользит вдоль клина, уплотняя
замок затвора.
При эксплуатации арматуры во J\lноrих случаях необходимо
знать, в каком положении находится задвижка (закрыта или от-
крыта) И какова степень открытия ее; для этой цели задвижки
Рис. 23. Задвижка параллельная со смазкой
снабжаются указателем подъема. Указатель имеет либо линейную
(вертикальную) шкалу, либо круrовую. Указателем подъема в He
которых случаях снабжаются и вентили.
При управлении задвижками в шпинделе возникают значи-
тельные осевые усилия, воспринимаемые БУРТОI\! ШПИН/iеля или
буртом rайки. В опоре бурта возникает большой !\!оыент от силы
трения, для уменьшения KOToporo устанавливаются опорные
шариковые подшипники. Блаrодаря этому значительно снижается
необходимая мощность привода, Задвижки больших и средних
диаметров прохода, работающие при больших давлениях среды,
снабжаются шариковыми упорными подшипниками.
Основные параметры ЭТИХ задвижек реrламентированы
[ОСТом 969867.
55

Приведеrrные выше конструкции относятся к задвижкам, у ко-
торых уплотняющая поверхность колец корпуса и диска или клина
образует плоскость, Имеются тдкже так называемые кольцевые
задвижки, схема работы которых приведена на рис. 2, б. В этих
задвижках с помощью поршня перекрывается КОJlьцевое сечение
полости, через которую проходит среда. TaKoro типа задвижки
используются сравнительно редко и в основном для воды при
больших диаметрах трубопроводов. ПО,'10жительным качеством
этих задвижек является малая высота конструкции, что позво-
ляет использовать их в помещениях малых размеров.
4. КРАНЫ
Краны имеют более оrраниченное применение, чем задвижки
или венти,'!и, и не располаrают таким разнообразием конструкций.
Они используются rлавным образом для трубопроводов малых
диаметров. Лишь последнее время получили распространение
краны для трубопроводов с Dy === 700 мм и более. Положитель-
а) ными качествами крана являются: простота
конструкции, компактность, малое rидравли-
ческое сопротивление, сравнительно неболь-
шие размеры по высоте, возможность предо-
хранения уплотняющих
о} поверхностей корпуса
и пробки от воздейст-
вия протекающей среды
;v: при открытом положе-
нии крана и возмож-
ность применения смаз-
ки уплотняющих по-
верхностей, так как
уплотняющи поверхно-
сти корпуса и пробки
Рис. 24. Краны проходные: а  сальниковый; соприкасаются посто-
б  натяжной янно. Вместе с тем кра-
нь! имеют недостатки,
основными из которых являютсн: сравнительно быстрый износ
и потеря плотности корпусноrо соединения в связи с большим тре-
нием соприкасающихся поверхностей при повороте пробки, при
разнице в величине пути трения для верхней и нижней части
пробки, а также относительная сложность процесса притирки
пробки к корпусу крана. Краны изrотовляются из латуни,
бронзы, чуrуна, стали, пластмасс и друrих неметаллических
материалов,
Краны подразделяются на две большие rруппы: сальниковые
(рис. 24, а) и натяжные (рис. 24, б). В сальниковых кранах
поджатие пробки осуществляется путем затяrа сальника, через
набивку KOToporo передается осевая наrрузка на пробку крана.
56

Для возможности отжатия проБКlf с целью реrУЛlfрОiЗанИЯ усилиl'l
снизу корпуса устанавливается отжимной винт (рис. 25, 26).
В натяжных кранах продольное усилие на пробке создается за-
тяжкой rайки на хвостовике пробки. Таким образом, в натяжных
кранах верхний и нижний торцы пробки не
уплотняются, и в случае протечки крана рабо-
чая среда будет поступать наружу. В сальни-
ковых кранах в случае образования неПJЮТ-
насти в конусном соединении среда наружу
поступать не будет, а будет просачиваться
в перекрытую часть трубопровода.
Для управления краном пробка крана
обычно снабжается квадратом для ключа
или рукоятки (рис. 24), в некоторых слу-
чаях на пробке закрепляется рукояТ\<а управ-
ления.
Основные параметры кранов реrламенти-
рованы [ОСТом 970267.
Крепление проходных кранов на трубопро-
водах производится либо муфтами с внут-
ренней резьбой (рис. 24), что обычно при-
меняется в кранах из чуrуна и цветных сплавов небольшоrо раз-
мера, либо с помощью фланцев (рис. 25, 26, 27), которыми обычно
снабжаются краны с большим диаметром прохода.
Рис. 25. Кран про-
ходной, сальниковый,
фланцевый
Рис. 26. Кран проходной с паровым обоrревом
Для [устых смол (каменноуrольная смола, пек) и друrих
вязких материалов используются краны с паровым обоrревом
(рис. 26). Через рубашку крана пропускается пар, блаrодаря
чему сохраняется жидкотекучесть наrретой смолы и обеспечи-
вается работоспособность крана,
Рассмотренные конструкции кранов являются затворами, они
служат для открывания и закрывания прохода среды. Двуххо-
довые краны имеют при работе два положения пробки. Существуют
57

также трехходовые краны (рис. 27), имеющие четыре положенИЯ
пробки, при которых поток среДЫ может либо разветвляться по
двум направлениям, либо направляться в каждое из них в отдель-
ности, либо ПОТQк может перекрываться полностью.
Для управления кранами больших диамеТР{JВ прохода при
высоком давлении среды необходимы значительные моменты для
проворота пробки, поэтому такие краны обычно снабжаются чер-
вячным редуктором, как это показано на рис. 28, [де пробка рас-
положена вершиной конуса вверх. На уплотняющих поверхно-
Рис. 27. Краны трехходовые
стях этоrо крана сделаны канавки, в которые подается смазка.
Смазка имеет определенную консистенцию в зависимости от TeM
пературы и давления среды. На уплотняющих поверхностях при
повороте пробки образуется пленка смазки, что повышает степень
плотности подвижноrо KOHycHoro соединения, уменьшает силы
трения и износ поверхностей. Подача смазки осуществляется
ввинчиванием болта в пробку, обратный шаровой клапан исклю
чает возможность обратноrо выдавливания смазки.
На рис. 29 показана бесколодезная установка на трубопроводе
стальных кранов Dy == 400+ 700 мм для рабочеrо давления среды
р раб == 64 кпсм 2 . Присоединение крана к трубопроводу произ-
водится путем сварки. Управление крана  ручное с помощью
червячноrо редуктора. Кран снабжен обводом (байпасная линия)
для выравнивания давления по обе стороны пробки, Для этой
цели на кронштейне смонтирован трехходовой кран со смазкой,
управляемый вручную через червячный редуктор. Два патрубка
использованы для работы обвода, третий служит для контроль
58

а)
Q1
Ф
Рис. 28. Краны со смазкой с червячным редуктором: а  проход-
ной; б  трехходовой

Рис. 29, 5еСКОJIодезная установка стальных кранов на трубо-
проводе
РНС. 30, Кран с поршневым пневматическим ПрИВОДом

60

Horo выпуска rаза, а также для продувки rазопровода при выпол-
нении ремонтных работ.
Управление краном можно осуществлять с помощью пневма-
тическоrо привода. Конструкция крана со смазкой для Dy ==
Рис. 31. Конусный затвор (кран) с
электрическим (а) и rидравлическим (6\
приводаМII
 200 м.ч на Ру =:;;; 16 кПсм 2 ,
управляемоrо пневмоприводом,
приведена на рис. 30. Поршень
пневмопривода приводит в дви-
жение рейку, сцепленную с зуб-
чатым сектором, насаженным
на ось пробки. При перемеще-
нии поршня поворачивается зуб-
чатый сектор, а вместе с ним и
пробка крана, Необходимое дав-
ление воздуха в цилиндре при-
вода 35 кПсм 2 .
Так называемые конусные
затворы (рис. 31) по принципу
действия и конструкции сходны
с кранами и используются, например, для предотвращения обрат-
Horo потока воды при остановке насоса (выполняют роль обрат-
Horo клапана). Конусный затвор имеет корпус и пробку такие
же, как и у крана, но отличается от крана тем, что при ::?акры-
вании и открывании прохода про изводится предварительный
подъем пробки на некоторую высоту, необходимую для Toro,
чтобы уплотняющие поверхности пробки и корпуса разош-
лись, и ВО время поворота пробки устранялось трение и износ
61

уплотняющих поверхностей. Последовательные действиЯ подъема
поворота пробки осуществляются с помощью специальноrо меха-
низма, основными деталями KOToporo являются шпиндель с rай-
кой, вилка и ползун с роликом (рис. 31, а). Ползун с помощью
шатуна связан с кривошипом, поворачивающим rайку шпинделя.
Привод перемещает ползун вдоль направляющих. Подъем пробки
происходит при повороте rайки в то время, коrда вилка заблоки-
рована роликом. Затем ролик заходит в вилку, после чеrо rайка
и вилка поворачиваются совместно и происходит поворот припод-
нятой пробки. При дальнейшем дви-
жении ролик выходит из вилки и
блокирует ее положение, двиrаясь
дальше, при этом пробка опускается
вниз, При движении ползуна вобрат-
нам направлении все происходит в
обратной последовательности. Управ-
ление осуществляется либо при по-
мощи электропривода (рис. 31, а),
либо с помощью rидравлическоrо при-
вода (рис. 31, б). Конусные затворы
ИЗI'ОТОВЛЯЮТСЯ дЛЯ трубопроводов с
диаметром прохода Dy==2007800MM.
Существуют конструкции кранов
с цилиндрической пробкой (рис. 32).
В связи с пониженными возможно-
стями обеспечения внутренней плот-
ности по сравнению с конусными,
эти краны используются для вязких
Рис. 32. Кран с цилиндрической сред или в тех случаях, коrда треба-
пробкой вания к плотности перекрытоrо крана
MorYT быть снижены.
В последнее время получают распространение шаровые краны,
у которых пробка имеет вид шара, поворачивающеrося BOKpyr
вертикальной оси (рис. 33). Эти краны успешно применяются
для аrрессивных сред и для низких температур при различ-
ных диаметрах прохода. На рис. 34 показан шаровой кран
со смазкОй Dy == 800 мм, Р раб == 55 кПсм 2 для бесколодезной
устаНО:8КИ на трубопроводе.
9

5. ПОВОРОТНЫЕ ДИСКОВЫЕ ЗАТВОРЫ (ЗАСЛОНКИ)
Поворотный дисковый затвор представляет собой Kpyr лую
дисковую заслонку с уплотнением, позволяющим обеспечить пере-
крытие потока (рис. 35, а). Такие затворы по каталоrу ЦКБА
изrотовляются для диаметров прохода Dy == 40071600 мм, они
используются и для больших трубопроводов rидротехнических
сооружений. Уплотнение затвора обеспечивается смещением оси
вращения диска и применением уплотняющеrо резиновоrо шнура,
62

I
I
I
l'
,1
] I
РИС, 33, Шаровой кран
Рис, 34, Шаровой кран со смазкой Dy800 ММ, Рра6 CC
55 KF/CM 2 дЛЯ бесколодезной установки на трубопроводе
ф
w

Для уменьшения rидравлическоrо СОПРОТИЕления диск изrотов-
ляется в форме чечевицы. Привод в рассматриваемой конструкции
осуществляется с помощью электродвиrателя черсз червячный
редуктор. Привод имеет ручной дублер для управления дисковым
затвором в аварийных условиях (при отсутствии электроэнерrии).
Затвор предназначен для работы при давлениях до Р у 
== 1 О кПсм 2 . Достоинствами поворотных дисковых затворов (за-
слонок) являются: минимальная строительная длина, малый вес,
б)
а)
Рис. 35. Дисковый затвор с электроприво
дом: а  с rоризонтальной осью вращеиия
диска; б  с вертикальной осью вращения
диска
простота конструкции, малое КОJIИчество деталей и относительно
низкая стоимость. Эти преимущества по отношению к друrим
типам затворов возрастают с увеличением условноrо диаметра
прохода. Недостатком этих конструкций является необходимость
применения привода с большим крутящим моментом при больших
перепадах давлений на дисковых затворах большоrо диаметра
прохода, Для Этих целей применяют также rидропривод в виде
цилиндра с поршнем.
Поворотные ДИсКовые затворыI в последнее время получают
все большее распространение; их применяют как для работы при
значительных давлениях и перепадах давлений, так и при очены
малых давлениях и вакууме. Существуют конструкции дисковых
затворов и с вертикальной осью вращения диска (рис. 35, 6).
Помимо круrлых заслонок, применяют также заслонки прямо-
уrольной формы  одинарные и мноrостворчатые.
64

Рис. 36. Кольцевая за,l!вижка с кривошипным механизмом
ПрИВО,l!а
Рис. 37. Кольцевая задвижка с винтовым приводом
5 Д. ф ,[уревич
65

6. КОЛЬЦЕВЫЕ ЗАДВИЖКИ
Кольцевые задвижки образуют отдельную rруппу конструк-
ций. Они применяются ДЛЯ трубопроводов больших диаметров,
имеют относительно неБО.JIьшие rабариты и сравнительно малый
коэффициент rидравлическоrо соп ротивления. Принципиальная
схема работы кольцевой задвижки приведена на рис. 2, б. Ци
.....
..
ф:
lt


I Ilfl!
Рис. 38. Кольцевая задвижка со встроенным rидропри-
ВОДам
.'1индр, перемещаясь вдоЛЬ оси трубопровода, перекрывает про-
странство, через которое движется транспортируемая по трубо-
проводу среда, и таким образом отделяет одну часть трубопровода
от друrой, прекращая поток среды.
На рис. 36 пред.ставлена конструкция кольцевоЙ зад.вижки
с кривошипным механизмом приво}а, расположенным в полости,
заполненной средой. На рпс. 37 показана КОНСТРУКII,Ия с винто-
вым приводом, механизм KOToporo работает в изолированном от
среды пространстве. На рис, 38 показана кольцевая задвижка
с встроенным rидроприводом. В отечественноЙ арматуре кольце-
вые задвижки пока широкоrо распространения не получилн.
66

r л а в а 11. РЕrУЛИРУЮЩАЯ АРМАТУРА
1. ВВЕДЕНИЕ
С помощью реrулирующей арматуры один или несколько пара-
метров технолоrическоrо процесса производства ил и рабочеrо
процесса машины 110ддерживаются в требуемых пределах. Реrули
рование мdжет быть ручное или автоматическое. При ручном pery
лировании изменение степени открытия арматуры производится
оператором по результатам показаний измерительных приборов.
При автоматическом реrулировании реrулируемые параметры
поддерживаются в нужных пределах путеl\1 аВТОl\1атическоrо управ-
ления арматурой, снабженной соответствующими приводами.
Система автоматическоrо реrулирования состоит из объекта
реrулирования и присоединенноrо к нему автоматическоrо ре-
rулятора.
Автоматический реrулятор состоит из измерительной и pery-
лирующей систем. В измерительную систему входят: первичный
элемент (поплавок, термопара, мембрана и т. д.), показывающее
или реrистрирующее устройство и передаточная связь.
Реrулирующая система состоит из реrулирующеrо устройства,
исполнительноrо механизма и исполнительной связи, соединяю-
щей реrулирующее устройство и исполнительный механизм.
Исполнительный механизм в арматуре представляет собой
дроссельное устройство, снабженное ПрИВОДОI\1, который может
быть электрическим, электромаrнитным, пневматическим, rидрав-
лическим и т, д.
По роду действия реrуляторы бывают прерывноrо и непрерыв
Horo действия. В реrуляторах прерывноrо деЙствия реrулирующий
opraH перемещается периодически, через некоторые промежутки
времени, при достижении определенных значений реrулируемоrо
параметра, изменяющеrося непрерывно. В реrуляторах непрерыв-
Horo действия реrулирующий opraH перемещается непрерывно
при непрерывном изменении реrулируемоrо параметра.
В трубопроводных системах в качестве реrулирующеrо opraHa
наиболее часто применяются реrулирующие клапаны.
Реrулирующий клапан представляет собой дроссельное устрой-
ство с реrулируемым сечением отверстия для прохода среды.
Управление реrулирующим клапаном может производиться
непосредственным действием среды, транспортируемой по данному
трубопроводу, либо от постороннеrо источника энерrии.
В реrулирующих клапанах, управляемых действием среды
на привод плунжера, положение плунжера будет определяться
соотношеием сил, передаваемых на плунжер со стороны привода,
и сил, деиствующих от давления среды непосредственно на плун
жер. Такие реrулирующие КJlапаны действуют автономно, не
требуют преобразования одноrо вида энерrии в друrой, имеют
свой первичный (чувствительный) элемент и по существу являются
5* 67

реrуляторами прямоrо действия. К этой rруппе реrуляторов
относятся, например, реrуляторы давления «до себя» и «после
себя», реrуляторы уровня и др. (рис. 39). К реrуляторам прямоrо
действия относятся также реrуляторы, предназначеины для зна-
чительноrо понижения давления, называемые редукционными
клапанами.
Реrуляторы давления обычно имеют тарельчатый плунжер и
небольшой ход.
В реrулирующих клапанах, управляемых от постороннеrо
источника энерrии, связь давлениерасход разорвана и осуще
ствляется по элементам; давленисход плунжера и ход плун-
жера  расход среды.
В этих клапанах (рис, 40) положение плунжера фиксируется
приводом, действующим от постороннеrо источника энерrии,
управляемоrо чувствительным элементом, и не зависит или
мало зависит от непосредственноrо воздействия давления транс-
портируемой среды по данному трубопроводу на привод и плун-
жер.
К этой rруппе относятся реrулирующие клапаны с пневмати-
ческим, rидравлическим и электрическим приводами, смеситель-
ные клапаны и некоторые друrие. Реrулирующие клапаны MorYT
быть использованы для решения самых разнообразных задач
автоматическоrо реrулирования  реrулирования давления, рас-
ХОДа, температуры, состава среды и пр., в зависимости от изме-
нения тех или иных параметров различных звеньев технолоrиче-
cKoro процесса или рабочеrо процесса машины. Реrулирующие
клапаны имеют обычно профилированный плунжер и значитель-
ный ход.
Автоматические реrуляторы по характеристике действия под-
разделяются на следующие.
А с т а т и ч е с к и е реrуляторы, у которых при отклонении
реrулируемоrо параметра от заданноrо значения реrулирующий
opraH перемещается в одном направлении до тех пор, пока пара-
метр вновь не получит заданное значение. При перемене знака
отклонения реrулируемоrо параметра астатический реrулятор
меняет направление движения реrулирующеrо opraHa. К аста-
тическим типам реrуляторов относятся и двухпозиционные pery-
ляторы типа «открытозакрыто»,
Про пор Ц и о н а л ь н ы е, или статические реrуляторы,
у которых при отклонении реrулируемоrо параметра от заданноrо
значения реrулирующий opraH изменяет свое положение в за-
висимости от величины отклонения параметра. Каждому значению
реrулируеl\Iоrо параметра соответствует определенное положение
реrулирующеrо opraHa, скорость перемещения KOToporo пропор-
циональна скорости изменения параметра. К пропорциональным
типам реrуляторов относятся и реrуляторы давления с мембран-
ным исполнительным механизмом.
68

ау
l
БJ

I
,
L
')
,
I
Рис, 39. Реrуляторы прямоrо действия: а  реrулятор уровня с поплавком; 6  реrулятор давле,
ния «до себя»
а:>
ф

-...:J
Q
Рис, 40, Реrулирующие клапаны: а  реrулирующий клапан (реrулятора расхода) с мембран'
ным, пневматическим приводом; б  реrулирующиЙ клапан (реrулятора температуры)  сме'
сительный клапан с электрическим приводом

Изо Д р о м н ы е (р а в н о б е r у Щ и е) реrуляторы, у KO
торых совмещены свойства пропорциональных и астатических
реrуляторов. Пропорциональные свойства обеспечиваются обрат
ной связью, а астатические или изодромные осуществляются Me
ханизмом изодрома, который после действия пропорциональной
составляющей доводит параметр до заданноrо значения.
Про пор Ц и о н а л ь н ы е, и л и и 3 о Д Р о м н ы е pery-
ляторы с п р е Д в а р е н и е м, у которых имеется дополнительное
устройство, позволяющее осуществлять реrулирование с учетом
скорости изменения параметра. Реrулирующий opraH в этих pery-
ляторах перемещается с некоторым опережением, величина KOTO
poro пропорциональна скорости изменения реrулируемоrо пара-
метра.
Решающее значение имеет характеристика реrулятора, она
определяет зависимость между перемещением реrулирующеrо
opraHa и изменением реrулируемоrо параметра, причем здесь
оказывают влияние все элементы (реле, привод и т. д.), связанные
с перемещением реrулирующеrо opraHa (плунжера) при измене-
нии реrулируемоrо параметра.
При расчете и конструировании трубопроводной арматуры
должна быть обеспечена необходимая расходная характеристика
реrулирующеrо opraHa. Различают конструктивную, внутреннюю
расходную и рабочую расходную характеристики реrулирующеrо
opraHa.
К о н с т р у к т и в н а я характеристика определяет зави
симость между площадью OTKpbIToro сечения и перемещением
реrулирующеrо opraHa (плунжера).
В н у т р е н н я я р а с х о Д н а я характеристика плун-
жера определяет зависимость между условной пропускной спо-
собностью клапана О у m/ч (коэффициентом пропускной способ-
ности kv) и ходом ПЛунжера, выраженным в долях полноrо хода
при постоянном перепаде давлений на клапане. В условиях экс-
плуатации, коrда перепад давления на клапане меняется, вну-
тренняя расходная характеристика изменяется и называется
р а б о чей. При конструировании реrулирующих клапанов
общеrо назначения, как правило, задаются внутренней расходной
характеристикой, по которой и проектируют ПЛунжер, принимая
!J..p == сопst. .
Существует три основных типа внутренней расходной харак-
теристики: л и н е й н а я, пар а б о л и ч е с к а я и р а в -
н о про Ц е н т н а я (лоrарифмическая). При конструировании
реrулирующих клапанов для Конкретных установок плунжер
проектируют по рабочей расходной характеристике, для чеrо
необходимо подrотовить rрафик зависимости перепада давлений
на клапане от расхода среды через клапан.
Для Toro чтобы реrулятор оказывал влияние на режим работы
реrулируемой системы, сопротивление реrулирующеrо клапана
71

должно составлять по возможности значительную часть сопротив-
ления всей системы, в противном случае ero влияние на систему
будеТ"мало иможет даже наступить потеря реrулируемости си
стемы.
При расчете реrулирующеrо клапана решающими факторами
являются ero rидравлическое сопротивление и расходная харак-
теристика; они должны быть подобраны таким образом, чтобы
был обеспечен нормальный ход технолоrическоrо процесса про-
изводства в соответствии с заданной проrраммой.
Считают, что сечение проходноrо отверстия клапана должно
быть менее 0,7 диаметра трубопровода, чтобы не моrла воз-
никнуть потеря реrулируемости системы, На работу реrулирую
щеrо клапана как элемента системы большое влияние оказывает
сопротивление самой системы, поэтому размер клапана и ero рас-
ходную характеристику следует подбирать только с учетом реаль-
ных условий ero работы в системе. Выбор характеристики клапана
не относится к области проектирования арматуры и решается при
проекти!ювании всей системы в целом.
Для проектирования реrулирующеrо клапана обычно исполь
зуют заранее подrотовленные данные о пропускной способности,
которую должен иметь клапан при заданных перепадах давления
и расходной характеристике, которая должна быть осуществлена.
Для реrулирования потоков среды в трубопроводах принци
пиалыlO можно использовать любую схему работы затворов
(вентиль, задвижку, кран, заслонку и т. д.). Однако эксплуата
ционные качества их различны, поэтому тип дросселирующеrо
устройства выбирается в зависимости от среды, давления, темпе-
ратуры, расхода и друrих УСJ10ВИЙ эксплуатации. Условия работы
реrулирующей арматуры более сложны, чем условия работы
затворов, поэтому и конструкции должны быть разработаны с уче-
том соответствующих требований. Дросселирующее устройство
должно обеспечивать необходимую зависимость изменения рас-
хода от степени открытия арматуры (степени подъема плунжера).
Привод должен обладать достаточной чувствительностью, т. е.
способностью срабатывать при малейших изменениях давления
на приводе: давления рабочей среды (для реrуляторов прямоrо
действия) или командноrо давления (для реrуляторов непрямоrо
действия). Пороr чувствительности 'л представляет собой мини-
мальное изменение давления (в KI/CM 2 ) на приводе, необходимое
для Toro, чтобы началось перемещение дроссельноrо устройства
(плунжера) при давлении в арматуре, равном Ру, и перепаде
давления на плунжере в 1 кпсм 2 .
Конструкция реrулирующеrо устройства л;олжна обеспечи-
вать нормальную работу т3]{же в случаях возникновения пульса-
ций давления в потоке внутри корпуса, поперечнокольцевых
потоков на OBopOTax струи, rидродинамичес!{их импульсов, эро-
зионноrо деиствия струи при больших скоростях и друrих явле-
72

ний, возникающих при дросселировании жидкостей и rазов (в ча-
стности, понижение температуры rазов). Для обеспечения BbIcoKoro
качества процесса реrулирования арматура в некоторых случаях
приобретает довольно сложную конструкцию и схему работы.
При реrулировании давления «после себя» давление до дроссе-
лирующеrо устройства Р 1 называется реrулируемым, давление за
дросселирующим устройством Р 2 называется отреrулированным;
при реrулировании давления «до себя»,
наоборот, давление Р 1 называется oTpery 
лированным, давление Р 2  реrулируе-
мым.
Наиболее простым реrулирующим уст-
ройством является реrулирующий вентиль,
который при использовании на больших
перепадах давлений (при Р 2<О,5Р 1) назы-
вается дроссельным. Конструкция реrули-
рующеrо вентиля приведена на рис. 41.
Для реrулирования потоков проходное
сечение отверстия в седле изменяется пу-
тем опускания или подъема плунжера с по-
мощью резьбовоrо соединения шпиндель 
ходовая rайка.
Плунжеры бывают четырех основных типов: стержневые, по-
лые, cerMeHTHbIe и тарельчатые (рис. 42). Наиболее часто употреб-
ляются плунжеры первых двух типов.
а) 6)
2. РЕrУЛИРУЮЩИЕ
И ДРОССЕЛЬНЫЕ ВЕНТИЛИ
Рис. 41. Реrулирующий
вентиль с патрубками для
приварки к трубопроводу

Рис. 42. Основные типы плунжеров: а  стержневой; б  полый; в  cerMeH
тный; с  тарельчатый
в стержневых плунжерах реrулирование расхода среды осу-
ществляется изменением площади кольцевой щели между седлом
и плунжером, в полых изменяется отрытая площадь окон плун-
жеров для прохода среды, а в cerMeHTHbIx изменяется площадь
щели, имеющей форму cerMeHTa, между седлом корпуса и плунже-
ром. Тарельчатые плунжеры обычно применяются для двухпози-
ционноrо реrулирования.
Реrулирующие (дроссельные) вентили применяют для руч-
HOro. реrулирования. В установленном положении вентиль
имеет определенное rидравлическое сопротивление, которое не
73

изменяется до последующей перестановки плунжера, поэтому
такие реrулирующие устройства применяются лишь для работы
при установившемся режиме работы системы. Для более сложных
условий работы используются реrулирующие клапаны.
3. РErУЛИРУЮЩИЕ И ДРОССЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
Реrулирующий клапан, работающий в условиях, коrда о т р е -
r у л и р о в а н н о е давление Р 2 меньше п о л о в и н ы р е -
r у л и р у е м о r о Р1' называется дроссельным.
Реrулирующие клапаны MorYT быть односедельными и двух-
седельными. Односедельные клапаны для реrулирования при-
меняются сравнительно редко и лишь в тех случаях, коrда пло-
щадь тарелки невелика или требуется надежная rерметичность
клапана в закрытом положении. Недостатком односедельных кла-
Рис, 43. Реrулирующий клапан с pы
чажноrрузовым иаrружением и ди
станционным управлением с помощью
троса
Рис. 44. Двухседельный реrулирующий
клапан со стержневым плунжером
панов является наличие значительноrо усилия вдоль шпинделя
от действия давления среды. На рис. 43 приведен односедельный
реrулирующий клапан. Управление клапаНО1\! осуществляется пу-
тем поворота рычаrа с помощью троса, который крепится к концу
рычаrа. [руз на рычаrе должен создавать усилие вдоль шпинделя,
превышающее усилие от давления среды и от сил трения. Такие
74

клапаны устанавливаются так, чтобы вращение рычаrа происхо-
дило в вертикальной плоскости. Управление реrулирующим кла-
паном производится либо с помощью колонки дистанционноrо
управления, либо от колонок автоматическоrо реrулирования,
Может быть применено также ручное дистанционное управление
и друrоrо типа.
Двухседельные реrулирующие клапаны имеют уравновешенный
плунжер и требуют меньших усилий и rрузов для управления. На
рис. 44 показан двухседельный реrулирующий клапан со стержне-
вым плунжером, у KOToporo изменяется сечение кольцевой щели
BOKpyr плунжера, а на
рис. 45  двухседельный
Рис. 45. Двухседельный pery
лирующий клапан с полым
плунжером
Рис. 46. Реrулирующий клапан с пово
ротным полым плунжером
реrулирующий клапан с полым плунжером, у KOToporo при
подъеме плунжера изменяется площадь открытых фасонных отвер-
стий, изrотовленных в стенке полоrо плунжера. На рис. 46 пред-
ставлен реrулирующий клапан, работающий по принципу действия
крана. Открытая площадь отверстия в стенке полоrо плунжера
изменяется путем поворота плунжера.
Приведенные выше реrулирующие клапаны имеют рычажно-
rрузовой механизм с rрузовым силовым замыканием. Они управ-
ляются с помощью троса, оrраничивающеrо опускание rруза. Та-
кой способ управления используется, например, на электростан-
циях; он отличается простотой и надежностью, но приrоден лишь
в условиях, коrда управление может производиться с относительно
небольших расстояний в пределах одноrо здания. При необхо-
димости управления с больших расстояний обычно используются
не механические, а электрические или пневматические способы.
Наиболее широкое применение получили реrулирующие кла-
паны с мембранно-пневматическим приводом и пружинной наrруз-
кой. Они управляются командным давлением воздуха, подводи-
Moro от постороннеrо источника, и MorYT быть использованы для
75

автоматическоrо реrулирования при работе на различных пара-
метрах и свойствах среды и для различных условий эксплуатации.
Пружина на приводе создает определенную зависимость между
усилием и ходом, блаrодаря чему
на клапане создается зависи
мость между КОМаНдным давле
нием и ХОДОМ. На рис. 47, 48
представлено несколько конст-
рукций реrулирующих клапа-
нов. Клапаны MoryT работать по
схеме НО (нормально открыт)
или по схеме НЗ (нормально
закрыт) в зависимости от Toro,
открыт или закрыт клапан при
отсутствии давления на мемб-
ране привода.
На рис. 47 изображен сталь-
ноЙ двухседельный реrулирую-
щий клапан Dy 0== 25-..;--200 .мм
с пневматическим мембранным
приводом и стержневым плун
Жером. Переход со схемы НО на
схему НЗ производится переста-
новкой плунжера с прямоrо на
обратное положение. Клапан
предназначен для некорроди-
рующих нефтепродуктов, пара
и воды при давлении до Ру 0==
=со 64 кF/см 2 и температуре до
зоо о с. Конструкция двухседель
Horo реrулирующеrо клапана
с мембранным пневмоприводом
и полым плунжером с фасон-
ными окнами пред ставлена на
рис. 48, а; такие же клапаны
с электромоторным исполнитель-
ным механизмом показаны на
рис. 48, 6. Эти клапаны чуrун-
НЫе, изrотовляются с условным
диамеТРО1\! прохода D у == 50 -..;-- 100 мщ на условное l\авление Р у==
=== 16 кF/см 2 . Они предназначены для жидких сред, пара и воз-
духа. Корпус изrотовлен из ceporo чуrуна и имеет, так же как
и в предыдущем клапане, форму, симметричную относительно
rоризонтальной плоскости. Нижняя rорловина закрыта плоской
крышкой и используется при работе клапана по схеме НЗ.
В некоторых случаях может быть использован беспружинный
реrУJIИРУЮЩИЙ клапан, принципиальная схема привода KOToporo
76
Ри.с. 47. ДвухседеJ1ЬНЫЙ реrулирующий
клапан со стержневым плунжером I!
мембранным пневматическим ПрИlЮДО1l1

А
r
I
\:
8)
Исполнение 110
Да8.леНliе наеружения
.......
КО/'1С1ноное fJабленuе

,'1емораны
Рис. 48. Двухседельные реrулирующие клапаны с полым плунжером:
а  с мембранным пневмаТllческим приводом; бс электромоторным при
водом; в  схема действия беспружинноrо привода
77

приведена на рис. 48, в. [оловка привода имеет две мембраны и две
rерметично изолированные полости. В одну из них подается сжатый
воздух или rаз, упруrость сжатоrо воздуха используется взамен
пружины. Во вторую пОлость подается командное давление воз
духа. Упруrость сжатоrо воздуха в полости наrружения опреде
JIяет собой силовую характеристику
реrулирующеrо клапана ход  давление
командноrо воздуха. Такие реrулирую
щие клапаны не требуют пружины, но
на их работу MOI'YT оказывать влияние
колебания температуры окружающеrо
воздуха и возможные утечки воздуха
или rаза из полости наrружения. Не-
смотря на эти недостатки, такие реrули-
рующие клапаны в последнее время по-
лучают пр именение.
Основные параметры и конструктив
ные исполнения реrулирующих I{Jlапа
нов (с поступательным перемещением
плунжера по направлению потока среды
в клапане) для условных диаметров про-
хода от 6 до 400 мм на давления
до Ру  320 кr/см 2 реrламентированы
[ОСТом 970161.
На рис. 49 представлена конструк-
ция трехходовоrо смесительноrо кла-
пана с пневмоприводом. Корпус изrо-
товляется из ceporo чуrуна, имеет одно
седло и снабжен нижней rорловиной
с фланцем, к которому присоединяется
патрубок со вторым седлом. [орячая
и холодная вода подаются через левый
и нижний патрубки; отреrулированная
смесь выходит через правый патрубок.
Реrулирование температуры смеси (или
состава смеси) осуществляется переме-
щением полоrо плунжера, снабженноrо окнами. При опускании
плунжера вниз площадь OTKpbIToro сечения верхних окон уве-
личивается, а нижних уменьшается. Таким путем изменяется тем-
пература воды в выходном патрубке.
На рис. 50 показан реrулирующий клапан, используемый в хо-
лодильных установках в качестве реrулятора давления. Клапан,
пропуская воду для охлаждения конденсатора, подд:ерживает по-
стоянное давление конденсации фреона. Фреон подводится в по-
лость мембраны, и ero давление уравновешивает усилие пр ужины ,
действующее на тарелку клапана. При повышении давления MeM
брана проrибается и опускает тарелку клапана, увеличивая подачу
78
Рис.. 49. Смес.ительный кла-
пан с. мембранным пневмати
ческим приводом

ВОДЫ В конденсатор. В результате снижается температура и давле-
ние конденсации, мембрана реrулирующеrо клапана снова зани-
мает исходное положение, снижая расход воды.
Сальниковое устройство штока снабжено масляным затвором
для преДQтвращения возможности попадания фреона в водяную
маrистраль в случае прорьша мембраны.
80da
Рис. 50. Реrулирующий клапан для
подачи воды в конденсатор холо-
дильной установки
Рис. 51. Реrулирующий клапан для
пара высоких параметров в виде
задвижки с плоским диском
Помимо клапанов, для реrулирования иноrда применяются
также задвижки. В качестве реrулирующеrо элемента они носят
название реrулирующий шибер, или реrулирующий клапан, На
рис, 51 приведена задвижка, используемая на электростанциях
при высоких и сверхвысоких параметрах пара как реrулирующий
opraH для питательной воды. Опыт показывает, что в этих условиях
такие реrулирующие устройства по своим эксплуатационным ка-
чествам превосходят обычные реrулирующие клапаны. Задвижка
имеет плоский диск, который под действием перепада давлений
плотно прижимается к уплотняющему кольцу корпуса, обеспечи-
вает надежное уплотнение и предотвращает эрозионный износ
уплотняющих колец. В диске имеется фасонное отверстие, пло-
щадь сечения которorо изменяется с подъемом диска шпинделем.
79

Электропривод позволяет автоматизировать управление и осуще-
ствлять ero с пульта управления.
Поворотные заслонки как opraHbI реrулирования потоков
в трубопроводах промышленности используются для воды, воз-
Рис. 52. Поворотная заСJiонка с круrлым диском
духа и rазов. На рис. 52 показана одна из таких конструкций
с круrлым поворотным диском. Применяются также MHOf'OCTBOp-
чатые пластинчатые прямоуrольные заслонки, например в уста-
новках для кондиционирования воздуха.
4. РЕП'ЛЯТОРЫ прямоrо ДЕЙСТВИЯ
В реrуляторах давления в привод реrулирующеrо клапана
подводится рабочая среда, а силовое наrружение осуществляется
rрузом или пружиной. В ряде случаев привод не выделен отдельно,
а составляет с реrулирующим opraHoM общую конструкцию. Pery-
лятор давления имеет тарельчатый плунжер инезначительный
ход, а мембрана или поршень выполняет роль не только привода, но
и чувствительноrо элемента. Реrулятор давления обычно настраи-
вается на определенный узкий интервал давлений, изменение хода
тарелки или плунжера происходит при изменении давления среды.
Приращение давления, необходимое для подъема плунжера на
1 мм, представляет собой неравномерность реrулирования и яв-
ляется одной из важных характеристик реrулятора прямоrо дей-
ствия.
Реrулятор давления позволяет осуществлять автоматическое
реrулирование давления после реrулятора (<<после себя») или до
реrулятора (<<до себя»).
Реrулятор давления «после себя» приведен на рис. 53, а, ре-
rуляroр давления «до себя»  на рис. 53, б; они носят название
«после себя» или «до себя» в зависимости от участка, на котором
должно поддерживаться давление. Такие реrуляторы отличаются
80

а>

&
а'
I
'"1
'<
""
t1>
..
'"
'"
о)
,
.....
\
I
!
i

Рис. 53. Реrуляторы давления с мембраЮIOrрузовым приводом: а  реrУЛЯТОfJ давления «после сеБЮi; б  реrулятор
давления «до себя»
00
....

простотой конструкции, не требуют посторонних источников энер-
rии, длинных электро- или пневмокоммуникаций. [руз обеспе-
чивает силовое замыкание системы, заставляя плунжер (тарель-
чатый) подниматься вверх, а мембранный привод оrраничивает
подъем плунжера в зависимости от давления среды в контролируе-
мом участке. Расходная характеристика типа давление  подъем
плунжера зависит от изменения эффективной площади мембраны
с подъемом rрибка. На характер изменения эффективной площади
мембраны оказывает влияние диаметр
мембраны и rрибка, толщина и свойства
материала мембраны.
Рис. 54. ОДl!оседельный сталь-
ной реrулятор давления «пос
ле себя»
в реrуляторе давления «после себя» тарелки плунжера устанав-
ливаются сверху седла, а надмембранное пространство соединяется
с участком трубопровода, расположенным за реrулятором. При
повышении давления мембрана, преодолевая действие rруза, опу-
скается вниз и прикрывает проход в седле, доводя давление в трубо-
проводе за реrулятором до нужной величины. В реrуляторе давле-
ния «до себя» тарелка плунжера устанавливается снизу седла,
а надмембранное пространство соединяется с участком трубопро-
вода до реrулятора, При повышении давления мембрана, опуская
плунжер, открывает проход в седле; при этом давление до реrуля-
тора снижается до нужноrо предела.
Односедельный стальной реrуляТОр давления прямоrо действия
«после себя» приведен на рис. 54. Он применяется для работы на
нефти, пластовых водах и природном rазе; устанавливается на
нефТяных скважинах с целью защиты от высоких давлений техно-
лоrической арматуры и аппаратуры низкоrо давления, располо-
женных за клапаном. Реrулятор имеет мембранный привод, в ко-
торый подается давление от участка за седлом. Он расчитан a
82

максимальное рабочее давление до 50 кТ/см 2 . При повышении дав-
ления за клапаном свыше 11 кТ/см 2 клапан закрывается и отсекает
участок трубопровода, расположенный за ним. Привод может
срабатывать и при друrих давлениях в зависимости от заданноrо
усилия пружины. Мембрана и уплотняющие кольца тарелки кла-
пана изrотовлены из нефтестойкой резины, Значительное пр евы-
Рис. 55. Реrулятор давления
с ПРУЖИННОПОРlllневым при-
водом
;::,,
't. ;,
Рис, 56. Реrулятор давления с поршне-
вым приводом и внутренним импульсным
механизIOМ
шение площади мембраны над площадью тарелки клапана обеспе-
чивает надежное прижатие тарелки к седлу при возникновении
BbIcoKoro давления. При пропарке трубопровода привод выклю-
чается с помощью пробковоrо крана. Смазка сальника произ-
водится с помощью лубрикатора.
Реrулятор давления «после себя» прямоrо действия, работаю-
щий в условиях, коrда отреrулированное давление Р 2 меньше по-
ловины реrулируемоrо Р l' т. е. при Р 2 < 0,5 Р 1, называется ре-
дукционным клапаном.
В приведенных реrуляторах прямоrо действия используются
приводы с резиновыми мембранами с тканевой прокладкой, а
6* 83

наrружение производится рычажно-rрузовым механизмом. В кон-
струкциях реrуляторов прямоrо действия используется также пор-
шневой привод. В качестве чувствительноrо элемента используются
металлические мембраны, а наrружение производится с помощью
пружин, Это создает более компактные конструкции, обладающие
меньшей инерционностью и большей чувствительностью.
На рис. 55 показан реrуля-
тор прямоrо действия (редук-
ционный клапан) Dy ==' 25 --;.-.
 150 ММ, используемый для
понижения давления пара с 14,5
до 1 кпсм 2 И выше при темпе-
ратуре t  2250 С. ДЛЯ реrули-
рования используется действие
пружины и усилие от давления
пара на поршень и тарелку кла-
пана, которые уравновешива-
ютея в определенном положении
тарелки.
При повышении давления
пара увеличивается усилие на
поршень в верхней части ци-
линдра и поршень стремится
закрыть клапан, этому противо-
действует возрастающее усилие
пружины и давление на та-
peJ1KY клапана. Для получения
нужноrо давления редуциро-
BaHHoro пара с помощью ниж-
Hero маховика изменяется уси-
Рис. 57. Реrулятор давления с мемб- лие пружины. Реrулятор снаб-
раннопружинным приводом жается двумя сменными пружи-
нами для редуцированноrо дав-
ления пара до 4 кпсм 2 И до 10 кпсм 2 . Поршень снабжен резино-
выми манжетами, для защиты которых от действия пара в цилиндр
заливается вода. На линии вдоль редукционноrо клапана и за ним
должны быть установлены запорные вентили с обводным устрой-
ством. Клапан устанавливается в rоризонтальном трубопроводе,
в вертикальном положении маховико!\! вниз. За клапаном дол-
жен быть установлен предохранительный клапан и манометр для
контроля величины давления.
Реrулятор прямоrо действия (редукционный клапан) с поршне-
вым приводом и внутренним импульсным механизмом (пилотным
устройством), представленный на рис. 56, используется для реду-
цирования давления пара, воздуха или rаза при температурах до
3000 С с давления 16 кпсм 2 до 110 кТ/см 2 . Эта конструкция
обеспечивает повышенную точность реrулирования. На металли-
84

ческУЮ мембрану импульсноrо механизма действует отреrулиро-
ванное давление (за клапаном). При понижении давления мем-
брана под действием пр ужины опускается и открывает импульс-
ный клапан, управляющий подачеЙ среды до клапана на поршень.
Опускаясь вниз, поршень открывает отверстие седла в корпусе
реrулирующеrо клапана. Реrулировка величины отреrулирован-
Horo давления осуществляется путем изменения поджатия rлав-
ной пружины. Реrулятор давления снабжается несколькими смен-
НЫМИ пружинами для разных диапазонов реrулируемоrо давления.
Реrулятор прямоrо действия (редукционный клапан) с услов-
ным диаметром прохода Dy == 20 М.М представлен на рис. 57. Этот
реrулятор предназначен для снижения давления воздуха и дру-
rих rазообразных сред.
Реrулятор статическоI'O типа без ИМПУ.1ьсноrо клапана, Чув-
ствительным элементом является мембрана, изrотовляемая из ва-
куумной резины. Наrружение мембраны пружинное; сильфон слу-
жит разrрузочным элементом. Рабочее начальное давление по-
дается в правый входной патрубок, среда проходит через фильтр
и поступает в полость клапана снаружи сильфона. Площадь Kpyra,
оrраниченная уплотняющей поверхностью клапана, равна эффек-
тивной площади сильфона, поэтому клапан разrружен от действия
давления рабочей среды. Под действием усилия пружины клапан
находится в открытом положении и величина открытия зависит
от усилия пружины, которое уравновешивается деЙствием oTpery-
лированноrо давления на мембрану.
Реrулировка величины отреrулированноrо давления произ-
водится изменением поджатия пружины. Фильтр клапана должен
периодически очищаться.
В реrуляторах давления действие пружины может быть заме-
нено действием rазовой среды. На рис. 58 показан реrулирующий
клапан с мембранным приводом, используемый для реrулирования
давления нейтральноrо rаза «после себя». Клапан двухседельный
с полым плунжером и мембранным приводом двустороннеrо дей-
ствия. Клапаны эти изrотовляются с условным диаметром про-
хода Dy == 40--7-250 мм. Давление перед клапаном 0,616 кПсм 2 ,
температура rаза от 40 до +600 С. Заданное давление за кла-
паном может настраиваться в пределах 80400 ММ вод. ст. или
400800 ММ вод, ст. На мембрану (диаметром 425880 ММ) может
подаваться среда давлением не свыше 3 кПсм 2 для Dy == 40--7-
--7-50 мм, не выше 2 кПсм 2 для Dy == 70--7-100 ММ и не выше 1 кПсм 2
для Dy == 125+250 ММ,
Реrулирующий клапан при осушенном и очищенном rазе ра-
ботает по схеме, приведенной на рис. 59, а, при влажном неочи-
щенном rазе  по схеме на рис. 59, б.
На мембрану поступает rаз через вспомоrательный пилотный
реrулятор давления прямоrо действия Dy == 15 ММ (рис. 60),
который является задатчиком давления реrулятора и определяет
85


IIОП/JU811енuе
потоко

 
\
Рис. 58. Реrулирующий клапан с мембранным беспружию!Ым
ПРИВОДD:lI
а)
Рис. 59. Схема работы реrулятора давления rаза «после себя»:
 реrУЛИРУIOЩн(r клапан; 2  ве[]омоrательныii rШЛОТНЫI1 реrулятор давле
ния; 3 фИЛЬТРДроссель; 4  выравниватель давления
86

давление среды после реrулятора на линии низкоrо давления.
Вспомоrательный реrуЛЯТОр является односедельным реrулятором
давления «после себя» с мембранно-пружинным приводом. Через
фильтр-дроссель (рис. 61) rаз из полости мембраны OCHoBHoro
реrулирующеrо клапана поступает в линию низкоrо давления
при осушенном и очищенном rазе (рис. 59, а) и в атмосферу при
влажном и неочищенном (рис. 59, б). В последнем случае основнОй
реrулирующий клапан может располаrаться только приводом
вверх, чтобы выделившаяся влаrа не попадала в привод и не нару-
шала ero работы. [аз из вспо-
моrательноrо реrулятора давле-
ния выпускается в атмосферу,
так как давление ero ниже, чем
в линии низкоrо давления.
При повышении давления [а-
за в линии низкоrо давления по-
Рис. 60. Вспомоrательный пилотный реrулятор давления
вышается давление и под мембраной OCHoBHoro клапана, Золотник
подымается вверх, уменьшая площадь OTKpbIToro сечения (клапан
типа НЗ  «нормально закрыт»), и давление на выходе умень-
шается. В работе системы участвует выравниватель давления
(рис. 62), который представляет собой двусторонний перепускной
клапан, предназначенный для предупреждения возможности рез-
Koro возрастания давления с одной стороны мембраны, к.оrда раз-
ность давлений становится больше O,05O,3 кпсм 2 , одна из
мембран выравнивателя, на которой создается увеличенная раз-
ность давлений, отходит от седла и полости по обе стороны мем-
браны OCHoBHoro клапана соединяются. Пос.'!е выравнивания
давления эти полости снова разъединяются.
Отдельную rруппу в арматуре образуют поплавковые реrуля-
торы уровня. Управление клапаном здесь производится при по-
мощи поплавка, положение KOToporo определяется уровнем жидко-
сти в резервуаре или аппарате, Такие устройства MorYT быть
использованы как для двухпозиционноrо реrулирования, так и
пропорциональноrо, Поплавковые реrуляторы уровня MorYT быть
87

использованы как сиrнализаторы положения уровня, а также для
дистанционноrо измерения уровня.
Поплавковые реrуляторы MorYT монтироваться внутри емкости
или снаружи, они MorYT быть проходноrо типа, через которые про-
ходит реrулируемая среда, и непроходноrо, через полость по-
плавка которых реrулируемая среда не проходит. В подавляющем
большинстве случаев поплавок создается в виде полоrо шара, из-
rотовленноrо из листовоrо материала. Поплавок должен быть [ер-
метичен. Чаще Bcero поплавки изrотовляются металлическими,
но они MorYT быть из пластмас-
сы и даже из стекла.
Наиболее простая конструк-
ция поплавковоrо реrулятора
представлена на рис. 63. Pery-
лятор предназначен для работы
в качестве оrраничителя налива
в цистерны сжиженноrо rаза
(не более 85% объема цистерны).
В корпусе 1, присоединяемом
к трубопроводу с помощью флан-
цев, седло внизу перекрывается
тарелкой клапана 2. Поплавок 3,
перемещая трубчатую штанrу,
управляет тарелкой клапана и
при достижении заданноrо уров-
ня перекрывает подачу сжижен-
lкрышка; 2корпус; 3ceTKa; 4rai'r- Horo rаза. В нижней части кор-
ка; 5 втулка; б прокладка пуса расположен дренажный
клапан 4, с помощью KOToporo
производится продувка оrраничителя налива.
Реrулятор уровня, показанный на рис. 64, может быть исполь-
зован для пропорциональноrо реrулирования расхода среды, про-
ходящей через контролируемый аппарат при заданном положении
уровня среды. Помимо этоrо, он может быть использован для ди-
станционной световой или звуковой сиrнализации уровня либо
для дистаНЦионноrо ero измерения. Реrуляторы уровня MorYT
монтироваться как внутри емкости, так и снаружи. Приведенная
конструкция предназначена для наружноrо монтажа и может
быть использована для работы под давлением до Рра6  16 Kr/CM 2
и t  2000 С. Предел реrулирования, сиrнализации или измере-
ния уровня  250 .мм.
Полый шаровой поплавок 2, расположенный в корпусе 1, со-
единенном с полостью аппарата или емкости, при изменении уровня
поворачивает штанrу 3 и ось 6, проходящую через сальник 7.
При этом поворачивается рычаr 9 с уравновешивающим rрузом 8
и cepbra 5, которая с помощью рычажной системы воздействует на
шток пневматическоrо реле 4, управляющеrо движением реrули-
Рис. 61. ФильтрдроссеЛЬ rаза:
88
2
J
/tr
,
s


рующеrо клапана с мембранным исполнительным механизмом,
устанавливаемым отдельно. С подъемом поплавка уrол поворота
рычаrа 9 увеличивается, в связи с чем увеличивается давление
воздуха (выходное давление O,1O,9 кr/см 2 ), поступающеrо из
реле в мембранный исполнительный механизм реrулирующеrо кла
пана, при этом площадь OTKpbIToro сечения клапана уменьшается
и количество подаваемой в аппарат среды снижается.
При работе в качестве сиrнализационноrо устройства  сиrна-
лизатора уровня  вместо пневматическоrо реле 4 устанавли-
Рис, 62, Выравниватель давления
вается электрическое сиrнальное устройство, контакты KOToporo
замыкаются (или размыкаются) при достижении определенноrо
уровня.
Для дистанционноrо измерения реrулятор соединяется со вто-
ричными манометрическими приборами.
Поплавковый реrулятор, приведенный на рис. 65, используется
в холодильных установках и предназначен для реrулирования
уровня ЖИдкоrо аммиака в испарителе. Реrулятор непроходноrо
Типа, так как жидкий areHT после седла клапана сразу поступает
в испаритель, минуя камеру поплавка, Жидкая среда подводится
к верхнему отверстию 13 мм в вертикальной стенке и отводится
в испаритель через нижнее отверстие 13 ММ, Нижнее и верхнее
окна 25 мм трубками присоединяются к испарителю COOTBeT
ственно выше и ниже уровня аммиака в испарителе. Рычаr по
плавка снабжен противовесом для обеспечения нужноrо положе-
ния поплавка при нормальном уровне жидкости, который должен
89


с
J
2
1
Выхоо сжuжен
нщо <аза 8
аIJтоцu;:;;;;У
Вхоо сжuжен
НО?О ваза

'f
Рнс. 63. Поплавковый оrраиичитель
налива сжиженных rазов в цистерны
2
Б
э
8
Рис. 64, Поплавковый реrулятор уровня

проходить через rоризонтальную ось симметрии корпуса реrуля-
тора. Противовес также повышает чувствительность реrулятора.
К числу реrуляторов прямоrо действия (двухпозиционных)
условно можно отнести и реrуляторы максимальноrо расхода,
Рис. 65. Поплавковый реrулятор уровня для испарите-
лей холодильных установок
предназначенные для оrраничения максимальноrо расхода среды,
проходящей через реrулятор. На рис. 66 представлена одна из
конструкций реrуляторов максимальноrо расхода. Принцип дей-
','., '\
Рис. 66. Реrулятор
максимальноrо pac
хода
ствия TaKoro реrулятора заключается в том, что при возникновении
чрезмерно большоrо расхода и высокой скорости среды давление
в зоне седла становится ниже статическоrо давления и таким обра-
30М создается разность давлений снизу и сверху поршня, блаrодаря
91

чему поршень поднимается вверх и с помощью тарелки перекрывает
седло, При снижении расхода уменьшается скорость среды, дав-
ление с обеих сторон поршня и тарелки выравнивается, и под
действием значительноrо Веса, соответственно рассчитанноrо, Ta
релка вновь опускается и открывает проход для среды.
r л а в а 111. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНАЯ АРМАТУРА
1. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
Предохранительные клапаны предназначены для исключения
возможности повышения давления сверх установленноrо в обслу
живаемых объектах и системах путем сброса рабочей средЫ. По-
скольку при срабатывании предохранительноrо клапана поступле-
ние рабочей среды в объект не прекращается, пропускная способ-
ность предохранительноrо клапан:а должна быть достаточной,
чтобы сброс среды превосходил поступление,
Процесс работы предохранительноrо клапана можно схема-
тично разделить на пять этапов.
1. Давление в объекте и клапане равно рабочему,. при этом
клапан закрыт плотно.
II. Давление возрастает до величины Р == КоР о, [де К о 
коэффициент переrрузки клапана; Р о  номинальное (начальное)
давление в установке. При этом усилие пружины равно усилию от
давления среды. В СВЯЗ lI с исчезновением силовоrо взаимодействия
между уплотняющими кольцами имеет место интенсивная про-
течка среды при отсутствии видимоrо хода тарелки клапана,
II 1. Давление среДЫ возрастает свыше КоР о, тарелка клапана
приподнимается над седлом и начинается пропуск излишней
среды. ПО мере возрастания давления тарелка клапана переме-
щается вверх, а расход среды увеличивается.
IV. Со сбросом среды давление в объекте снижается и дости-
[ает величины, при которой происходит посадка тарелки клапана
на седло. Это давление обычно ниже давления, при котором начи-
нается подъем тарелки и зависит от особенностей конструкции
предохранительноrо клапана. Тарелка клапана садится на седло,
по мере снижения давления ШIOтность замка клапана повышается
и протечка среды уменьшается.
У. При достижении рабочеrо давления клапан плотно закры-
вается и протечка среды прекращается.
Предохранительный клапан является одним из наиболее ответ-
ственных устройств арматуры, поскольку неудовлетворительная
работа ero может повлечь з<\,. собой очень тяжелые последствия.
В связи с этим выбор размеров предохранительных клапанов и их
обслуживание должны осуществляться тщательно в соответствии
с положениями, установленными [осrортехнадзором. На паровых
92

1Сотлах паропроизводительностью до 100 кr/ч разрешается уста-
навливать один предохранительный клапан; на котлах большей
производительности должно быть не менее двух предохранитель-
ных клапанов, параллельно включенных и работающих незави-
сим о друr от друrа. Один из клапанов является контрольным, он
должен иметь устройство, которое не позволяло бы обслуживаю-
щему персоналу изменять реrулировку клапана, но не мешало бы
проверке состояния предохранительноrо клапана.
Предохранительные клапаны должны непосредственно сооб-
щаться с паровым пространством котла. Между котлом и предо-
хранительным клапаном установка каких бы то ни было запорных
устройств запрещается. Предохранительный клапан должен сраба-
тывать под действием давления пара непосредственно на тарелку
клапана или на импульсный клапан. Котлы с номинальным давле-
нием пара свыше 40 аmи должны быть оборудованы только им-
пульсными предохранительными клапанами,
В табл. 8 приведены давления пара, при которых в соответ-
ствии с требованиями [осrортехнадзора должны открываться
предохранительные клапаны.
Давления пара, при которых ДОЛЖНbI ОТКРblваться
предохранительные клапаны, устанавлнваеМblе
на napoBblX котлах
Таблица 8
Давление пара, прн котором должен открываться
Рабочее давление пара предохраннтельный клапан, в "r/CM'
в котле I
Рабочий I<онтрольный
Рраб 13 кТ/см 2 РРаб + 0,2 Рраб+ 0,3
13 < Рраб40 кТ/см 2 1,03Рраб 1,05Р ра б
Рраб> 40 кТ /см 2 1,05Р ра б 1,08Р ра б
Обычно считают, что простые малоподъемные предохранитель-
ные клапаны при этих величинах повышения давления подни-
маются примерно на 0,05D c (Dc  диаметр седла), а полноподъем-
ные  на 0,25 Dc и более. На котлах с рабочим давлением до
40 KrlcM:l. предохранительные клапаны должны иметь диаметр
прохода не менее 25 ММ и не более 125 ,НМ, а на котлах с рабочим
давлением свыше 40 кпсм 2  не менее 15 ММ и не более 125 ММ.
Число и размеры предохранительных клапанов в соответствии
с требованиями [осrортехнадзора определяются по формуле
G
nDch == А р'
rде n  общее число установленных клапанов (Rабочих и кон-
трольных);
Dc  внутренний диаметр тарелки клапана (диаметр седла) ВСМ;
93

h  высота подъема клапана в см;
G  номинальная производительность котла в кF/ч;
р  абсолютное давление пара в котле в кпсм 2 ;
А  коэффициент, равный: для малоподъемных клапанов
при высоте подъема h  0,05D c А = 0,0075; для полно
подъемных при высоте подъема 11  0,25D c А 0,015.
Предохранительные клапаны изrотовляются из чуrуна, стали
и при особых условиях работы  из друrих материалов. Чуrун
ные предохранительные КJlапаны изrотовляются для давлений не
выше 16 кпсм 2 .
Рис. 67. Предохранительный клапан
rрузовой OTKpbIToro тнпа
Рис. 68. Предохранительный кла,
пан rрузовой закрытоrо типа
Предохранительные клапаны различаются методом выброса
среды, числом тарелок, величиной подъема клапана, методом на-
rружения и т. д.
По методу выброса среды (пара) предохранительные клапаны
можно разделить на клапаны OTKpbIToro типа (рис, 67), у которых
пар непосредственно выпускается в атмосферу, и клапаны закры-
Toro типа (рис. 68), у которых пар может отводиться в назначенное
место. По числу тарелок предохранительные клапаны разделяются
на одинарные (рис. 68) и двойные (рис. 69); по методу наrруже-
ния  на рычажно-rрузовые (рис. 68) и пружинные (рис. 70).
ПО высоте подъема тарелки предохранительные клапаны разде-
ляются на малоподъемные, у которых высота подъема несколькО
больше или равна 0,05 диаметра седла (рис. 67 70), и полноподъ-
емные, подъем тарелки которых не менее 0,25 диаметра седЛа.
Существуют предохранительные клапаны с высотой подъема та-
релки менее 0,25, но более 0,05 диаметра седла, такие клапаны
можно назвать среднеподъемными, В связи с недостаточной из
ученностью свойств этих клапанов они включаются в число мало-
подъемных.
Пропускную способность предохранительноrо клапана жела-
тельно иметь возможно большой. С целью повышения пропускной
94

способности некоторые элементы конструкции изменяются, в pe
зультате чеrо получаются полноподъемные предохранительные
клапаны прямоrо действия. По принципу работы их можно разде
лить на следующие типы: активноrо действия среды, реактивноrо
действия среды и смешанноrо типа. Кроме полноподъемных пре
дохранительных клапанов прямоrо действия, применяются полно-
подъемные предохранительные клапаны непрямоrо действия, в ко-
торых срабатывание про изводится с помощью поршневоrо привода
после открывания вспомоrательноrо так называемоrо И!vlпульсноrо
.
Рис. 69. Пре,gохранительный клапан rрузовой двухрычажныЙ
клапана. Последний открывается либо давлением среды, как пре-
дохранительный клапан, либо управляется электромаrнитом.
Управление электромаrнитом хотя и применяется, но должно
считаться временным решением, допустимым до окончательной
разработки надежных предохранительных клапанов, так как про
тиворечит указаниям [осrортехнадзора о том, что предохрани
тельный клапан должен открываться в результате непосредствен-
Horo воздействия среды на тарелку клапана (rлавноrо или импульс-
Horo).
В предохранительных I<лапанах активноrо действия среды
(рис. 71, а) увеличенный подъем тарелки достиrается увеличением
площади тарелки сразу за седлом, блаrодаря чему увеличивается
рабочая П.l0щадь, воспринимающая давление пара, но при этом
заКрывание клапана происходит при более низком давлении, чем
 малоподъемных клапанах.
В предохранительных клапанах реактивноrо действия среды
(рис. 71, 6) увеличение подъема тарелки осуществляется путем ис
ПОЛьзования кинетической энерrии пара или rаза, создающеrо
реаКтивное действие на вспомоrательные специально образован
95

со
ф
Рис. 70. Предохранительный кла
пан пружинный
а)
Драсс ::ЛUР!jllJщсе сечение
,
Зона по6ышеННОZD gаВления
30llа бысокоzо i}абления
PeaffтlJ8t1De iJейстБuе
сI'7Р:Р
'Зона по8ышенноzа iJа6ленщ/
:::-;,
' Зона 8bICOKDZO сабflСiiия
Реакти8;юе оеuст8ие
струи
Зона пv6ышеН/IОZО iJа6ления
Зона 8ысокоео да8ления
Рис. 71. Принципиальные схемы действия полноподъемных
предохранительных клапанов: а  активноrо действия; б 
реактивиоrо действия; в  активнореактивноrо действия

ные поверхности. Эти поверхности расположены на тарелке на
некотором расстоянии от седла, на пути прохождения среды, [де
она имеет значительную скорость.
В некоторых конструкциях используется одновременно актив-
ный и реактивный методы увеличения подъема тарелки (рис. 71, в).
Конструкция полноподъемноrо предохранительноrо клапана
прямоrо действия Dy == 50+100 мм приведена на рис. 72, Клапан
стальной, пружинный, предназначен
дпя пара и rазообразных сред при
давлении Ру == 16 кТ/см 2 и темпера-
туре до 4000 С. Эта конструкция полу-
чила широкое распространение, бла-
roдаря возможности реrулирования
давления подъема и посадки тарелки
клапана.
Наружная поверхность выступаю-
щей части седла имеет резьбу, на кото-
рую навинчивается нижнее реrули-
рующее кольцо; с помощью этоrо
кольца производится реrулировка
давления посадки тарелки клапана.
При подъеме нижнеrо кольца и при- 
ближении ero к тарелке давление по-
садки уменьшается, при опускании
кольца и удалении от тарелки  уве-
личивается. В нижней части корпуса
имеется резьбовое отверстие, закры-
тое пробкой, через которое осуществ-
ляется реrулировка положения коль
ца. После реrулировки установлен-
ная на место пробка фиксирует поло-
жение кольца конусом, входящим
в один из пазов на наружной боковой Рис, 72. Полноподъемный пре
поверхности кольца. Тарелка кла- дохранительный клапан
пана направляется в обойме, на ниж-
ней части которой навинчено верхнее реrулирующее кольцо,
с помощью этоrо кольца реrулируется давление подъема тарелки
клапана. При опускании BepxHero реrулирующеrо кольца вниз
давление подъема тарелки клапана уменьшается, при подъеме,
наоборот, увеличивается. Реrулировка положения BepxHero pery
Лирующеrо кольца производится через верхнее резьбовое отвер-
стие в корпусе, закрываемое пробкой. После реrулировки пробка,
будучи завинчена, своим длинным концом фиксирует положение
реrулирующеrо кольца.
Положение BepxHero и нижнеrо колец оказывает некоторое
влияние и на нереrулируемые ими параметры, а именно: верхнее
КОльцо  на давление посадки и нижнее  на давление подъема.
7 Д. Ф. rуревич
97

Изменение положения BepxHero реrулирующеrо кольца оказы-
вает большее влияние на давление посадки, чем положение ниж-
Hero на давление подъема, поэтому вначале следует отреrулиро-
вать положение BepxHero реrулирующеrо кольца, а затем нижнеrо.
Продувка предохранительноrо клапана
производится поворотом вручную рычаж-
Horo устройства. Пружины клапана CMeH
ные: ОДНа пружина служит
для работы клапана при
давлениях 813 кr/САт 2 ,
вторая  для диапаЗОllа
давлений 13]6 кr/см 2 .
В НИИХИI\Iмаше разра-
ботаны типовые констр УК-
ции полноподъемных пре-
дохранительных клапанов
с высотой подъема h 
0,4Dc для воздуха и He
аrрессивных rазов на рабо
чее давление до 400 кr/см 2
при температуре до 2000 С.
Некоторые из конструк-
ций этих предохранитель
ных клапанов приведены
на рис. 73. Уплотняющие
кольца корпуса предусмот
рены из стали зх 13, уплот-
нение в тарелке клапана
при низких давлениях 
из фибры, при высоких
давлениях  из эбонита.
Кроме полноподъеl\1НЫХ
предохранительных кла-
панов прямоrо действия,
применяются также предо-
хранительные полноподъемные клапаны непрямоrо действия
с импульсным клапаном (рис. 74). При срабатывании импульс-
lIoro предохранительноrо клапана рабочая среда направляется
в поршневой привод rлавноrо предохранительноrо клапана,
в результате чеrо он открывается. Чтобы исключить удары при
посадке тарелки, предусмотрен rидравлический демпфер. Приме
няются схемы и с электромаrнитным управлением ИМПУJIЬСllOrо
клапана (рис. 75). При возникновении давления, превышающеrо
допустимое, срабатывает электроконтактный манометр ЭКМ. Цепь
нижнеrо электромаrнита ЭЗ размыкается, и замыкается цепь Bepx
Hero электромаrнита ЭО, который создает дополнительное усилие
к усилию, действующему от давления пара на тарелку импульс-
а)
Рис. 73. ПОЛНОПОДъемные предохранительные
клапаны для поршневь!х компрессорных
установок: а  фланцевый закрытоrо типа;
б  штуцерный OTKpbIToro тнпа
98

Horo клапана ИК. Этим rарантируется открытие клапана в тре-
буемый момент. Пар направляется в поршневой привод rлавноrо
предохранительноrо клапана П К, происходит открывание кла-
пана и выпуск избыточноrо пара. Коrда давление упадет до
нормы, 3КМ переключает цепь, обестачивается верхний элект-
ромаrнит 30 и включается нижний 3З, который обеспечивает
необходимую плотность перекрытия импульсноrо клапана. С по-
мощью переключателя .КУ (ключ управления) можно производить
принудительные подъем и посадку импульсноrо клапана. Двух-
полюсный выключатель Р позволяет обесточивать всю систему.
Для наблюдения за работой схемы в цепь включены сиrнальные
лампы ело и елз. При отсутствии тока импульсныЙ клапан
работает как обычный рычажно-rрузовоЙ предохранительныЙ кла-
пан и производит управление rлавным предохранительным клапа-
ном. ЗапорныЙ вентиль ЗВ позволяет отключить электроконтакт-
ныЙ манометр 3КМ, РПЗ и РПО на схемепромежуточные реле.
Полноподъемные предохранительные клапаны непрямоrо деЙ-
ствия с импу.1JЬСНЫМ управлением обладают высокоЙ пропускноЙ
способностью и позволяют направлять сбрасываемыЙ пар для
дальнейшеrо использования.
Предохранительный клапан должен не только надежно откры-
ваться при достижении соответствующеrо давления, но и плотно
перекрывать седло после посадки тарелки. В этом отношении ры-
чажно-rрузовые клапаны работают еще не всеrда надежно; приме-
нение предохранительных клапанов с импульсным электрома-
rнитным управлением повышает степень надежности работы пре-
дохранительных устройств.
Так как при длительном пребывании в закрытом положении
уплотняющие кольца тарелки и корпуса MorYT «прикипеть», необ-
ХОДимо производить периодическую проверку работоспособности
клапана. С этоЙ целью предохранительные клапаны снабжаются
устройством, позволяющим производить пробное срабатывание
(<<подрыв») клапана.
Это устроЙство обычно выполняется в виде рычаrа, деЙствую-
щеrо на шток тарелки, Чтобы обслуживающиЙ персонал не Mor
Произвольно изменять положение rрузов на РЬJчажно-rрузовых
предохранительных клапанах, rрузы стопорятся, а клапаны по-
крьшаются кожухами, с откидными крышками, запирающимися
на замок. В крышке клапана делается прорезь, через которую
Выпускается цепочка, используемая для подъема рычаrа при про-
дувке. Пружинные клапаны реrулируются путем завинчивания
затяжной rаЙки пружины до распорноЙ контрольной трубки,
оrраничивающеЙ затяr пружины. РеrулировочныЙ барашек и за-
щитный колпак пломбируются. При большом весе rрузоI3 клапана
должно быть предусмотрено приспособление, позволяющее одному
человеку приподнимать rpy3 для проверки и продувки клапана.
ПредохранительныЙ клапан оборудуется трубами, отводящими
 00

с>
с>
6)

2)
-ф-
5(0)
I I
I H  L
I I
I I
I
. 
I
ПрuсоеiJuненuе
1( 8ы;(лОПНОНУ
труоопро80QУ
РНС. 74. Пре.:\охраШJТеЛЬ!lЫЙ К,lапан с имr:ульсным управлением ДЛЯ пара высоких параметров: а  с фланцевым
][;J;!СО\:J)!неl!ием к трубопроводу; G  с приваркой к трубопроводу; в  импульсный К,lапан; с  схема установки
ИМПУJIьсноrо клапана
1  rлавныЙ предохраннтельныi'l клапан 2  импульсный
с>
....

пар за пределы котельной при их срабатывании и продувке. В этих
трубах предусматривается отвод конденсата.
В зависимосТи от среды и условий работы конструкции предо-
хранительных клапанов имеют различные особенности. Так, на-
пример, для сжиженных нефтяных rазов и нефтяных сред, имею-
щих большую ВЯЗI{ОСТЬ, применяется пружинный предохрани-
тельный клапан Dy , 80 AtM, изображенный на рис. 76. Клапан
предназначен ,J}lЯ давлен ия Р у CC
а)  16 Kr/CM 2 и нормальной TeM
пературы. Чтобы избежать при-
мерзания и прилипания тарелки
о}
Рис. 75. Схема установки предохранитеJJьноrо клапана с электромаrнитным управ
лением импульсноrо клапана: а  монтажная схема; б  электрнческая схема
клапана к седлу в зимнее время, в корпус клапана вмонтирована
спираль из трубки, через которую пропускается пар с температу-
рой t == 120...;.--160° С. Для работы при различных давлениях среды
в клапане используются сменные пружины.
Перепускные JОJапаны по своему назначению б,1ИЗКИ к предо
хранительным. Они предназначены не для .ТIиквидации аварийных
условий, а являются элементом системы, в котороЙ возможно повы-
шение давления, но оно нежелате.'IЬНО. Поэтому перепускные кла-
паны срабатывают значительно чаще, чем предохранительные,
они никоrда не выпускают среду в атмосферу, как это произво-
дится, например, в предохранительных клапанах OTKpbIToro типа
для пара в котлах с малой производительностью, а перепускают
среду в заранее предусмотренные емкости или трубопроводы. Пере-
пускные клапаны не реrJIаментируются требованиями rocropTex-
надзора.
102

с::::>
CN
Сброс tлl.IНI.IЮ
Нl.lз/(оео {){)дленI.IЯ
Сброс 6линию
ffllЗ/(О20 Oo8,'e
Рис, 77. Перепускное устройство

Рис. 76, Предохранительный клапан с обоrревом ДЛЯ вязких нефтя
ных сред

iIерепускноЙ клапан, так же как и предохранительныЙ, по
существу представляет собоl'1 двухпозиционный реrулятор давле
ния «до себя» ПрЯJ\IOI'О деЙСТВIНТ. Перепускные l(лапаны MorYT быть
I!рямоrо действия, коrда ОI!И срабатывают ПОД влиянием повыше
ния давления среды без ВСПOJ\lOrательных устройств, и непрямоrо
/l,еИСТВИ51 при наличии импульсноrо клапана, !IOсле срабатьшания
KOToporo отт<рывается перспускноЙ кланан.
На рис. 77 пр и ве,'1.ен а конструкция переПУС1шоrо устройства для
продуктов!'!х J\таrистральных трубопроводов. Оно служит для
перепуска нефтеПРО;'1.УТ\ТОБ из труБОПРОI3О,'l,а с ВЫСОКИМ давлением
в трубопровод с ШТЗКИJ\Т )l,авлением, коrда ,'l,аВJIС!lие превосходит
установленное Р раб == 75 "псм 2 . Перепускное устройство состоит
ИЗ двух перспускных (прел,охранительных) Кilапанов: перепуск-
Horo клапана Dy сс= 200 мм и IШi1ульсноrо КJlапана D,/ == 50 МА1.
Выходной патрубок ИМПУЛЬС!lоrо клапана ПО;ЩJiючается к вход-
!IOМУ патрубку ПОРШIIевоrо I!ривода перепускноrо К:lапана; иаrру-
жение К.'lапана осуществляется с помощью тарельчатых ПРУЖИI!.
При IIовышен!!\! /(звлсния открывается Иi\II!У/IЬСIIЫЙ клапан II
по;(во;(итс}! cpe;l,a IЩ1, ПОрUlень IIсрепускноrо ксыпзпа. Поршень
движется вверх, СЖ!1J\!ан тзрельчатые пружины, fl(\НIИмает шток
и оТ!<рывает переI!УСКНОЙ клапан; при этом cpe/l,a из трубопровода
BbIcoKoro давления сбрасывается в трубопровод низкоrо давле-
ния, После снижения ,'1.звления в трубопроводе BIJcoKoro давления
до нормы импульсный клапан зю(рывается, давление ПОД поршнем
снижается. Под деЙствием усилия тарельчатых пружин среда
изпод поршня постепеняо выжимается через зазоры импульсноI'О
и перепускноrо клапанов в ОТВО,'l,ящиЙ патрубок, расположенныЙ
вверху, в трубопрово: низкоrо давления. ПерепускноЙ клапан
закрывается.
2. ОБРАТНЫЕ КЛАПАНЫ
Обратные клапаны служат для предотвращения обратноrо
потока среды в трубопроводе, например при остановке насоса в си-
стеме и т. д. Обратные клапаны подразделяются на подъемные и
поворотные. В подъемном обратном клапане при прохождении
среды в за,1,анном направлении тарелка ПО_1,НИJ\Iается над седлом,
открывая проход. На рис. 78 показан J\ТУфТОВЫIJ подъемныЙ обрат-
ный клапан, на рис. 79  фланцевый.
Для Toro чтобы при 110Д1,е;,lе таре,1КИ не происхо:(нло торможе-
ния средоЙ (демпфироваI!ИЯ) в направляющет отверстии хвосто-
вика тарелки, в хвостовике делается небольшое отверстие, соеди-
няющее направляющее отверстие с полостью клапана. Чтобы
обеспечить надежное перекрытие се:iла клапана, иноrда между
крышкоЙ и ХВОСТОВИКОJ\I устанавливается пружина, прижимающая
тарелку к седлу (рис. 80). ЭТЮI, о;\нако, уве:IИЧlIвается rидравли
ческое сопротивление, ПОС!,О.1Ы<У I3 открыrОJ\Т В!I,1,е перепад на
клапане будет больше.
104

На рис. 81 представлен обратный I(лапан, используемый в на-
соСНЫХ установках при всасывании воды. Для защиты системы от
возможноrо попадания и засасывания посторонних тел клапан
защищен предохранительной сеткой, образованноЙ в виде полоrо
чуrунноrо цилиндра, снабжеююrо отверстиями.
Рис. 78. ОбраТНЫll подъемныii
клапан муфтовыЙ
Рис, 79. ОбратныЙ подъемныЙ кла
пап фланцевыЙ
Для предотвращения обратноrо потока используются также
поворотные обратные клапаны. На рис. 82 показан поворотный
обратный клапан с обводом, реrулируемьш задвижкой. Обвод
Рис. 80. ОбратныЙ 1I0дъемныЙ K.II<l
пав с ПРУЖИIlО{] возврата
Рис, 81. Обратпыи подъем
пый КЛЗI!ан с защитной ceT
кой ДЛЯ ВОДОПРОВОДО!J
необходим для обратных клапанов большоrо диаметра прохода
с целью предотвращения rидравлическоrо удара в системе при
срабатывании клапана. С ЭТOI"1 же целью обратные поворотные кла
паны в некоторых случаях снабжаются rи.'\раВШIчеСКИl\! ,1J,емпфе-
ром, связанным с поворотной осью тарелки.
На трубопроводах БОЛЬШОI'О диаметра устанавливаются МIЮ!'О
ДИСКовые обратные поворотные клапаны (рис. 83). Вшсто одноЙ
105

'"
рис. 82, Клапан обратный поворотный с обводом
Рис. 83. Клапан обратный
поворотный мноrостворча
ТЫЙ (миоrодисковый) с об
водом
Рис. 84. Клапан
обратный поворот
ный для вертикаль
ных трубопроводов
(а), со вспомоrа
тельным перепуск
ным клапаном (6)
1%
о)

больШОЙ тарелки в этих клапанах имеется несколько поворотных
ДИСКОВ малоrо диаметра, что уменьшает инерционность ЭТОI'О
устройства. Во избежание rидравлическоI'O удара здесь также YCTa
навливается обвод в виде задвижки с OJ.'IеКТРОПРИВО;1.0i\l. Коrда
среда движется по трубопроводу, диски не находятся в покое. ПОД
действием пульсирующей струи жидкости колеблются BOKpyr
осей, вызывая износ осей и проушин тарелок. Ударяясь о корпус,
ОНИ создают опасность поломки осей и проушин, что В некоторых
случаях имело место.
Рассмотренные конструкции обратных кла-
панов предназначены для rоризонтальных
трубопроводов. Для вертикальных трубопро-
водов MorYT быть также применены как
подъемные, так и поворотные обратные кла-
паны. На рис. 84 показан обратный поворот-
ный клапан, устанавливаемый на вертикаль-
ном трубопроводе за питательным насосом на
тепловых электростанциях. Коrда поворот-
ная тарелка садится на седло клапана, предот-
вращая обратный поток воды, автоматически
включается перепускной клапан (рис. 84, б), связанный с по-
мощью рычаrов с осью поворота тарелки. Иrольчатый вентиль
служит для установления количества воды, необходимоrо при
перепуске. При подъеме тарелки перепускной клапан автомати-
чески закрывается. Перепуск воды в данных условиях неоБХОДИ1
для Toro, чтобы предотвратить запаривание насоса при закрытом
обратном клапане. Обратные поворотные безударные клапаны
(рис. 85) отличаются тем, что ось вращения тарелки не вынесена
в сторону от прохода, а расположена в проходе, будучи смещена
в сторону от оси. Поскольку в таких клапанах среда обтекает
тарелку, rидравлическое сопротивление кrrапанов малоrо прохода
должно быть больше, чем клапанов большоrо прохода, поскольку
в Последних относительное перекрытие диском площади отверстия
прохода меньше.
Рис, 85. Клапан обрат
ный поворотный безу
дарный
r л а в а IV. КОНТРОЛЬНАЯ И РАЗНАЯ АРМАТУРА
1. ПРОБНО-СПУСI(ОВЫЕ I(РАНЫ
Пробно-спусковые краны (рис, 86) используются для Проверки
наличия и определения уровня воды, масла и друrих жидкостей
в резервуарах и сосудах, Пробно-спусковые краны, как правило,
сальниковые, имеют резьбовую цапку с наружной резьбой для
установки на резервуар. На рис. 86, а показан пробно-спусковой
кран с выпуском среды наружу, на рис. 86, б  с выпуском среды
в отводную линию.
107

Pllc.86. Ilpu(jlltH'il)cKlJlJl.!e j';раны: ac IJЬJlJУС I\lJlII сре,'Щ наружу;
r;  с II!ЛI)Тli(Щ ('ре;lЫ IJ ОТfJоДНУIO CI!l"Cer.1Y
О}
Рис. 87. Указатели уровня с цилиндричеСКИAl ВОДОМерным CTeK
ЛО'>I: а  с кранами; б  с вентилями
108

2. УI(АЗАТЕЛИ УРОВНЯ
С помощью указателей уровня производится наблюдение за
уровнем воды и друrих жидкостей в котлах и резервуарах. На кот-
лах обычно устанавливаются два указателя уровня; они ставятся
таким образом, чтобы высший и низший уровень воды проходил
через смотровое стекло не ближе 25 мм от края. На рис. 87, а
показан указатель уровня обычноrо типа с водомерным стеклом
в виде цилиндрической трубки. Такие указатели уровня приме-
няются для воды И пара при давлении до Р у  16 кПсм 2 и темпе-
ратуре до 2250 С. Нижний кран, расположенный по оси стекла,
служит в качестве пробно-спускноrо устройства для продувки,
остальные два крана являются. запорными. В рабочем положении
ручки кранов расположены книзу. Цилиндрические смотровые
стекла указателей уровня должны быть снабжены щитками для
оrраждения обслуживающеrо персонала в случае разрыва стекол.
Плоские стекла снабжаются слюдяными пластинаl\!И.
Указатель уровня, показанный на рис. 87, б, предназначен
для воды и пара при давлении до P t ! == 40 кТ/см 2 И температуре
до 4250 С и для коррозионных сред' при температуре до 3000 С.
Указатель имеет водомерное стекло в виде трубки, запорные уст-
ройства вентилыюrо типа и затвор, с помощью KOToporo автома-
тически перекрывается подача среды в указатель уровня в случае
поломки стекла. Если стекло будет разбито, шарик будет захвачен
струей, прижат к седлу и перекроет проход. После замены стекла
шарик отводится на свое место с помощью наконечника шпинделя
нижнеrо вентиля.
На рис. 88, а показано плоское водомерное стек,тю, закрепляе-
мое в рамке с помощью прокладки. Применяются rладкие и риф-
леные стекла с продольными вышлифованными канавками. Бла-
rОДаря тому, что стекло рифленое, вода при рассмотрении через
это стекло приобретает темный оттенок и хорошо видна при наблю-
дении в rранях стекла.
Краны указателя уровня с плоским водомерным стеклом пока-
заны на рис. 88, б. Для предохранения стекла от химическоrо
воздействия воды ставится тонкая слюдяная пластина.
Указатели уровня иноrда бывают расположены на котлах в ме-
стах, неудобных для обслуживания и наблюдения. В таких слу-
чаях применяются указатели уровня с дистанционным управле-
нием кранов (рис. 89) и переключение кранов производится с по-
мощью Троса. Лампами осуществляется подсветка водомерноrо
стекла.
На рис. 90 приведен указатель уровня rидростатическоrо типа
(сниженный), с помощью KOToporo можно осуществлять контроль
за уровнем воды с отметки упраВJlения котлоаrреrатом. Работа
указателя уровня осуществляется с помощью rидростатическоrо
прибора. Прибор представляет собой дифференциальный мано-
метр, заполненный специальной жидкостью.
109

....
....
с>
а)
i А
1.
. 
. "

:;
;;
А
""l
11
/I
' E!
11 3
 
r ((
IIJ 
11
5)
Рис. 88. Указатель уровня с плоским
водомерным стеклом: а  водомерное
стекло; б  краны указателя уровня
Рис. 89. Указатель уровня
с дистанционным управ
лением кранов

Рис. 90. сниженныlrI
указатель уровня
rидростатическоrо
типа

3. КОНДЕНСАТООТВОДЧИКИ
в связи с потерей тепла при работе теплообменных аппаратов
и при прохождении пара по трубопроводам часть пара, конденси-
руясь, превращается в воду, которая обычно удаляется из системы
с помощью конденсатоотводчиков.
Конденсатоотводчик должен выпускать воду и задерживать
пар, что осуществляется с помощью rидравлическоrо или механи-
ческоrо затвора. Наиболее широко распространены конденсато-
отводчики с механическим затвором.
Установки или arperaTbI, в которых используются конденсато-
отводчики, можно раздеЛИТЬ на две rруппы: энерrетические и обо-
rревательные. В энерrетических установках образование конден-
сата происходит нереrулярно, например в периоды пуска уста-
новки, включения байпасных линий и в друrих случаях, кота
осуществляется проrрев тех или иных участков системы. При
установившемся режиме работы этих установок образование кон-
денсата, как правило, не должно происходить. В наrревательных
установках, [де пар используется не как источник энерrии, а как
теплоноситель, конденсат выделяется непрерывно и в значитель-
ных количествах, так как образование конденсата здесь происхо-
дит постоянно.
Для обслуживания энерrетических установок обычно приме-
няют конденсатоотводчики периодическоrо действия поплавко-
BOro типа с механическим затвором. Для обслуживания обоrрева-
тельных установок используются конденсатоотводчики непре-
pbIBHoro действия с rидравлическим затвором  лабиринтные или
сопловые,
rидравлический затвор создается либо столбом конденсата 
в rидрав.rrических колонках, либо rидравлическим сопротивле-
нием, создаваемым лабиринтом или подпорноЙ шайбой.
еханический затвор создается клапаном, автоматически от-
Крывающимся или закрывающимся при определенных условиях,
связанных с наличием конденсата. Таким образом, конденсатоот-
водчик с механическим затвором представляет собоЙ по существу
двухпозиционный реrулятор прямоrо действия, в котором роль
чувствительноrо элемента и привода одновременно выполняет
поплавок или термоэлемент (термостат или биметаллические
термопластины). Пропускная способность конденсатоотводчика
зависит от диаметра отверстия в клапане и rидравлическоrо со-
Противления выпускной части. Клапан периодически открывается
и закрывается. Периодичность срабатывания клапана зависит от
пропускной способности конденсатоотводчика, перепада давления
до и после клапана, объема поплавка и количества поступаlOщеrо
Конденсата. При срабатывании клапана конденсатоотводчика мо-
[ут ВОзникать rидравлические удары в системе. Кроме Toro, удары
КЛапана по седлу ускоряют износ уплотняющих поверхностей,
111

поэтому следует принимать меры для уменьшения частоты сраба-
тывания KJJanaHa; с этой целью размеры конденсатоотводчика BЫ
бирают таким образом, чтобы он име,'! небольшой запас пропуск-
ноЙ способности.
п)
Рис, 91, Конденсатоотводчики поплавковоrо типа: а  с закрытым поплавком;
б  с открытым поплавком; в  колокольноrо типа; е  с открытым ПОШIавком
для энерrетических установок (Dy =со 25 frtM; Ру =со 100 кпсм 2 ; tраб =со 4500 С)
Наиболее распространены конструкции конденсатоотводчиков
поплавковоrо типа (рис. 91), Они MorYT быть с закрытым поплав
ком, с открытым II С «опрокинутьш» поrтаВI,ОМ  r(олокольноrо
типа. Рассмотрим работу конденсатоотводчика с закрытым по-
плавком (рис. 91, а), ПО мере накопления конденсата (воды) закры
t 12

тый поплавок в виде полоrо шара всплывает и поворачивает pы
чаr, управляющиЙ выпускным клапаном  скользящим ЗОЛОТ!fИ
ком. При накоплении определенноrо количества конденсата зо
лотник открывается и выпускает конденсат. При большом коли-
честве поступающеrо конденсата клапан открыт постопнно и
работает как конденсатоотводчик непрерывноrо действия. При
малых количествах конденсата поплавок периодически опускается
и подымается, открывая золотник на короткие промежутки Bpe
мени. Поплавок снабжается противовесом для увеличения чув
ствительности. Закрытый поплавок должен быть rерметичным, так
как при появлении течи он теряет плавучесть. Для принудитель-
Horo открывания золотника и продувки конденсаТООТВОДчика
имеется рычаr, с помощью KOToporo приподнимается поплавок.
Через выходное отверстие выпускается конденсат вместе с паром
и захватывает при этом выпавшие примеси. Для выпуска воздуха
предусмотрен вентиль, расположенный в верхней части корпуса.
Конденсатоотводчик с открытым поплавком изображен на
рис. 91, б. В корпусе конденсатоотводчика расположен цилиндри
ческий полый поплавок, который при поступлении конденсата
всплывает и закрывает отверстие выпускноrо клапана. При даль-
нейшем поступлении конденсата он заполняет пространство между
поплавком и корпусом, переливается через край поплавка и за
полняет поплавок. Поплавок теряет плавучесть, опускается вниз
и открывает верхний клапан. Под действием дав.тlения пара KOH
денсат вытесняется через вертикальную выкидную трубу и клапан,
проходит через обратный клапан и поступает на слив. Коrда из
поплавка будет удален конденсат, поплавок снова всплывает и,
поднимаясь, закроет выпускной клапан. Конденсатоотводчик
имеет обводный канал, перекрывающийся вентилем, который на
рис. 91, б не показан. Обводный канал служит для пуска KOHдeH
сатоотводчика в работу. Для этоrо выпускной вентиль, показан
ный слева, закрывают, а выпускной вентиль, не показанный на
рис. 91, б, открывают, Затем производится обратное действие и
конденсатоотводчик включается в работу.
В верхней части стенки выкидной трубы имеется отверстие
малоrо диаметра (2 мм) для выпуска воздуха. С помощью этоrо
отверстия пространство внутри выкидной трубы соединяется с по
ЛОстью корпуса. Запирающий клапан имеет наконечник с OTBep
стием, которое, в свою очередь, запирается иrлой, связанной с по-
плавком. Иrла по отношению к наконечнику имеет продольный
ход. Такое устройство с малым диаметром иrлы создает малое уси-
лие на иrле от rидравлическоrо давления среды, что позволяет
поплавку опускаться при малом весе. Последующее открывание
наконечником OCHoBHoro седла позволпет обеспечить необходимую
пропускнуlO способность конденсаТООТВО}1,чика.
Конденсатоотводчик с «опрокинутым» поплавком колоколь
Horo типа показан на рис. 91, в. Поплавок представляет собой
8 Д. Ф. rуревич
113

полый цилиндр, открытый спизу. Из нижней трубы в Hero посту
пает конденсат. Своим весом поплавок, деЙствуя на рычаr, OTKpЫ
вает клапан. Пока поплавок находится в конденсате, идет выпуск
конденсата через открытое отверстие клапана. Коrда в поплавок
начнет поступать пар, он поднимет поплавок и таким образом за
кроет выпускной клапан. При новом поступлении конденсата пар
выжмется через малое отверстие в верхнем донышке и поплавок
снова опустится. Потери пара через малое отверстие незначительны.
5)
Рис. 92. I\онденсатоотводчИ!{и терюстатные: а  с силr,фо
ном; б  с биметаллиt[еСКI!МI! термопластинаыи
Действие термостатных конденсатоотводчиков основано на ис-
пользовании разности температур конденсата и свежеrо пара. Для
приведения в действие конденсатоотводчИ!<ов используется способ
ность некоторых жидкостей испаряться при температуре пара и
занимать во MHoro раз больший объем, чем при температуре кон-
денсата, Так, например, для удаления конденсата с температурой
85900 С используется смесь из 25% ЭТИЛОвоrо спирта и 75% про-
пиловоrо спирта. После заливки этой смеси сильфон наrревают до
интенсивноrо кипения ее и в таком состоянии запаивают верхнее
отверстие, блаrодаря чему в сильфоне создается вакуум. При ис-
пОЛЬЗовании полутомпаковых сильфонов конденсатоотводчик при-
меняют для даВJIений до 6 кпсм 2 И температур пара не свыше 1500 С.
При применении стальных сильфонов эти параметры MorYT быть
повышены.
На рис. 92, а приведен термостатный конденсатоотводчик
с сильфоном. При прохождении пара залитая в сильфон леrко
испаряющаяся смесь испаряется, создается давление, и сильфон,
удлиняясь С помощью коиусноrо клапана, перекрывает отверстие
седла, Korдa накопится конденсат, температура снизится,
t t 4

жидкость сжижается, сильфон укорачивается и клапан открывает
в седле отверстие для прохода конденсата. Большоrо распростра
нения такие конденсатоотводчики не получили из-за недостаточ-
НОЙ долrовечности сильфонов, Так как теплоотвод от сильфона дол-
жен происходить нормально, термостатные конденсатоотводчики
а)
б)
Рис. 93. Конденсатоотводчики: а  лабиринтноrо типа;
б  сопловоrо типа; 8  тарельчатыЙ с терыодинаIИче
ским диском
с сильфоном нельзя располаrать в зоне высоких температур и
в условиях, коrда теплоотвод затруднен из-за плохой теплоотдачи
в связи с изоляцией или тепловой защитой.
На рис. 92, 6 представлен термостатный конденсатоотводчик
с биметаллическими термопластинами, При поступлении пара
термопластины изrибаются и с помощью шарика перекрывают
отверстие для выхода пара. При поступлении конденсата пластины
в связи с охлаждением, ВЫПРЯМЛЯЮТСЯ и снова открывают отвер-
стие для выпуска конденсата,
На рис. 93, а представлена принципиальная схема конденсато-
Отводчика с rидравлическим затвором в виде лабиринтной
8* 115

системы. Лабиринтная система из чередующихся сужений и расши-
рений проходноrо сечения создает большое сопротивление для пара
и малое для конденсата (воды), Приведеннсш конструкция яв
ляется конденсатоотводчиком непрерывноrо действия. Пропуск-
ная способность этоrо конденсатоотводчика реrулируется подъ-
емом плунжера.
Конденсатоотводчик сопловоrо типа показап на рис. 93, б, Прин-
цип действия ero заключается в том, что конденсат выпускается
через цилиндрическое сопло, имеющее ступенчатое сечение с рас-
Рис, 94. Вентиляционное УСТРОЙСТВО для трубопроводов:
1 поплавковый иrольчатыЙ клапан для выпуска воздухавантуз;
2поплавковый клапан для предотвращения образоваllИЯ вакуума
при rидравлическом ударе
ширением. Такая форма сопла не образует большоrо сопротивле-
ния для прохода конденсата. Для прохода пара сопротивление ero
значительно больше, так как при этом происходит внезапное рас-
ширение пара и скорость ero соответствует критическому перепаду
давлений, в то время ка!( на конденсат действует весь перепад
давлений. Наблюдение за работоЙ конденсатоотводчика осуще
ствляется через смотровые окна.
Конструкция конденсатоотводчика тарельчатоrо типа термоди-
намическоrо действия показана на рис. 93, в. В этом KOHдeHca1'OOT
водчике конденсат перепускается из одной полости в друrую, а
при поступлении пара диск-тарелка перекрывает проход и выпуск
пара не происходит.
Работа конденсатоотводчика осуществляется путем использо-
вания rидродинамических свойств струи пара и изменения темпе-
ратуры и давления пара, находящеrося над тарелкой, проникшеrо
при поступлении конденсата. Конденсат, проходя из одной по-
116

лости В друrую, приподнимает тарелку до тех пор, пока за ним
не станет поступать пар. При поступлении пара тарелка прижи-
мается к седлу давлением пара, прошедшеrо в верхнюю полость
корпуса (над тарелкой). Поскольку площадь действия давления
пара над тарелкой значительно больше площади отверстия в седле,
перекрытие седла осуществляется надежно.
Коrда в конденсатоотводчик поступит конденсат, температура
пара над тарелкой снизится, давление уыеньшится и конденсат,
приподнимая тарелку, снова
начнет поступать из одной по-
лости в друrую до тех пор, пока
не будет выпущен весь конден-
сат и не начнет поступать пар,
после чеrо тарелка снова пере-
I(pOeT седло.
В ряде случаев возникает не-
обходимость выпустить воздух
"
"
Рис. 95. Вентиляционное устройство для трубопроводов больших
):(иаметров:
J  поплавковый клапан ДЛЯ выпуска воздуха  вантуз; 2  клапан ДЛЯ
предотвраЩеНИЯ образования вакуума при rидравлическом ударе
из трубопроводной системы, например при ее заполнении либо
в связи с выделением воздуха из транспортируемой среды. Эту
задачу осуществляют воздухоотводчики или вантузы. Принцип
работы таких устройств заключается в том, что воздух выпускается
через клапан, закрываемый поплавком. Коrда в воздухоотводчике
накапливается воздух, он вытесняет воду и поплавок опускается,
открывая седло для выпуска воздуха. После выхода воздуха из
корпуса поплавок, всплывая, Подымает клапан и перекрывает
отверстие седла.
На рис. 94 представлена конструкция вентиляционноrо уст-
ройства, служащеrо как для выпуска накопившеrося воздуха, так
и для предотвращения возможности образования вакуума в ре-
зультате действия rидравлическоrо удара в трубопроводе. В левой
части конструкции расположен воздухоотводчик, работающий как
117

описано выше. В правой части клапан с седлом большоrо диаметра
будет закрыт лишь при наличии изБЫТОЧIюrо ,1,авлсния. Прп обрз
зовании BaKYYl\la седло откроется и пропустит воздух, чтобы не
создать опасности разрушения трубопровода внешним атмосфер-
ным давлением. !\оrда в трубопроводе будет создано избыточное
давление, клапан закроется. Такое же устройство для трубопро-
водов большоrо диаметра приведено на рис. 95.
r л а в а У. КОНСТРУКЦИИ АРМАТУРЫ ПРИ ОСОБЫХ
УСЛОВИЯХ РАБОТЫ
1. КОНСТРУКЦИИ АРМАТУРЫ ДЛЯ КОРРОЗИОННЫХ СРЕД
При конструировании арматуры для коррозионных сред наи
более сложным и ответственным является решение следующих
задач: выбор материалов, коррозионно устойчивых при работе
в данной среде, обеспечение плотности подвижноrо сопряжения
шпиндель  крышка (внешняя плотность).
Наиболее экономичным представляется применение конструк-
ций, в которых детали изrотовляются из обычных, недороrих
сталей и чуrунов и футеруются или облицовываются неметалличе-
скими коррозионностойкими материалами (резиной, винипластом,
полиэтиленом и т. д.), или покрываются кислотостойкими эма
лями. При таком решении снижаются затраты на стоимость Me
талла и уменьшается потребление дефицитных специальных BЫCO
колеrированных сталей, но усложняется технолоrическиЙ процесс
изrотовления деталеЙ. Некоторые неметаллические материалы,
приrодные для защиты деталей от коррозии, не выдерживают
высоких температур. Резкие колебания температур также отри
цательно сказываются на некоторых покрытиях, вызывая возник-
новение трещин, расслоений и друrих дефектов, Это сужает
область применения футерованной арматуры, Однако по мере со-
вершенствования качества облицовочных l\Iатериалов и техноло-
rических процессов футерования, удельный вес футерованной ap
матуры в химической ПрОl\lышлеIIНОСТИ будет возрастать.
В условиях работы вентиляционных установок ПРОl\lышленных
предприятий часто металл арматуры подверrается действию KOp
роз ионных паров, содержащихся в транспортируеl\lОl\l воздухе
(rальванические цеха), и быстро разрушается. В этих условиях
применение арматуры, облицованной винипластом или полиэти-
леном, дает хорошие результаты.
На рис, 96 предстзвлены конструкции запорной арматуры,
внутри облицованноЙ коррозионностоЙкой пластмассой, резиной
или наиритом. Торцовые поверхности фланцев также облицовы-
ваются коррозионностойкими материалаl\IИ.
118

Конструкции, представленные на рис. 96, широкоrо распростра-
нения не имеют и в серийном порядке не изrотовляются, так как
технолоrический процесс облицовки металлических поверхностей
пластмассой при сложной конфиrурации поверхностей характе-
ризуется большой трудоемкостью и еще достаточно не отработан.
Фторопласты не допускают методов изrотовления арматуры
с применением пластической деформации в подоrретом виде и
сварки, что затрудняет изrотовление из них сложных деталей.
Исключительно высокая коррозионная
стойкость этих материалов заставляет раз
рабатывать друrие пути для изrотовления
деталей, но пока оrраничиваются изrотов
лением простых.
а}
о}
Рис, 96. Арматура, облицованная I1ластмассuii: а  ](раIl; (j  I1pHMO
точный вентиль
На рис. 97, а показан кран из коррозионностоЙкой стали с проб
кой из фторопласта, предназначенный для сре,'!, при давлении
до 3,5 Kr/CM 2 и температуре до t ==с 800 С. Постоянное поджатие
пробки к корпусу обеспечивается пружиной. На рис, 97, б пока
зана одна из конструкциЙ шаровых кранов, Уплотнение пробки
обеспечивается применением фторопластовых колец в корпусе
крана. Применяются также уплотняющие кольца из резины, кап
рона, нейлона или пластиката, иноrда используют шары, покры
тые нейлоном. Блаrодаря применениIO фторопластовых колец
достиrается коррозионная стойкость и обеспечивается возмож
ность использования этих кранов для низких температур (2500 С
и ниже). Фторопластовые уплотняющие кольца создают возмож
ность работы крана без смазки с малыми силами трения, В настоя-
щее время шаровые краны наиболее широко применяются для
условных диаметров проходов до 300 Л1М, но имеется тенденция
к применению шаровых уплотнений и для больших диаметров
прохода (до 1000 мм). Шаровые краны !IIoryT быть использованы
119

для значительных давлений (320 кпс.м 2 и выше) при условии, что
уплотняющие кольца будут иметь соответствующую надежную
конструкцию. Шаровые краны применяют также для вакуума
8)
при давлении Р  1 . 1 06 мм рт. ст.
На рис. 97, в изображен шаро
вон эмалированный кран с уплот-
няющими кольцами из фторо
пласта, Чуrунный корпус покрыт
кислотостойкой эмалью, шаровая
пробка и шпиндель изrотовлены
из коррозионностойкой стали.
Имеются попытки создания
сильфонных кранов, у которых
сальник заменен сильфоном. Это,
однако, вызвало усложнение кон-
струкции в связи с необходимостью
преобразования поступательноrо
движения 130 вращательное. На
рис. 98 приведена конструкция
сильфонноrо крана. Преобразова
ние поступательноrо движения
шпинделя во вращательное дви
жение пробки происходит блаrодаря винтовому механизму, соз-
данному на нижнем штоке пробки. Резьба с большим шаrом (не
самотормозящая) в паре с двумя штифтами (см. сечение по AA),
установленными в корпусе, заставдяет поворачиваться пробку
при вертикальном Е'е перемещении.
Большой интерес представляет возможность применения кера-
мических материалов д.7JЯ футеровки и и3I'ОТОВJIения деталей
Рис. 97. Краны для коррозионных
сред: а  кран из КИСЛОТОСТОЙКОЙ
стали с пробкой НЗ фторопласта;
б  шаровой кран из кислотостой
кой стали с уплотняющими коль
цами из фторопласта; в  шаровой
эмалироваиный кран с уплотняю
щими кольцами из фторопласта
12О

Рис. 98. Сильфонный кран
121

амратуры, предназначенных Для коррозионных среД. Кераr.rrlчес
кие детали дешевы в изrотовлении и имеют очень высокую Химиче
скую стойкость, ОНИ обычно выходят из строя не в результате
коррозии, а по друrим причинам. Недостатком керамических
деталей является высокая хрупкость, чувствительность к ударам
и резким колебаниям температуры, а также сложность соединения
с металлическими трубопроводами. Керамические детали с трудом
поддаются механической обработке и притирке, ремонт керамиче-
ских деталей также заТРУI,\нен. Изза этих недостатков керами
ческие детали еще редко приме
няются в производстве, однако
низ!(ая стоимость и I'\ОСТУПНОСТЬ
исходноrо материала Делает цe
,'lесообразным решение пробле
мы использования керамики для
изrотовления кор розионностоЙ-
коЙ арматуры.
На рис. 99 показан пробко
выЙ конусныЙ кран, в котороы
корпус И пробка изrотовлены
из фарфора. Корпус иыеет чу
rунную обоЙму, защищающую
фарфоровые детали от повреж-
дений ударами. ИЗ фарфора 10
[ут быть изrотовлены и веНТНЛII
(рис. 100, а), в которых так же,
как и в краНах, корпус из
фарфора защищается чуrунноЙ
обоймой. Арматура из фарфора
использ уется для небольших давлений  не свыше 6 кО см 2 .
Стеклянный вентиль из боросиликатноrо стекла (рис. 100, б)
может быть использован при Р рис  3,5 кПсм 2 и t  200' С.
[рафит имеет высокую химическую стойкость при работе в кис
лых средах (не приrоден для щелочей и окислителей), поэтому ero
используют в арматуростроении для изrотовления как набивок,
так и деталей арматуры. На рис. 101 показан кран из rрафито
пласта для давлений до 45 кПсм 2 . С учетом свойств материала
корпуса шпильки для крепления крана сделаны сквозными.
Для коррозионных сред и пульп получают широкое примене
ние мембранные (неправильно называемые диафраrмовыыи IIли
диафраrменными) вентшlИ, у которых перекрытие прохода осуще-
ствляется путем опускания мембраны на переыычку корпуса.
При открытом вентиле (рис. 102) мембрана передает наrрузку на
кольца, упирающиеся в этом положении в радиальные ребра, pac
положенные в крышке. По мере закрывания вентиля тарелка,
опускаясь, отжимает книзу кольца, начиная с меньшеrо, воспри
нимает на себя наrруЗку, опускает мембрану, прикрывая проход
Рис. 99. Фарфоровый кран:
1 проGка из фарфора; 2корпус из фар.
фора; 3  термоизоляционная прослоiiка
ИЗ стеКJ10нолокна; 4 обоilмз НЗ чуrУlI3
122

Рис. 100. Фарфоровый ве!!тиль (а) и стеклянный вентиль (6)
......
1:-:>
 I
рис. 101. Кран из rрафIlТоп.аста

.....
t
,;.
б)
""
8)

,<;"
с:,.
%';
:::"",
"'-
о.,
'" t:

:;;.
"''''-
%
Рис, 102. Вентили мембранные с разrруженной мемб
раной: а  с ручным управлением; б  с мембран
ным исполнительным механизмом; в  с электро
приводом

Материалы футеровки и мембран мембранных вентилей
для разлнчных условий работы
Таблица 9
Материал
футеровки I
корпуса диафраrмы
Резина
rруппы Ia
Эбонит
rруппы IX
Резина
rруппы Ia
Вннипласт I
Пластикат
B1l8
Пластикат
B1l8
Полиэтилен
Фторопласт-40 111
Среда, в которой
футеровка химически
стойка
КремнефТОРИСТОIЮДО
родная кислота
Плавиковая кислота
Соляная кислота
Серная кислота
Сернистая кислота
Уксусная кислота
Фосфорная кислота
Растворы едких ще
лочей
Растворы солей мине
ральных кислот
Азотная кислота
Плавиковая кислота
Серная кислота
Соляная кислота
Уксусная кислота
Фосфорная кислота
Растворы щелочей
Спирты
Азотная кислота
Плавиковая кислота
Соляная кислота
Серная кислота
Уксусная кислота
Растворы щелочей
Спирты
Растворы солей мине
ральных кислот
Спецсреды
Предельная концентрация
и температура среды
%
ОС
Любая
50
Любая
50
50
80
85
Любая
65
»
40 I
40
Любая
60
Любая
40
20
40
»
»
50
Любая
50
10
Любая
40
»
»
150
125

Продолжение табл. 9
МатеРЕал Предельная концеНтрацня
Среда, в которой и температура среды
I футеровка химичесКlI I
футеровки стоНка
корпуса диафраrмы % ос
СО.1яная кислота I Любая I 100
Серная КИС.ота 70 70
У ксусная кислота 50 I 100
Фаолит Фтор 0- Фосфорная кислота 50 100
«А» пластА Растворы солей ми- Любая 100
,
неральных кислот
rазы (хлор, сернистый I » 100
rаз)
Серная кислота 40
Фосфорная кислота 85
Наирит Резина Едкий натр Люба я 65
rруппы 1а Растворы солей ми »
неральных кислот I
Вода 
I \ Большинство мине-
ральных (исключая пла
Эмаль виковую) и орrаниче
кислото- Фторо' ских кислот И солеЙ,  130
стойкая пласт4 сухие rазы, орrаниче
ские вещества, нефте
продукты, пищевые про
дукты, спирты И др. I
Азотная кислота
Плавиковая кислота
Соляная кИслота
Серная кислота
у ксусная кислота
Фторо Фторо- Фосфорная кислота
Растворы едких ще- Любая 70
нласт3М пласт4 лочеii
Растворы солеЙ мине-
ралы!ых кнслот
rазы (хлор, серни
стыЙ rаз)
ОрrаничеСl\ие paCTBO
рители I
126

дJ1я среды. В крайнем нижнем положении перемычка Iюрпуса
nJ10THO соприкасается с мембраной в диаметральном сечении.
rидравлическое давление среды передается через мембрану на
металлические кольца, упирающиеся в тарелку. Такие вентили
применяются для давлений до Р раб == 10 кпсм 2 , изrотовляются
ИЗ чуrуна и леrко футеруются различными материаJlами, приме
няемыми в зависимости от назначения клапана. Мембраны также
изrотовляются из различных MaTe
риалов, в зависимости от свойств
среды, в которой они работают.
В табл. 9 приведены материа-
лы, применяемые для футерования
мембранных вентилей, и материа-
J1bI мембран. Мембранные вентили
изrотовляются с условным диамет
ром прохода от Dy==6 .ММ до Dy==
== 100 мм. Мембранные вентили
используются как затворы и как
реrулирующие вентили и клапаны.
Отсутствие саЛьника делает мемб-
ранные вентили очень надежными
в работе, но срок службы их обычно
оrраничивается долrовечностью
мембраны.
На рис. 103 показан мембран- Рис. 103. Вентиль мембранныЙ IIЗ
ный вентиль, изrотовленный из полиэтилена
полиэтилена. Этот вентиль, He
сущий конструкции, т. е. без металлических обойм, предназначен
для работы при давлении до Р раб == 3 кпсм 2 И температуре до 60) С.
По эксплуатационным свойствам и принципу действия к MeM
бранным вентилям близко подходят шланrовые, или пережимные
клапаны, принцип действия которых основан на том, что для пере
крытия прохода пережимается труба из эластичноrо материала
(резины), расположенная в корпусе вентиля. Преимуществом
шланrовых клапанов является простота обеспечения абсолютной
внешней плотности блаrодаря тому, что путь движения среды
внутри вентиля оrраничен эластичным шланrом и, пока шланr
цел, среда не может проникнуть наружу. Отпадает необходимость
в сальниковых устройствах  источнике возможных протечек.
Шланrовые клапаны MorYT быть применены на трубопроводах,
транспортирующих химически аrрессивные жидкое rи (щелочи и
кислоты), ВЯЗIше жидкости и жидкости, содержащие твердые ча
стицы: суспензии, пульпы, шламы и т. п. Эти клапаны приме
нимы и для сыпучих материалов. Марка резины шланrа выбирается
в зависимости от свойств рабочей среды, Свойства резины оrрани
чивают применение их для сред с температурой в 65" С при давле
нии до 610 кТ/см 2 . Шланr является наиболее слабым звеном
127

d.:'i,.
Рис. 104. Шланrовый клапан с ручным управлением
Рис, 105. Шлаиrовый кЛапан с электроприводом (пережим шланrа OДHO
сторонний)
128

в ЭТИХ клапанах и оrраничивает их срок службы. На рис. 104
показана конструкция шланrовоrо клапана Dy == 200+300 мм
для давления Р раб == 6 кпсм 2 С ручным управлением. При враще-
нии маховика две траверсы, расположенные с противоположных
сторон шланrа, двиrаясь навстречу друr друrу, пережимают шланr
и таким образом разъединяют части трубопровода, прекращая
подачу среды. Шланrовые клапаны MorYT иметь электрический
Л
/l'ui/ '1
tl
"l , 1\: .
f Ji1 "
r .. ,,...,. l
1 
Рис. 106. Шланrовый клапан с электроприводом (пережим шланrа ДBY
сторонний)
привод или пневматическое управление. На рис. 105 приведена
конструкция шланrовоrо клапана Dy  20+50 мм с OДHOCTOpOH
llИМ пережимом шланrа, на рис. 106  конструкция шланrовоrо
клапана Dy == 80+300 мм с двусторонним пережимом шланrа.
I<.лапаны имеют электроприводы мощностью 0,22,8 квт. Про-
должительность открывания или закрывания клапана 420 сек.
Управление шланrовым клапаном для реrулирования может про-
изводиться и электромоторным исполнительным механизмом.
На рис. 107 представлена конструкция шланrОвоrо реrулирую-
Щеrо клапана с электроприводом, в котором применяется электро-
моторный исполнительный механизм типа ПР-1 с 30-секундной
настройкой времени поворота вала на уrол 1800. Он работает от
nepeMeHHoro тока 220 в, потребляемая мощность 60 вт. На
9 д. Ф. rуревич 129

с.:>
Q

Рис. 107. Клапан шланrовый с электромоторным
исполнительным механизмом
5)
Рис. 108. Клапаны шланrовые с мембранным исполнительным Mexa
иизмом; апо схеме но; бпо схеме нз

рис. 108, а и б такие же клапаны снабжены пневматическим мем-
бранным приводам с резиновой мембраной. Первый работает по
схеме НО  нормально открыт, второй по схеме НЗ  нормально
закрыт. Вентили предназначены для чистых и заrрязненных сред
при давлении до 3 кпсм 2 И температуре до 400 С. Вентили имеют
условный диаметр прохода 50200 мм включительно.
Рис. 109, Реrулирующий шланrовый клапан с пневмоприводом
и ручным дублером (пережим шланrа двусторонний)
Недостатком указанных выше конструкций является отсутст-
вие ручноrо управления. При прекращении подачи сжатоrо воз-
духа теряется возможность управления клапаном. Конструкция,
показанная на рис. 109, лишена этоrо недостатка, так как имеет
ручной дублер, с помощью KOToporo управление клапаном может
производиться и вручную.
Управление шланrовым клапаном может производиться и
непосредственным воздействием командноrо давления на наруж-
ную поверхность шланrа. На рис. 110, а показана конструкция
подобноrо затвора для Dy == 25--т-300 мм при Р раб =со 6 кпсм 2 .
9* 131

а}
/-, 
Q.J
CL 
""
"" '"
:t:: 
QJ
 
t::!
"" .......&3

'"
'" 
 
1: '"
'" 
"-
 t::!
со,

Рис. 110. Шланrовый клапан с пневмопережимом: а  lIIланrовый J{ла
пан; б  реrулирующий шланrовый клапан с пневмопережимом и реле
управления
132
Рис. 111. Кл апан с резиновым вкладышем

Управляющая среда  вода или воздух  подается в полость
корпуса под давлением Р == 10 кпсм 2 . Такой клапан, снабженный
реле давления (рис. 110, 6), может быть использован для реrули-
рования расхода среды. Командное давление от 0,1 до 1,1 кпс.м 2
реrулирует подачу среды с управляющим давлением в 10 кпсм 2 ,
которое, действуя на шланr, пережимает ero, перекрывая проход
в затворе. Клапан предназначен для рабочеrо давления среды
в трубопроводе до Р раб == 6 кпсм 2 .
На рис. 111 приведен запорный клапан, работающий также
путем пережима резиновоrо вкладыша управляющей средой (вода
или воздух) давлением в
1012 кпсм 2 , действую-
щей на наружную поверх-
ность вкладыша.
Клапан диаметром про-
хода от Dy == 25 мм до
D у == 400 мм предназначен
для рабочеrо давления
Р раб == 6 кпсм 2 при tpaf. 
 650 С. Корпус клапана
образуется двумя патруб-
ками с резиновым чехлом,
внутри соединенными меж-
ду собой шпильками. Меж-
ду патрубками зажат рези-
новый вкладыш. Между
вкладышем и фланцем пат-
рубка установлена про- Рис. 112. Клапан с резиновой обоймой
кладка из фrоропласта-4.
Клапан имеет указатель положения в виде стержня, выступающеrо
из корпуса клапана. В клапане, конструкция KOToporo приведена
на рис. 112, рабочая среда проходит через кольцевое простран-
ство, образованное снаружи упруrим резиновым кольцом, распо-
ложенным в корпусе, а внутри  rильзой обтекаемой формы, от-
литой заодно с одним из патрубков и имеющей дно со стороны
подвода среды, [ильза и патрубок соединены ребрами. В верхней
части клапан показан в открытом виде, в нижней  в закрытом
виде. Управление клапаном производится с помощью управляю-
щей среды (вода или воздух), подаваемой в полость снаружи
резиновоrо кольца. Резиновое кольцо формуется и вулканизи-
руется в положении, коrда оно прилеrает по диаметру обтекае-
MOro стакана. До установки в корпус резиновое кольцо в растяну-
том виде надевается на стальные кольца и удерживается на них
с помощью буртов. При подаче управляющеrо давления кольцо,
деформируясь, сближается с внутренним стаканом и таким пу-
тем перекрывает кольцевой проход. Окна в виде пазов на ста.
кане иrрают роль обвода. При выпуске управляющей средыI из
133

наружной полости резиновое кольцо, удерживаемое кольцами,
снова приобретает увеличенный размер, открывая таким образом
кольцевой проход.
В зависимости от метода и системы управления шланrовые
пережимные клапаны MorYT иrрать роль запорноrо или реrулиру-
ющеrо opraHa или выполнять
роль отсечных или обратных
клапанов, перекрывая проход
при образовании чрезмерно
большоrо потока или при пере-
мене ero направления.
Рис. 113. Вентиль с металличе-
ской мембраной для дистанцион
Horo управления
[ljE

"
Рис, 114. Вентиль сильфонный из
кованой кислотостойкой стали
Для отделения внутренней полости корпуса от внешнеrо про-
странства используются также металлические мембраны. Послед-
ние обычно допускают небольшой ход, поэтому они применяются
только в вентилях малых диаметров прохода. Металлические
мембраны MorYT быть использованы для высоких температур и
давлений, для которых неприrодны резиновые или пластмассовые
мембраны. На рис. 113 изображена конструкция запорноrо вен-
тиля D!I == 13 мм с металлической мембраной.
134

Сильфаны дают знаЧитjlЬНО больший ход, чем металлические
мембраны, поэтому имеют более широкое применение. На рис. 114
приведен вентиль с условным диаметром прохода пу от 6 до 25 мм
для коррозионных сред при давлении до Р аб === 200 кТ/см 2 С тем-
пературой t  3600 С. Вентиль имеет сильфон и запасное сальни-
ковое устройство, являющееся вспомоrательным элементом на слу-
чай выхода из строя сильфона. Корпус изrотовлен из кованой кис-
лотостойкой стали, имеет наплавленные уплотняющие поверхности
на корпусе и на тарелке клапана.
Рис. 115. Вентиль для азотной Рис. 116. Вентиль из кислотостойкой
кислоты из алюминия стали с электроприводом
Для азотной кислоты при температуре до 1000 С и давлении до
6 КТ/СМ 2 применяется конструкция вентилей, приведенная на
рис. 115, корпус и крышка KOTOЫX изrотовляются из алюминия;
диаметр прохода вентилей от пу == 15 мм до пу == 100 мм.
На рис. 116 представлен вентиль пу == 15 мм с электроприво-
дом для коррозионных сред при давлении до 200 кТ/см 2 И темпера-
туре до 3500 С. Корпус вентиля изrотовляется из кислотостойкой
стали. Вентиль снабжен сальником, имеющим набивку большой
длины.
Двухседельный реrулирующий клапан для коррозионных
сред со стержневым плунжером пу == 80 мм показан на рис. 117.
Клапан предназначен для работы при рабочем давлении Р раб ==
== 55 кпсм 2 и температуре до 800 С. Клапан имеет линейную
135

расходную характеристику. Плунжер клапаlI3 ПрI1ВОДИТСЯ: в дви-
жение электромоторным исполнительным механизмом типа ПР-l
с ЗО-секундной настройкой поворота на 1800, мощностью 60 вт.
Передача движения на плунжер осуществляется с помощью реечно-
зубчатоrо механизма. Корпус клапана cBapHoro типа. На рис. 118
представлен реrулирующий клапан, изrотовленный I1з кислото-
стойкой стали для коррозионных сред, с электромоторным ис-
полнительным механизмом типа ПР-l. Клапан рассчитан на давле-
ние РуСО.. 100 к[/см 2 И предна-
значен для работы при tЗОООС.
Корпус двухседельный, плун-
жер полый с фасонными окнами.
Двухседельный реrулирую-
щий клапан со стержневым плун-
жером и мембранным пневмати-
ческим приводом С позиционером
приведен на рис. 119. Клапан
предназначен для rазообразных
и жидких коррозионных сред
при давлениях до Р y64 кпсм 2
и температурах до t == 3000 С.
Клапан изrотовляется из кор-
розионностойкой стали диамет-
ром от Dy== 15мм до D y ==300 мм.
Указанные выше реrулирую-
щие клапаны (рис. 116119)
имеют сальниковое уплотнение
шпинделя.
На рис. 120 изображена кон-
струкция двухседельноrо силь-
фонноrо реrулирующеrо клапа-
на из коррозионностойкой стали с диаметром Dy == 15-7-80 мм
для коррозионных, летучих, жидких и rазообразных сред. Кла-
пан предназначен для работы при давлении до Ру == 16 кПсм 2
и температуре до 4000 С. Привод клапана мембранный пневмати-
ческий, снабжен позиционным реле. Плунжер стержневоrо типа.
Сальник имеет вспомоrательное назначение и предусмотрен на
случай выхода из строя сильфона. В крышке имеется отверстие
с резьбой для установки и закрепления датчика, служащеrо для
обнаружения протечек среды при выходе из строя сильфона.
На рис. 121 показан сильфонный односедельный реrулирую-
щиЙ клапан с полым плунжером и пневматическим мембранным
приводом для летучих жидкостей и rазообразных сред. Корпус,
крышка и друrие детали изrотовляются из Jlатуни или бронзы.
Сильфоны из полутомпака установлены с обеих сторон крышки,
таким образом уплотнение сильфонное дублировано; при выходе
из строя нижнеrо комплекта сильфонов уплотнение обеспечивает
136
.. Ф&В
Рис. 117. Двухседельный реrулирую
щий клапан для коррозионных сред с
электромоторным исполиительным Me
хаННЗМQМ. Плунжер стержневоrо типа

верхний комплект. Крышка имеет rнездо для установки индика-
тора обнаружения протечки среды. Во фланцах предусмотрена
установка двух прокладок  мяrкой и металлической, простран-
a
Рис. 118. Двухседельный реrулирующий клапан для KOpp03110H
ных сред с электромоторным исполнительным мехаllIIЗМОI,
Плунжер полый
ство между прокладками соединено каналами с приваренными
к фланцам штуцерами, к которым присоединяется индикатор
обнаружения протечки. Клапан предназначен для работы при
давлении до Р раб == 5кПсм 2 , при температуре OT195дo +700 С,
диаметры прохода клапанов от Dy == 10 мм до Dy  80 М.М.
137

l1слолнеНt1е НО
'4"  '\'1
Упра!.Ilf1ющuи
0О88!1Х 2 х1/7
/ . R
Комананыи uозо!/х
от IJOmf/l1KO (J,2'IKrlcM2
{fсполнеflШl 1/8
Рис. 119. Двухседельный реrулирующий клапан из кислотостойкой
стали с мембранным исполнительным механизмом
JЗ8

исполнеНlfе НО
;'-;;"
I
I
I

f(ошzноныtl
Возf}ух I оозiJflХ
Рис, 120. двухседелыlйй сильфонный реrули'
рующий клапан с мембранным исполнитель'
ным механизмом
139

t/СЛОЛНt'Нtlt' НЗ
140
UcЛf!ЛнеНliе НЬ
Рис. 121, Односедельныii СIIЛЬфОННЫЙ
реrулирующий клапан для летучих
ЖИДI(остеii и rазообрэзных сред с мемб
раню,!),! IIСПоЛflИтельньш механизмо),!

Переход работы со схемы НЗ на схему НО производится переста-
новкой [аек крепления на резьбе шпинделя. В первом случае
нижняя опора пружины подвижна и связана со шпинделем; опор-
ный стакан направляется в rильзе, во втором случае со шпинделем
соединена верхняя опора пружины, а нижняя  неподвижна.
Для коррозионных сред при давлении Ру == 200 кпсм 2 И тем-
пературе до 90° С предназначен односедельный реrулирующий
К,Тjапан со стержн('вым П.ТJунжером и ЭЛЕ'ктромоторньш исполни-
],
tt
Рис, [22, Односе,
де,lЬНЫЙ реrули 
рующий клапан с
электромоторньш
IIсполнитеЛЫIЫ1
механизмом
тельным механизмом типа пр- 1, предстаВЛЕ'нныii на рис, 122. Ca.ТJЬ-
ник со смазкой, снабжен .ТJубрикатором,
На рис. 123 приведена конструкция сильфонноrо ДByxceдe.ТJЬ-
Horo реrУ.ТJирующеrо клапана с пневматическим мембранным
приводам, имеющим позиционное pe.ТJe. К.ТJапан предназначен Д.ТJЯ
летучих, жидких и rазообразных сред с давлением Ру == 200 кпсм 2
И температурой до 70° с; диаметры прохода Dy == 6+25 мм. В кон-
струкции предусмотрены уравновешенная система сильфонов и
сальник, как запасный Э.ТJемент на С.ТJучай выхода из строя верх-
Hero комплекта сильфонов. Корпус сварной конструкции.
Обратные подъемные клапаны для коррозионных сред изrо-
ТОвляются обычной конструкции, причем крышка и тарелка кла-
пана изrотов.ТJЯЮТСЯ из коррозионностойкой ста.ТJИ .ТJибо из друrоrо
материа.ТJа, стойкоrо по отношению к рабочей cpe,'l;e. На рис. 124
и 125 приведены две конструкции сварных обратных поворотных
141

IlсполнеJfIle НО
;.--:

1
I
i
i

KOlrfaJf!JlfbIr/ O.J!J!JX
0,2: 1,0 l((jCM2
Uсполнение нз
 ] ."
" ... > /,
L . "'/
Рвс. 123. Двухсе,J,ельныЙ Сl!,1ЬФОННЫЙ реrую\рующиЙ К.1апан
с \IЕ'\Iбранныч I!СПОЛIШТЕ'.1ЬНЫ\[ \!eXaHII3\!O:\!
142

клапанов из коррозионностойкой стали, предназначенных для
коррозионных сред. Представленный на рис. 124 обратный пово-
ротный клапан, диаметром прохода Dy =с= 25+-100 мм, предназна-
чен для работы при рабочем давлении до Р раб == 10 кпсм 2 И темпе
ратуре до 5000 С. На уплотняющих поверхностях наплавлен стел
лит. На рис, 125 изображен обратный поворотный клапан Dy ==
== 90+-150 мм для работы под давлением Рра6 =се 200 кпсм 2 . Для
уменьшения износа шарнира при вибрации тарелки в потоке среды
в эТой конструкции, помимо уплотняющих поверхностей, стелли
том наплавлены также все поверхности шарнирных соединений,
Эти клапаны отличаются простотой конструкции и отсутствием
Рис. 124. Клапан обратный поворотный
из коррозионностойкой стали с резь
бовыми цапками
Рис. 125. Клапан обратный ПО!30рОТ
ныlI ПЗ коррозионностой!(ой стали с
патрубками для при варки к трубопро
воду
съемной крышки, что исключает необходимость применения про
кладок, которые обычно при высоких температурах часто при
ходят в неrодность, являются ненадежным элементом конструкции
и требуют большоrо внимания.
Используются также конструкции обратных поворотных кла
панов с rуммированными корпусами и крышками. На рис. 126
изображен такой чуrунный обратныЙ клапан, корпус и крышка
KOToporo облицованы кислотостойкой резиноЙ; остальные части,
не приспособленные для rуммирования, изrотовляются из KOppO
зионностойкой стали. Клапан применяется для давлениЙ до
3 кпсм 2 И температур до 600 С.
При температурах, оrраниченных применением резины (650 С)
в качестве обратных клапанов MorYT быть использованы конструк-
ции, в которых для предотвращения обратноrо потока работают
специальные резиновые манжеты, пропускающие среду только
в одном направлении. Одна из таких конструкциЙ приведена на
рис, 127. Между патрубком 1, несущим обтекаемыЙ стакан 2, и KOp
пусом 3 закреплен фланец резиновой манжеты 4, которая в сво-
бодном состоянии прилеrает I( стакану 2. При движении среды
по направлению стрелки тонкая часть !I'iанжеты отходит от CTa
кана, открывая проход среде, При перемене направления движе
143

ния среды манжета, прилеrая к стакану, перекрывает проход.
Аналоrичное устройство может быть ИСПОЛьзовано И взамен тарель-
чатоrо обратноrо клапана в прнемных клапанах с сеткой (рис. 128).
3 2
f 
ч
Рис. 126. Клапан обраТIIЫЙ поворот Рис. 127. Обра riIblii кланан машкеТIIоrо
вый чуrунныii rуммированный типа
Задвижки для l\ОррОЗИОННЫХ сред применяются , как правило,
с выдвижным шпинделем, с цельным или составным клином 
двухдисковые клиновые. Параллель-
ные задвижки обычно не использу-
ются из-за сложности обеспечения
внутренней плотности арматуры вви-
ду повреждения уплотняющих поверх-
ностей коррозией. На рис. 129 приве-
дева конструкция клнновой задвижки
Dy  50---;..-150 NM, предназначенной
для коррозионных сред при услов-
ном давлении Py64 кr/СЛt 2 . Задвиж-
ка может быть использована до тем-
пературы зоо о с. Если уплотняющие
кольца такой задвижки наплавить
стеллитом, то ее можно использовать
до температуры 500 0 С. (При рабочем
давлении Р500 -=36 кпсм 2 .) Задвижка
имеет выдвижной шпиндель, цельный
клин и прокладку из l\ОррОЗИОННО-
стойкой стали овальноrо сечения. На
рис, 130 показана задвижка для кор-
розионных сред Dy == 125---;..- 200 мм СО сплошным клином для
давлений до Рра6 == 100 кпсм 2 И температуры 3000 С.
Установка задвижки в трубопроводе производится путем при-
варки проходных патрубков,
144
Рис. 128. Приемныfi клапан с об.
ратным клапаном манже1 HOI'O
типа

Конструкция задвижек больших диаметров проходов Dy ==
== 300+800 мм для коррозионных сред приведена на рис. 131.
Задвижки имеют цельный клин с уплотняющими кольцами, на-
плавленными стеллитом. Для приварки к трубопроводу служат
проходные патрубки. Задвижки предназначены для работы под
Рис. 129, Клиновая задвижка
для коррозионных сред с руч
ным управлеиием
i ]
J. .
"
Рис, 130, Задвижка для коррозионных сред
с электроприводом
давлением до 20 кЛсм 2 при температуре до 2000 С. Управление
задвижками  дистанционное,
Двухдисковые клиновые задвижки с условным диаметром
прохода Dy == 100 мм для коррозионных сред с приваркой к Tpy
бопроводу представлены на рис. 132 и 133, Для отвода просочив-
шейся среды сальник снабжен отводной трубкой. Корпус сварной
конструкции. Задвижка, показанная на рис. 132, предназначена
для давлений до 10 кЛсм 2 И температуры до 1000 С. Уплотняющие
поверхности корпуса и дисков наплавлены стеллитом, Управле-
ние задвижкой  дистанционное. Задвижка, изображенная
на рис. 133, предназначена для рабочеrо давления 150 кЛсм 2 и
10 Д, Ф. rуреВlIЧ 145

температуры 3000 С. Уплотняющие поверхности наплавлены стел-
литом. Для надежноrо соединения корпуса с крышкой применена
сварка на «ус» корпуса и крышки. Задвижки предназначены для
дистанционноrо управления.
Для коррозионных сред применяются также ранее рассмотрен-
ные конусные затворы. В этом случае корпус затвора и пробка
r
I
( I'

I 'frC? I
i
/
Рис. [3[. Задвижка для
коррозионных сред с ди
станционным управлением
, ,
Рис. 132, Двухдиско-
вая клиновая задвиж
ка для коррозионных
сред на давление дО
[О кПс,\!2
Рис. [33. Двухдисковая
клиновая задвижка для
коррозионных сред на дав-
ление до [50 кПсм 2
изrотовляются из коррозионностойкой стали. Во избежание зади-
рания конусных уплотняющих поверхностей и с целью повышения
стойкости, уплотняющие поверхности корпуса и пробки наплав-
ляются стеллитом. Крышка и шпиндель также изrотовляются из
коррозионностойкой стали. Применяются также и титановые
сплавы для изrотовления арматуры, предназначенной для корро-
зионных сред. С учетом технолоrических характеристик титано-
вых сплавов, трубопроводную арматуру из них изrотовляют свар-
ной.
146

На рис. 134 представлены конструкции проходноrо и утло-
Boro вентилей из титана. Реrулирующий клапан из титана изоб-
ражен на рис. 135. Несмотря на некоторое усложнение технолоrии,
связанное со сваркой и необходимостью изrотовления корпуса из
значительноrо количества деталей, он выполнен сварным. Кон-
струкция задвижки из титана представлена на рис. 136. Здесь
показана задвижка с выдвижным шпинделем, имеются конструк-
ции титановых задвижек и с невыдвижным шпинделем.
1))
..::. >,
nJ
Рис. [34. Вентили из титана: а  прохщноii; б  уrловой
Шаровой кран из титана с пневмоприводом показан на рис. 137.
Кран имеет cTporo симметричную конструкцию, пневмопривод
поршневоrо типа с поворотным силовыJ\I цилиндром. На рис. 138
показан обратный клапан из ТИТaJ;lа. Как и все предыдущие кон-
струкции арматуры из титана, он выполнен сварным. Таким обра-
зом, из титана может быть изrотовлена арматура самых различных
констр укций.
Предохранительные клапаны, предназначенные для работы на
коррозионных средах, обычно снабжаются сильфоном или мем-
браной, Это необходимо для уплотнения подвижноrо соединения
штоккрышка и для предохранения пр ужины от контакта с KOp
розионной средой, отчеrо пружина быстро ВЫХОДИТ из строя.
На рис. 139 показана конструкция предохранительноrо пол-
НОподъемноrо клапана Dl!  80 мм на P 1 !  16 кТ/см 2 . Он
10* 147

УП(JоtJl1яю щ ее t I
аабl1f'/luе Ь'оз(]у).о
2 KrjcM?
i
I
I
[
Ш
KOMolldHoe i
iJпtJflРflllf' I
{fОЗОljXl1 Z I
O,ZK(jC
Рис. 135. РеrулирующиЙ lиапан из титана
148

О. ,:
:,1
Рис. 136. Задвижка (с выдвиж
ным шпинделем) из титана

ф

::
J
Рис. 137. Шаровой кран из титана с ПН('ЮIOПРИВОДОЛI

предназначен для rазов и нефтепродуктов. Мембрана изrотов-
ляется из бензостойкой резины.
В этом предохранительном клапане применено уплотнение
замка типа резинаметалл, что облеrчает условия обеспечения
плотности. Нижняя часть тарелки клапана rуммирована полу
твердой бензостойкой резиной марки
3825. Седло корпуса изrотовлено из
стали зх 13. Блаrодаря применениlO
мембраны срок службы пружины уве-
личивается в несколько раз.
На рис. 140 изображен предохра-
нительный клапан для коррозионных
Рис. 138. Обратный клапан из титана

'G.
Рис. 139. Полноподъемный
предохранительный К.1апан
с мембраноЙ для rазов, KOppO
зионных сред и нефтепродук
тов
сред, в котором пр ужина и шток
отделены от полости клапана сильфо-
ном. Применение сильфона снижает
надежность работы предохранительноrо клапана, поскольку срок
службы сильфона значительно ниже срока службы остальных
деталей, вместе с тем при наличии сильфона значительно удли-
няется срок службы пружины и штока. При расчете предохра
нительных клапанов со стальными сильфонами, жесткость кото-
рых значительна, учитывается как жесткость пр ужины, так и
жесткость сильфона.
Необходимость обеспечить безусловный сброс давления при
опасных условиях работы установок и трубопроводов с коррозион-
150

ными, аrрессивными или токсичными средами привела к созданию
ряда конструкций предохранительных устройств с использова-
нием разрывных мембран. При достижении опасноrо предела дaB
ление среды разрывает мембрану, специально для этой цели пред-
назначенную, в связи с чем избыточная часть среды выпускается
и давление снижается. Отдельное место в этих устройствах зани-
мают rрафитные предохранительные мембраны, устанавливаемые
между защищаемым сосудом и выпускным
трубопроводом. Мембрана, изrотовленная из
rрафитопласта, высококачественноrо rрафи-
та, пропитанноrо смолой, зажимается между
фланцами, в металлической обойме, имеющей
диски с отверстиями. [рафитная мембрана
помещается между дисками. При достижении
опасноrо предела давление разрушает мемб
рану, продавливая rрафит через отверстия
дисков. Такие мембраны используются при
Dy  600 мм для давлений до 80 к.Псм 2 при
рабочей температуре до 1800 С (и даже до
2100 С). Точность срабатывания в пределах '
:t 10% Ру.
2. КОНСТРУКЦИИ АРМАТУРЫ ДЛЯ ВЫСОКИХ
И СВЕРХВЫСОКИХ ДАВЛЕНИЙ
Высокие и сверхвысокие давления приме-
няются в химической и нефтеперерабатываю-
щей отраслях промышленности, Ниже пред-
ставлена арматура, предназначенная для ра-
боты при высоких и сверхвысоких давлениях,
при относительно невысокой температуре,
коrда температура не оказывает значитель-
Horo влияния на прочность металла. Арма-
тура, работающая при высоких давлениях и высоких темпера
турах, действующих одновременно, как это имеет место, напри-
мер, в энерrетических установках, рассматривается в п. 3.
При высоких давлениях решающее значение имеет прочность
корпусных деталей и эрозионная стойкость деталей, непосред-
ственно дросселирующих среду. При дросселировании под боль-
шим давлением создаются большие скорости среды, которые
оказывают сильное разрушающее действие на рабочие поверхности
уплотняющих колец.
На рис. 141 показана КОНСтрукция запорных вентилей с услов-
ным диаметром прохода 6125 мм для нефтепродуктов и друrих
жидких и rазообразных сред при рабочем давлении Р раб ==
== 320 к.Псм 2 и температуре до t == 2000 С. Для уменьшения
крутящеrо момента шпиндель сделан разъемным. Крепление KpЫ
шки и фланцев на резьбе. Фланцы предназначены для ЛИНЗОВОrо
Рис, [40, Предохрани
тельный клапан с силь
фоном для коррозион
ных среД
151

уплотнения в корпусе. На рис. 142 показан реrулирующий вентиль,
предназначенный для работы при таких же условиях. При диамет-
рах прохода Dy == 70 мм и более крепление крышки к корпусу
производится при помощи шпилек. Нижняя часть шпинделя
сделана съемной, что облеrчает ремонт изношенных плунжеров.
Эти вентили изrотовляются также
с электроприводом (рис. 143). Запор-
Рис. 141. Вентиль за[[ор
ный для нефтепродуктов и
друrих жидких и rазообраз
ных сред при рабочем дaB
леНIIИ Рраб  320 кпс,и 2
Рис. 142. Вентиль реrулирующиii для
жидких и rазообразиых сред при pa
бочем давлении Рраб320 кпсм. 2
ный вентиль (рис. 143, а) и реrули-
рующий вентиль (рис. 143, б) предна-
значены для нефтепродуктов и друrих жидких и rазообразных
сред при Р раб ==320 Kr/CA1 2 и t==200° С. Шпиндель сделан разъем-
ным и совершает только поступательное движение. Проходной
запорный вентиль (рис. 144) и реrулирующий вентиль (рис. 145)
с Dy == 10 мм для rазообразных сред при Р раб == 450 кпсм 2
и t  1000 С имеют конструкцию, сходную с вентилем, показан-
ным на рис. 142. На рис. 146 представлен запорный уrловой
вентиль с D у ==6--т32 мм для нефrепродуктов при Р раб == 700 кпсм 2
И t == 2000 С.
152

о)
Рис. 143. Запорный (а) и реrулирующий (б) вентили
с электроприводом на рабочее давление Рраб 
 320 кПсм 2
153

На рис. 147 показана конструкция задвижек маЛоr'О размера,
диаметром прохода Dy ==с 15---;-.40 ММ, предназначенных для работы
при давлении Ру == 160 кп см 2 и температуре t -== 4500 С. За-
движки клиновые с выдвижным шпинделем. Корпус из кованой
уrлеродистой стали сварной образуется сваркой трех элментов.
Крышка к корпусу крепится с по!\ющью накидной rайки, [айка
шпинделя изrотовлена в
буrеле, образованном за-
, D::iH . одНо с крышкой. Затяжка
сальника осуществляется
rайкой, действующей на
. /
I
Рис. 144. ПРОХОДНОЙ запорный вентиль
Dy -== 10 мм на рабочее давление РРаб ==
-== 450 KF /с.и 2
Рис. 145. Уrловой реrули
рующий вентиль Dy== 10 мм
на рабочее давление РРаб==
-== 450 KF /см 2
крышку сальника, фланцевые выступы которой проходят сквозь
пазы в Крышке. Присоединение задвижек к трубопроводу про-
изводится с помощью трубной резьбы. Эти задвижки MorYT быть
использованы как на трубопроводах непосредственно, так и на
обводах арматуры и байпасных линиях. Основным преимущест
вом этих задвижек перед вентилями является их малое rидрав-
лическое сопротивление.
Задвижка для работы при Р аб == 320 кпсм 2 и температуре до
2000 С приведена на рис. 148. Диаметр прохода таких задвижек
Dy == 40---;-.125 M., Задвижка паралле"1J.ьная, снабжена обводом,
предназначена для нефтепродуктов и др уrих жидких и rазообраз
154

Рис. [46. Запорный уrловой вентиль для нефте
продуктов на рабочее давление Р (аб700 кПс.м 2
155

ных сред; шпиндель задвижки разъемный, шток, проходящий
через сальник, имеет только поступательное движение.
Для работы на жидких и rазообразных средах при давлении
Р и == 320 кПсм 2 и температуре до 500 С изrотовляются двух-
седельные реrулирующие клапаны диаметром прохода Dy == 25...,...
...,...80 мм; они имеют стержневой плунжер, пневматический мем-
бранный привод и позиционное реле.
Односедельный реrулир,уЮЩИЙ клапан
Dy == 6...,...15 мм для различных rазообраз-
ных сред при давлении Р раб == 450 кПсм 2
и температуре До 200°С показан на рис. 149.
Клапан имеет пневматический мембран-
ный привод с позиционным реле, В кор-
пусе клапана предусмотрены каналы для
паровоrо обоrрева клапана, так как при
дросселировании в связи с расширением
rазов происходит интенсивное охлаждение
и в результате намораживания среды вбли-
зи седла может нарушиться нормальная
работа клапана. Для подвода и отвода
пара предусмотрены два штуцера. Одно
rнездо предусмотрено для размещения тер-
мопары, с помощью которой может произ-
водиться контроль за температурой кла-
пана.
Реrулятор прямоrо действия «после
себя» (редукционный клапан) с условным
диаметром прохода Dy == 10 мм, применяе-
мый для воздуха и rазообразных сред при
реrулируемом давлении Р раб ==300 кТ/см 2
и температуре до 300 С, представлен на
рис. 150. Реrулятор имеет резиновую мемб-
рану (чувствительный элемент), которая
наrружается пружиной. При повышении давления сверх установ-
ленноrо мембрана, поднимаясь, сжимает пружину и прикрывает
седло. Реrулировка давления производится поджатием пр ужины.
Более сложная конструкция реrулятора давления «после себя»
прямоrо действия (редукционноrо клапана) приведена на рис. 151.
Клапан Dy == 6 мм предназначен для работы на воздухе и на rазо-
образных средах при давлении до Р раб == 400 кПсм 2 И темпера-
туре до 300 С. Реrулятор имеет поршневой привод с внутренним
импульсным механизмом (пилотное управление). rлавная пр ужина
действует через мембрану на плунжер импульсноrо клапана.
При понижении отреrулированноrо давления за rлавным плун-
жером металлическая мембрана, опускаясь под действием rлавной
пр ужины, приоткрывает импульсный клапан и направляет среду
на поршень. Опускаясь, поршень открывает <;е.цло rлаВНQrо
(
Рис. 147. Задвижка кли
новая Dy 15+ 40 мм на
рабочее давЛение Рраб 
=== 160 Kr /СМ 2
156

Рис. 148. Задвижка параллельная на рабочее
давление РРаб== 320 Kr/cM 2
157

(11
11
; ' (
.;
,(
/.;
. 1.
Рис. 149. ОдноседеJJЬНЫЙ реrу.ирующий клапан с паровы'.! обо,
rpeBoM D!I6 15 M,\t дЛЯ rазо06разных сред при Рраб===450 кпсм 2
158

плунжера и отреrулированное давлеНИе повышается. Равновесное
положение устанавливается, коrда отреrулированное давление
при определенном расходе среды, действуя на мембрану пилот
Horo устройства, будет уравновешивать усилие пружины.
При работе на rазообразных средах, вызывающих значитель
ное понижение температуры в связи с дросселированием, реrуля
тор необходимо подоrревать, 1\1
; l
Рис. 150. Реrулятор давления «после
себя» (редукционный клапан) Dy 
 10 мм для воздуха и rазообраз
ных сред на Рраб == 300 KF/C.M 2
Рис. 151. Реrулятор давления «после
себя» (редукционныЙ клапан) Dy='6 мм
для воздуха и rазообразных сред на
Рl'аи  400 кТ/см 2
На запорные вентили BbIcoKoro давления (320 кпсм 2 и более)
иноrда устанавливаются rидроприводы с рабочим давлением масла
200 кпсм 2 . Для управления такими rидроприводами предназна
чен золотнИКОвый распределитель, показанный на рис. 152. Для
обеспечения длительноrо срока службы распределителя TPy
щиеся детали выполнены из стали 40Х и термически обработаны.
Золотниковый распределитель обеспечивает три положения золот
ника: открывание, закрывание вентиля и нейтральное положение.
Установка распределителя в нужное положение осуществляется
вращением рукоятки управления.
159

На рис. 153 преДС1'авлен обратный КJlапан с Dy  10-7-125 мм
для р раб  320 кr/см 2 и температуры до 2000 С. Обратный клапан
предназначен для нефтепродуктов и друrих жидких и rазообраз-
ных сред. Присоединительные фланцы предусмотрены для линзо-
Boro уплотнения. Седло клапана съемное, тарелка поджимается
к седлу пружиной. Клапан устанавливается в вертикальном
трубопроводе, Обратный клапан, приведенный на рис. 154, пред-
назначен для давлений до Р раи . 700 кпс.м 2 И температуры до
 8ыхои масла  аккумулятор
Рис. [52. Золотниковый распределитель для rидро
ПрИБода арматуры
2000 С. Седло в отличие от седла предьщущеrо обратнorо клапана,
показанноrо на рис. 153, имеет форму Kpyra, а не кольца. Фланцы
и корпус конструктивно усилены. Клапаны изrотовляются с диа
метром прохода Dy  15-7-80 мм.
Малоподъемные пружинные предохранительные клапаны Dy 
 6-7-25 )14M на Р раб  700 кr/см 2 , приведенные на рис. 155, пред-
назначены для нефтепродуктов и друrих жидких и rазообразных
сред, имеющих температуру t  2000 С. Диаметр выходноrо пат-
рубка в 2,02,5 раза больше входноrо. В системах с подпором
предохранительные клапаны MorYT быть также использованы как
перепускные клапаны. В этом случае клапаны обеспечивают сброс
среды при повышении первоначально отреrулированноrо рабо
чеrо давления на заданную величину при условии, что подпор не
превышает 0,5Р раб' При наличии даВ.ТIения за клапаном сброс среды
из камеры пружины в дренажную систему осуществляется через
160

патрубок крышки. Постоянное давление за клапаном может создать
значительные утечки среды в дренажную систему через зазор
между штоком и втулкой корпуса, что нежелательно. Если давле
ние за клапаном не может возникнуть, патрубок в крышке следует
заrлушить. Уплотняющие поверхности штока и седла наплав-
ляются ст.елЛитом В3К. Изношенные седло корпуса и шток леrко
сменяются. Арматура для сверхвысоких давлений часто имеет
малые диаметры прохода. Так, реrулирующий вентиль, представ-
Рис. 153. Обратный ПОД'hемный клапан
на РРаб == 320 "псм 2
рис. 154. Обратный подъемный КЛа пан
на РРаб == 700 "пС.1j2
ленный на рис. 156, имеет условный диаметр прохода Dy == 3 мм
и предназначен для rазообразных сред при давлении Р раб ==
== 1500 к.r!см З и t  1000 С. Реrулирующая иrла имеет малый
уrол конуснасти и обеспечивает плавное реrулирование расхода
среды. На рис. 157 изображен запорно-реrулирующий вентиль
для rазообразных сред для Р раб == 2000 к.Т! см 2 и t  1000 С.
Шпиндель вентиля разъемный, седло  сменное. Набивка саль-
ника асбестовая, пропитанная.
На рис. 158 показана (без пневматическоrо мембранноrо при
вода) конструкция реrулирующих (дросельных) клапанов Dy ==
== 5 --7-- 10 мм, предназначенных для давления до Р раб == 1500 к.псм 2 .
Дросселирование среды производится до давления 450 кпсм 2 .
Клапаны имеют пневматический мембранный привод с позицион-
ным реле и применяются для автоматизации производства по-
лиэтилена, так как MoryT быть использованы при автоматиче
ском дистанционном управлении. Давление командноrо воздуха
11 д. ф, rуревпч 161

...
ф

Рис. 155. Малоподъемный. предо
хранительный клапан на Рраб
 7СО кпсм'I.
Рис. 156. Реrулирующий вентиль
Dy3 ,ИМ на Рраб'=" 1500 кr/си 2
Рис. 157. Запорнореrулирующий BeH
тиль на РРаб'=" 2000 Kr/cM 2

(в позиционном реле), как обычно, 0,21 ,О кТ/см 2 ; давление рабо-
чеrо воздуха (на мембране) до 2 кпсм 2 . Корпус клапана снабжен
каналами, через которые пропускается пар поддавлением 16 кТ/см 2
для обоrрева клапана. В
корпусе, в зоне дроссели-
рования rаза, установлена
термопара, позволяющая
контролировать темпера-
туру среды. Клапан имеет
сменное седло и плунжер,
изrотовленные из быстро-
режущей стали Р18, что
обеспечивает длительную
работу клапана на режиме
дросселирования.
Коrда в обоrреве кор-
пуса нет необходимости,
применяются конструкции,
приведенные на рис. 159, а
(исполнение НО) и на рис.
159, б (исполнение НЗ).
На рис. 160 приведены конструкции вентилей с Dy == 5 мм на
сверхвысокие давления с rидравлическим и дистанционным управ-
лен'ием. На рис. 160> а показана конструкция поршневоrо rид-
ропривода вентиля, представ-
ляющеrо собой цилиндр сдву-
мя поршнями, соединенными
штоком. Рейка, изrотовлен-
ная на штоке привода, вра-
щает шестерню с внутренней
резьбой. Шестерня является
ходовой rайкой шпинделя.
При перемещении штока при-
вода шпиндель опускается
или поднимается. Корпус
вентиля обоrревается паром
при давлении 16 кпсм 2 и тем-
пературе 200 0 с. На рис. 160, б
приведена конструкция узла
перемещения шпинделя при
дистанционном управлении
вентилем.
Обратный клапан с условным диаметром прохода Dy ==
== 10 мм для rазообразных сред при рабочем давлении Р раб ==
==2000 кпсм 2 и температуре '2000C изображен на рис. 161. Кла-
пан предназначен для вертикальных трубопроводов и не имеет под-
жимной пружины ввиду больших усилий, создаваемых средой.
11>1< 163
и)
15)
Исполнение НО
Исполнение НЗ
Рис. 159. Реrулирующие (дроссельные)
клапаны Dy == 5-.;.. 10 мм на Рраб ==
== 1500 кПсм 2 без обоrрева: а  клапан
по схеме но; б  клапан по схеме нз
Рис. 158. Реrулирующие (дроссельные) кла
паны Dy == 5-.;..10 мм на Рраб == 1500 кОсм 2

a'J
.;..
а)
15)
1ц
!  I
I
i
Рис. 160, Реrулирующие (дроссельные)
вентили на сверхвысокие давления Dy ==
== 5 мм: авентиль с обоrревом и порт-
невым пиевмоприводом; бвентиль с ди
станционным управлением
Рис: 161. Обратный подъемный клапан
D у == 10 мм на Р раб == 2000 к.Т! см 2
t
I
-+

3. КОНСТРУКЦИИ АРМАТУРЫ ДЛЯ РАБОТЫ ПРИ ВЫСОКИХ
ТЕМПЕРАТУРАХ
Арматура работает при высоких температурах в энерrетичес
ких установках, в аппаратах по переработке нефти, в металлурrии
и в друrих отраслях промышленности.
Арматуру, работающую при высоких температурах и при вы-
соких давлениях одновременно, называют арматурой для высоких
и сверхвысоких параметров. Арматура, работающая при высоких
температурах и относительно низких давлениях, в ряде случаев
работает при более высоких температурах, чем арматура энерrе
тических установок.
Считают возможным сделать подразделения по режимам ра-
боты трубопроводной арматуры в энерrетических установках со-
rласно табл. 10.
Таблица 10
Параметры работы 9нерrетических установок
t в ос \ До Р раб в кТ/сж' I Название области
До 510 100 Высокие параметры
» 570 140 Повышенные параметры
575 215 Сверхвысокие параметры
При температуре до 4500 С применяется арматура из уrлеро-
дистой стали, при температуре свыше 4500 С  из леrированной
стали.
При создании арматуры для высоких температур и давлений
основными проблема ми являются обеспечение прочности деталей
в течение длительноrо срока работы и создание надежной внутрен-
ней и внешней плотностей арматуры. Прочность крышки, корпуса
и шпинделя достиrается соответствующим подбором материала.
Надежная внутренняя плотность арматуры создается применением
наплавленных уплотняющих колец. Для обеспечения внешней
плотности большинство конструкций арматуры высоких и сверх-
высоких параметров присоединяется к трубопроводу при по-
мощи сварки.
На рис. 162 и 163 представлены конструкции вентилей и за-
движек, обычно применяемых для воды и пара при высоких и повы-
шенных параметрах. Уплотняющие кольца корпуса задвижКИ
привариваются. Конструкции арматуры на сверхвысокие пара-
метры сходны с конструкциями арматуры на высокие и повышенные
параметры, разница заключается лишь в толщине стенок деталей,
примецяемых марках металла и в способах контроля.
На рис. 6, ё представлена конструкция вентиля с дистанцион-
ным управлением на повышеНные и сверхвысокие параметры '
165

....
<:т.>
<:т.>
Рис. 162, Вентиль для воды и пара при
высоких и повышенных параметрах
Рис. 163. Задвижка для воды и пара при
IJЫСОКНХ и повышенных параметрах

Ходовая rайка вращается на шариковых подшипниках. Крепле-
ние вентиля в трубопроводе осуществляется с помощью сварки.
Быстродействующие задвижки
с Dy == 50 -+-- 250 мм, представлен-
ные на рис. 164, изrотовляются
из жаропрочной стали. Эти задвиж-
ки предназначены для управления
процессом одностадийноrо деrид-
рироваНИ5J под вакуумом (синтез
изопреновоrо каучука). Рабочая
температура дО 650 0 С при рабочем
давлении от вакуума (0,1 аmа) до
давления Р раб === 4 кпсм 2 . Управ-
ление задвижкой производится
электроприводом во взрывобезопас-
ном исполнении, вынесенным из
зоны высоких температур. Движе-
ние на шпиндель задвижки пере-
дается с помощью шарнирноrо ва-
ла. Продолжительность полноrо
открывания и закрывания задви-
жек caMoro большоrо диаметра про-
хода сокращена до 16 сек путем
применения трехзаходноrо червяка
в редукторе, использования двух-
заходной резьбы на шпинделе за-
движки и дополнительной пары
зубчатых колес. Сальник вынесен
из зоны высоких температур и
отделен от крышки тепловой защи-
той в виде ребристой охлаждающей
поверхности. Чтобы предотвратить
выход среды из задвижки в атмос-
фер у и исключить поступление воз-
духа в задвижку, а также чтобы
избежать просачивания среды через
неплотности замка с одной стороны
закрытой задвижки в друrую, во
все фланцевые соединения и под
сальники предусмотрена посТоян-
ная подача нейтральноrо rаза (азо-
та) под избыточным давлением.
Циркуляция азота также способст-
вует охлаждению крышки. В буrельном узле предусмотрен пру-
жинный компенсатор температурных линейных расширений.
Основные детали задвижкИ изrотовляются из жаропрочных ста-
лей ЭИ612, ЭИ695 и Х 18НI0Т. ДЛЯ обеспечения продолжитель-
167
"'
Рис. [64. Быстродействующая за
движка для рабочей температуры
tраб  6500 С

Horo срока службы задвижкИ рабочие поверхности трущихся
деталей наплавлены стеллитом марки В3К.
На рис. 165 изображена клиновая ДВУХДИСl<овая задвижка
сварно-литой конструкции для пара на сверхвысокие параметры.
Задвижка имеет съемные уплотняющие кольца корпуса, закрепляе-
мые резьбовыми нажимными втулками. Опыт показал, что такое
крепление колец не может обеспе-
чить длительную надежную работу
задвижки, так как пар просачивается
через резьбу, ослабляет крепление
колец и создает большие протечки.
Рис. 165. Сварнолитая задвижка на сверх-
высокие параметры пара
I
Рис. 166. Задвижка с бесфлан
цевым соединением крышки с
корпусом
Фланцевые соединения в арматуре широко применяются для
всех параметров и сред, однако опыт эксплуатации показывает,
что при высоких давлениях и при высоких температурах фланце-
вые соединения не всеrда обеспечивают надежную плотность. Коле-
бания температуры, изменения сил, действующих на фланцевое
соединение, например корпуса с крышкой, создают возможность
пропуска среды, поскольку усилия от давления среды и усилия
вдоль шпинделя действуют в сторону разуплотнения прокладоч-
Horo стыка.
В последнее время все более положительную оценку получают
конструкции бесфланцевоrо соединения крышки с корпусом, при
168

которых давление среды и усилие вдоль шпинделя действуют в CTO
рану самоуплотнения соединения.
На рис. 166 представлена конструкция задвижки с Dy == 50 мм
на давление Ру == 64 кr/см 2 и при температуре до t == 3500 С.
Для обеспечения плотности соединения корпус  крышка при-
менено бесфланцевое самоуплотняющееся соединение с резьбовым
упорным кольцом. При монтаже
вначале производится предвари-
тельный затяr с помощью rайки,
блаrодаря чему прокладка фа-
cOHHoro профиля заклинивается
между соответствующим кону-
сом крышки и поверхностью кор-
пуса. При возникновении давле-
ния среды обеспечивается на-
дежная плотность TaKoro соеди-
нения. Для уплотнения бесфлан-
цевых соединений применяются
металлические (жесткие), неме-
таллические (мяrкие) или ком-
бинированные (полужесткие)
кольца.
Задвижка с бесфланцевым
соединением крышки с корпусом
на более высокие параметры
(Р раб == 140 кr/см 2 и t == 5700 С)
показана на рис. 167. Такие за-
движки для пара изrотовляются
размером Dy == 100 -+ 300 мм.
Задвижки предназначены для
дистанционноrо управления.
На рис. 168 приведена конст-
рукция свар но-литой клиновой
задвижки с Dy == 150 мм на
условное давление Ру == 160 кr/см 2 для работы при температуре
до 4500 С. Для крепления крышки использовано бесфланцевое
соединение с разрезным кольцом. Задвижка предназначена для
использования на коммуникационных и маrистральных линиях
нефrеперерабатывающих заводов для rазообразных и жидких неф-
тяных сред. Корпус задвижки сваривается из четырех отдельных
литьевых элементов. Такая конструкция позволяет применять
простые BbICOKOKa'ieCTBeHHbIe отливки малоrо веса и упрощает
механическую обработку корпуса. Задвижка имеет шестеренча-
тую передачу с вынесенной осью, что позволяет осуществлять
дистанционное управление задвижкой.
На рис. 169 показан быстровключающийся клапан в виде
однодисковой параллельной задвижки. Он предназначен для
Рис. 167. Задвижка для пара высоких
параметров Рраб==О [40 KF/cM 2 и t pa 6==O
== 5700 с; D у ==О 100+ 300 м.м. с бес-
фланцевым соединением крышки с кор-
пусом
169

Рис. 168. Сварнолитая заДВИЖка с бесфланцевым со-
еДинением крышки с корпусом
170

редукционно-охладительных установок, работающих при темпера-
туре пара t == 5700 С и рабочем давлении Рра6 == 140 кТ/см 2 . Управ-
ление клапаном производится с помощью поршневоrо привода,
в котором используется энерrия питательной воды. Такие же кла-
паны применяются с электроприводами, см. задвижку (клапан),
изображенную на рис. 51.
Рис. 169, Быстровключаюшийся клапан в виде
однодисковой задвижки с поршневым приводом
Задвижка для работы при высокой температуре среды
до 10000 С и давлении до 0,4 кТ/см 2 показана на рис. 170. За-
движка параллельная, двухдисковая, с клиновым распором. Рас-
пор достиrается с помощью нескольких клиньев, расположенных на
диске, которые разжимаются клиньями, расположенными на ниж.
нем упоре, боковых вкладьfшах корпуса и на наконечнике шпин-
деля. Уплотняющие поверхности колец наплавлены сормайтом,
Цилиндрические поверхности присоединительных патрубков фу-
терованы оrнеупорным кирпичом. Набивка сальника асбестовая,
сухая. Задвижка имеет электропривод.
171

I
I
11
I
: [ '\
11
11
1\
Рис. 170. Задвижка для высоких температур tраб 
 10000 С при Рраб == 0,4 кпсм. 2
172

Трение в сальнике реrулирующих клапанов должно быть ми-
нимальным. При высоких температурах трудно обеспечить малые
силы трения в сальнике, так как он работает в неблаrоприятных
условиях. Чтобы улучшить условия работы сальниковоrо устрой-
ства, сальниковые узлы реrулирующих клапанов выносят из зоны
Рис, 171. Двухседельный реrулирую
щий клапан на Ру == 64 кпсм 2 и
tраб4200 С
Рис. 172. Предохранительный
клапан DI/.==50 JrtJrtДЛЯ работыпри
tраб60uо С и Ру == 160Kr/c/lt 2
высоких температур на некоторое расстояние от корпуса, а про-
межуточную поверхность крышки используют для охлаждающих
ребер, как показано на рис. 171, rде изображен клапан стальной,
двухседельный, предназначенный для воды, пара, воздуха, нефте-
продуктов и rазообразных сред; он рассчитан на условное давление
до Ру == 64 кпсм 2 и температуру до t == 4200 С (Р420 == 37 кпсм 2 ).
Клапан имеет полый плунжер с профильными окнами.
Предохранительный клапан Dg == 50 мм для работы при TeM
пературе 6000 С на условное давление Ру == 160 кпсм 2 показан
на рис. 172. Корпус клапана изrотовляется из стали Х 18Н9Т Л.
173

Если он Р2ботает с противодавлением, то температура среды про-
тиводавления не должна превышать 2000 С. Уплотняющие поверх
насти тарелки клапана и седла корпуса наплавляются твердым
сплавом. Для работы при различных давлениях клапан снабжен
сменными пружинами.
Быстровключающи йся
клапан для высоких и
сверхвысоких параметров
пара приведен на рис. 173.
Управление производится
от импульсноrо клапана
путем подачи пара в порш
невой привод. В верхней
части клапана имеется rид
равлический демпфер для
смяrчения ударов при
срабатывании клапана,
Этот клапан может также
работать как rлавный пре
дохранительный клапан с
импульсным управлением.
4. КОНСТРУКЦИИ
АРМАТУРЫ ДЛЯ РАБОТЫ
ПРИ НИЗКИХ
ТЕМПЕРАТУРАХ И
rЛУБОКОМ ХОЛОДЕ
Арматура, предназна-
ченная для работы при низ-
ких температурах, исполь-
зуется в холодильной про-
мышленности, в CYДOCTpoe
нии для рефрижераторных установок, в ToproBoM оборудовании,
в химической промышленности для некоторых процессов и т, д.
Арматуру для пониженных температур можно разделить на две
rруппы: арматуру для низких температур  для работы со сре-
дами, имеющими температуру до  700 С, и арматуру для rлубокоrо
холода  для работы со средами с температурой ниже 700 С.
Подавляющее большинство материалов, включая стали, при
низких температурах становятся хрупкими, их прочность В HeKO
торых случаях снижается настолько, что исключает возможность
их применения. Так, например, кипящая уrлеродистая сталь не-
приrодна для конструкций, работающих на морозе, так как при
низкой температуре под наrрузкой в такой стали образуются Tpe
щины. Латунь, никель и некоторые друrие материалы (фторо-
пласт) MorYT быть использованы для rлубокоrо холода, так как
174
Рис. 173. Быстровключающийся клапан на
высокие и сверхвысокие параметры

с понижением температуры у них мало снижаются пластические
свойства.
Конструкции арматуры для низких температур отличаются от
арматуры общеrо назначения в основном применяемыми материа-
лами для уплотнений.
На рис, 174 и 175 приведены конструкции вентилей, используе-
мых в холодильных установках с жидким и rазообразным аммиа-
Рис, 174, Вентиль запорный
для аммиака Dy [5 мм с цап-
ковым присоединением для ам.
миака при Ру  25 кПсм 2 ,
рабочей температуре от 700 С
до +150 0 С
Рис. [75. Вентиль запорный с
фланцевым присоеДИllением для
аммиака при Р у  25 кПсм 2 и
рабочей температуре от 70 до
+[500 С
ком при температурах от 700 до + 1500 и при давлении до
25 кпсм 2 . Корпус и крышка изrотовляются из стали, внутреннее
уплотнение работает по схеме фторопласт (либо баббит)  сталь.
На корпусе образовано выступающее уплотняющее кольцо из ос-
HOBHoro материала, а на тарелке клапана кольцевая канавка за-
полнена фторопластом либо залита баббитом. Вентили имеют
также верхнее уплотнение шпиндель-крышка для перекрытия
сальника. На рис. 174 показан вентиль с Dy '=' 15 мм со штампо-
ванным корпусом и цапковым резьбовым креплением к трубопро-
воду. На рис. 175 показан вентиль с кованым корпусом и с флан-
цeBыM креплением.
На рис. 176 изображен вентиль, предназначенный для работы
в тех же условиях, но с большим диаметром прохода Dy '=' 100 +
+200 мм. Корпуса и крышки вентилей таких диаметров прохода
175

литые. Вентиль также имеет уплотнение замка и верхнее уплот-
нение сальника с применением фторопласта либо баббита. Вентили
предназначены для работы на жидком и rазообразном аммиаке.
Реrулирующий вентиль, приведенный на рис. 177, преk
назначен для работы на жидком и rазообразном аммиаке при
температуре от  70 до + 1500 с и давлении до Ру == 25 кп см 2 .
Вентиль имеет конусный стержневой плунжер и верхнее уп-
лотнение.
Присоединительные фланцы установлены на резьбе и закреп
лены сваркой, а средний фланец под крышку выполнен с примене-
нием проволочноrо бурта, закладываемоrо в кольцевую канавку
корпуса.
Для работы на жидкой и rазообразной кислоте при темпера-
туре от 80 до + 1500 с и давлении до Р раб == 100 кТ/см 2 предназ
начен вентиль с Dy == 10 + 15 ММ, приведенный на рис. 178.
Крепление ero к трубопроводу производится с помощью резьбо-
вых цапок.
Для сред с низкими температурами, в особенности при rлубо
ком холоде, применяются обычно вентили. Задвижки, как пра-
вило, не применяются, так как возможно замораживание среды
и примерзание уплотняющих колец. В случае возникновения Ta
ких явлений открыть вентиль значительно проще, чем задвижку.
Кроме Toro, понижение температуры может вызвать защемление
клина задвижки.
На рис. 179 показаны конструкции уrловых вентилей с руч-
ным управлением для установок rлубокоrо холода. Вентили с ус-
ловным диаметром прохода Dy == 10 + 150 мм, дЛЯ рабочей тем-
пературы до 2080 С, дЛЯ рабочеrо давления Р раб == 0,5 +
--7-- 22 кпсм 2 . Вентили предназначены для трубопроводов, транс-
портирующих водород и азот с температурой до  2080 С и ниже.
Вентили устанавливаются внутри изоляционноrо кожуха; саль-
никовая коробка, маховик ручноrо управления и указатель подъ-
ема тарелки клапана выведены наружу. На рис. 179, а и б пока-
заны запорные вентили, на рис. 179, 8, е и д  реrулирующие
вентили. Вентили уrловые и патрубки выведены под пайку. По-
дача среды производится «под клапан»; в запорных вентилях до-
пускается подача среды «на клапан». Вентили устанавливаются
в любом положении, чаще Bcero с rоризонтаJIЬНЫМ расположением
шпинделя. Детали вентилей изrотовляются из стали Х 18Н10Т
или из латуни ЛЖМц59-1-1. Дроссельный вентиль, изображенный
на рис. 179, д, приrоден для дросселирования rаза с давления
150200 кпсм 2 .
На рис. 180 показан вентиль с электроприводом для устано-
вок rлубокоrо холода диаметром прохода Dy == 32 ---7-- 200 мм.
Эти вентили устанавливаются с rоризонтальным расположением
шпинделя. При низких температурах сальниковое устройство
рботает в сложных условиях. Набивка теряет упруrость, при
176

Рис. 176. Вентиль запорный D y '== 100+ 200 Jo4M
дЛЯ аммиака при Р y25 Kr!CAt 2 и рабочей тем-
пературе от 70 до + 1500 с
Рис. 177. Вентиль реrулирую-
щий для аммиака
12 Д. Ф. ['уревич
Рис. 178. Вентиль запорный D y
 10+ 15 мм для кислоты иа
Рра6  100 Kr/cM 2 для темпера
туры от 80 до + 1500 с
177

....
--.)
00
а)
о)
б)
д)
Рис. 179. Вентили уrловые для rлубокоrо холода: а  запорный
среднеrо диаметра прохода; бзапорный малоrо диаметра прохода;
в  запорнореrулирующий; с  дроссельный малоrо диаметра про
хода; д  дроссельный сверхмалоrо диаметра прохода
Рис. 180. Вентиль для rлубокоrо холода с элек
троп риводом

про пуске среды и намораживании шпинделя в связи с испаре-
нием может произойти заедание. Чтобы улучшить условия работы
сальника, устанавливают термическую перемычку и обеспечивают
обоrрев сальника. В первом случае средний участок удлиненноrо
штока от маховика или привода изrотовляют из неметаллическоrо
материала с возможно низким коэффициентом теплопроводности
(текстолит и т. д.), В результате чеrо потери тепла из сальника
значительно сокращаются. Во втором случае сальниковое устрой-
ство окружают кожухом и в образованное пространство подво-
дят среду с температурой, достаточной для поддержания сальника
в работоспособном состоянии.
5. I(ОНСТРУIЩИИ АРМАТУРЫ для ВАI(УУМА
Наиболее сложной задачей конструирования арматуры для
вакуума является обеспечение внешней и внутренней плотности.
Это обычно достиrается применением сильфонов и мяrких прокла-
док из вакуумной резины.
На рис. 181 приведен вентиль
сильфонный запорный Dy == 3+
....;.--.20 мм, изrотовляемый из ла-
туни для работы при вакууме до
105 мм рт. ст. или при рабочем
давлении не более 1 кпсм 2  при
температуре t  600 С, Вентиль
имеет сильфон из полутомпака, изо-
лирующий внутреннюю полость от
проникновения внешнеrо воздуха
через зазор между крышкой и
шпинделем. Сальниковое устрой-
ство с набивкой из rрафита с цере-
зином является запасным на слу-
чай выхода из строя сильфона при
применении вентиля для вредных
rазообразных сред. Уплотняющие
кольца тарелки и прокладки изrо- 1 В
u Рис. 18, ентиль сильфонный для
товляются из вакуумнои резины. вакуума
На рис, 7 показан вентиль для
вакуума до 102 мм рт. ст, для работы при температуре до 500 С.
Допустимое рабочее давление не более 2,5 кпсм 2 . Вентиль флан-
цевый; корпус изrотовляется из KOBKoro чуrуна; крышка и тарелка
из стали, сильфон из полутомпака, шпиндель латунный; уплот-
няющее кольцо тарелки и прокладки из вакуумной резины.
На рис. 182 приведена конструкция вентиля из коррозионно-
стойкой стали Dy == 4 ....;.--. 20 мм для работы при вакууме до
5 .106 мм рт. ст. и температуре до 500 С. Рабочее давление не бо-
лее 0,5 кпсм 2 . Вентиль снабжен сильфоном и имеет, кроме Toro,
12* 179

верхнее уплотнение мембранноrо типа из вакуумной резины. У плот..
няющее кольцо на шпинделе для перекрытия седла изrотовлено
из специальной резины. Вентиль имеет дисковый указатель подъ-
ема и устройство для подключения индикатора сиrнализации по-
вреждения сильфона.
Бессальниковый вакуумный вентиль из коррозионностойкой
стали Dy == 6 мм с электромаrнитным приводом показан На
Рис. 182. Вентиль СIIЛЬфОННЫЙ для
rлубокоrо вакуума
Рис. 183. Вентиль с элек-
тромаrнитным приводом
для вакуума
рис. 183. Вентиль предназначен для установки на емкостях с [а-
завой средой при вакууме 150 мм рт. ст. и температуре до 60° С.
Управление вентилем дистанционное.
Электромаrнит постоянноrо тока. Вентиль снабжен боковым
штуцером для отбора среды.
6. I(ОНСТРУIЩИИ АРМАТУРЫ ДЛЯ ПУЛЬП, ШЛАМОВ
И СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
При работе на пульпе, шламах и сыпучих материалах арматура
подверrается, помимо коррозионноrо воздействия среды, еще
rидроабразивному износу, создаваемому движущимися твердыми
180

частицами среды, поэтому внутренние поверхности арматуры
должны быть износостойкими, а полости должны иметь плавные
переходы и возможно равновеликие проходные сечения, чтобы не
происходило выпадения твердых компонентов и осаждения их
в местах уменьшения скоростей потока. Уплотняющие поверх-
ности должны быть такой формы, чтобы твердые частицы по воз-
можности не осаждались на них и не препятствовали плотному
перекрытию замка затвора. В некоторых случаях арматура ра-
ботает на rycToM шламе или пасте при высоких давлениях и тем-
пературах, что создает особо сложные условия эксплуатации.
На рис. 184 приведена конструкция уrловоrо запорноrо вентиля
Dy == 10  125 мм для работы на трубопроводах с вязкими и за-
rрязненными средами (шламах, пастах и др.). Наибольшее рабо-
чее давление Р раб == 320 кТ/см 2 при температуре t == 2000 С.
Корпус из кованой стали. Шпиндель вентилей с диаметром про-
хода Dy == 10  32 мм не имеет съемноrо наконечника. Фланцы
вентиля выполнены под линзовое уплотнение. Шпиндель соединен
с электроприводом с помощью специальной муфты, связанной
с верхним концом шпинделя скользящей шпонкой.
На рис. 185 показаны уrловые патронные дроссельные вентили
Dy == 25  40 мм для давлений 320700 кПсм 2 , предназначен-
ные для работы на заrрязненных средах (шламах, пастах и т. д,),
при температуре 2004000 С. Корпус вентиля ста.ТfЬНОЙ, кованый,
снабжен сменным седлом с коническим уплотнением замка. Дрос-
селирующие детали выполнены из твердоrо металлокерамическоrо
материала. При работе вентилей на среде с температурой до
4000 С для уменьшения действия высокой температуры на сальни-
ковое устройство последнее охлаждается проточной водой, про-
ходящей через рубашку, образованную в нижней части корпуса
сальника (рис. 185, б). Вода под давлением 6 кпсм 2 подается че-
рез отверстие в нижней части стойки и отводится через верхнее.
Набивка сальника  асбестовая, пропитанная.
Реrулирующий клапан с мембранным пневматическим приво-
дам, применяемый для работы на заrрязненных жидких и rазообраз-
ных средах, приведен на рис. 186. Клапаны чуrунные, имеют услов-
ный диаметр прохода 50250 мм, предназначены для давлений
до 1 кПсм 2 или вакуума до 4 мм рт. ст. при температуре до 400 С.
Седло делается из резины, плунжер снабжен защитной облицов-
кой. Пневматический привод работает с позиционным реле. Саль-
ник реrулирующеrо клапана со смазкой снабжен лубрикатором.
Затворы для сыпучих материалов работают в тяжелых усло-
виях, так как сыпучая среда, набиваясь между седлом и тарелкой
клапана, затрудняет закрывание затвора, а движущиеся твердые
частицы изнашивают уплотняющие поверхности. Представляет
интерес конструкция клапана для сыпучих материалов, представ-
ленная на рис. 187, в которой предусмотрена защита тарелки кла-
пана от интеНСивноrо износа твердыми частицами и возможность
181

Рис. 184. Запорный уrловой вентиль с
электроприводом для заrрязненных сред
(шламов, паст и др.) на Рраб320 кпс.«2
182

б)
Рис. 185. Уrловые патронные дроссеЛЬНые вентили
для заrрязненных сред (шламов. паст и др.) на
Рраб  320+ 700 кТ/см 2 : а  на tpa6200° с; б
на t pa 6  4000 С
183

184
рис, 186. Реrулирующий клапан д.Я заrрязненных
сред на Рра6 < 1 кТ/см 2 с мембранным пневмопри-
водам

продувки водяным паром или rазом уплотняющих поверхностей
тарелки клапана 1 и седла 2 перед закрытием клапана. При закры-
вании клапана тарелка вначале надвиrается своим конусом 3 на
отсечное кольцо 4, находящееся в опущенном положении. При
этом поток среды прекращается, хотя уплотняющий конус тарелки
не доходит до седла. Производится продувка уплотняющих поверх-
ностей, после чеrо тарелку поднимают до упора в седло корпуса.
При открывании клапана отсечное
кольцо опускается на верхний торец
седла и своим кольцевым буртом
Рис. 187, Клапан запорный для
сыпучих материалов: 1 тарелка
клапана; 2  седло; 3  конус;
4  отсечное кольцо; 5  защит
ное кольцо
Рис. 188. Клапан запорный сварной для
сыпучих материалов
перекрывает уплотняющее кольцо
седла, защищая ero от эрозионноrо
действия движущейся среды. Ta
релка клапана в своем крайнем нижнем положении садится в защит-
ное кольцо 5, блаrодаря чему уплотняющее кольцо тарелки кла
пана также предохраняется от эрозионноrо действия среды, так
как на защитном кольце, имеющем значительную rлубину, обра-
зуется неподвижный слой материала, защищающеrо кольцо Ta
релки.
Для мелких сыпучих материалов (порошков) может быть ис
пользована конструкция клапана, представленная на рис. 188.
Клапан выполнен сварным. Обычной конструкции задвижки не-
применимы для сыпучих материалов, которые, забиваясь в по-
лости корпуса, препятствуют движению клина или диска. С уче-
том специфических особенностей этих материалов разработана
конструкция задвижки Dy==200 ММ, показанная на рис. 189. Она
работает в rоризонтальном положении (на вертикальном трубо-
проводе) и управляется пневматическим поршневым приводом.
185

Для сыпучих материалов используются и конусные краны,
которые для работы в данных условиях имеют тарельчатую конст-
рукцию с уrлом конуса на тарелке в 900. Для rорячих материалов
(t  10000 С) может быть использована конструкция, представ-
ленная на рис. 190. Во избежание заклинивания и зависания
а)
Рис. 189. Задвижки для сыпу
чих материалов: а  с ручным
управлением; б  с пневмопри 
БОДОМ
транспортируемоrо материала проходное сечение увеличивается
от места засыпки до BbInycKHoro отверстия. В этой конструкции
предусмотрено одно заrрузочное окно. На рис. 191 показана
конструкция тарельчатоrо KOHycHoro крана с четырьмя заrрузоч-
ными окнами. Закрытие крана осуществляется поворотом руко-
ятки на 450.
Обратный подъемный клапан, имеющий Dy == 25  60 мм
для вязких и заrрязненных сред (шлам, паста, мазут и т. п.)
представлен на рис. 192. Клапан предназначен для давления
р раб === 320 Kr/CM 2 и температуры до 2000 С. Корпус клапана сталь-
186

ной, состоит из двух частей, соединенных шпильками. Уплотнение
плоское, беспрокладочное. Тарелка клапана имеет каплевидную
форму с направляющими ребрами. Присоединительные фланцы
выполнены под линзовое уплотнение. Клапан предназначается для
Рис. 190, Тарельчатый конусный кран
с одним окном для сыпучих материа
лов
Рис. 191. Тарельчатый конусный
кран с четырьмя окнами для сыпу
чих материалов
установки в вертикальном трубопроводе седлом вниз. Такой же
конструкции обратные клапаны изrотовляются для давлений
Р раб '=' 700 кr/см 2 при температуре до 2000 С. Корпус TaKoro кла
пана имеет увеличенную толщину стенок.
При малых давлениях для пульп успеш
но применяют шланrовые клапаны, описан-
ные ранее и приведенные на рис. 104111.
Прямолинейный проход в корпусе кла
пана создает хорошие условия для про-
движения среды, а отсутствие выступов,
создающих завихрения, уменьшает вероят
ность MecTHoro осаждения твердых компо-
нентов. Мембранные вентили, приведен-
ные на рис. 102, также MorYT быть исполь-
зованы для пульп.
7. КОНСТРУКЦИИ АРМАТУРЫ
СВЕРХБОЛЬШИХ ДИАМЕТРОВ ПРОХОДА
Арматура сверхбольших диаметров про-
хода  свыше 1200 мм (14004000 мм)
обычно используется в металлурrии и rид-
ротехнических сооружениях. Давление
в арматуре диаметром прохода 1400 мм и
рис. 192. Клапан обрат-
ный подъемный для вяз-
ких и заrрязненных сред
(шламов, паст, мазута и
пр,) на Р раб == 320 кпсм 2
187

более редко превышает 10 кпсм 2 . Для трубопроводов сверх-
большоrо диаметра применяются в основном затворы трех типов:
задвижки, заслонки (дисковые затворы) и кольцевые задвижки.
Каждый из этих типов затворов
имеет свои преимущества и недо-
статки. Задвижки установившихся
форм хорошо изучены, требуют
относительно небольших усилий и
мощностей для управления, но
жесткость корпуса и крышки ИХ
обычно невелика. Для сверхбольших диа-
метров прохода заДВИЖКа с корпусом Kpyr-
лоrо сечения получается rромоздкой, а
плоская  недостаточно жестка. Приме-
нение ребер несколько увеличивает жест-
кость, но все же не обеспечивает надежной
жесткости. Заслонки или дисковые затворы
просты по конструкции, но требуют боль-
ших крутящих моментов на валу для управ-
ления, поэтому привод их получается [ро-
моздким, часто используется rидравлика,
кроме Toro, в открытом виде диск перекры-
вает часть площадИ прохода в трубе. Коль-
цевые задвижки довольно компактны по
rабаритам и не требуют мощноrо привода,
но сложны по конструкции.
С диаметрами прохода до 2000 мм за-
вижки используются сравнительно часто.
При диаметрах прохода свыше 2000 мм
обычно используются заслонки (дисковые
затворы). Кольцевые задвИЖКИ в отечест-
венной технике используются редко.
На рис. 193 показана чуrунная задвиж-
ка на давление Ру ==:о 2,5 кпсм 2 при t 
-< 200 0 С с вращаемым шпинделем и цель-
ным клином, имеющая диаметр прохода
до 2000 .мм.
Задвижки диаметром прохода до 1600 мм
включительно изrотовляются полнопро-
ходными. Задвижка диаметром прохода
2000 мм выполняется с сужением с 2000 мм
до 1800 .мм. Задвижка снабжена электро-
приводом иручным дублером. Она имеет
латунные уплотняющие кольца и пред-
назначается для воды и пара. На рис. 194 приведена конструк-
ция чуrунной задвижки для давления Ру =0= 10 кпсм 2 И темпера-
туры t120° С для воды и Пара. Задвижка имеет электропривод
188
Рис. 193. Клиновая чу-
rунная задвижка D у ==
== 2000 мм на Ру ==
== 2,5 кТ/см 2

Рис. 194. Клиновая чуrунная задвиж
KaDy 1600 мм на Py 10 кпсм 2
Рис. 195. Стальная двухдисковая
клиновая задвижка с электропри
водом Dy  2000 мм на Рра6 
 10 кF/с.ч 2 И t pa 6  4000 С
189

и снабжена обводом. Корпус задвижки овальноrо сечения, близ-
Koro к Kpyry; ребра жесткости расположены внутри, Такие
задвижки изrотовляются диаметром прохода до Dy == 1600 мм,
причем задвижки, имеющие диаметр прохода 1600 ММ, изrотов-
ляются суженными с переходом на 1400 ММ.
Стальная задвижка диаметром прохода до 2000 мм приведена
на рис. 195; она предназначена для работы при давлении Р раб ==
11 R == 10 кr/см 2 И температуре до 400°с.
,пруzое упраu//яемое З u
уплотнение адвижка имеет двухдисковыи
клин, выдвижной шпиндель и снаб-
жена электроприводом.
Конструкция заслонки (диско-
Boro затвора) для сверхбольших
диаметров прохода  1600 мм и
больше  приведена на рис. 35, а.
Такие заслонки предназначены ДЛЯ
воды при давлении до Р раб ==
== 10 кr/см 2 И температуре до
600 С.
Принципиальнаясхемазатвора
Рис. 196. Затвор с поворотным щит- С поворотным щитком приведена
ком на рис. 196. Перекрытие потока
в трубопроводе в этом затворе осу-
ществляется путем поворота сферическоrо щитка BOKpyr оси
центральной цапфы. Таким образом щиток заводится между
кольцевыми поверхностями корпуса и одна часть трубопровода
отъединяется от друrой. Для уплотнения замка затвора исполь-
зуется упруrий шланr, в который после перекрытия щитком про-
хода автоматически подается среда из напорной части трубопро-
вода (вода). Под действием давления шланr плотно перекрывает
зазор между щитком и корпусом. Управление затвором (Dy ==
== 3700 мм) производится rидроприводом. Затвор снабжен баЙ-
пасным устройством с перепускным клапаном для СМЯf'!сния
возможных rидравлических ударов.
Поток
среоы ..

РАЗДЕЛ ТРЕТИй
ПРИВОДЫ ТРУБОПРОВОДНОй АРМАТУРЫ
r л а в а 1. РУЧНОЙ ПРИ ВОД
1. РУЧНОЕ УПРАВЛЕНИЕ АРМАТУРОЙ
Ручное управление арматурой является наиболее старым, про-
стым и надежным методом управления арматурой, осуществляется
вращением маховика или рукоятки, закрепленной на шпинделе
или ходовой rайке, В зависимости от диаметра маховика и места
ero расположения относительно корпуса человека усилие, которое
может приложить к маховику физически нормально развитый
человек, находится в пределах 1985 кТ (табл. 11).
Таблица 11
Максимальные расчетные усилия и крутящие моменты,
допустимые иа маховиках
Управление 1 1 Управление
Управление обеимн руками двумя
одной рукой операторами
Расположение маховика
Диаметр I Вертикальное I I
маховика r ор иЗ0нтальное
в .11.11 Любое на уровне rруди rОРИЗ0нтальное
илн пояса на уровне rруди на уровне rруди
Усилие) крутящИЙjусилиеlкрутящиЙjусилиеlкрутящийlУсилиеl"РУТЯЩlIЙ
в кТ :: в кТ BM"}. В кТ BM"}.;, В кТ BM"}.
50 19 47 19 47 18 45  
65 21 68 24 78 23 75  
80 23 92 32 128 30 [20  
100 25 125 38 190 36 180  
120   44 264 41 246  
140   50 350 45 315  
191

Продолжение табл. 11
I Управление I 1 Управление
Управлеиие обеими руками двумя
одной рукой операторами
Расположение маховика
Дllаметр Вертикальное rоризонтальное
маховика Любое rоризонтальное
в мм на уровне rруди н а уровне
или пояса на уровне rруди rрУДll
усилиеl КРУТЯЩИЙ 1 усилиеl Крут ящий усилие\!\РУТЯЩИЙ усилие[ Крутящий
в Kr момент в Kr МОмеиТ в Kr момент в "r момент
в Kr'CM в Kr'CM в кТ.с.и в r.l"CM
160   56 448 50 400  
180   64 575 55 495  
200   68 680 57 570 100 1000
225   71 800 61 686  
240   75 900 62 744 110 1320
250   75 938 62 775  
280   80 1120 64 896 118 1652
320   83 1328 65 1040 128 1968
360   85 1530 66 1188 128 2304
400   85 1700 68 1360 132 2640
450   82 1845 65 1462 135 3040
500   75 1875 61 1525 136 3400
-
560   75 2100 61 1708 136 3810
640   75 2400 61 1952 136 4352
780  . 75 2700 61 2196 139 5004
800   75 3000 61 2440 139 5560
900   75 3375 61 2745 139 6255
1000   75 3750 61 3050 139 6950
При м е ч а н и е. Днаметр маховика не должен превышать 0,8 строитель,
ной длины арматуры.
к рукоятке MorYT быть приложены усилия несколько MeHЬ
шие, чем к маховику (табл. 12).
В подавляющем большинстве конструкций арматуры для управ-
ления запорным или дроссельным элементом (тарелка клапана,
плунжер, диск, клин и пр.) используется винтовой механизм
и лишь в некоторых случаях применяются друrие способы. Преиму-
щества винтовоrо механизма перед друrими заключаются в про
стоте конструкции, дешевизне изrотовления, возможности полу
192

Таблица 12
Максимальные расчетные уснлия н крутящне моменты, допустимые
на рукоятках и ключах (управленне одним человеком)
Рукояткн I Ключн
Расположение
Длина Вертикальное Вертякальное
рукояткя rоризоитальное rоризонтальное
I!ЛИ на уровне rруди на уровне rрудИ
ключа илн пояса на уровне rруди или пояса на уровне rруди
в мм
Усилнеl 1<;рутящиfi Усилие\ 1<;рутящиfi Усилие) 1<;рутящиfi усилиеl 1<;рутящиfi
в кТ :r: в кТ :r в кТ BM: в кТ BM:
80 20 80 14 56 28 224 22 176
90 21 94,5 15 67,5 30 270 24 216
100 22 110 16 80 32 310 26 260
110 23 126,5 17 93,5 33 363 27 285
120 24 144 18 108 34 409 28 336
130 25 162,5 19 123,5 36 467 30 390
140 26 182 20 140 37 518 32 448
150 27 202,5 21 157,5 38 570 34 510
160 28 224 22 176 40 640 35 560
170 29 246,5 23 195,5 41 696 36 612
180 30 270 24 216 42 755 37 665
190 31 295 25 238 43 817 38 721
200 32 320 27 270 45 900 40 800
210 33 347 29 304,5 47 986 42 882
230 37 426 33 379 49 1125 44 1010
240 40 480 35 420 50 1200 45 1080
250 43 537 37 462 52 1300 46 1150
260 46 597 39 507 53 1380 47 1220
270 49 660 41 553 54 1460 48 1300
280 52 727 43 601 55 1540 49 1370
290 55 797 45 652 56 1625 50 1450
310 60 930 48 744 58 1800 51 1580
320 62 990 49 784 60 1920 52 1665
400 68 1360 53 1060    
450 70 1575 54 1215    
500 71 1775 55 1375    
550 72 1980 56 1540    
При м е ч а и и е. Длина рукоятки ие должна превыщать строительной
длины арматуры.
13 Д. Ф. rуревич
193

/
, )
\ .
\ /
. I
Рис. 197. Клапан с рУЧНЫМ эксцентриковым ПРИВОДОМ
194

чения больших усилий и создании условий самоторможения, бла-
rодаря чему установленная степень открытия арматуры не может
самопроизвольно изменяться и сохраняется до последующей пере-
становки, независимо от величины усилий, которые создаются
давлением среды и передаются на шпиндель. В качестве примера
применения друrих механизмов на рис. 197 приведен сильфонный
клапан с кулачковым (эксцентриковым) управлением. Ulпиндель
клапана усилием пружины поджимается вверху. Поворотом эксцен-
трика с помощью рукоятки шпиндель опускается книзу. Такое
управление целесообразно для быстродействующих клапанов.
2. РУЧНОЙ ПРИВОД С ЗУБЧАТОЙ ПЕРЕДАЧЕЙ
Во мноrих случаих для управления арматурой необходимо
прилаrать к маховику большие усилия, что затрудняет работу
обслуживающеrо персонала. Чтобы уменьшить усилие на рукоятке
Рис. 198, Редуктор для ручиоrо управ-
ления с зубчатой конической переда-
чей для правой ходовой резьбы
Рис. 199. Редуктор для ручноrо
управления с зубчатой кониче-
ской передачей для левой ходо-
вой резьбы
маховика, необходимое для управления арматурой, наиболее часто
применяют редукторы с зубчатой или червячной передачей.
На рис. 198 и 199 показаны конструкции редукторов с ко-
нической зубчатой передачей, из которых один дает правое
13. 195

вращение rайке, друrойлевое при одном направлении вращения
маховика. Редуктор может быть установлен на задвижке с выдвиж-
ным шпинделем. Крепление на крышке задвижки производится
с помощью квадраТноrо фланца, на торце KOToporo установлена
шпонка, входящая в паз на крышке и предотвращающая проворот
редуктора. Верхняя труба кожуха шпинделя изrотовляется по
месту. Редуктор снабжен указателем подъема клина вертикаль-
Horo типа. Соединение ступицы шестерни с ходовой rайкой за-
движки осуществляется с помощью торцовых кулачков.
В табл. 13 приведены основные данные применяемых редук-
торов с конической передачей.
Основные данные редукторов с конической передачей
Таблица 13
Наибольший I ПередаТОiное число I Наружный диаметр! Наибольшее
крутящий MOMeIJT маховика D в мм усилие на маховике
М в Kr'M м QM В Kr
40 3 400 70
100 3 560 125
150 3,75 640 132
250 4 1000 132
3. РУЧНОЙ ПРИ ВОД С ЧЕРВЯЧНОЙ ПЕРЕДАЧЕЙ
При необходимости создания моментов более 250 кТ. м приме-
няются редукторы с червячной передачей. Задвижка с ручным
приводом, снабженная червячным редуктором, показана на рис. 21.
Основные данные таких редукторов приведены в табл. 14.
Таблица 14
Основные данные редукторов с червячной передачей
Крутящий момент I ПередаТО;IJое ЧИсло I Наружный диаметр I Наибольшее
М в Kr'M маховика D в мм усилие на маховике
м QM в кТ
Щ)320 7,5 4 130
32080 10 3 150
480800 15 2 165
4. РУЧНОЙ ДИСТАНЦИОННЫЙ ПРИВОД
В связи с необходимостью устанавливать арматуру в местах,
труДIIОДОСТУПНЫХ для обслуживающеrо персонала, возникла не-
обходимость в дистанционном ручном управлении арматурой.
Одним из первых способов дистанционноrо управления является
применение цепной передачи.
196

Цепь тяrовая, сварная, калиброванная используется для при-
ведения во вращение шкива, насаженноrо на вал привода. Шкив
имеет канавку с фасонными выемками под звенья цепи. На рис. 200
показан цепной привод задвижки. Такой привод может приме-
няться только для арматуры, расположенной над оператором.
Недостатком цепноrо привода является также и то, что цепь
иноrда соскакивает со шкива.
Рис. 200, Цепной привод для
ручноrо управления задвиж
кой
Более совершенным приводом является дистанционный ручной
привод с помощью валов, соединенных шарнирами [ука. Такой
привод имеет широкое распространение в настоящее время. Раз-
работаны конструкции колонок дистанционноrо управления,
с помощью которых вручную или с помощью электропривода про-
изводится управление арматурой, расположенной в труднодоступ-
ных местах. Колонки дистанционноrо управления рассчитаны для
передачи крутящих моментов до 60 Kr. м и имеют указатель
подъема для определения степени открытия арматуры. Валы
197

....
се
00
а)
б)
Рис. 201. Схемы применения КОЛО
НОК ручноrо дистанционноrо управ
ления при расположении колонки
выше трубопровода: а  для KOpOT
ких расстояний; б  для длинных
расстояний
Рис. 202. Схемы применения колонок ручноrо ди-
станционноrо управления при расположении колон-
ки ниже трубопровода: а  для rоризонтальноrо
трубопровода; б  J!ля вертикальноrо трубопро-
вода

передачи устанавливаются таким образом, чтобы наибольший
уrол отклонения от оси не превышал 30°.
На рис. 201 и 202 приведены некоторые схемы компоновки пере
дачи с применением колонок дистанционноrо управления. На
рис. 201, а и б показаны схемы для дистанционноrо управления
арматурой, установленной на rоризонтальных трубопроводах,
о)
Рис. 203. I\онструктивное оформление выходных узлов за
движек с выдвижиым шпинделем под дистанционное управ
леиие: а  с зубчатой передачей и выиосной осью; б  с
трубчатой rайкой
расположенных ниже колонки, на рис. 202, а и б  схемы при
управлении арматурой, расположенной на rоризонтальном и вер-
тикальном трубопроводах выше колонки.
Для Toro чтобы иметь возможность присоединять задвижку
с выдвижным шпинделем к колонке дистаНЦИонноrо управления,
либо на задвижку устанавливают зубчатую цилиндрическую пере-
дачу (рис. 203, а) и шарнир [ука устанавливают на оси, парал-
лельна шпинделю, либо ходовую rайку удлиняют и заканчивают
стержнем для установки шарнира [ука (рис. 203, 6), а конец вы-
движноrо шпинделя при открывании задвИжки перемещается
в полой части ходовой rайки.
199

r л а в а 11. ЭЛЕКТРОПРИВОД
1. УПРАВЛЕНИЕ АРМАТУРОЙ С ПОМОЩЬЮ ЭЛЕКТРОПРИВОДА
Электроприводы получили широкое применение для управле-
ния арматурой блаrодаря тем достоинствам, которые они имеют.
Доступный вид энерrии и простота создания коммуникаций для
транспортировки этой энерrии позволяет устанавливать арматуру
с электроприводом в любых труднодоступных местах.
С помощью электропривода сравнительно леrко осуществляются
следующие действия, связанные с управлением арматуры:
1) закрывание и открывание ПрОХода в арматуре с пульта
управления путем нажатия кнопок «закрыТЫ>, «открыты И «стоп»;
2) автоматическое отключение электродвиrателя при превыше-
нии крутящеrо момента на выходном валу сверх установленноrо;
3) автоматическая остановка запорноrо или дросселирующеrо
элемента арматуры при помощи путевоrо выключателя;
4) сиrнализация на пульте управления крайних положений
шпинделя;
5) указание степени открытия арматуры на циферблате путе-
Boro выключателя для MecTHoro наблюдения;
6) дистанционное указание положения запорноrо элемента на
пульте управления при помощи сельсин-датчика и сельсин-
приемника;
7) ручное управление арматурой в аварийных условиях, при
отсутствии электроэнерrии или ВЫХОДе из строя какоrо-либо
участка электрической части привода;
8) электрическая блокировка электропривода с работой дру-
rих приводов и механизмов.
Электроприводы обычно имеют компактную конструкцию и
небольшие rабариты. Лишь для арматуры малых проходов они
получаются относительно rромоздкими. Электропривод устанав-
ливается непосредственно на арматуре или на расстоянии; в этом
случае передача движения от электропривода к арматуре осу-
ществляется с помощью соответствующих передаточных звеньев
(валы, муфты, зубчатые передачи, шарнирные муфты и т. д.).
Электропривод по мощности обычно выбирается так, чтобы
крутящий момент На шпинделе арматуры имел величину в преде-
лах 40100% от наибольшеrо крутящеrо момента, развиваемоrо
данным типом электропривода. Стопроцентную наrрузку электро-
привод может принимать только при повторно-кратковременном
режиме (ПВ 15%),
Значение ПВ % при повторно-кратковремеНноМ режиме работы
определяется по формуле
П В === tраб 100   1000'
trаб + t o  tццкла ,О,
200

rде t раб  продолжительность работы под наrрузкой в мин;
t o  продолжительность перерыва между наrрузками в МИН.
Продолжительность одноrо цикла tцикла == t раб + t o при по-
вторно-кратковременном режиме работы не должна превышать
10 мин.
В момент закрывания арматуры, коrда уплотняющие кольца
клина и корпуса соприкасаются, происходит резкое торможение
движения, при этом момент на выходном валу возрастает за счет
использования кинетической энерrии ротора двиrателя. Чтобы
обеспечить нормальную работу арматуры, закрывание должно
производиться с моментом, достаточным для обеспечения плотности
замка затвора. Чрезмерное повышение момента при закрывании
затрудняет последующее открывание и может вызвать поломку
деталей.
После закрывания затвора под действием увеличенноrо момента
и в связи с повышением коэффициента трения при троrаНии с места,
мощность электродвиrателя для открывания затвора может ока-
заться недостаточной. Чтобы избежать этоrо, все электроприводы,
снабженные электродвиrателем, имеют устройство, оrраничиваю-
щее момент на выходном валу при закрывании арматуры. Для этой
цели применяются муфты оrраничения крутящеrо момента (меха-
нический способ) или реле оrраничения максимальной силы тока
в электродвиrателе (электрический способ).
Применение муфт оrраничения крутящеrо момента (МОКМ)
несколько усложняет и удорожает изrотовление электропривода,
но механические характеристики электроприводов с МОКМ лучше,
чем с реле оrраничения максимальной силы тока, или, как их
обычно называют, реле максимальноrо тока. Последние допускают
отклонения от установленноrо момента и переход кинетической
энерrии ротора двиrателя в работу по закрыванию затвора. Муфта
оrраничения крутящеrо момента позволяет оrраничивать моменты
там, [де это требуется как при электрическом, так и при ручном
управлении. При использовании реле максимальноrо тока разница
между номинальным моментом на выходном валу электропривода
и моментом при закрывании будет тем больше, чем выше жесткость
механизма привода и арматуры, поэтому для арматуры больших
прахадов разница будет меньше, чем для арматуры малых про-
ходов. Для задвижек разница между механической муфтой и реле
силы тока будет меньше, чем в вентилях. Несмотря на указанные
недостатки, электроприводы с реле максимальноrо тока полу-
чили применение блаrодаря своей простоте и дешевизне.
Муфты оrраничения крутящеrо момента можно разделить на
следующие rруппы: муфты с радиальным кулачком, с торцовым
кулачком, с подвижным червяком и муфты фрикционноrо действия.
Муфты MorYT быть одностороннеrо и двустороннеrо действия.
у арматуры, не имеющей BepxHero уплотнения (перекрытие саль-
ника), муфта может быть одностороннеrо действия, при этом
201

оrраничение момента происходит только в сторону закрывания
арматуры. При открывании момент от дейсrвия электродвиrателя
не оrраничивается. При наличии BepxHero уплотнения применяются
муфты двустороннеrо действия, в которых оrраничение момента
производится при движении в обе стороны.
2. ЭЛЕКТРОПРИВОД С ЗУБЧАТОЙ ПЕРЕДАЧЕЙ
в электроприводах используют как простую цилиндрическую
передачу, так и планетарную. На рис. 204 показана кинематиче-
ская схема электропривода с цилиндрической зубчатой передачей
и муфтой оrраничения крутящеrо момента с торцовым кулачком.
Конструкция TaKoro привода приведена на рис. 205. От электро-
двиrателя 1 (рис. 204) через редуктор с червячной передачей
ZlZ2' ZЗZ4' Z5  Z6 С передаточным числом i == 15 движение
передается на вал поперечины муфты оrраничения крутящеrо мо-
мента. Пружина сжатия 5 прижимает ролики 4 муфты, насаженные
на поперечину, в выемку чашки 3. Блаrодаря этому приводятся
во вращение шестерни Z7  Z8' обеспечивающие вращение выходной
кулачковой муфты 10. При возникновении крутящеrо момента,
большеrо, чем допускается муфтой, ролики, накатываясь на скос
паза в чашке, отжимают пружину крестовины и муфта расцеп-
ляется. При этом электродвиrатель выключается и останавли-
вается.
Для ручноrо управления служит маховик 6. Чтобы перейти
на ручное управление, необходимо рукоятку 2 механизма пере-
ключения перевести в верхнее положение, тоrда нижняя кулач-
ковая муфта расцепится и отключит редуктор от привода, а верх-
няя кулачковая муфта сцепится и включит маховик. При враще-
Таблица 15
Основные данные 8лектроприводов
с цилиндрической зубчатой передачей
, , ,  '" :Js"'
».:... Сменные о Скорость открывания
<=>-"'0'-- О: "'
::.::::s: шестерни .. арматуры в ММ/МИН
о "'
.. <=>-"' .. о;;!
'[;1   '" ....
::f'  Шаr резьбы шпинделя в ММ
а  '" <=>-'" ,8:0;
"''''
.QCQ::S: O: о
" ",О: 2, 2. ",'" о"" :z: I I
О):: Cl.CIЗ
'I:):S::t::CQ ",3 "о:;!
"'::fo:J! ::f 0  5 6 8
ClЗt:J:Cl.А ",О:
01; ::ro\O
:r:.....: ><с:.
50 30 62 28,2 46,3 230 278 370
75 22 70 43,4 30,0 150 180 240
100 18 74 56,0 1 23,3 116 140 185
202

нии маховика 6 приводится в движение крестовина муфты и через
ролики 4, прижатые к чашке 3, движение передается шестерням
27  28' Эти шестерни сменные, блаrодаря чему общее передаточное
число от электродвиrателя к выходной кулачковой муфте может
иметь три значения. Основные данные TaKoro электропривода при
мощности электродвиrателя
N ==2,2 квт и числе оборотов
п == 1305 об/мин приведены
в табл. 15.
Момент, указанный в таб-
лице, действует при открыва-
б
з
f
Рис. 204. Кинематическая схема электро- '---...
привода с цилиндрической зубчатой пере
дачей и муфтой оrраничения крутящеrо
момента с торцовым кулачком
нии арматуры, а при закрывании арматуры крутящий момент
будет на 20% меньше. Это достиrается разными уrлами наклона
правой и левой сторон канавкИ под ролики на чашке 3. При
срабатывании муфrы оrраничения крутящеrо момента срабаты-
вает выключатель 7 и электродвиrатель останавливается.
С помощью шестерен а и в приводится в движение червячная
передача коробки путевых выключателей, вал 9 приводится во
вращение и с помощью кулачков 8 срабатывают маrнитные выклю-
чатели. При достижении шпинделем арматуры крайних или задан-
ных промежуточных положений электродвиrатель останавли_
203

вается. Одновременно дается сиrнал на щит управлепия и вклю-
чаются соответствующие сиrнальные лампы.
На коробке путевых выключателей устанавливается указатель
степени открытия арматуры (подъема шпинделя). Коробки путе-
вых выключателей изrотовляются для различноrо количества обо-
Рис. 205. Конструкция электропривода
с цилиндрической зубчатой передачей соот-
ветственно схеме на рис. 204
ротов между крайними положениями шпинделя (табл. 16). Bcero
изrотовляется 6 типов коробок для следующих количеств оборо-
тов: 13; 37; 714; 1435; 3575; 75160.
Цилиндрическая планетарная передача также применяется
в электроприводах арматуры. Положительными свойствами пла
нетарной передачи является возможность получения больших пере-
даточных чисел и компактность конструкции, однако она требует
применения большоrо числа деталей. Кроме Toro, коэффициент
полезноrо действия планетарной передачи может оказаться зани-
204

женным при неудачном проектировании. Существует несколько
конструкций электроприводов с планетарной передачей для кру-
тящих моментов 2,5 73 Kr. м.
На рис. 206 показана кинематическая схема электропривода
с планетарной передачей с наружным зацеплением и муфтой orpa-
ничения крутящеrо момента с радиальным кулачком. На рис. 207
приведена конструкция этоrо электропривода. Электродвиrатель 1
(рис. 206) при помощи зубчатоrо колеса Zl приводит во вращение
колесо 22' являющееся водилам. BOKpyr солнечной шестерни 2з,
Таблица 16
Число оборотов коробки
путевых выключателей
Количество Марка
оборотов
шпииделя или тип
между есо коробки
крайиими переклю-
положениями чателей
13 А
37 Б
714 В
1435 r
3575 Д
75160 Е
б
28
5
z,r .!
iY\NVI'--У
,
Z,
Рис. 206. Кииематическая схема
электропривода с планетарной
передачей с наружным зацепле-
нием и муфтой оrраничения кру-
тящеrо момента с ра,l(иальным
кулачком
заторможенной муфтой оrраничения крутящеrо момента, обкаты-
ваются планетарные шестерни 24. Соединенные с ними шестерни 25
вращают шестерню 26' сидящую на одной оси с шестерней 27,
которая передает вращение последней шестерне 28' Оси планетар-
ных шестерен поддерживаются диском 2, вращающИМСЯ вместе
с водилам. Вращение передается на шестерню 28 до тех пор, пока
при помощи ролика 4, прижатоrо пружиной к пазу диска, затор-
можен диск 3 муфты оrраничения крутящеrо момента. При воз-
никновении крутящеrо момента больше предусмотренноrо ролик
муфты, преодолевая сопротивление пружины, выходит из паза,
диск 3 проворачивается, а вместе с ним проворачивается и ше-
стерня 2з. Вся система планетарной передачи при этом вращается
вхолостую.
Для включения ручноrо управления переключают рукоятку 5,
сцепляя маховик б с шестерней Z7' при этом ролик муфты
205

оrраничения крутящеrо момента отходит от диска. Электроприводы
TaKoro типа имеют основные данные, которые приведены в табл. 17.
При закрывании арматуры наибольший крутящий момент сни
жается на 20 %. Коробка путевых выключателей обеспечивает
выключение электродвиrателя в крайних или промежуточных
положениях, как Э1'О было указано выше.
Рис. 207. Конструкция электропривода
с планетарноЙ передачей соответственно
схеме на рис. 206
В электроприводе, схема KOToporo изображена на рис. 208,
применена планетарная передача с внутренним зацеплением.
Муфта оrраничения крутящеrо момента  бескулачковоrо типа,
с выключением электродвиrателя подпружиненной рейкой. Работа
электропривода происходит следующим образом. Электродвиrа-
тель 1 приводит во вращение кривошип 2, на оси KOToporo сво-
бодно вращается двойная шестерня ZlZЗ' Верхний барабан 3
удерживается от проворота червяком-рейкой 4, В нижней части
барабана находится шестерня Z2 с внутренним зацеплением.
При вращении кривошипа 2 шестерня Е 1 обкатывается по ше-
206

стерне 1z; шестерня Z8. связанная с шестерней Zl. приводит в дви
жение шестерню Z4.. блаrодаря чему вращается нижний барабан 8
с шестерней Z". С помощью шестерен Z6 и Z7 приводится во вра-
щение выходная муфта.
Оrраничение моментов про
исходит следующим образом.
При возникновении моментов
7
Рис. 208. Схема электропривода
с планетарной передачей с внут-
ренним зацеплением
Zz
больше предусмотренных окружное усилие. действующее на верх-
нем барабане. сжимая пружину. смещает рейку. При этом червяк4
Таблица 17
Основные данные 8лектроприводов с планетарной передачей
Электродвиrа- 'O:<Q Сменные .. '" Скорость открывання
>-0.
0." о "'.: арматуры в мм/мин
тель .:... шестерни ....
'" '"
"1:" 0:з
:<; '<Q '" "0: bt
""., ""'" Шаr резьбы шпинделя
о 0::1:0: ""
'" '" з°0: "3 8':>-
o в АН!
... ",:1:'" о "':1:
u .. '" '" о
о O!:Q О"" '" 2, 28 "'" о"" " I I I
"'1:: Во", "'0::3", "0 "о"
g", '" g[;. g.,  4 5 6 8
o 0:"" c'>fO;:f-ol:..... "'о
:;:<Q ::r0'C ::r OIQ
0.0 :r:...o О'" ><0
7,0 45 75 27,5 51,7 207 259 310 
0,62 1400 10,0 34 86 41,7 34,0 136 170 204 
15,0 26 94 59,6 24,0 96 120 144 
41 23 53 31,6 41,3 165 205 248 330
2,2 1305 58 18 58 44,3 29,0 118 198 177 236
73 15 61 55,8 23,0 93,5 117 140 187
207

Рис. 209. Конструкция электропривода с планетарной передачей coOT
ветственно схеме на рис. 208
208

выключает электродвиrатель 1. Реrулировка момента произво-
дится с помощью raeK 5. Ручное управление производится с по-
мощью маховика 7, сuепляемоrо с верхним барабаном при помощи
кулачковой муфты, Переключение с электрическоrо привода на
ручное управление производится поворотом рукоятки б, При этом
червяк выходит из заuепления с червячным колесом BepxHero
барабана. С валом выходной муфты соединена коробка путевых
выключа телей.
На рис. 209 изображена конструкuия этоrо привода.
В последние rоды в машиностроении получает раЗВИтие новый
вид передачи  так называемая волновая передача, использую-
щая мелкомодульные зубчатые Колеса. Такие передачи приме-
няются для передаточных отношений не менее 1 : 50. Состоит
волновая передача из трех основных элементов: rибкоrо колеса
(колеса с тонкой деформируемой стенкой), жесткоrо колеса и reHe-
ратора волн, Волновая передача допускает передачу вращения
через rерметwчную стенку, что позволяет использовать ее в ответ-
ственных конструкuиях арматуры, предназначенных для токсич-
ных, коррозионных, радиоактивных и друrих опасных сред без
применения сильфонов и сальников,
При малом весе волновой редуктор обеспечивает большое пере-
даточное отношение и соответственно большой крутящий момент
на выходном валу. Вместе с тем следует иметь в виду, что для нор-
мальной работы волновой передачи должна быть обеспечена тща-
тельная смазка,
Волновые передачи имеют широкие перспективы для приме-
нения в арматуростроении и в этом направлении должны быть раз-
вернуты соответствующие работы.
3. ЭЛЕКТРОПРИВОД С ЧЕРВЯЧНОЙ ПЕРЕДАЧЕЙ
Электроприводы с червячной передачей имеют компактную
конструкuию, сравнительно малое число деталей, большие пере-
даточные отношения и дешевы в изrотовлении. В электропри-
водах с червячной передачей MorYT быть применены либо муфты
оrраничения крутящеrо момента, либо реле максимальноrо тока.
В настоящее время широко применяются реле максимальноrо тока
блаrодаря тому, что они вносят значительное упрощение в кон-
струкuию электропривода,
Схема одной из конструкuий электропривода с червячной пере-
дачей приведена на рис. 210. Электродвиrатель 1 через кулачко-
вую муфту 2 приводит во вращение червяк 3 и червячное колесо 4.
С помощью кулачков А на червячном колесе и кулачков Б на вы-
ходном валу вращение с червячноrо колеса передается на выход-
ной вал 5. Выходной вал снабжен кулачковой муфтой для пере-
дачи крутящеrо момента арматуре.
Включение ручноrо привода для управления маховиком б
лроизводится перемещением валика 8 внутри полоrо червяка.
14 _ Д. Ф. rуревич 209

t-.j
...
Q
3акрыта



Z2
.J
Рис. 210. Схема электропривода с червячной
передачей
Закрыто

......---------
Рис. 211. Схема электропривода для больших
моментов с червячным и зубчатым редукторами

При этом расцепляется муфта 2 и сцепляется муфта 7, блаrодаря
чему маховик оказывается сцепленным с червяком, а электро-
двиrатель отключенным. Передача движения на коробку путевых
выключателей осуществляется с помощью шестерен z 1 и Z 2'
Кулачки червячноrо колеса А и выходноrо вала Б изrотовлены
с большим свободным ходом в 30450, что позволяет производить
открывание арматуры с использованием инерции ротора электро-
двиrателя. На рис. 211 представлен электропривод с червячной
передачей для больших крутящих моментов. Электродвиrатель 1
с помощью муфты 2 приводит во вращение червячную пару 3.
Вал 5 через зубчатую передачу ZlZ2 и ZЗZ4 передает движение
на выходную муфту 6 для передачи крутящеrо момента арматуре,
Через муфту 7 в движение приводится коробка концевых выклю-
чателей.
Электропривод, изображенный на рис. 211, отличается от при-
вода на рис. 210 дополнительным редуктором с зубчатой цилин-
дрической передачей, Ручное управление маховиком 8 осущест-
вляется после переключения вала 9, блаrодаря чему муфтой 2
отключается электродвиrатель, а муфтой 10 включается маховик
ручноrо управления. Оrраничение крутящеrо момента в послед-
них двух электроприводах осуществляется применением реле
максимальноrо тока.
В тех случаях, коrда необходимо применение привода с червяч-
ной передачей и муфтой оrраничения момента двустороннеrо дей-
ствия, может быть использована схема, приведенная на рис. 212.
Привод имеет два червячных редуктора. Первый червячный редук-
тор состоит из червяка 1 и червячноrо колеса 2. Червяк с помощью
кулачковой муфты 3 соединен с электродвиrателем 4. С червяч-
ным колесом 2 соединен червяк 5 BToporo редуктора, сцепленный
с червячным колесом 6. Червячное колесо с помощью кулачка 8
приводит во вращение выходной вал, на котором закреплен
кулачок 7. С помощью шестерен 9 и 10 приводится В движение
червячная передача коробки путевых выключателей.
При повышении крутящеrо момента сверх установленноrо чер-
вяк перемещается вдоль оси и сжимает одну из пружин 11 (в зави-
симости от направления движения шпинделя). Усилие пружин
реrулируется rайками 12. При перемещении червяка с помощью
рычаrа срабатывает выключатель 13 прямоrо или обратноrо хода.
Ручное управление осуществляется с помощью маховика 14.
Включение ручноrо управления производится валиком 15, при
перемещении KOToporo кулачковая муфта 16 сцепляется, а муфта 17
расцепляется.
На рис. 213 приведена конструкция электропривода с червяч-
ной передачей и реле максимальноrо тока (рис. 213, а) или одно-
сторонней муфтой оrраничения крутящеrо момента (рис. 213, 6).
Такая конструкция принята как типовая для электроприводов
типа Б, В, r и Д с червячным редуктором. При применении
14* 211

двусторонней муфты оrраничения крутящеrо момента КОНСТрукция
электропривода имеет вид, изображенный на рис. 214, в соот-
ветствии со схемой на рис. 212 (электроприводы типа Б, В и [).
На рис. 215 показан общий вид электропривода типа Д, предназ-
наченноrо для крутящих моментов 450 750 кТ. м с червячным
10 9 8 7 б.5 {.. 3
2
f
f't
f(j
16
(7
Рис. 212. Кинематическая схема электроприводов типа
Б, В и r с двустороиней муфтой
и цилиндрическим редукторами и односторонней муфтой оrрани-
чения крутящеrо момента (рис. 211).
В помещениях, rде имеется опасность появления rорючих или
взрывоопасных сред, применяются конструкции закрытых при-
водов во взрывобезопасном исполнении, в которых все источники
возможноrо появления электрических искр закрыты специаль-
ными кожухами.
В рассмотренных приводах помимо типов муфт оrраничения
крутящеrо момента, представляет интерес фрикционная муфта
с мноrодисковым зацеплением, приведенная на рис. 216. Кон-
212

а)
5}
"1


Рис. 213. Электроприводы типа Б, В, r и Д: а  с реле оrраничения тока; б  с односторонней муФ
той оrраничения крутящеrо момента

t'-'
....

о
Рис. 214. Электропрнводы типа Б, В н r с двусторонней муфтой оrраннчення крутящеrо момента

струкция предназначена для плавноrо выключения и включения
передачи без остановки электродвиrателя. Движение от электро-
двиrателя передается на шестерню 1, которая через длинную
втулку 2 приводит В движение средний диск 4. С помощью штиф-
тов средний диск связан с внутренними распорными кольцами 5.
Между наружными распорными кольцами 7 и внутренними 5 за-
жаты шарики 8, расположенные в соответствующих выемках.
Наружные распорные кольца связаны штифтами с дисками 3 и 9,
РИС. 215. Электропривод типа Д с OДHO
СТОР онней муфтой оrраничения крутя-
щеrо момента (общий вид)
Рис, 216. Муфта оrраничения крутя-
щеrо момента с мноrодисковым cцe
плением
которые с помощью стержней 10 приводят в движение внутренние
диски муфты. Наружные диски связаны с помощью пальцев 6
с чашкой 11, сидящей на выходном валу 12. Пружина 14 сжи-
мает диски муфты и обеспечивает движение от ведомой шестерни 1
к выходному валу 12. При возникновении большоrо крутящеrо
момента шарики, преодолевая сопротивление пружины 15, выка-
тываются из выемок, диск 9 опускается, а диск 3 поднимается.
при этом пр ужина 15 сжимается. С помощью стержней 16 верхний
нажимной диск 13 поднимается. Диски муфты расцепляются, и
передача движения на ведомый вал 12 прекращается. При дальней.
шем вращении ведущей шестерни 1 прямым или обратным ходом
шарики западают в выемку и муфта вновь сцепляется.
Выходные валы электроприводов выполняются либо с кулач-
ковой муфтой, либо с квадратным отверстием.
Примеры компоновки электроприводов на задвижках при-
ведены на рис. 17, 18, 19, 170,194 и 195. Примеры компоновки
215

электроприводов на вентилях приведены на рис. 8, 116, 184 и 217.
В конструкции, представленной на рис. 184, шпиндель вентиля
приводится во вращение электроприводом с помощью кулачковой
муфты. Скользящая шпонка позволяет шпин
делю опускаться при винтовом движении.
На рис. 8 представлен эпектропривод, в кото-
ром с помощью кулачковой муфты вращается
ходовая rайка. Шпиндель имеет только посту-
пательное вертикальное движение. Электро-
привод, показанный на рис, 217, передает
вращение штоку с помощью шлицевоrо по
ДВижноrо соединения. Вентиль имеет разъем-
ный шпиндель,
На рис. 218 показана кон-
струкция привода с реечной
передачей на арматуру. Та-
кая передача применяется,
коrда в качестве двиrателя
+
Рис. 217. Компоновка электропривода на
запорном вентиле BblcoKoro давления (элек
тропривод с асинхронным двиrателем)

Рис.218.Компоновкаэлектроприво
да на реrулирующем клапане(испол
нительный механизм типа ПР 1)
используется электромоторный исполнительный механизм типа
ПР-1. Выходной вал этоrо электромоторноrо исполнительноrо
механизма имеет медленное вращение и обычно настраивается на
30 сек при повороте ВЫХОДНоrо вала на 1800. Диапазон настройки
216

01' 20 до 240 сек. Крутящий момеНТ на выходном валу М кр ==
== 0,1 Kr. М. Такие приводы пропорциональноrо действия полу-
чают широкое применение для реrулирующей арматуры.
В приводах затворов (запорной арматуры) наиболее часто
используются трехфазные асинхронные электродвиrатели с по-
вышенным скольжением, в закрытом обдуваемом исполнении
типа АОС, наиболее приrодные для работы при периодической
к н I1Ю о)
а) "-- ](JO б
B'r
rvJ80 О
к нупю
H'
Шi
Стоп
БС
rы1
I 1
L
ДВ 2
Рис. 219. Типовые схемы электрических соединений для управления запорной
арматурой: а  задвижками; б  вентилями
ударной наrрузке, Электрическая схема электропривода опре-
деляется условиями работы и предъявляемыми требованиями
к электроприводу. На рис. 219, а и. б показаны типовые схемы
управления задвижками и вентилями при использовании муфr
оrраничения крутящеrо момента. При использовании реле макси-
мальноrо тока в цепь электродвиrателя вводится реле, Для управ-
ления арматурой предусмотрены три кнопки: «открыть», «закрыть»
И «стоп» (на схемах соответственно /(0, /(З и Стоп). Три сиrналь-
ные лампы «открыто», «закрыто», «муфта» (на схемах ЛО, ЛЗ и
ЛМ) позволяют следить за положением арматуры. При нажатии
пусковой кнопки /(0  «открыть» замыкается цепь катушки ревер-
сивноrо маrнитноrо пускателя, при этом rлавные контакты В о
пускателя включают в сеть электродвиrатель ЭД, а блок-контакт В 1
пускателя открытия шунтирует пусковую кнопку; после этоrо
217

она может быть отпущена. Коrда клин задвижки или тарелка
вентиля дойдет до крайнеrо BepxHero положения, сработает
путевой выключатель ква  концевой микропереключатель
открытия. Он разрывает цепь питания катушки В маrнитноrо
пускателя и замыкает цепь лампы ЛО, что служит сиrналом
полноrо открытия арматуры. Микропереключатели муфты хода на
открывание  ВМО и на закрывание  ВМ3 предусматривают
возможность выключения электродвиrателя при срабатывании
соответствующей муфты. Для закрывания арматуры нажимают на
пусковую кнопку кз; при этом замыкается цепь катушки Н
пускателя закрытия и rлавные контакты пускателя закрытия Н о
включают электродвиrатель в сторону закрывания, а блок-кон-
такт пускателя закрытия Н! блокирует пусковую кнопку. При
закрытом положении арматуры разрывается цепь катушки Н
маrнитноrо пускателя. В задвижках это осуществляется с по-
мощью концевоrо микропереключателя закрытия квз; в венти-
лях  с помощью муфты оrраничения крутящеrо момента, кото-
рая при сжатии пр ужины заставляет срабатывать микропереклю-
чатель муфты хода на закрывание, блаrодаря этому создается при-
нудительное прижатие тарелки к седлу вентиля. Дополнительные
путевые микропереключатели ДВ! и ДВ 2 создают возможность
блокировки электропривода с друrими аrреrатами, установками
или механизмами, связанными с данной арматурой технолоrи-
ческими связями. Балластное сопротивление ЕС включено для
увеличения срока службы ламп ЛО и Л3, в цепь лампы ЛМ со-
ПРОТИВJ1ение не включается в связи с тем, что она ВК.ТIючается отно-
ситеЛЬНG редко и как аварийный сиrнал должна иметь повышен-
ную яркость. Одна сиrнальная лампа ЛМ может быть установлена
на rруппу электроприводов.
На электропривод устанавливаются различные путевые вы-
ключатели в зависимости от общеrо количества оборотов шпинделя
между крайними положениями запорноrо элемента. При выборе
марки (типа) путевоrо выключателя необходимо полный ход шпин-
деля между крайними ero положениями разделить на шаr резьбы
шпинделя. В результате ПОЛУ'.lается количество оборотов шпин-
деля, по которому для электроприводов типа Б, В и r подбирается
путевой выключатель, используя данные табл. 16. Для электро-
привода типа Д полученное количество оборотов шпинделя арма-
туры следует умножить на 1,88, так как в электроприводе типа Д
передаточное число между приводным валом электропривода и
ведущим валиком коробки путевых выключателей равно 1,88;
У остальных оно равно единице.
При использовании в качестве оrраничительноrо элемента
реле максимальноrо тока для различных моментов применяют
разные типы реле, данные о которых приведены в табл. 18.
Основные технические данные червячных электроприводов
типов А, Б, В, r и Д приведены в табл. 19.
218

Таблица 18
Технические данные реле максималъноrо тока
Последовательное I Параллельное со-
соединение катушек еДllнеНlIе катушек
Пределы реrули- Ток в а
ровки тока сраба- Тип реле
тываиия в а I
у становка тока У становка тока
срабатыван lIЯ срабатывания
O,52 РТ 40(2 0,51 12
1,56 РТ 40(6 1,53 36
2,510 РТ 40(10 2,5------5 510
520 РТ 40(20 51O 1O20
12,550 РТ 40(50 12,525 2550
25100 РТ 40(100 2550 50100
Эксплуатация приведенных выше конструкций электроприво-
дов выявила некоторые их недостатки: большое число оборотов
рукоятки при ручном закрывании и связанное с этим длительное
закрывание вручную и некоторые друrие. В настоящее время эти
электроприводы заменяются друrими конструкциями, более со-
вершенными  унифицированными, в которых учтены положи-
тельные качества электроприводов ряда конструкций, разрабо-
танных различными заводами и конструкторскими бюро.
Для реrулирующей арматуры при малых усилиях и моментах
MorYT быть использованы электромоторные исполнительные меха-
низ.мы для дв ухпозиционноrо pery лирования ДР, ДР-1 и для
пропорциональноrо реrулирования ПР и ПР-1. В исполнительных
механизмах ДР и ДР-1 (рис. 220, а) электродвиrатель 1 с помощью
зубчатой передачи приводит во вращение вал редуктора 2. Ползун
блокирующеrо устройства 3 соединен с валом 2 и находится на
контакте 4 или 5. Коrда замыкается контакт 8 на минимум авто-
матическоrо позиционноrо реrулятора, начинает вращаться элек-
тродвиrатель и приводится во вращение ползун 3. Коrда он сходит
с контакта 4 и соприкасается с токонесущей пластиной б, блоки-
руется контакт реrулятора и таким образом цепь электродвиrателя
оказывается замкнутой независимо от замыкания контакта 4.
Коrда ползун сделает половину оборота, он сойдет с пластины б
на контакт 5 и электродвиrатель остановится, сделав поворот
ведущеrо диска на 1800 в сторону открывания арматуры. При
включении контакта 8 на максимум ведущий диск повернется
в обратную сторону на полоборота, при этом используется токо-
несущая пластина 7.
На рис. 220, б показан внешний вид и rабаритные размеры
исполнительноrо механизма типа ДР-1. ОН может работать только
при rоризонтальном положении оси электродвиrателя.
219

Таблица 19
Основные технические данные червячных электроприводов
тнпов А, Б, В, r и Д
Тип Максн- Чнсло
элек. мальвый оборотов Способ оrраннчення Тип н мощность электро
тро- крутящий прнвод- крутящеrо момента двнrателя в квт
прн- МОмент Horo вала
вода в кТ,м В об/мuн
А 2,5 [2 Муфта двусторонняя ФТО,[0/2 0,[
8,0 12 » »
[2,5 60 Реле тока АОС 3[4Ф2 0,6
25 60 » » АОС 324ФА 1,0
15 60 Муфта односторонняя АОС 314Ф2 0,6
Б 25 60 АОС 324Ф2 1,0
» »
[6 16,5 » двусторонняя АОЛ 2[4Ф3 0,27
25 16,5 » » АОЛ 224Ф3 0,4
45 50 Реле тока АОС 4[4Ф2 1,7
80 50 » » АОС 424Ф2 2,8
В 45 50 Муфта односторонняя АОС 4[4Ф2 1,7
80 50 » » АОС 424Ф2 2.8
В 50 12,5 Муфта двусторонняя АОС 3[4Ф2 0,6
[00 12,5 » » АОС 324Ф2 [,о
140 47 Реле тока АОС 5I4Ф2 4,5
225 47 » » АОС 524Ф2 7,0
140 47 Муфта односторонняя АОС 5I4Ф2 4,5
r 225 47 » АОС 524Ф2 7,0
»
[60 11,5 » двусторонняя АОС 404Ф2 [,7
300 11,5 » » АОС 424Ф2 2,8
450 13 Реле тока АОС 51 4Ф2 4,5
750 [3 » » АОС 524Ф2 7,0
Д 450 13 Муфта односторонняя АОС 51 4Ф2 4,5
750 [3 » » АОС 524Ф2 7,0
220

Чаще используется исполнительный электромоторный меха-
низм пропорциональноrо действия типа ПР-1; он состоит из ре-
версивноrо электродвиrателя, редуктора, реостата обратной связи
и конечных выключателей, смонтированных в алюминиевом
корпусе. Число оборотов двиrателя 1500 об/мин, мощность 60 вт.
Концевые выключатели позволяют устанавливать уrол поворота
выходноrо вала от О до 1800_ Продолжительность поворота выход-
Horo вала на 1800 также можно изменять. На выходном валу наса-
а)
5)
.....

з 2 4
5
6
---230
52
80
Рис. 220. Схема электрических соединений (а) и rабарит
ные размеры (б) исполнительноrо мехаНИЗА!а типа ДP 1
жен диск, с помощью KOToporO приводится в действие арматура.
При вращении выходноrо вала изменяется сопротивление реостата
обратной связи по уrлу поворота (рис. 221). Исполнительный меха-
низм ПР-l включается в систему пропорциональноrо автомати-
ческоrо реrулирования, в которой имеется автоматический потен-
циометр или уравновешенный мост с реостатным реrулирующим
устройством и специальный прибор  балансное реле. Движок
реостата реrулирующеrо устройства перемещается в сторону
равновесия измерительной системы (в случае нарушения ero) при
отклонении реrулируемоrо параметра от задаННоrо значения.
На рис. 221, а обозначены: А и Б  реrулирующее устрой-
ство и ero реостат, В и r  Исполнительный механизм и ero рео-
стат, Д  реверсивный двиrатель исполнительноrо механизма,
Е  балансное реле, Ж  контактирующая пластина, Н и К 
контакты цепи питания катушек Л и М балансноrо реле, Н' и к' 
221

контакты обмотки статоров, Л' и м'  катушки цепи питания, O
сердечник балансноrо реле, О'  сердечник реле питания.
Коrда реrулируемый параметр соответствует заданному зна.
чению, движок реостата реrулирующеrо устройства и движок
Tpal1crpopl1a тор ПО/М
r........ .....................,
:Вторичное I
I рме :
I I
I
I
I
I
,
а)
6)
294
152
80
.....
""
.....
Рис. 221. Схема электрических соединений (а) и rабаритные
размеры (6) исполнительноrо механизма типа ПР-1
реостата исполнительноrо механизма занимают среднее положе-
ние. При отклонении реrулируемоrо параметра от заданноrо
значения движок реостата реrулирующеrо устройства смещается
со среднеrо положения, включая цепь питания обмотки одноrо
из статоров. После этоrо электродвиrатель будет вращаться до
тех пор, пока не установится равновесие электрической системы
реостата реrулятора и реостата исполнительноrо механизма.
222

Число конструкций приводов арматуры и исполнительных ме-
ханизмов быстро возрастает. Для удовлетворения требований,
Выдвиrаемых условиями эксплуатации арматуры, проектируются
и применяются приводы с различными сочетаниями кулачков,
пружин и электрических узлов  реле и выключателей. В некото-
рых зарубежных конструкциях в качестве одноrо из составных
элементов привода используют также обrонные муфrы. Быстро
растет также число конструкций приводов арматуры как для по-
зиционноrо, так и для пропорциональноrо реrулирования, так
называемых исполнительных механизмов: ИМ  исполнительный
механизм, БИМ  бесконтактный исполнительный механизм,
ИМИ  импульсный исполнительный механизм, ИМТ  испол-
нительный механизм с электромаrнитным тормозом, который
предназначен для арматуры, требующей для управления значи-
тельных моментов. Так, например, номинальный момент на вы-
ходном валу ИМТ  от 6 до 100 кТ..м, пусковой момент 8
150 кТ,м. Время одноrо оборота выходноrо вала 30120 сек.
В конструкцию ИМ входит электродвиrатель, шестеренчатый
редуктор, конечные выключатели и реостат обратной связи. Ко-
нечные выключатели используются для оrраничения наибольшеrо
уrла поворота выходноrо вала; реrулировка наибольшеrо уrла
поворота осуществляется специальными перемещаемыми кулач-
ками. При отклонении реrулируемоrо параметра от заданноrо
положения в ту или иную сторону ползунок peocTaTHoro датчика
измерительноrо устройства реrулятора сместится, что вызовет
рассоrласование входноro моста реrулятора и в диаrонали моста
возникнет напряжение. Замкнется командный контакт реле pery-
лятора, и вал электродвиrателя исполнительноrо механизма
HagHeT вращаться в таком направлении, при котором изменение
реrулирующеrо opraHa уменьшает отклонение реrулируемоrо
параметра от заданноrо значения. Ползунок реостата обратной
связи исполнительноrо механизма будет также перемещаться
в сторону уменьшения величины рассоrласования входноrо моста
реrулятора и, Korдa рассоrласование станет близким к нулю,
замкнутый командный контакт реле реrулятора разомкнется и
электродвиrатель исполнительноrо механизма остановится. Каж-
дому значению отклонения реrулируемоrо параметра соответ-
ствует определенное положение ползунка реостата обратной связи,
а следовательно, и определенное положение реrулируемоrо ор-
[ана. Исполнительные механизмы имеют также ручное управление
с указателем степени открытия реrулируемоrо opraHa.
Бесконтактные исполнительные механизмы типа БИМ работают
в системах автоматическоrо реrулирования комплектно с бескон-
тактными реrулирующими устройствами типа БРУ и различными
измерительными устройствами, -имеющими реостатные датчики.
При работе этих исполнительных механизмов для управления
используются электрические схемы с применением электроники.
223

4. ЭЛЕктромдrнитный ПРИВОД
С развитием химии, атомной техники и друrих новых отраслей
промышленности все большее значение приобретает обеспечение
надежной внешней плотности арматуры. В настоящее время для
аrрессивных жидкостей, радиоактивных и некоторых друrих сред
в качестве затворов используются вентили с сильфонным уплот-
нением шпинделя. Задвижки для этих целей не применяются изза
а)
Рис, 222. Клапаны с электромаrнитным приводом: а  без защелки;
б  с защелкой
малоrо хода, допускаемоrо сильфонами. Кроме Toro, сильфон
имеет сравнительно малый срок службы, исчисляемый иноrда
несколькими тысячами ходов, Новые широкие возможности от-
крываются применением бесконтактноrо метода управления apMa
туроЙ, при котором ротор электродвиrателя, помещенный внутри
полости арматуры (например, задвижки), отделен стенкой от
статора и приводится в движение путем использования индуктив
Horo поля. В таких конструкциях отпадает надобность в сальни-
ках и сильфонах. Первый шаr в этом направлении был сделан
созданием электромаrнитных клапанов.
На рис. 222 приведены две конструкции фланцевых клапанов
с электромаrнитным управлением. В клапанах с электромаrнит
224

HbIM приводом среда подается «на j{лапан». Эти клапаны, ЙмеlО.
щие Dy :=: 25+40 мм, предназначены для работы на аммиаке
или на фреоне при Р раб:=: 13 кПсм 2 . Электромаrнитный привод
рассчитан на длительный режим работы и может изrотовляться
для постоянноrо тока напряжением 110 или 220 в и переменноrо
тока напряжением 127, 220 и 380 в. Потребляемая мощность при
постоянном токе  до 200 вт. При включении тока сердечник
маrнита втяrивается в катушку и клапан открывается. Чтобы
уменьшить усилие, необходимое для подъема тарелки клапана,
имеется разrрузочный клапан, который открывается при подъеме
сердечника. При этом над поршнем уменьшается давление и под
действием усилия на поршне, создаваемоrо перепадом давлений
и усилия на сердечнике, тарелка клапана поднимается вверх.
При выключении тока перепускной клапан закрывается и тарелка
клапана опускается под влиянием веса деталей подвижной си-
стемы и перепада давлений, действующих в направлении закры-
тия клапана. Для ручноrо управления служит винт, расположен-
ный в нижней части корпуса.
На рис. 222, б приведен электромаrнитный клапан с защелкой.
Диаметры прохода вентилей Dy == 25+ 70 мм. Рабочее давление
Р раб == lб кПсм 2 для проходов 2550 мм и Р раб == б кПсм 2
для клапана проходом 70 мм. Эти клапаны с элеl\Тромаrнитным
приводом применяются для воды и rазообразных сред при тем-
пературе до 1500 С. Привод имеет rлавный электромаrнит для
управления сердечником и электромаrнит защелки для управле-
ния замком. Электромаrниты постоянно отключены от сети и
включаются только для производства переключений клапана.
Отключение производится с помощью путевых выключателей.
Электромаrниты предназначены для работы от постоянноrо тока
110 или 120 в, при работе на переменном токе 220 в применяется
селеновый выпрямитель. rлавный электромаrнит потребляет мощ-
ность не более БОО вт; электромаrнит защелки  не более 300 вт.
Для ручноrо управления служит рукоятка, с помощью которой
поворачивается рычаr, поднимающий тарелку клапана.
При включении тока сердечник втяrивается внутрь электро-
маrнита, открывает разrрузочный клапан и поднимает тарелку
клапана. По достижении BepxHero положения срабатывает за-
щелка и не дает сердечнику опуститься вниз. Подвижная система
остается в подвешенном положении и находится под действием
веса подвешенных деталей и усилия сжатой пружины, располо-
женной в нижней части сердечника. Для закрытия клапана вклю-
чается электромаrнит защелки, и подвижная система опускается
вниз, закрывая седло клапана.
На рис. 223 показан вентиль с электромаrнитным приводом и
мембраной Dy ::::1 50 мм на рабочее давление до Р раб == lб кПсм.
Тарелка клапана соединена с мембраной, повышающей чувстви-
тельность клапана. Применение мембраны создает возможность
15 Д. ф, rуревич
225

эдежной работы клапана при малых перепадах давления (/1,0
0,2 кТ/см 2 ). Открывание клапана осущеСТI:iляется давлением
среды на площадь тарелки. При этом управляющий клапан
находится в закрытом положении, а давление над мембраной по-
степенно снижается, так как надмембранная полость соединена
каналом в направляющем стержне и отверстием в тарелке клапана
с полостью за клапаном. При закрывании клапана соединитель-
ный канал открывается электромаrнитом, и над мембраной соз-
дается давление на пло-
щади большей, чем пло-
щадь тарелки клапана.
Электромаrниты, исполь-
зуемые для управления
клапанами, MorYT быть тя-
нущеrо или толкающеrо ти-
па, но обычно использу-
ются электромаrниты тяну-
щеrотипа. Электромаrниты
MorYT быть использованы
как для постоянноrо, так
и для переменноrо тока,
напряжением 127, 220, 380
и 500 в. По характеру на-
rрузки электромаrниты мо-
[ут предназначаться для
длительноrо режима рабо-
ты (па 100 %) или riOBTop-
ho-кратковременноrо ре-
жима (ПВ 10%) на 400
циклов в час при увели-
ченномтяrовом усилии. Без
ущерба для нормальной
работы электромаrнитов допускается колебание напряжения в пре-
делах +5% +-15% от номинальноrо. Электромаrниты, рассчи-
танные на длительный режим работы (ПВ 100%), MorYT использо-
ваться и на повторно-кратковременном режиме при номинальном
тяrовом усилии и при определенном числе включений. Для элект-
ромаrнитов переменноrо тока серии ЭС1 (ПВ 100%) наибольшее
тяrовое усилие создается при полном втяrивании якоря в катушку,
при смещении якоря на 10 мм тяrовое усилие снижается при-
мерно вдвое. Электромаrниты рассчитаны для установки в верти-
кальном положении  якорем вниз, однако допускается установка
и якорем вверх. Во время эксплуатации трущиеся поверхности
якоря и направляющих латунных скоб должны периодически сма-
зываться тонким слоем техническоrо вазелина.
Электросхемы управления клапаном с электромаrнитным при-
водом и защелкой приведены на рис. 224: для постоянноrо тока
Рис. 223. Клапан с электромаrнитным при-
водом И С мембраной
226

220 в (рис. 224, а) и переменноrо тока 220 в (рис. 224, б). На cxe
мах приняты следующие обозначения: О и З  кнопки «Открыть»
И «Закрыты; эr и ЭЗ электромаrниты rлавный и защелки;
Л  сиrнальная лампа; Kr  контакт rлавноrо электромаrнита;
КЗО  контакт защелки нормально открытый; К ЗЗ  контакт за-
щелки нормально закрытый; R  разрядное сопротивление;
СВ  селеновый выпрямитель; П  предохранитель.
Электромаrнитный привод арматуры получает распростране-
ние блаrодаря возможности использования ero в системах эле к-
о)
СВ '\,2200
а)
220д
о
......
п
R
СВ
п
п
п
fкзз 11
п
укзз 11
п
Рис, 224'. Схемы электрических соединений для управления кла
панами с электромаrнитным приводом с защелкой: а  .!(ля по
стоянноrо тока; б  для nepeMeHHoro тока
трическоrо управления и в связи с быстрым срабатывание!\!.
Арматура с электромаrнитным приводом используется не только
как запорный opraH, но применяется и для целей управления
работой механизмов с пневматическим или rидравлическим при
водом. В последнем случае электромаrнитный привод управляет
трехходовым клапаном либо золотниковым устройством. Такие
конструкции называются распределйтелями. Распределитель MO
жет иметь один либо два электромаrнита управления.
r л а в а 111. rИДРАВЛИЧЕСКИЙ И ПНЕВМАТИЧЕСКИЙ
ПРИВОДЫ
t. rИДРАВЛИЧЕСКИЙ ПОРШНЕВОЙ ПРИВОД
Наиболее важными достоинствами поршневоrо привода. яв-
ляются: возможность использования энерrии рабочей среды,
транспортируемой по трубопроводу при коротких коммуникациях,
простота конструкции и оrраниченное число необходимых дета-
лей. При пр.именении поршневоrо привода оrраничение усилия
15* 227

достиrается наиболее простым методом  оrраничением давления
в приводе. Поршневой привод позволяет создавать большой ход
и большие усилия при поступательном движении. Блаrодаря
этим качествам поршневой привод на мноrих производствах исполь-
зуется для механизации и автоматизации управления задвиж-
ками и вентилями. Мноrие конструкции aP1vlaTYPbI с ручным при-
водом сравнительно просто MorYT
быть переоборудованы на управле-
ние с помощью поршневоrо при-
вода путем использования подруч-
ных материалов. Так, например,
для цилиндров поршневых приво-
дав низкоrо давления в некоторых
случаях используют асбоцемент-
ные трубы, предварительно рас-
шлифованные и доведенные до нуж-
Horo размера. Трубы дешевы и не
корродируют при работе на воде.
Для обеспечения прочности в этих
приводах, например для задвижек
30ч6 (типа «Лудло») , верхняя и ниж-
няя крышки цилиндра стяrиваются
сквозными шпильками, располо-
женными снаружи цилИндра. При-
мер модернизированной конструк-
ции задвИЖКИ 30ч6 для первода
ее с ручноrо управления на пщро-
привод показан на рис. 225. Для
уплотнения зазора между порш-
нем и цилиндром rидропривода
обычно применяются резиновые
манжеты.
На рис. 11 показан клапан
Рис. 225. rИДРОПРИ80Д для парал С rидроприводом, а на рис. 20 
лельной ЗЗ)J;ВИЖКИ задвижка с rидроприводом. Порш-
невые приводы, установленные на
этих конструкциях, двустороннеrо действия, среда подается
попеременно на разные стороны поршня. Движение от поршня
на арматуру передается штоком привода, уплотнение штока осу-
ществляется сальниковым устройством. Реrулировка скорости
закрывания арматуры осуществляется дроссельным устройством,
включенным в подводящую или отводящую линию rидропривода.
Поршневой привод используется также и в реrулирующей
арматуре (см. рис. 56 и 160) и в предохранительной арматуре
(см. рис. 74 и 173).
Конструкция задвижки с внутренним бессальниковым rидро-
приводам изображена на рис. 226. Для открывания и закрыва'
228

ПаропробоfJ состбен
ных НУМО P 5':-71(f/cI12
Рис. 226. За,цвижка с внутренним бессальниковым rИДРОПРИВОJ\ОМ (а) и
схема управления за.цвижкой (6);
1  задвижка; 2  трехходовой клапан; 3  вентиль управлсния
229

Рис, 227. rидропривод для клапана с
фиксациеЙ крайних Положений шари-
ковыми замками
230
ния задвижки в этой конст-
рукции использованы два
поршня одностороннеrо
действия, встроенные в кор-
пусе, управляемые давле-
нием среды из постороннеrо
источника или среды, тран-
спортируемой по трубопро-
воду. Все приводы армату-
[1Ы, как правило, lшеют
рУЧНОЙ привод для управ-
ления арматурой в аварий-
ных условиях; недостатком
этой конструкции является
отсутствие ручноrо дубле-
ра для управления задвиж-
кой.
Недостатком поршнево-
[о привода (rидропривода
I1 пневмопривода) является
необходимость силовоrо за-
мыкания системы для удер-
жания арматуры в откры-
том или закрытом положе-
нии (крайних положениях).
При отсутствии двления
в rидроприводе, Пdан-
ном на рис. 225, задвижка
может самопроизвольно
закрыться под действием
веса деталей, связанных со
шпинделем. Клапан может
открыться под действием
давления под тарелкой кла-
пана при отсутствии давле-
ния в поршневом приводе,
либо закрыться под дейст-
вием веса шпинделя и свя-
зaHHыx с ним деталей. Для
Toro чтобы иметь cTporo
фиксированные крайние
положения клапана, разра-
ботана конструкция пор-
шневоrо rидропривода
с шариковыми замками
(рис.227). В средней верти-
кальной rильзе размещены

два РЯ/I,а шар!iков, IIЗ которых верхний РЯ1\ фиксирует II!IЖlItCt' lЮJlU-
жение тарелки клапана, нижний BepXHee положение, Шарики,
западая в соответствующую кольцевую канавку подпружиненноrо
стакана, удерживают шпиндель в нужном положении, будучи
заблокированы кольцевой обоймой. При движении поршня вверх
верхнее кольцо освобождает верхние шарики, которые выходят
из выточки стакана, а нижнее кольцо блокирует нижние шарики,
удерживая их в кольцевой канавке, и тем фиксирует верхнее
положение поршня и шпинделя.
Обычный rидропривод не приспособлен для точной фиксации
промежуточных положений арматуры; чтобы обеСl1ечить точную
Рис. 228. rидропрнвод для реrулнрующнх J<лапанов
реrулировку положения тарелки клапана, можно применить rидро-
привод конструкции, изображенной на рис. 228, который отли-
чается применением резьбовой пары, С помощью поршня переме-
щается рейка, сцепленная с шестерней, насаженной на rайку.
При вращении rайки перемещается шпиндель. Таким путем соз-
даются большие усилия на шпинделе при малых и точно фикси-
рованных ero перемещениях.
В ряде случаев поршневое устройство используется в арма-
туре как rидравлический тормоз (см. рис, 74 и 173) для обеспече-
ния плавноrо срабатывания механизма и устранения ударов
тарелки клапана по седлу.
rидравлический поршневой привод успешно применяется для
управления дисковыми затворами  I\:руrЛЫ:lШ дисковыми за-
слонкаr--IИ большоrо диаметра.
2. rИДРАВЛИЧЕСI(ИЙ МЕМБРАННЫЙ ПРИВОД
При rидравлическом управлении арматурой наиболее часто
применяется поршневой привод, мембранный rидравлический
привод используется лишь в реrуляторах прямоrо действия, KOr,1,a
рабочей средой является жидкость, В этом случае чаще Bcero
231

применяются резиновые мембраны, но в некоторых случаях и Me'raJi-
лические, которые обычно работают не в качестве силовоrо зле-
мента, а в качестве чувствительноrо и упраВЛЯlOщеrо элементов
(пилотное устройство). Для коррозионных и аrрессивных сред
применяются мембраны из Пластмасс (фторопласты и пр.).
3. ПНЕВМАТИЧЕСКИЙ ПОРШНЕВОЙ ПРИВОД
lидравлические поршневые приводы не MorYT обеспечить бы-
CTporo срабатывания арматуры. В некоторых же случаях срабаты
вание должно происходить в доли минуты, а иноrда и менее ce
кунды; в этом случае для управления арматурой используется
сжатый воздух (или пар). Сжатый воздух используется для управ
ления как запорной арматурой, так и реrулирующей. I(оrда ход
клапана небольшой, применяется мембранный привод, и лишь
при больших перемещениях применяется поршневой. Поршень
при rазообразной рабочей среде имеет манжеты либо поршневые
кольца.
На рис. 20 приведена конструкция поршневоrо привода с внут-
ренним сальником, приrодная лишь в тех случаях, коrда в приводе
используется рабочая среда, транспортируемая в трубопроводе,
и незначительная протечка среды в трубопровод через задвижку
существенноrо значения не имеет, так как при открытой задвижке
среда проходит свободно, а при закрытой  может поступать из
сальника привода лишь в полость крышки, отделенную от трубо-
провода клином. Труднодоступный сальник в эТих условиях не
требует тщательноrо ухода.
В тех случаях, коrда используется не среда, транспортируемая
в трубопроводе, а сжатый воздух BbIcoKoro давления или масло
системы управления, сальник должен быть выполнен таким обра-
зом, чтобы можно было обеспечить систематический уход за ero
состоянием. В этом случае цилиндр привода отделяют от крышки
стойками (см. рис. 11) и вместо одноrо общеrо сальника делают два
(для арматуры и для привода отдельно).
Пневматический пневой привод может быть применн и uдля
управ.ления арматурой при вращении шпинделя или ходовои rаики.
Поршень снабжается зубчатой рейкой, которая сцепляется с ше-
стерней, сидящей на вращаемом валу. Такая передача используется
для управления кранами (см. рис. 30) и вентилями (см. рис. 160).
Пневматический поршневой привод крана со смазкой DIJ ==
== 80 .ММ на условное давление Ру == 16 кпсм 2 без реечной зуб
чатой передачи показан на рис, 229. Вместо зубчатой реечной пере
дачи здесь применен шатунно-кривошипный механизм. Шатун
связан со штоком цилиндра, а кривошип с пробкой. При повороте
пробки крана цилиндр привода также поворачивается на неко-
торый уrол. Необходимое давление воздуха в цилиндре этоrо
привода Р == 5+8 кпсм 2 .
232

ПОflожйие цилин8ра при
открытОI1 кране

 --------------
--t od .9.; ОСЬ тp
п р обоiJа I
:\\ I
 ,
Положение циflинара'l
при закрытОI1 кране /
........._-,./
/
Рис. 229. ПневмаТIJческий поршневой при вод j{pal1a со смазкой
233

Для управления кранаМI1 больших диаметров прохода тре-
буются значительные крутящие моменты, что вызывает необхо-
димость повышенных давлений воздуха в силовом цилиндре 
свыше 10 кпсм 2 . В этом случае работа привода становится не-
устойчивоЙ: движение ПрОI1СХОДИТ неравномерно  рывками.
Чтобы устранить этот недостаток, используют rидроприставки,
с помощью которых работу силоВых цилиндров переводят на
жидкость, Это улучшает динамические свойства привода, причем
а)
о)
з 2 6 j 't
Рис. 230. Схемы четыреХЦИЛИНДРОВblХ ПрИВОДОВ: а  с зубчатой передачей;
б  с рычажной передачей;
1 - насос; 2  ЦНЛИНДР прнвода; 3  ЛllНИЯ под давленнем; 4  зубчатая (рычажная)
передача; 5  ЛНIIИЯ слива; б  распределитель
источником энерrии остается сжатый rаз. Схема работы при-
вода с четырьмя цилиндраМI1 для управ.1Jения краном пр иве-
дена на рис. 230.
В некоторых случаях возникает необходимость сблокировать
управление двумя элементами, например задвижкой и захлопкой,
как это представлено на рис. 231, а. При открывании задвижки 1
здесь принудительно открывается за хлопка 4, расположенная
на приемораздаточном патрубке внутри резервуара, Такие устрой-
ства применяются для дистанционноrо управления приемо-разда-
точными операциями в резервуарных парках нефтеперерабаты-
вающих заводов и нефтебаз.
Задвижка (D y == 200 мм) имеет выдвижной шпиндель и вра-
щаемую rайку, снабженную выходом с кулачковой муфтой, Муфта
передает вращение промежуточному приводу заслонки, закре-
пленному на кронштейне над задвижкой. При открывании за-
/\вижки полый шток промежуточноrо привода с закрепленным на
нем подвижным блоком опускается вниз и таким образом пере-
мещаст трос 2. Трос направляется верхними блоками, проходит
через rидравлический затвор 3 и, поворачивая тарелку захлопки 4,
открывает ее.
234

а)
з
J
о)
2
5 ____-.
4
з -.
Рис, 231, Сблокированный привод управления задвижкой и gахлопкой:
а  схема работы привода; б  промежуточный при в од
235

Шпиндель 2 промежуточноrо привода (рис. 231, б) получает
вращение от кулачковой муфты 1. Блаrодаря неподвижной rайке 4
полый шток 5 получает поступательное движение и перемещает
ПОДВИЖНОЙ блок, закрепленный на ero верхнем конце. Механизм
промежуточноrо привода расположен в корпусе 3, установленном
на кронштейне, закрепленном на стенке резервуара.
В случае необходимости ручноrо управления, например при
несрабатывании привода задвижки, наружный конец троса отсоеди-
няется и с ero помощью управление захлопкой производится
вручную.
4. ПНЕВМАТИЧЕСКИЙ МЕМБРАННЫЙ ПРИВОД С РЕЗИНОВОЙ
МЕМБРАНОЙ
в трубопроводной арматуре широко распространен мембран-
ный ПРИВОД с резиновой мембраной. Мембраны изrотовляются из
резины толщиной 24 мм с тканевой прокладкой или без про-
а)
 CPL 
I  Фd , I
1 . 
",'\.j , ".
I[
8)
 ФD
I L Фd
m!%
tJQ
о)
1.. ФD 
I ... Фd "'i I
K"" . tr .  .  .. 'j
. 
7;!:I
fql(

е)
Рис, 232. Пневматический мембранный привод:
а  с плоской мембраной; б  с плоской собран-
ноЙ (<<вялой») мембраной; в  с формованной мем-
браной; е  конструкцня
кладки. По форме сечения мембрана может быть плоской, плоской
собранной и формованной (рис. 232). Плоская и плоская собранная
мембраны изrотовляются из листовоЙ резины. В плоской мембране
отверстия под болты и на фланцах совпадают. Плоская собранная
мембрана имеет отверстия под болты, расположенные по окружно-
сти большеrо диаметра, чем во фланце, блаrодаря этому при уста-
236

вовке мембраны в ПрНВОД ОНа приобретает воrнутую форму
Формованная мембрана приобретает воrнутую форму при изrо-
товлении ее в прессформе; она имеет наименьшую жесткость,
следовательно, обладает наиболее целесообразной формой. Во
всех случаях передача усилия с мембраны на шток осуществляется
с помощью опорноrо диска или rрибка, образующеrо для мембраны
опорную ПЛощадку.
Наиболее широко мембранный привод с резиновой мембраной
применяется в реrулирующей арматуре, rдe он носит Назва-
ние пневматическоrо мембранноrо исполнительноrо механизма
(рис. 232, е). С ero помощью производится перемещение и уста-
новка реrулирующеrо (дросселирующеrо) элемента  плунжера
в соответствии с сиrналом, поступающим от командноrо устройства.
Пневматический мембранный исполнительный механизм может
работать с пружиной или без нее, по этому признаку мембранные
исполнительные механизмы подразделяются на пружинные и бес-
пружинные.
В пружинных пневматических мембранных исполнительных
механизмах сжатый воздух перемещает мембрану, а опорный
диск или rрибок, опускаясь, сжимает пружину возврата. Обратный
ход совершается под действием пружины. В беспружинных меха-
низмах перемещение мембраны и rрибка в обе стороны осуще-
ствляется сжатым воздухом, rазом или жидкостью, либо с по-
мощью rруза.
В зависимости от характера движения пневматические мембран-
ные исполнительные механизмы можно разделить на ПРЯМОХОk
ные  с выходным штоком, совершающим возвратно-поступа-
тельное движение, и с колебательным движением выходноrо ры-
чаrа. Первые применяются часто, вторые  редко.
Для управления приводами с резиновой мембраной приме-
няется командное давление воздуха 0,21,0 кпсм 2 .
Стандартом (rOCT 988761) установлены размеры мембран
и ходов привода пневматических и мембранных исполнительных
механизмов, приведенные в табл. 20.
Диаметр опорноrо диска d составляет 0,750,85D.
В приводах без позиционноrо реле, при рассоrласовании в 1 %
действительноrо перемещения выходноrо звена и перемещения,
соответствующеrо давлению сжатоrо воздуха при данном поло-
жении, минимальное усилие, развиваемое ПрИВОДОl\!, должно быть
не менее указанноrо в табл. 21.
Привод должен обеспечивать пропорциональную (линейную)
зависимость между командным давлением и ходом. Максималь-
ные отклонения от линейной зависимости по абсолютной вели-
чине не должны превышать 4 % от полноrо рабочеrо хода штока.
Конструкция мембранных исполнительных механизмов должна
допускать возможность установки позиционноrо реле, пневмати-
ческих или электрических конечных выключателеЙ. Привод
237

Расчетный диаметр заделки и рабочий ход мембраны
(по [ОСТу 988761)
Таблuца 20
Расчетный диаметр заделки I 125 I 160 I 200 I 250 I 320 I 400 I 500
мембраны D в мм
Полный рабочий ход BЫ 4 4     
ходноrо Зflена h в мм 6 6 6    
10 10 10 10   
16 16 16 16 16  
 25 25 25 25 25 25
  40 40 40 40 40
   60 60 60 60
     100 100
Таблuца 21
Niинимальное усилие привода при рассоrласовании хода в 1%
Расчетный диаметр за 125 160 200 250 320 400 500
делки мембраны D в мм
Минимальное усилие 0,63 1,0 1,6 2,5 4,0 6,3 10
Qmin в Kr
должен иметь указатель хода со шкалой. При ходе штока более 16.мм
цена деления должна быть равна 10% от полноrо рабочеrо хода,
при величине хода штока 616 .мм включительно цена деления
шкалы равна 25 % от полноrо хода.
Привод должен работать нормально в любом положении при
температуре от зо до +500 С. Полость привода должна быть
рассчитана на давление Ру === 2,5 к[/с.м 2 и Ру >= 4 к[/см 2 . [идра-
влическое испытание на прочность стенок полости привода про-
изводится соответственно при давлении 4 и 6 к[/см 2 . Предвари
тельное сжатие пружины устанавливается ТaIШМ, чтобы движение
штока начиналось при давлении на мембрану Р === 0,2 ::t
::t 0,05 кТ/см 2 ,
На рис. 53 показаны пнеВI\Iaтические мембранные при воды
с rрузовым наrружением, применяемые в реrуляторах давления
прямоrо действия «после себя» и «до себя».
На рис, 48 и 49 приведены конструкции пневматических мем-
бранных механизмов с пружиной, применяемые в реrулирующих
клапанах.
При сжатии пружины возникает крутящий момент и, чтобы
этот момент не оказал влияния на характеристику пружины, для
опоры пружины сжатия обычно используется шариковый упорный
238

подшипник. Сальники реrулирующих клапанов делаются со смаз-
кой, а шпиндель применяют минимальноrо диаметра, чтобы
уменьшить силу трения, создающую нечувствительность меха-
низма.
В конструкциях пневматических мембранных приводов, при
веденных на рис. 48 и 49, для перехода со схемы НО на схему НЗ
необходимо снимать верхнюю и нижнюю крышки корпуса и пере-
(1)
Исполнение НО
ПОlrl1зано
УСЛО(}НО
Исполнение НЗ
Рис. 233. Пневматический мембранный,
реверсивный привод со сменными ro-
ловкой и опорным диском мембраны
tюрачивать плунжер, устанавливая ero в обратном направлении.
В конструкциях приводов реrулирующих клапанов, показанных
на рис. 108, использован друrой принцип. Плунжер сохраняет
постоянное положение и в зависимости от схем НО и НЗ KOHCTPYK
ция привода имеет свои особенности. Недостатком этоrо способа
является увеличение числа конструкций приводов.
Более целесообразно осуществлен переход со схемы НО на
схему НЗ путем реверсирования движения привода в уrловых pery-
лирующих клапанах, показанных на рис. 233. (Они предназна-
чены для работы при Ру == 64 кПсм 2 и при t  3500 С. Условные
диаметры Dy == 6...;---25 мм. ДЛЯ уменьшения влияния температуры
сальник вынесен далеко от полости среды, а крышка снабжена
ОХЛаждающими ребрами.) В клапанах НО пружина верхним кон-
цом упирается в опорный диск мембраны, а нижним  ВО втулку,
239

ввинченную в буrель и образующую неподвижНую опору
(рис. 233, а). В клапанах НЗ пружина верхним концом упи
рается в неподвижную чашку, а НИжним  во втулку, навинчен-
ную на шпиндель (рис. 233, б). Таким образом, в клапанах НО
шпиндель приводится в движение верхней частью пружины,
,
1
1
I
I
I
j,
1
А :
r
I
I
I
I
LlJ
к Оерхней заслонке
[' { )
"
"
"
"
11
"
"
ф-
к нижнеu заслощ(е
Рис. 234. Пневматический мембранный
привод для поворотных заслонок
отжимающей ero вверх; в клапанах НЗ  нижней частью, отжи
мающей ero вниз. Подача воздуха в клапанах НО производится
в верхнюю полость мембраны,' в клапанах НЗ  в нижнюю.
Сами реrулирующие клапаны, работающие по схемам НО и НЗ,
ничем друr от друrа не отличаются.
Наиболее удачное решение задачи реверсирования направле-
ния действия привода для работы клапанов по схемам НО и НЗ
представлено в реrулирующем клапане,изображенном на рис.121.
Пр!! работе по схеме НО нижняя часть пр ужины упирается через
240

подвижную rильзу в корпус привода, а верхняя часть  в шпин-
дель с помощью упорной шайбы и двух стопорных raeK. При ра-
боте по схеме НЗ пружина верхним концом упирается в непо-
движное резьбовое кольцо с помощью упорноrо фланца, а ниж-
ним  в шпиндель через подвижную rильзу и две стопорные
rайки. При этом решении не требуется никаких дополнительных
деталей для перехода со схемы НО на схему НЗ.
На рис. 234 приведена конструкция пневматическо!'о мембран-
Horo исполнительноrо механизма, которая может быть исполь-
зована для одной или двух пово-
ротных заслонок, либо для друrой
арматуры, управляемой поворотом
вдущеrо вала. Представленная
конструкция предназначена для
управления двумя мноrостворча-
тыми заслонками. Последние с по-
мощью тяr соединены с рычаrами,
концы которых снабжены ролика-
ми и скользят по профилированной
поверхности кулачка. Шток мемб-
paHHoro пневматическоrо привода
поворачивает зубчатый сектор,
сцепленный с шестерней, сиДящей
на оси ролика. При перемеще-
нии штока поворачивается сектор,
при этом поворачивается кулачок,
управляющий рычаrами, и створки
заслонок занимают необходимое J  лопасть;
положение.
Как поршневой, так и мембранный привод создают поступатель-
ное движение, преобразование ero во вращательное осуществ-
ляется применением реечно-зубчатых либо рычажно-поворот-
ных механизмов. Весьма заманчива перспектива создания rидро-
или пневмопривода для арматуры, который обеспечивал бы
вращательное движение на выходном валу. Во мноrих случаях
(краны, заслонки идр.) для управления арматурой достаточен пово-
рот выходноrо вала на 900. Это может быть обеспечено применением
лопастноrо привода, схема работы KOToporo приведена на рис. 235.
Поворот вала привода происходит при подаче воздуха или воды
с одной .стороны лопасти. Несмотря на простоту конструкции
лопастной привод не получил распространения ввиду сложности
обеспечения плотности между корпусом и лопастями. Эта кон-
струкция может быть использована и как rидравлический тормоз
для предотвращения удара в обратных поворотных клапанах (за-
хлопках) и в друrих случаях.
16 Д. Ф. rуревич
f
2
3
Рис. 235. Лопастной п неВМОI'ИДрО
привод:
2  корпус принода;
3  упор
241

5. ПОЗИЦИОННОЕ РЕЛЕ
ДШI высококачественноЙ работы lIIембранноrо исполнитель-
Horo механизма необходимо, чтобы ero пороr чувствительности был
низким, т. е. он должен отзываться на малеЙшее изменение давле-
ния воздуха, Между тем наличие сил трения в сальнике, а также
между седлом и плунжером (в связи с возможным прижатием
плунжера боковой струей в корпусе клапана) и жесткость мем-
браны создают условия, при которых не всякое увеличение давле-
ния вызовет изменение положения плунжера. Чтобы плунжер
переместился в новое положение, необходимо такое увеличение
а} о)
5
ЗI 
2
(Оl1аноное ,
iJuОЛеНl1е t С//(uтыи t Раоочее
?треi!ljЛЯ- боз8ух lJufJление
тора) (из сети)
Рис. 236. Принципиальные схемы
работы позиционных реле: а  реле
с рычажной передачей; б  реле
с пружиной
давления на мембране, которое создает приращение усилия больше
силы трения. Для перемены направления движения плунжера
необходимо на штоке изменить усилие на величину, вдвое большую
силы трения.
Для малых перемещений на мембране создается малое измене-
ние давления. Так, например, для изменения хода штока на 1 %
командное давление на мембране изменится на 0,008 кпсм 2 , что
создает небольшую перестановочную силу. Помимо этоrо, при
работе реrулирующеrо клапана на БОо1ЬШИХ перепадах давлений
неизбежная статическая и rидродинамическая неуравновешен-
ность плунжера создает дополнительные усилия вдоль плунжера,
изменяющиеся в зависимости от режима работы реrулирующеrо
клапана. Все эти явления искажают зависимость между ходом и
давлением и вызывают соответствующие искажения изменений
реrулируемоrо параметра по отношению к величине командноrо
давления воздуха.
Для ликвидации или уменьшения влияния этих нежелатель-
ных явлений применяются позиционные реле (позиционеры).
Используя вспомоrательные ИСТОЧНИКII с повышенным давлением
воздуха (до 2 кпсм 2 ), эти реле в случае несоответствия положения
штока привода КОl\Iандному давлению повышают давление на
мембране до тех пор, пока это несоответствие не будет устранено.
242

Принципиальная схема позиционноrо реле с рычажной пере-
дачей приведена на рис. 236, а. На мембрану реrулнрующеrо
клапана подается сжатый воздух из сети давлением до 2 кПсм 2 ,
Изменение давления на мембране производит позиционное реле
в зависимости от командноrо давления, подаваемоrо реrулятором
(левое плечо рычаrа), и положения штока привода (правое плечо
рычаrа). Сжатый воздух из сети подается в камеру 1, откуда он
поступает в мембранный исполнительный механизм. Реrулирова-
ние давления на мембране осуществляет клапан 2, имеющий верх-
нее и нижнее седла. Нижним седлом реrулируется подача сжатоrо
воздуха, верхним  выпуск ero в атмосферу.
Так как над мембраной полость закрыта, то в установившемся
положении реrулирующеrо клапана клапан 2 позиционноrо реле
должен занимать такое положение, при котором весь поступаю-
щий через нижнее седло воздух будет успевать выходить через
верхнее седло, сохраняя при этом необходимое давление на мем-
бране привода. При нарушении этоrо условия давление на мем-
бране будет повышаться либо понижаться. Если пренебречь вели-
чиной изменения paBHoBecHoro положения клапана 2, которое
относительно невелика, то указанное условие будет примерно
сохраняться, коrда величина хода вверх сильфона 3 будет про-
порцианальна ходу вниз штока 4. При этом условии точка пово-
рота рычаrа 5 сохранит свое положение. При изменении команд-
Horo давления левое плечо поднимется или опустится, вызывая
подъем или опускание клапана 2, что, в свою очередь, вызовет
соответствующее изменение давления на мембране,
Равновесное положение клапана восстановится, коrда под дей-
ствием изменения давления шток 4 изменит свое положение так,
что точка вращения рычаrа 5 примерно сохранит свое положение.
Таким образом обеспечивается соответствие между командным
давлением и положением штока 4 независимо от сил трения, про-
тиводавления и друrих усилий, действующих на штоке 4, так как
повышение давления на мембране будет происходить до тех пор,
пока шток не будет приведен в нужное положение, соответствую-
щее командному давлению.
Как видно из приведенноrо описания, ПОЗИlщонное реле по прин-
ципу действия является пропорциональным реrУJJЯТОРОМ с обрат-
ной связью, осущеСТВJJенной по положению реrулнрующеrо элемен-
та. На рис. 236, 6 предстаВJJена принципиальная схема позицион-
Horo peJJe друrоrо типа. В этой конструкции обратная связь осуще-
CTBJJeHa рычаrом 8, действующим на клапан 1 в полости 2 позицио-
нера через ,пружину 4. Клапан позиционноrо реле уравновеши-
вается усилием (вниз) пружины, зависящим от ПОJJожения штока 7
мембранноrо ИСПОJJнительноrо механизма и усилием (вверх), зави-
сящим от даВJJения среды на неуравновешенную ПJJощадь СИJJЬ-
фона 3 и жесткости сильфона. Передача движения от штока 7 на
рычаr 8 осущеСТВJJяется TOJJKaTeJJeM б и рычаrоы 5.
16* 243

Позиционное реле крепится к реrулирующему клапану сбоку
(рис. 237). Сжатый воздух из сети (рабочее давление привода)
поступает в камеру 1 после редуцирования клапаном 2, откуда
подводится в привод на мембрану. Командное давление подается
в сильфон 3. При повышении командноrо давления сильфон
удлиняется и сжимает пружину 4. При этом клапан 2 поднимается
Командное да(}ление
(от рееулятора)
РаМJчее 8абленuе
( из сети)
Сжатый
(}оз{}ух
Рис. 237. Конструкционная схема позиционноrо
реле с пр ужиной

I
вверх, увеличивая подачу воздуха и уменьшая выпуск. Давление
над мембраной возрастает, и шток 7 начинает перемещаться вниз.
Рычаr 5, связанный при помощи тяrи 6 со штоком 7, действует
на рычаr 8, который своим концом сжимает пружину 4 и тем самым
заставляет клапан 2 опуститься книзу. Равновесное положение
клапана установится тоrда, коrда усилие от пружины сравняется
с усилием, передаваемым сильфоном. Передаточное отношение
между рычаrами 5 и 8 может реrулиров'аться с помощью перестав-
Horo опорноrо ролика, блаrодаря этому позиционное реле может
обеспечивать работу мембранных приводов с различными ходами
от 10 до 60 мм.
244

Рабочее давление, командное и давление на клапане контроли-
руются с помощью трех манометров, С помощью крана 9 позицион-
ное реле может быть отключено от пневматическоrо привода и
тоrда командное давление будет подаваться непосредственно
в полость над мембраной.
Более компактная конструкция
позиционноrо реле показана на
рис. 238. Принцип действия этоrо
реле заключается в следующем,
Командное давление воздуха по-
дается в камеру 1 между двумя
мембранами, имеющими разную
эффективную площадь. Давление
командноrо воздуха создает уси
Лие, подымающее ПО)1:ВИЖНУIO си-
стему вверх. На мембраны сверху
вниз действует усилие пружины 2,
РIJО(}Ч8е iJlJf}ленuе (IiJ сети)
Рис, 238. Повиционное реле с двумя
мембранами
'"
::1
t;'
t:;

""'"
 .
",'"
",,'"
","'-
t>t:
'"
",'--

ПридаВ
.'7 ;;;;;;Це
Рис. 239. Положение позиционера на ре-
rулирующе:\! клапане
реrулируемое выходным стержнем 3, который, будучи подведен
к ПОДвИжной системе реrулирующеrо клапана, например к опор
ному диску мембраны, осуществляет обратную связь в системе.
Рабочее давление из сети подается в полость 4, откуда воздух,
дросселируемый клапаном 5, подводится в полость мембранноrо
привода.
При подаче командноrо давления в полость 1 позиционера, обе
мембраны подымаются вверх в зависимости от величины команд-
Horo давления и положения ВЫХОДноrо стержня, т. е. в зависимости
от положения штока мембранноrо привода. Если положение штока
245

мембранноrо привода не соответствует заданной ве.личине команд-
Horo давления, то клапан 4 заЙмет положение выше или ниже,
в полости мембранноrо привода давление будет повышаться или
понижаться, шток привода и выходной стерженьЗ переместятся,
сжимая пружину , Усилие на мембранах позиционноrо реле из
менится, и они займут такое положение, при котором шток мем-
бранноrо привода будет также занимать положение, соответствую
щее величине командноrо давления.
Пример установки позиционноrо реле на реrулирующем КЛа-
пане, работающем по схеме НО, приведен на рис. 239.
6. ПРИВОД С МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ МЕМБРАНОЙ
В тех случаях, коrда на мембрану действует высокое давление,
высокая температура или коррозионная среда, используются
металлические мембраны, изrотовляемые обычно из тонкой листо
вой стали Х18Н10 толщиной 0,20,3 мм. Мембрана состоит из
одной или нескольких пластин.
Недостатками металлических мембран являются малый допу
скаемый ход и значитеЛьная жесткость мембраны. Для мембраны
из стали Х18Н10 толщиной 0,2 мм предельными можно считать
величины, указанные в табл. 22. Значения h приведены относи
тельно плоскости заделки. Для обеспечения длительной работы
I
мембраны целесообразно применение HtrapToBaHHoro материала
марки Н. Мяrкий материал марки М имет более высокую корро-
зионную стойкость и создает меньшую жесткость, но мембраны
из этоrо материала обладают пониженной долrовечностью при
циклическоЙ наrрузке.
ТаБЛllца 22
Предельно допустимые величины хода металлических мембран
I 25 \ 40 I 60
Диаметр заделки мембра I
ны D в мм
ПредельныЙ ход 1I [J ММ I :1:0,12 I :1:0,16 I :1: 0,22
Анализ показывает, что в системе мембрана  пружина, ПрlI
меняемой в реrуляторах давления прямоrо действия, жесткость
мембраны имеет решающее значение, ПОЭТОМУ для повышения чув
СТВlIтельности реrуляторов (редукционных клапанов) целесо-
образно применять мембраны возможно большеrо диаметра.
Во время испытаний однослойные мембраны толщиной 0,2 мм
с опорными дисками при статической наrрузке выдерживали давле-
ние: при D == 25 мм Р == 200 кЛсм 2 , при D == 40 мм Р ==
с== 150 KI/CM 2 , при D == 60 мм Р == 70 кпсм 2 . После соответ-
ствующей проверки указанные величины давлений, вероятно,
можно будет значительно повысить.
246

Необходимо учитывать, что с повышениеы давления умень-
шается срок службы мембраны. Конструкции реrуляторов давле
ния с пилотным управлением, в котором используется внутренний
импульсный механизм с металлической мембраной, показаНы на
рис. 56 и 151.
7. ДИСТАНЦИОННОЕ УПРАВЛЕНИЕ АРМАТУРОЙ
Дистанционное управление арматурой и наблюдение за CTe
пенью открытия может осуществляться несколькими способами.
Дистанционное управление с ручным приводом. Пр И этом спо
собе управления изменение степени открытия арматуры осуще-
ствляется периодически, физическими усилиями оператора. Mexa
низм дистанционноrо управления в этом случае состоит в OCHOB
ном из передаточных валов, шарнирных муфт (типа шарниров
[ука) и конических передач.
При ручном дистанционном управлении часто используются
колонки дистанционноrо управления, с которых оператор осуще-
ствляет управление арматурой. Некоторые из схем дистанцион-
ной передачи при ручном управлении с ручным приводом приве-
дены на рис. 201 и 202.
Ручное дистанционное управление с испоЛьзованием приводов.
В этом случае арматура, имеющая электрический, rидравлический
или пневматический привод, открывается или закрывается по
команде с пульта управления в зависимости от показаний соот-
ветствующих приборов, контролирующих ход технолоrическоrо
процесса или работу arperaToB. Включение приводов производится
периодически. Ручное дистанционное управление приводами
может осуществляться с применением КДУ или без них.
При электрическом дистанционном управлении трубопровод-
ной арматурой широкое применение имеют КДУ  колонки
дистанционноrо управления (рис. 240). Они существуют в не-
скольких модификациях, отличающихся друr от друrа конструк-
тивными особенностями и мощностью. КДУ состоит из электро
. двиrателя, редуктора и peocTaTHoro датчика положения выходноrо
вала исполнительноrо механизма КДУ. К реостатному датчику
для дистанционноrо контроля степени открытия арматуры при
соединяется вольтметр. Наибольший уrол поворота выходноrо
вала КДУ 900.
Колонки дистанционноrо управления (КДУ) имеют ручное
управление с помощью маховиков на случай отсутствия электро-
энерrии.
Дистанционное управление задвижками с rидроприводоы OCY
ществляется по различным схемам в зависимости от конкретных
условий их работы. Одна из универсальных схем управления
задвижками с rидроприводом приведена на рис. 241.
Для наблюдения за степенью открытия арматуры I\lOrYT быть
I1спользованы два метода: позиционный метод с применением
247

сиrнальных ламп и метод непрерывноrо наблюдения с помощью сель
синов. В первом случае полное открытие или закрытие арматуры
сиrнализируется сиrнальными лампами, включаемыми концевыми
выключателями, во втором случае возможность наблюдения за
степенью открытия арматуры обеспечивается применением сле-
дящей системы, образуемой сель
синомдатчиком и сельсином-пр и-
емником.
Автоматическое позиционное
дистанционное управление. Более
совершенным способом управле-
6)
Рис. 240. Колонка дистаНЦИОНIJоrо
управления типа Кдy II/ПК: авнеш
ний вид колонки; б  схема BHYTpelI
них электрических соединений
ния арматурой являются способы управления, осуществляемые
автоматически с помощью соответствующих приборов. Приборы
реаrируют на изменение реrулируемоrо параметра, в связи с чем
на исполнительный механизм подается соответствующая команда.
Исполнительным механизмом в этом случае может служить элект-
ропривод, rидропривод или пневмопривод.
В зарубежной практике начинают применять для дистанцион-
Horo управления задвижками электроrидравлический привод,
который, имея линию обратной связи, обеспечивает плавное откры-
тие и закрытие арматуры. На рис. 242 электродвиrатель 1 с по-
мощью насоса 2 HarHeTaeT рабочую жидкость (масло) через pery-
лятор давления 3 с перепускным клапаном и обратный клапан 4
в аккумулятор 5. Фильтр 6 обеспечивает отсутствие твердых
частиц. Золотниковое устройство 7 производит реrулирование и
переключение подачи масла в цилиндр путем поворота BOKpyr оси 8.
Установочная пружина 9 и реrулировочный винт 10 обеспечивают
необходимую реrулировку. Соленоид 11 служит для приема по
линии 12 электрических импульсов с пульта управления, он
248

поворачивает в ту или друrую сторону золотник 7 для изменении
направления движения поршня цилиндра 16.
Для обратной связи служат: плоская пружина 13, закреплен-
ная на втулке 15, поддерживающая ролик, движущийся по
кулачку 14. Коrда в систему привода с пульта управления либо
от датчика системы автоматическоrо реrулирования поступает
электрический импуЛьс, срабатывает
соленоид 11 и поворачивает соответ-
ственно золотник 7. Поршень 16 пере-
мещает шток задвижки, а вместе с ним
и кулачок 14. Ролик, катящийся по
кулачку и прижатый к нему пружи- 12
ной 13, перемещает клапан золотни-
KOBoro устройства, чем осуществ-
ляется обратная связь и создается
плавное открытие и закрытие за-
движки. Величина хода клапана зо-
лотника оrраничивается силой при-
тяжения соленоида и реrулировоч-
ным винтом 10.
На рис. 243 приведена схема ди-
станционноrо управления пробковым
краном. Пробка крана 1 поворачи-
вается с помощью поршневоrо пнев-
мопривода 3, работающеrо под дейст-
вием маrистральноrо rаза, пропу-
щенноrо через фильтр-осушитель 4.
Перед началом поворота пробки
в кран через мультипликатор 2
подается смазка, с помощью которой
пробка несколько приподнимается.
Управление работой пневмопривода
осуществляется при помощи электро-
маrнитных клапанов 5. Конечные
выключатели 6 по окончании хода выключают подачу rаза в пнев-
мопривод. В случае необходимости можно осуществлять ручное
управление краном с помощью маховика 7. Кнопка открытия
(КО) 8 и кнопка закрытия (КЗ) 9 служат для включения соответ-
ствующеrо электромаrнитноrо клапана. Кнопка сброса 10 и доба-
вочные Сопротивления 1СД и 2СД 11, педаль ручноrо управле-
ния 12 и электромаrниты клапанов 13, 14 и 15 обеспечивают
работу системы. Коrда кран открыт, на щитке управления rорит
зеленая лампа ЛЗ. В начале закрывания электромаrнит 14, реле
Р М и сиrнальное реле РО обесточиваются, а на щитке заrо-
рается белая лампа Л Б. Включенные одновременно белая и
зеленая лампы показывают, что идет поворот пробки. В конце
хода закрывания обесточивается соленоид 15 и срабатывает
249
(f
10 09
r
0,8
б -11\\
5
/;1'/;
Рис. 241. Принципиальная схема
упраВJlения задвижками с rидро-
приводом:
1 резервуар с рабочеЙ жидкостью;
2 иrольчатыЙ вентиль; 3 ручной
насос; 4перепускноЙ клапан; 5 
ручной мноrоходовоЙ вентиль; б 
линия к управляемым заДDнжкам;
7электропрнводной мноrоходовой
вентиль управления задвижками;
8реверсивныЙ клапан; 9MaIIO
метр; 10СПУСКI\ОЙ кран; 11 I\асос
с электропрнводом; 12  обратныЙ
клапан

з
/ч
Mt3
 I ;;-
«. :::r,
""
Рис, 242. Принципиальная схема управления задвиж.
кой с электроrидравлическим приводом
Рис. 243. Схема дистан
ционноrо управления кра-
ном
Pa2
+22а8
РВ
If
РО
РЗ
РЗ2
б
з
250

сиrнальное реле Р 3. Зеленая лампа при этом raCHeT, остается ropeTb
белая лампа. Как ТОЛЬКО закрылся кран, замыкается реле вре-
мени РЕ, ВНОВЬ открывается электромаrнитный клапан 14 и смазка
под давлением поступает в смазочные канавки крана и зазоры,
чем улучшает rерметичность крана.
Кнопки дистанционноrо управления: открывания  КО и за-
крывания  К3 имеют собственные электромаrниты и остаются
ВТЯНУТЫМИ до конца операЦИIl.
7 5 8
Рис. 244. Схема реrулирования давления прн помощи пробковоrо крана; а 
rазопровод BbICOKoro )J,аВЛеИИЯ; б  rазопровод с отреrулированным давлением;
1  пробковый кран,реrулятор; 2  БЛОКlIРОВОЧllые проходные краны; 3  лиНия
подаЧll rаза в ПllеВМОСllстему; 4  фнльтр; 5  rазовые редукторы; 6  водоотделитель;
7  предохраllнтельный клапан; 8  реrулятор давления; 9  отбор реrулнруемоrо
давления; 10  подача rаза в реrулятор давлеllИЯ; 11  пневмолиння управлеНlIЯ краном;
12  переПУСКlIОЙ кран; 13  рукоятка ручноrо реrулнроваНlIЯ; 14  золотниковый
механнзм с указанием степеии ОТКРЫТlIЯ; 15  MaXoBlIK ручноrо управления
Автоматическое непрерывное дистанционное управление про
порциональноrо действия. При этом способе управления непре-
рывному изменению реrулируемоrо параметра соответствует не-
прерывное изменение положения реrулирующеrо (дросселирую-
щеrо) элемента. Наиболее часто такое управление осуществляется
с помощью пневматическоrо мембранноrо исполнительноrо меха-
низма или с помощью электромоторноrо исполнительноrо меха-
низма типа ПР-l, ИМ и др.
На рис. 244 приведена схема реrулирования давления при
помощи пробковоrо крана. Управление краном осуществляется
поршневым rидроприводом, рабочей средой KOToporo является
масло. Источником энерrии является сжатый rаз, транспортируе-
мый по трубопроводу.
Приведенные выше примеры конструкций и схем не оrрани-
чивают возможностей дистанционноrо управления арматурой.
Схемы и конструкции, применяемые для этой цели, непрерывно
251

совершенствуются и усложняются по мере усложнения задач,
выдвиrаемых для решения в этой области. Развитие дистанцион-
Horo управления идет в направлении от простых механических
передач с применением валов, тросов, шарниров и цепей к электро-
приводу, пневмоприводу и rидроприводу с применением раз-
личных элементов автоматики.
Задачи дистанционноrо управления арматурой, например
маrистральных трубопроводов, отличаются от задач дистанцион-
Horo управления арматурой в технолоrических системах нефте-
перерабатывающих заводов или энерrоустановок. В соответствии
с этим и схемы дистанционноrо управления имеют свои особен-
ности. Наиболее ярко требования дистанционноrо управления
предъявляются к арматуре, работающей на линиях транспор-
тировки или в зоне влияния радиоактивных сред, коrда дистан-
ционноrо управления требует арматура не только при выполне-
нии технолоrическоrо процесса, но и при промывке, ремонте
или замене арматуры.
Дополнительные требования в отношении взрывобезопасности,
недопустимости искрообразования заставляют в ряде случаев
использовать не электропривод, а пневмо- или rидропривод.
Таким образом, окончательное решение при выборе схемы и
способа дистанционноrо управления принимается с учетом ряда
различных факторов экономическоrо и техническоrо характера.

ЧАСТЬ ВТОРАЯ
КОНСТРУИРОВАНИЕ
ТРУБОПРОВОДНОЙ
АРМАТУРЬ)

РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ
В АРМАТУРОСТРОЕНИИ .
r л а в а 1. ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
КОНСТРУКТИВНЫХ МАТЕРИАЛОВ
1. ПРОЧНОСТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
в арматуростроении используется большое число разнообраз-
ных материалов: чуrуны, стали, цветные металлы и сплавы,
пластмассы, набивочные и прокладочные материалы и т. д. В этом
разделе приведены краткие сведения об основных свойствах MaTe
риалов, применяемых в арматуростроении, более подробные дан-
ные приводятся в разделах, [де освещены вопросы расчета п
конструирования деталей.
Технолоrия изrотовления детали (отливка, прокат, поковка,
штамповка и т. д.) оказывает значительное влияние на свойства
материала, поэтому свойства материала целесообразно уточнить
с учетом условий изrотовления детали. Такие данные приводятся
в rлавах, rде указаны свойства материалов при различных усло-
виях работы, необходимые для расчета и конструирования с учетом
технолоrии изrОТОБления деталей.
Область применения материала зависит от результатов оценки
целоrо комплекса ero свойств, с учетом необходимой долrовеч-
ности конструкции и стоимости материала, Из этоrо комплекса
можно выделить основные Сt.юйства, которые являются решаю-
щими. Например, для деталей, работающих при высоких давле-
ниях на химически нейтральных средах, основным свойством
является прочность металла; для арматуры, работающей на
аrрессивных или коррозионных средах при низких давлениях,
важнейшим свойством является коррозионная устойчивость мате-
риала в данной среде при соответствующей концентрации и
температуре. Прочность металла в последнем случае не имеет
решающеrо значения и во мноrих случаях при этих условиях
применяются пластмассы, имеющие по сравнению с металлами
значительно меньшую прочность, но высокую химическую стой-
кость. Для прокладочных и набивочных материалов решающими
свойствами являются упруrость и пластичность. При наличии
матер иалов с одинаковыми свойствами используется более дешевый.
255

к.оrда своиства материалов не равноr.tенны и более дороrоЙ мате-
риал обладает лучшими своЙствами, выбор следует производить на
основании результатов соответетвующих расчетов и сопоставлений.
При выборе конструкционных металлов прежде Bcero исходят
из ИХ прочности И технолоrичееких свойетв. Прочность метаJIЛОВ
оценивается по результатам иепытаний образцов на испытатель-
ных машинах, rлавным образом на разрывных. Основной характе-
риетикой прочности хрупких материалов являетея предел проч-
ности при разрыве ав' т. е. наибольшее напряжение, в кп.мм 2 ,
отнесенное к первоначальному поперечному сечению образца,
которое он выдерживает при разрыве. Для пластичных материалов
помимо предела прочности важное значение имеет (условный)
предел текучести ар т. е. напряжение, в K:F/MM 2 , соответствующее
остаточному относительному удлинению в 0,2%.
Расчет деталей из пластичных материалов обычно производят
с учетом предела текучести, так как в машинах, как правило,
нельзя допускать значительных остаточных деформаций, которые
МОfЛИ бы вызвать нарушение работы. В связи с этим величина
предела текучести при растяжении определяется напряжением,
которое вызывает остаточное относительное удлинение в 0,2 % .
Во мноrих деталях арматуры такая величина деформации не вызы-
вает опасении за качество работы изделия, и в ряде случаев можно
было бы ориентироваться на предел текучести при остаточном от-
носительном удлинении больше 0,2%, например в 0,5%, однако
таких данных еще очень мало и при расчете арматуры используют
значения предела текучести а т 0,2' Предел пропорциональноети а п
или наибольшее напряжение, до KOToporo деформация изменяется
пропорционально напряжению, используется в Основном при
раечете на продольную устойчивость. Модуль упруrости при
растяжении Е кf/мм 2 , характеризующий жесткость материала, ero
способность сопротивляться деформациям, входит в формулы во
всех расчетах при определении деформаций растяжения, изrиба
или сжатия (проrиб стенок деталей, дисков, тарелок и пр.).
При определении деформации кручения (пр ужины) . в формулы
входит модуль сдвиrа G кf/мм 2 , Модуль упруrости при растяже-
нии представляет собой условное напряжение, которое должно
быть создано в материале, чтобы длина ero увеличилась вдвое,
Модуль упруrости при СДВИrе для сталей при температуре t =-с:
== 200 С обычно равен G :::::: 0,38Е.
При раетяжении образца из пластичной стали имеет место
продольная и поперечная деформации сечения образца, которые
характеризуют пластические свойства материала. Пластические
свойства оцениваются по относительному удлинению при разрыве,
относительному сужению и ударной вязкости. Относительное
удлинение при разрыве с5 определяется Д.'lя образцов с соотноше-
нием длины к диаметру 10 : 1  610 или 5 : 1  65' выражается
в процентах и представляет собой отношение увеличения длины
256

образца при разрыве к ero первоначальнои длине. Отноительно
сужение 'Ф выражается в процентах и представляет собои отноше-
ние уменьшения площади поперечноrо сечения образца при раз-
рыве к первоначальной площади образца. Ударная вязкость ма-
териала ан. Kr.M/CM 2 характеризует способность материала сопро-
тивляться динамическим наrрузкам и определяется количеством
энерrии, затрачиваемой на излом единицы площади сечения
образца. Величина ан. вычисляется как частное от деления работы
в кТ 'М, затраченной на излом образца, на площадь поперечноrо
еечения образца в CM Z в месте излома. Эта характеристика имеет
большое значение также для оценки пластических свойств мате-
риала. При расчетах на прочность используется также коэффи-
циент Пуассона  ", который представляет собой отношение
относительной поперечной деформации к относительной продоль-
ной. Коэффициент Пуассона до предела пропорциональности
имеет постоянное значение и равен: для стали 'V == 0,25-7-0,33,
для чуrуна 'V == 0,23-7-0,27, для бронзы 'V == 0,32-7-0,35, для ла-
туни 'V == 0,32 -7- 0,42, для каучука 'V == 0,47. При 'V == 0,5 объем
материала при деформации не изменяется, как это, например,
происходит с резиной, при 'V < 0,5 растяжение вызывает увели-
чение объема материала, сжатие  уменьшение.
С повышением или понижением .температуры свойства мате-
риалов меняются. С повышением температуры обычно повы-
шаются пластические свойства, а прочностные характеристики
снижаются, при понижении температуры наоборот  пласти-
ческие свойства ухудшаются, металлы и друrие l\!атериалы ста-
новятся хрупкими, а прочностные характеристики становятся
выше. При высоких температурах в арматуре часто одновременно
действуют и высокие давления, вызывающие в деталях значи-
тельные напряжения. В этих условиях под действием высоких
напряжений и температур в металле непрерывно протекают внут-
ренние процессы, оказывающие существенное влияние на проч-
насть металла и на перераспределение напряжений.
Особо важное значение в этих условиях приобретает явление
ползучести, которое заключается в медленной и непрерывной пла-
стической деформации металла, протекающей при постоянном
напряжении. В металле при высокой температуре одновременно
протекают противоположные процессы: упрочнения в связи
с деформацией под действием напряжений и разупрочнения в
связи с действием высоких температур. В различные периоды
вреМни эти процессы дают различные результаты, в связи с чем
весь процесс ползучести можно разбить на три периода. На
рис. 245 показана характерная кривая ползучести. В первый
период скорость деформации все время уменьшается и достиrает
определенной Постоянной величины. Во втором периоде с,>
храняется установившаяся минимальная скорость ползучеСТII.
В третьем периоде скорость пОЛзучести возрастает.
17 Д. Ф. fуревич
257

При расчете деталей необходимо обеспечить условия, чтобы
в течение Bcero заданноrо срока службы изделия материал работал
в пределах BToporo периода ползучести. В ряде случаев это условие
является необходимым, но недостаточным, так как значительная
деформация деталей, даже в пределах BToporo периода ползучести,
может нарушить нормальную работу машины. В этих условиях
задаются определенной скоростью ползучести, исходя из наи-
большей допустимой величины деформации.
В качестве предела ползучести cr пл при расчете деталей apMa
туры принимают напряжение, вызывающее суммарную деформа-
цию в 1 % за 100000 ч работы или 1.107 м.м./м.м..ч.
I
I
I
I
Iш
I ПСРl10rJ
Q"




/l Время
Рис. 246, Кривые ползучести при
разных напряжениях (11<(12<
< (1з < (14 < {J5)
Характер rрафика и значения скоростей ползучести зависят
как от свойств сталей, так и от действующей температуры, Скорость
ползучести зависит и от напряжения (рис. 246). Скорость ПОЛЗУJ
чести металла в установившемся периоде ползучести, в зависи
мости от напряжения при постоянной температуре, может быть
выражена эмпирической зависимостью
V пЛ == Аи п ,
Рис. 245. Кривая ползучести
[де V пл  скорость равномерной ползучести;
cr  напряжение в стали;
А  коэффициент;
п  показатель степени.
Некоторые данные значений А и п см, (19].
Указанные выше механические характеристики не исчерпы-
вают всех свОйств металлов, Эксплуатация деталей при высокои
температуре показала, что при длительном воздействии высокой
температуры и больших напряжений снижается прочность ме-
таллов.
Большую опасность представляет возможность хрупкоrо раз-
рушения стали, возникающая в результате длительноrо совмест-
Horo действия высокой температуры и высоких напряжений,
В зависимости от температуры и длительности ее воздействия
на металл MorYT иметь место два вида разрушения сталей: внутри-
258

кристаллическое и межкристаллическое. При внутрикристалли-
ческом разрушении происходят значительные деформации зерен.
При межкристаллическом разрушении деформации epeH незначи-
тельны. В качестве величины, характеризующеи длительную
прочность материала, принимается предел длительной прочно-
сти адА" ОН представляет собой напряжение, которое при дан-
ных условиях длительноrо испытания на прочность приводит
образец к разрушению. В арматуростроении, как и в энерrетике
вообще, принимается в качестве предела длительной прочности
напряжение, выдерживаемое образцом в течение 100000 ч, что
обеспечивает непрерывную работу материала при этом напря-
жении в течение десяти лет и более. Предел длитеJ1ЬНОЙ проч-
насти в зависимости от темпера-
туры можно выразить формулой
k 
В 1', 
а дА == е l:It
r де а дА  предел длительной проч- !
насти;
т  абсолютная температу- О
ра;
е  основание натуральных
лоrарифмов;
В  коэффициент }
k  показатель степени постоянные величины.
При температуре среды до 5500 С предел ползучести обычно
меньше предела длительной прочности.
Для оценки условий работы деталей арматуры при высоких
температурах необходимо учитывать и явление р е л а к с а -
Ц и и, тесно связанное с явлением ползучести. Релаксация пред-
ставляет собой самопроизвольное снижение напряжений в мате-
риале при неизменной величине начальной деформации. Резуль-
таты этоrо явления наиболее отчетливо проявляются, например,
в болтах и шпильках фланцевых соединений, работающих при
высоких температурах. В этих условиях упруrая деформация
металла от первоначальноrо затяrа переходит в пластическую, за-
тяr болтов и шпилек самопроизвольно снижается и нарушается
плотность соединения. Поэтому в таких соединениях возникает
необходимость периодически подтяrивать rайки. На рис. 247
схематически Показана кривая релаксации. К сталям, работаю-
щим при высоких температурах, предъявляются определенные
требования релаксационной стойкости, т. е. способности сохранять
напряженное СОСТояние. Релаксационную стойкость стали оце-
нивают по скорости снижения напряжения со временем.
С течением времени в стали, даже находящейся при нормальной
температуре, происходят структурные изменения, которые при-
водят к так называемому с т а р е н и ю стали. Кратковременные
17* 259
8fJeMR
Рис. 247. Кривая релаксации

HarpeBbI до 2003000 С ускоряют этот процесс. В результате ста-
рения снижаются пластические свойства стали и в особенности
ударная вязкость. Длительное пребывание стали в интервале TeM
ператур 4005000 С может вызвать особый вид хрупкости стали,
так называемую т е п л о в у ю х р у п к о с т ь. К тепловой
хрупкости склонны стали, содержащие хром, марrанец или ни-
кель; присадки молибдена, вольфрама и ванадия снижают склон-
ность стали к тепловой хрупкости. Тепловая хрупкость стали
может быть выявлена лишь испытанием на ударную вязкость.
При возникновении тепловой хрупкости ударная вязкость сни-
жается вдвое и более. Наиболее опасна тепловая хрупкость для
деталей, имеющих острые выточки и резьбы, [де создаются кон-
центрации напряжений, например в шпильках и болтах. Эти
детали для работы при высоких температурах рекомендуется
изrотовлять из сталей, не содержащих никеля, так как низколеrи
рованные хромоникелевые стали имеют склонность к тепловой
хрупкости. При работе некоторых деталей арматуры в струе пара
или rаза создаются условия для быстроrо эрозионноrо износа.
Для таких деталей важно обеспечить эрозионную стойкость
материала. Очень сложные условия для работы арматуры создают
коррозионные среды. Влияние коррозионноrо воздействия на
металл, особенно от щелочей, не оrраничивается уменьшением
толщины стенки; коррозия, проникая в rлубь металла, снижает
ero прочностные свойства,
При длительном пребывании паровой арматуры при высоких
температурах на поверхности стенок, соприкасающихся с паром,-
с течением времени образуется окалина, Интенсивность процесса
образования окалины зависит от ж а р о с т о й к о с т и или
о к а л и н о с т о й к о с т и металла. С образованием Окалины
толщина стенок арматуры уменьшается; чтобы компенсировать
утонение стенок, дается прибавка на толщину из расчета 0,07 
0,17 мм/сод, исходя из длительности работы арматуры от 10
до 20 лет.
Под длительным действием высокой температуры происходит
также r раф и т и з а Ц и я стали, заключающаяся в том, что
в металле выделяется свободный rрафит в виде сфероидальных
зерен. Это приводит к ослаблению структуры металла и снижению
ero механических свойств.
Сложные условия работы материала в трубопроводной арма-
туре требуют не только квалифицированноrо выбора марки мате-
риала, точноrо соблюдения техно"'юrии изrотовления деталей, но
и тщательноrо контроля свойств металла как при изrотовлении
арматуры, так и в процессе ее эксплуатации.
Пластмассы как конструкционные материалы широко при
меняются в арматуростроении и имеют большие перспективы
для использования их в особенности для арматуры химических
производств. В связи С разнообразием методов изrотовления пласт
260

масс и свойств исходноrо материала свойства различных пласт-
масс сильно отличаются, а их механические характеристики имеют
большое разнообразие. На свойства пластмасс большое влияние
оказывает температура. Некоторые пластмассы, как, например,
винипласт, MorYT быть использованы в относительно узком интер
вале температур  до 600 С или несколько выше, В различных
пластмассах большое значение имеют специфические свойства,
такие, как длительная прочность (винипласт), ползучесть (фторо
пласт), явление старения (полиэтилен) и др. Мноrие проч
ностные характеристики различных пластмасс еще достаточно
тщательно не изучены, особенно свойства пластмасс при работе
в условиях эксплуатации, и в настоящее время подверrаются
дальнейшим исследованиям. Поэтому пока для пластмасс, как и
для металлов, обычно используются такие характеристики, как
предел прочности на растяжение, на сжатие, на изrиб, на круче
ние или сдвиr, предел текучести, модуль упруrости, относитель-
ное удлинение и т. д. С учетом действующей температуры.
Пределы применения различных конструкционных материалов,
их механические свойства при различных температурах и допуска
емые напряжения приведены в таблицах при рассмотрении pac
четов соответствующих деталей.
2. ОЦЕНКА КОРРОЗИОННОЙ СТОЙКОСТИ МЕТАЛЛОВ
Оценка коррозионной стойкости металла производится в соот-
ветствии с данными [ОСТа 527250 по десятибалльной системе.
В табл. 23 приведена оценка коррозионной стойкости металла.
При выборе металла для изrотовления химической аппаратуры
приrодными считаются такие металлы, скорость коррозии кото-
рых не превышает 0,10,5 мм/еод, т. е, материалы, химическая
стойкость которых оценивается не ниже 6-ro балла.
UUкала коррозионной стойкостн металлов
(по [ОСТу 527250)
Таблица 23
Балл Скорость Балл Скорость
rруппа корро- rруппа корро-
CTO!iKOCTlI зионно!i КОррОЗllll СТОЙКОСТИ зионной КОррОЗllll
стойкости В A'-'I/ oд стойкости в мм/сод
Совершенно I 1 I <0,001 6 I 0,10,5
стойкие Ilониженно
стойкие I
I 0,0010,005 7 0,51,0
Весьма 2
стойкие 1
I 0,0050,010 8 15
3 Малостойкие
I 9 I 510
4 0,010,05
Стойкие I l
5 I 0,05O,10 Нестоикие 10 >10
261

r л а в а 11. чуrуны
1. СЕРЫЕ ЧУfУНЫ
Чуrун является наиболее дешевым материалом для изrотовле-
ния сложных фасонных отливок, однако хрупкость чуrуна orpa-
ничивает область ero применения. Хрупкое разрушение деталей,
явление нежелательное вообще, приобретает значительную опас-
ность для арматуры. При разрушении деталей из пластичных мате-
риалов имеет место период пластических деформаций, в течение
KOToporo создается возможность установить наступление опасноrо
состояния материала. При хрупком разрушении эта возможность
исключена, так как разрушение детали происходит неожиданно
для обслуживающеrо персонала. Кроме Toro, хрупкие материалы
хуже переносят динамические наrрузки и быстрые температурные
изменения, во время которых MorYT возникать температурные
напряжения, они также более чувствительны к концентрации на-
пряжений и т. д. В связи с хрупкостью область применения ceporo
чуrуна оrраничена относительно невысокими давлениями и тем-
пературами.
Серый чуrун представляет собой сплав железа с уrлеродом и
друrими элементами и содержит уrлерода 2,5З,6%, из которых
0,80,9% содержится в связанном состоянии в виде цементита
(карбид железа), остальная часть находится в свободном состоя-
нии в виде пластинок или зерен, кремния 1 ,62,4 %, марrанца
0,51,0%, фосфора до 0,8% и серы до 0,12%. Прочностные свой-
ства чуrуна зависят от соотношения содержания перлита и фер-
рита в ero структуре, формы и размеров зерен rрафита. Уменьше-
ние величины зерен, повышение однородности структуры улуч-
шают механические свойства чуrуна.
Несмотря на оrраничения области применения чуrунной
арматуры, чуrун как конструкционный материал имеет широкое
применение. Низкая стоимость и прекрасные литейные качества
чуrуна дают возможность получать сложные и тонкостенные
отливки. Из ceporo чуrуна изrотовляются водопроводная и rазо-
вая арматура низкоrо давления, кронштейны, стойки, маховики,
корпуса редукторов, шестерни и т. д. Для изrотовления деталей
арматуры наиболее часто применяются чуrуны следующих марок:
СЧI5-З2, СЧI8-З6, СЧ21-40, СЧ24-44 и СЧ28-48. Основные проч-
ностные характеристики серых чуrунов приведены в табл. 24.
Ударная вязкость литых заrотовок диаметром зо .м.м из чуrуна
СЧ21-40 и СЧ24-44 составляет ан == 0,9 KF'M/cM 2 , из чуrуна
СЧ28-48 ан == 1,0 KF'M/cM 2 .
В обозначениях марок серых чуrунов первое число показывает
предел прочности при растяжении, второе  предел прочности
при изrибе. Чуrун имеет Б 1 ,52,0 раза меньший, по сравнению
со сталью, модуль упруrости, причем величина ero уменьшается
с увеличением растяrивающих напряжений, Уменьшение модуля
262

Таблица 24
еханические характеристики отливок из серых чуrунов
(по rOCTy 141254)
Предел прочности В кТ/м.м.' (не менее)
Марка при растяжен ии I при изrllбе I при сжатии Твердость НВ
а в ав. аЗ2 а в . еж
сч-оо Не испыты- Не испыты Не ИСllЫТЫ' Не ИСПЫ1Ы
вается вается вается вается
СЧ12-28 12 28 50 143229
СЧ15-32 15 32 55 163229
СЧ18-36 18 36 70 170241
СЧ21-40 21 40 75 170241
СЧ24-44 24 44 85 170241
СЧ28-48 28 48 [00 17024[
СЧ3252 32 52 [ 10 197248
С Ч3556 35 56 120 [97 248
СЧ3860 I 38 60 130 207262
упруrости ceporo чуrуна по сравнению с модулем упруrости стали
объясняется влИянием rрафитовых включениЙ. В области упру-
rих деформациЙ чуrун не подчиняется закону [ука, т. е. ведет
себя не как упруrий материаJf ввиду остаточных деформаций,
создаваемых пластическим деформированием отдельных микро-
объемов металла. Поэтому характеристика модуля упруrости
ceporo чуrуна отлична от характеристики модуля упруrости для
стали. Введение понятия «условный модуль уПруrости чуrуна» Е о
соответствует TaHreHcy уrла наклона касательноЙ к кривой pac
тяжения в начале координат. В качестве примера можно привести
следующие данные: литые заrотовки диаметром ЗО мм имеют MO
дуль упруrости при 200 с: СЧ21-40 Ео == 8500 к.пмм 2 ; СЧ24-44
Ео == 11000 к.пмм 2 ; СЧ28-48 Ео == 12000 к.пмм 2 . При увеJIИ-
чении диаметра заrотовки до 100 МЛ.( модуль упруrости сни-
жается на 20%.
В чуrунных деталях симметричноrо профиля, подверженных
ИЗfибу, распределение напряжений несимметрично и выражение
М
(crр"еm)нб == (О'сж)"б == W'
применяемое для стали, требует для чуrуна введения поправоч-
ных коэффициентов, зависящих от формы рассчитываемоrо сечения.
С целью лучшеrо Использования материала рекомендуется созда-
вать такие формы чуrунных деталей, при которых в чуrуне созда-
вались бы напряжения сжатия. Поверхности, воспринимающие
263

давление, рекомендуется изrотовлять сферическими, выпуклостью
обращенной навстречу действию давления. Сечения асимметрич
ной формы в чуrунных деталях более выrодны, чем симметрич
ные, если их построить так, чтобы при изrибе напряжения сжатия
имели большие значения, чем напряжения растяжения.
Серые чуrуны повышенной прочности обычно применяются для
ответственной арматуры с большими диаметрами проходов, [де
требуется помимо прочности обеспечить достаточную жесткость
конструкции, для чеrо необходимо иметь чуrун с зысоким услов
ным модулем упруrости. Механические свойства ceporo чуrуна
повышаются путем erO модифицирования.
Модифицирование чуrуна производится введением небольших
добавок rрафитизирующих материалов: силикокальция или си-
ликоалюминия или ферросилида. Таким путем улучшается одно-
родность материала, а структура становится мелкозернистой, что
обеспечивает повышение статической и динамической прочности,
а также ИЗНОСОСТОйкости. Химическая стойкость по сравнению
с серыми немодифицированными чуrунами также повышается.
На механические свойства чуrуна оказывают влияние не
только химический состав, но и условия заливки, остывания и
кристаллизации отливки, форма деталей и толщина стенок.
Поэтому при расчеТе и конструировании арматуры к выбору марки
чуrуна и определению допускаемых напряжений следует подхо
дить осторожно, предварительно взвесив мозможность получения
нужной марки в данныlx условиях ПрОИЗБодства и с учетом особен
ностей конструкции, 11tК!<aK опыт показывает, что имеют место
случаи, особенно при изrотовлении арматуры больших диаметров
прохода, Коrда ожидаемые механические свойства чуrуна по тем
или иныIM причинам не достиrаются или не MorYT быть достиrнуты.
2. ВЫСОКОПРОЧНЫЕ чуrуны
Высокопрочные чуrуны получаются введением в расплавлен-
ный чуrун добавок из маrния или маrниевых лиrатур. Это приводит
к изменению формы rрафитовых включений в чуrуне, вместо
пластинчатой они приобретают шаровую форму, образуя мелкие
сферические зерна. Блаrодаря этому снижается концентрация
напряжений возле зерен, и металл приобретает повышенные Mexa
нические свойства, в ряде случаев приближающиеся к механи-
ческим характеристикам сталей. Удлинение, ударная вязкоСть и
усталостная прочность некоторых высокопрочных чуrунов таковы,
что в ряде случаев этим материалом можно заменить сталь. Mexa
нические характеристики высокопрочных чуrунов приведены
в табл. 25.
В обозначении марки высокопрочноrо чуrуна первое число
показывает предел прочности материала при растяжении, второе 
удлинение при разрыве образца. Высокопрочные чуrуны имеют
264

Таблица 25
Механнческне характернстнкн высокопрочных чуrунов
of'.
Предел ПРo.,ИОСТlI в Kr/MM' "' '" (Q
>, "'-о " :t:;
'" "' <l) "' "", "'
Марка ;,  <l) =
f-o h " ",,, ....
"уrуиа u   " "Ь '" .... '"   - u
",,'"  b " <l) о
0.'"  <l) '" "'" ..:
<l) "' ::: !:::!:=>: ......... О'" t  о.
"';Ii :s: '" '".... '" "''' <l)
о. и 
О. '" '" 0.", .;, о.'" t::  r!I ......: ,":0 "'
"....Ь "I--.b ".... О;., "" '" "' f--<
ВЧ45-0 45 70  36 I  I  \87225
ВЧ50-\ ,5 50 90  38 \,5 1,5 \87225
ВЧ60,2 60 \\0  42 2,0 \,5 197269
В Ч 455 45 70 200 33 5,0 2,0 170207
ВЧ40]0 40 70 220 30 \0,0 3,0 \56\97
модуль упруrости Е == 13000+16000 кПмм 2 . Для отливок кор-
пусов и крышек арматуры наиболее часто применяются высоко-
прочные чуrуны марок ВЧ45-5 и ВЧ40-10, они используются для
давлений до Ру == 25 кПсм 2 и температуры t  3000 С. Для
друrих деталей высокопрочные чуrуны примеН5IЮТСЯ при более
широких пределах давлений и температур.
3. I(ОВI(ИЕ чуrуны
Ковкий чуrун имеет условное название, так как коваться он
Не может, хотя имеет повышенные по сравнению с друrими чуrу-
нами пластические свойства, что позволяет применять ero для
более высоких давлений и температур, чем серый чуrун. Ковкий
чуrун представляет собой частично обезуrJIероженный чуrун,
получаемый в результате термической обработкн отливок из белоrо
чуrуна. Ковкий чуrун по механическим свойствам занимает сред-
нее положение между чуrуном и сталью и дает плотные отливки,
Ковкий чуrун применяется для изrотовления арматуры малых
диаметров прохода, поскольку он должен подверrаться длитель-
ной термической обработке в специальных печах, Отливки деталей
из KOBKoro чуrуна получаются хорошо, даже при тонких стенках.
Нормами rосrортехнадзора допускается применение в энерrети-
ческих установках арматуры из KOBKoro чуrуна марки не ниже
КЧ30-6 дЛЯ температуры не более 4000 С и рабочеrо давления
среды до 40 кПсм 2 при условном диаметре прохода арматуры Dy 
 80 ММ. ДЛЯ арматуры с условным диаметром прохода Dy ===
100 ММ дОпускается температура t  3000 С и рабочее давление
среды до 20 кпсм 2 , В табл. 26 приведены механические характе-
ристики КОВIШХ чуrунов.
265

Таблица 26
еханические характеристики ковких чуrуиов
(по [ОСТу [21559)
Предел прочности Относительное
Марка ковкосо при растяжении Твердость НВ
чуrуиа (18 в Kr/MM' удлинение 6 в % (ие более)
(не менее) (не меиее)
КЧ306 I 30 I 6 163
КЧ33,8 33 8 163
КЧ3S10 35 10 163
КЧ3712 37 12 163
КЧ4S6 i 45 6 241
КЧ504 50 I 4 241
КЧS64 56  269
КЧ60-3 I 60 I 3 269
КЧ6И 63 2 269
в обозначении KOBKoro чуrуна первое число показывает пре-
дел прочности при растяжении, второе  относительное удлине-
ние в процентах при разрыве образца. Для чуrунов КЧ30-6 и
КЧ33-8 предеЛ прочности при И3rибе составляет а в . И8 ==50 кпмм 2 ,
предел текучести ар == 20 кО мм 2 , ударная вязкость ан;:::::: 1,27
71,3 Kr ,м/см 2 , модуль упруrости Е  16000 кПмм 2 .
4. ЖАРОСТОЙКИЕ (ОКАЛИНОСТОЙКИЕ) чуrуны
Жаростойкость чуrунов невысока, но она может быть значи-
тельно повышена путем введения добавок хрома 1 ,52,5%, ни-
келя 1518% и меди 2,53,5%. При изrотовлении арматуры
MorYT быть использованы аустенитные жаростойкие чуrуны
ЖЧ-l и ЖЧ-2. Некоторые данные о механических характеристи-
ках чуrунов этих марок приведены в табл. 27.
Таблица 27
1\'I.ехаиические характеристики жаростойких чуrунов
Марка I (1в в Kr/MM' I (1в. UЗ в Kr/MM' 6в% нв
чуrуна
ЖЧ1 15 32  120170
ЖЧ2 30  4 170200
Приведенные марки чуrунов MorYT быть использованы для
работы при температуре до 6000 С. Из чуrуна указанных марок из-
rотовляются ходовые rайки шпинделей, работающих в среде кок-
266

COBoro и доменноrо ra30B при температуре до 1200 С, в среде бен-
зольных уrлеводородов при температуре до 1500 С и в средах,
содержащих растворы щелочей, в маслах и каменноуrольных сре-
дах  при температуре до 2250 С. Чуrуны ЖЧ-1 и ЖЧ2 неустой-
чивы против действия азотной кислоты и сухих щелочей.
5. I(ИСЛОТОСТОЙI(ИЕ чуrуны
Коррозионная стойкость ceporo чуrуна невелика, поэтому
он не может применяться для работы в коррозионных средах.
Различие в структурных составляющих чуrуна создает значи
тельную разность потенциалов (между ферритом и rрафитом дости-
[ает 0,8 в), что создает условия для химическоrо разрушения мате-
риала. С увеличением напряжений коррозионное воздействие
увеличивается и усиливается проникновение коррозии в rлубь
металЛа.
Введение значительных добавок хрома, никеля, кремния, MO
либдена и друrих элементов увеличивает коррозионную устой-
чивость чуrуна до значительных пределов. Так, чуrуны BЫCOKO
хромистые с содержанием хрома до 30 % устойчивы к азотной кис-
лоте и ее солям, к фосфорной кислоте, уксусной кислоте, хлори
стым соединениям, к серной кислоте и ее соединениям. Такой чуrун
обладает высокой износоустойчивостью и жаропрочностью, позво
ляющей работать при температуре до 12000 С.
Аустенитные чуrуны с содержанием до 19% хрома и до 9% ни
келя устойчивы против азотной кислоты и MorYT работать при
температуре до 10000 С.
Высококремнистые чуrуны: ферросилиды с содержанием уrле-
рода 0,30,8% и кремния 14,518% и антихлор с содержанием
кремния 14,516% и молибдена 3,54,0% устойчивы против
действия кислот и друrих аrрессивных сред. Химическая стой-
кость этих чуrунов создается блаrодаря тому, что на ero поверх-
Ности образуется прочная защитная пленка Si0 2 . Ферросилиды
Против соляной кислоты неустойчивы. Для деталей арматуры,
работающей на наrретой соляной кислоте, может быть применен
антихлор, устойчивый против этой кислоты, разрушающий боль-
шинство металлов и спЛавов. МеханичеСlше характеристики
высококремнистых чуrунов приведены в табл. 28,
Таблиl{а 28
Механические характеристики высококремнисl'ЫХ ЧУI'УIIОВ
(по rOCTy 223343)
I Предел прочцости в Kr / /01/01'1
Марка ив I ив. изе НВ
Ферросилид С-15 68 1416 300400
Ферроснлид С-17 57 1415 400460
Антихлор МФ15 5,97,5 14[8 400450
267

Ударная вязкость ферросилида C15 низка и составляет ан ==:
== 0,4570,5 кТ,м/см 2 . Высококремнистые чуrуны имеют ряд
недостатков, в связи с чем они не получили широкоrо применения.
Высокая твердость и способность выкрашиваться под действием
резца не позволяют производить их обработку резанием обычным
инструментом; они обрабатываются только шлифованием абразив-
ными круrами. Высококремнистые чуrуны обладают высокой
хрупкостью и плохо переносят быстрые изменения температурЫ,
образуют rорячие трещины в отливках, имеют большую линейную
усадку. Эти качества, а также невозможность получения отвер-
стий сверлением заставляет придавать деталям из этих чуrунов
простейшие формы с отлитыми заранее пазами или отверстиями.
Устойчивостью при работе в атмосферных условиях, в продуктах
rорения топлива при t  6000 С на разбавленных растворах cep
ной и соляной кислот при нормальной температуре обладает
также аустенитный никеле-меде-хромистый чуrуннирезист 
ЖЧНДХ 15-17-2 (О'в == 22730 кПм.м 2 , 8 == 173%). ОН приме-
няется лишь при особой необходимости, так как содержит 14
17 % никеля; служит для изrотовления трущихся деталей  саль
никовых втулок и ходовых [аек.
Задвижки из кислотостойкоrо высокопрочноrо чуrуна
марки КВ Ч, разработанной rипронефтемашем в условиях работы
на сернокислотных средах и при действии жирных кислот, имели
большой срок службы.
Чуrун марки КВЧ, модифицированный маrнием, имеет повы
шенную кислотостойкость и высокие механические свойства, обла
дает аустенитной структурой и шаровидной формой строения
rрафита.
Механические характеристики чуrуна КВЧ: О'в == 407
750 кПмм 2 , 8==10715%, aH==410 кТ,м/см 2 . Эта марка чуrуна
приrодна к применению для арматуры при эксплуатации на
аrрессивных сернокислотных средах при повышенной темпера-
туре и давлении. Чуrун марки КВЧ содержит уrлерода 2,5
3,0%, кремния 2,22,5%, марrанца 1,41,7%, никеля 1517%,
меди 3,03,5%, хрома 0,20,5%.
6. ЩЕЛОЧЕстойк.ИЕ чуrуны
Серые чуrуны неустойчивы также против действия щелочей,
в присутствии которых они быстро разрушаются. Особенно быстро
развивается межкристаллитная коррозия под действиеы rорячих
концентрированных растворов щелочей. Возникает так называе-
мая щелочная хрупкость. Для работы в присутствии едких щело-
чей применяются специальные щелочестойкие чуrуны СЧЩ-1
и СЧЩ-2 с содержанием уrлерода 3,23,6% (из которых 0,5
0,8% связанноrо), хрома 0,40,8% и никеля 0,351 ,0%. Щелоче
стойкие чуrуны СЧЩ-1 и СЧЩ2 имеют предел прочности при рас-
тяжении О'в == 32738 кПсм 2 и твердость НВ == 2007260.
268

 АНТИФРИКЦИОННЫЕ чУrУны
Антифрикционные чуrуны обладают пониженным коэффициен-
том трения и используются для замены бронзы и друrих цветных
сплавов в подшипниках, Антифрикционные чуrуны прирабаты-
ваются хуже, чем бронза, поэтому требуют более тщательноrо
выполнения монтажа, надежной смазки и более длительноrо пе-
риода приработки на холостом ходу. Зазоры при применении анти-
фрикционных чуrунов должны быть увеличены на 1530% по
сравнению с зазорами, принятыми для бронзы, а в условиях зна-
чительноrо наrревания зазоры увеличивают на 50%.
Антифрикционные, или подшипниковые, чуrуны делятся на
три rрупПЫ:
1) чуrун с пластинчатым rрафитом: АСЧ-1, АСЧ-2 и АСЧ-3;
2) ковкий чуrун: АКЧ-1, АКЧ-2, титано-марrанцовистый и
медистый;
3) чуrун с шаровидным rрафитом: АВЧ-1 и АВЧ-2. Твердость
отливок из антифрикционноrо чуrуна находится в пределах
НЕ == 160...;-.260. Антифрикционные чуrуны используются как
в термически обработанном виде, так и без термической обработки
(в зависимости от марки). В арматуре антифрикционные чуrуны
MorYT быть использованы для изrотовления подшипников в редук-
торах приводав, для ходовых [аек и венцов червячных шестерен.
8. МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЧУrУнов
ПРИ ВЫСОКИХ И НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
с повышением или понижением температуры изменяются ме-
ханические характеристики чуrунов. На рис. 248, а показано
изменение механических характеристик ceporo чуrуна с повыше-
aJ
НВ
200
a H ,II[/1/C/12
0,9
о)
 l
1L/f.II[/1/C/12
J
2
150 0,7 бт,бб, ILН
11[//1/12
120 0,5 Ч-О
68,11[//1,.,2 30
30
20 20
10 10
О QI50 О
О
lluY,%
ч-о
Рис. 248. Изменение механических характеристик ceporo чуrуна (а) и KOBKoro (б)
при повышении температуры
нием температуры. Предел лрочности при растяжении О'в ceporo
чуrуна до температуры 4000 С изменяется сравнительно мало,
при дальнейшем повышении температуры предел прочности быстро
269

снижается. Твердость также мало lJ:зменяется до температуры
4000 С, после чеrо она быстро падает. Ударная вязкость ceporo
чуrуна с повышением температуры изменяется неравномерно.
Серые чуrуны для деталей арматуры, работающих при высоких
температурах, обычно не применяются ввиду Toro, что при дли
тельном пребывании чуrуна под действием высокой температуры
свыше 4000 С происходит так называемый «рост» чуrуна. Это явле-
ние состоит в том, что объем чуrуна медленно необратимо увеличи-
вается. Происходит окисление и rрафитизация чуrуна в связи
с тем, что цементит распадается на феррит и rрафит, окисление
развивается путем проникновения кислорода воздуха через поры
и вдоль пластинок rрафита. Образующиеся окислы имеют больший
удельный объем чем феррит, поэтому объем чуrуна при окислении
увеличивается. Изменение структуры чуrуна вызывает резкое
снижение ero прочности, он становится неприrодным для исполь
зования в конструкциях,
Модифицированные чуrуны более жаростойки чем серые, а чу-
[уны с шаровидным rрафитом обладают еще большей жаростой
костью (окалиностойкостью). Некоторые данные о свойствах
чуrунов при высоких температурах, на основании литературных
источников. приведены ниже. Они основаны на результатах от-
дельных испытаний и должны использоваться с известной OCTO
рожностью, Так, серый чуrун СЧ2444 при температуре 4250 С
показал предел прочности при растяжении (18 == 22,0 кпмм 2 , при
5000 С (18 == 16,3 кпмм 2 , ударная вязкость соответственно равна
а" ==1,2 и а" ==0,9 кТ,м/см 2 . При низких температурах серые чу
rYHbI становятся хрупкими. Таким образом, область применения
серых чуrунов сужается BOKpyr температур, близких к нормаль
ным. С понижением температуры до 800 С предел прочности при
растяжении увеличивается до 111 % и до 114 % при температуре
180° С, если принять за 100% предел прочности при t == 200 С.
Ударная вязкость снижается соответственно до 85 и 72 % .
Изменение механических характеристик KOBKoro чуrуна с по
вышением температуры показано на рис. 248, б. Изменение предела
текучести с повышением температуры приведено в данных табл. 29.
Таблица 29
Предел текучести KOBKoro чуrуна при повышенных температурах
Марка I t в ос I 100 I 300 I 500
I
I
КЧ30-6 I (]т В кrlм.и 2 ! 19 I 17 I 13,3
КЧ338 I (]т В Krl. MM2 1 21 I 19 I 15,5
Значения ударной вязкости а" ковких чуrунов КЧ30-6 и КЧ33.8
приведены в табл. 30.
270

т аблUца 30
Ударная вязкость ковких чуrунов I(Ч306 и КЧ338
при поииженных температурах
t в ОС
+20
о
20
40
60
ан в Kr'M/CM 2
1,2
1,0
0,7
0,6
0,5
в высокопрочных чуrунах с повышением температуры повы-
шаются пластические свойства и понижается прочность. HeKOTO
рые данные о механических характеристиках материала отливок
из высокопрочноrо чуrуна приведены в табл. 31.
N\еханические характеристики материала отливок
из высокопрочноrо чуrуна при повышенных температурах
Таблица 31
Марка чуrуна , t в ос I cr a в кТ/м.,' I cr r в кТ/мм' I а" в кТ,м/см'
20 59,7 46,8 1,2
350 62,9 40,6 6,1
ВЧ455 425 52,9 37,1 7,2
500 37,0 23,6 11,1
20 44,1 31,6 15,8
БЧ40.10 350 41,2 26,2 11,7
425 35,9 24,1 14,5
500 22,8 19,6 15,2
Несмотря на повышенные ПРОЧНОСТh и коррозионную стойкость,
область применения специальных чуrунов в арматуростроении
относительно продолжает сужаться. Это вызывается тем, что не-
смотря на постоянное совершенствование технолоrии литейноrо
дела, задача получения чуrунной отливки из леrированноrо чу
rYHa с постоянными механическими и физическими свойствами во
всех ее сечениях остается еще не решенной. Тот значительный
риск, которым сопровождается применение чуrунной арматуры,
учитывая возможные отклонения фактических свойств отливки
от требуемых, имеет большее значение, чем экономия от примене
ния чуrуна по сравнению со сталью. Если к этому добавить, что
развитие техники сопровождается повышением рабочих парамет-
ров (давление, температура и др.) различных производственных
и технолоrических процессов, то становится понятным, почему
чуrунная арматура постепенно все более энерrично вытесняется
или заменяется стальноЙ.
271

r JI а в а 111. СТАЛИ
1. уrЛЕРОДИСТЫЕ СТАЛИ
Сталь, блаrодаря высокой механической прочности и пластич-
ности, является высококачественным материалом для изrотовле
ния ответственных деталей арматуры. Пластичность стали способ
ствует выравниванию напряжений в отдельных точках детали и
уменьшает опаСность ее внезапноrо разрушения, что особенно
важно для арматуры высоких давлений.
Изменением состава леrирующих элементов леrко добиться
получения стали с требуемыми прочностными или пластическими
свойствами, химической стойкостью, жаростойкостью и т. п,
Сталь леrко подверrается обработке любым теХНОЛOI'ическим спо
собом: отливкой, ковкой, штамповкой, прокаткой, резанием, давле
ниеJ\! и Т. д. Термическая обработка позволяет изменять свойства
стали в широком диапазоне как по поверхности деталей, так и по
всему сечению; химикотермическая обработка стали  цeMeH
тация, азотирование и др. позволяет еще больше расширить эти
воЗможности. Малоуrлеродистые стали хорошо свариваются; при
менением соответствующих леrирующих добавок, специальных
электродов и последующей термообработкой можно создавать
прочные сварные соединения и из леrированных сталей.
Детали арматуры в зависимости от условий их работы (давле-
ния, температуры, коррозионных свойств среды) изrотовляют из
уrлеродистых, леrированных или высоколеrированных сталей.
Уrлеродистая сталь содержит уrлерода 0,011 ,5%. Сплавы с со-
держанием уrлерода менее 0,02 % называются техническим желе
зом. Уrлеродистая сталь может содержать 0,10,35% кремния и
0,2O,8% марrаНца, Содержание естественных примесей серы и
фосфора не должно превышать 0,0250,05% каждоrо.
Основными характеристиками прочности сталей при темпера
туре t  300'7-3500 С являются предел прочности ОВ и предел теку-
чести ОТ' При расчете деталей, работающих при температуре
свыше 3500 С, учитывается предел ползучести Опл И предел дли
тельной прочности Одл' Детали трубопроводной арматуры, рабо
тающие под давлением, изrотовляются из мартеновской стаЛи.
Качество стали в значительной мере определяется методом раскис-
ления, применяемым при выплавке. Кипящая сталь (раскислен
ная ферромарrанцем) продолжает выделять rазы после заливки
в изложницы. В результате этоrо прокат, полученный из кипящей
стали, может содержать волосовины, плены, неоднородности в cepe
дине сечения, повышенное содержание серы и фосфора. Спокойная
сталь (раскисляемая Марrанцем и кремнием) заливается в излож
ницы после выделения rазов, поэтому имеет более однородную
структуру и лучшие механические свойства. Кипящая сталь более
склонна к старению, чем спокойная; ееприменениеоrраниченодав-
лением до 5 кПс.м,2 И более узкими пределами рабочей температуры.
272

Уrлеродистые стали MorYT применяться при низких температу-
рах до следующих пределов: спокойная  до минус 400 е, кипя-
ща я  до минус 300 С.
е повышением температуры прочность yr леродистых сталей
понижается. На рис, 249 показано изменение предела прочности
а в уrлеродистых сталей с повышением температуры, на рис. 250 
изменение предела текучести а т , Как видно на рис. 249, с повыше-
<5 /([, мм2 нием температуры до 2000 е пре-
8, ;: дел прочности yr леродистых ста-
лей возрастает, после чеrо начи-
нает быстро снижаться, достиrая
б r , f(f/MM?
60 J(j
26'
50
22
40
18
30 j!f
20 10
fO Il
f) {ОО 2(}(} J(}(} М(} J(}(}
t,QC
Ст.б
70
Рис. 249, Изменение предела
прочности уrлеродистых CTa
лей с повышением темпера,
туры
Рис. 250. rрафик изменения пре
дела текучести yr леродистых CTa
лей при повышении температуры
при температуре 3503800 е значений, которые он имеет при нор-
мальной температуре, Это повышение а в по сравнению с а. при
нормальной температуре в арматуре практически не используется.
Так как при нормальной температуре арматура должна иметь
прочность не ниже, чем при повышенной температуре, расчет на
прочность ведется без учета BpeMeHHoro повышения а в . Предел
текучести yr леродистых сталей с повышением температуры моно-
тонно снижается без резких переломов и при 5000 е становится
примерно в 2,5 раза меньше, чем при 200 С. rрафик изменения удар-
ной вязкости при повышении температуры приведен на рис. 251,
При температуре 100° е имеет место первое снижение а (хладно-
ломкость), при + 1000 е ударная вязкость увеличиватся при-
мерно вдвое, затем снижается и достиrает BToporo минимума при
температуре 4005000 (синеломкость); затем снова повышается,
18 Д, ф, rуреВ!iЧ
27

достиrая максимума при 7000 и снижаясь до TpeTbero минимума
при температуре 9001000° (красноломкость), которая наиболее
сильно выражена при повышенном содержании серы,
Модуль упруrости уrлеродистой стали с повышением темпе-
ратуры снижается, так, для стали марки 15 он снижается с Е ==
== 20500 кпмм 2 при нормальной температуре до Е ==
16000 кпмм 2 при t == 4000 С. Относительное удлинение б
и относительное сужение 'Ф при повышении температуры до 2000 С
несколько снижаются (на 2530%), затем повышаются, увеличи-
ваясь примерно вдвое при темпера-
туре 6000 С.
Уrлеродистая стаЛь изrотовляется
обыкнрвенноrо качества по [ОСТу
38060 и повышенноrо качества 
качественная  по [ОСТу 105060,
Уrлеродистая сталь обыкновенноrо
качества подразделяется на две rруп-
пы А и Б и подrруппу В, Стали
rруппы А изrотовляются с rаранти-
рованными значениями механических
характеристик; стали rруппы Б изrо-
товляются с rарантированными зна-
чениями химическоrо состава; стали
подrруппы В изrотовляются с [аран-
тированным комплексом механиче-
ских характеристик и химическоrо
состава. Стали rруппы А применя-
ются для неответственных деталей, а для более наrруженных
деталей применяют стали rруппы Б или В. Стали rруппы А рас-
пространены значительно больше, чем стали rрупп Б и В. Стали
rруппы А изrотовляются с rарантированными значениями предела
прочности и ОТRосительноrо удлинения, полученными после rоря
чей прокатки, ПО требованию заказчика должны быть обеспечены
определенные значения ударной вязкости и предела текучести,
Механические характеристики стали дифференцированы в за-
висимости от разряда толщины проката (см. табл, 32, в которой
приведены разряды толщин стали).
50
4-0
.30
20
/0
0,2 "/ОС
О
-/00+/00 .300 500 700 800 t;C
Рис.251. rрафик изменения yдap
ной вязкости некоторых уrлеро
дистых сталей с повышением
температуры
Таблица 32
Разр яд
Разряды тол цины :тальноrо проката
Толщина проката в AIM
Сортовзя сталь
Листовая ета..1Ь
1
2
3
До 40
Св, 40 до 100
» 100 » 250
От 4 до 20
Св. 20 » 40
» 40 » 60
271

в табл. 33 приведенЬ1 МеХаюtческие характеристики уrлеро-
дистых сталей обыкновенноrо качества по [ОСТу 38060.
Таблица 33
Механические характеристики rорячекатаной
мартеновской стали обыкновенноrо качества
(по [ОСТу 38060)
а т в КТ/ММ' (не менее) 6 в % (не менее)
Марка стали Размеры толщины проката а в в кТ/мм'
I I I 6,. 6.
1 2 I 3
Ст.О I  I  I  I Не менее 32 I 18 I 22
I I I I I I
СТ,[    3240 28 I 33
СТ.2 I 22 I 20 I [9 I 3442 I 26 I 31
3840 23 27
СТ.3 24 23 22 4143 22 26
4447 2[ 25
4244 21 25
СТ.4 26 25 24 4548 20 24
4952 [9 23
I
5053 17 21
СТ.5 28 27 26 5457 16 20
5862 [5 [9
I 6063 13 [6
Ст,6 3[ 30 30 6467 [2 15
I 6872 I 11 [4
I
Ст.7    7074 9 11
75 и более 8 10
Ударная вязкость стали марки Ст.3  ан  7+10 кт, м/с.и', стали Ст.4 
ан  6+8 кт, М/СМ'.
18*
275

Уrлеродистая качестзенная конструкционная сталь по
[ОСТу 1 05060 изrотовляется в виде проката и поковок; выпа
вляется в мартеновских или электрических печах и подразделяется
на две rруппы: rруппу 1, с нормальным содержанием марrаНца, и
rруппу II, с повышеннЫМ содержанием. В буквенном обозначении
сталей rруппы II помимо цифры, показывающей сотые доли про
цента содержания уrлерода, ставится еще буква [. Образцы под-
верrаются механическим испытаниям. Механические характери
стики качественной уrлеродистой конструкционной стали при-
ведены в табл. 34.
Таблица 34
N\еханические характеристики качественной уrлеродистой
конструкционной стали
(по [ОСТу 105060)
rрулла , Марка I а т I а в I ОБ R % I 1(' в % I ан в Kr'M/CM'
сТали сталН в Kr/MA,2 в Kr/A1A,2
08 20 33 33 60 
10 2[ 34 3[ 55 
[5 23 38 27 55 
20 25 42 25 55 
25 28 46 23 50 9
! 30 30 50 2[ 50 8
35 32 54 20 45 7
40 34 58 [9 45 6
45 36 БI 16 40 5
50 38 64 14 40 4
[5r 25 42 26 55 
20r 28 46 24 50 
25r 30 50 22 50 9
!! зоr 32 55 20 45 8
35r 34 57 18 45 7
40r 36 60 17 45 6
45r 38 63 [5 40 5
50r 40 66 [3 40 4
Поковки из стали изrотовляются в соответствии с данными
[ОСТа 847957, которыми реrламентируются требования, Предъ-
являемые к ПОковкам из конструкционной уrлеродистой и леrиро
ванной сталей, изrотовляемым методом свободной ковки и rоря-
чей штамповки.
276

В зависимости от объема и методов контроля механических
свойств и условий комплектования партии, поковки подразде-
ляются на пять rрупп.
[руппа 1. Испытания механических свойств не производятся .
Поковки изrотовляются из стали одной марки.
[руппа II. Определяется твердость Н В образцов от партии.
Поковки изrотовляются из стали одной марки и подверrаются
термической обработке по одному режиму.
[руппа II 1. Определяется твердость Н В каждой поковки.
Поковки изrотовляются из стали одной марки и совместно подвер
rаются термической обработке.
[руппа IV. Определяется твердость Н В каждой поковки и ме-
ханические характеристики С5 т или С5 в , <\, 'ф и ан образцов от пар-
тии. Поковки изrотовляются из металла одной партии и совместно
подверrаются термической обработке.
[руппа У. Определяются механические характеристики каждой
поковки С5 т или С5 в , 65' 1Р И ан. Каждая поковка принимается инди
видуально.
Поковки подразделяются на катеrории прочности  КП в за
ъисимости от механических характеристик металла. После обозна
чения КП ставится цифра, соответствующая пределу текучести
металла. В зависимости от уровня пластических свойств каждая
катеrория разделяется на два вида А и Б. В зависимости от диа-
метра или толщины поковки разделяются по механическим харю{
теристикам. При увеличении диаметра или толщины поковки тре-
бования к пластическим свойствам материала снижаются.
В табл. 35 приведеньr данные о механических характеристиках по-
ковок из уrлеродистых и леrированных сталей по [ОСТу 847957.
В арматуростроении диаметр или толщина поковки редко пре-
вышает 200 ММ, поэтому данные, приведенные в табл. 35, оrрани-
чены размером 200. ММ.
Отливки из уrлеродистой стали по [ОСТу 97765 Подразде-
ляются на три rруппы: rруппа 1  обыкновенноrо назначения;
rруппа II  oTBeTcTBeHHoro назначения; rруппа II 1  особо от-
BeTcTBeHHoro назначения.
Проверка твердости по Бринелю стали rруппы 1 произво
дится лишь по требованию заказчика. Отливки rруппы II подвер
rаются испытаниям по определению С5 р 6 и ан. У отливок rруппы III
проверяются значения С5 т , 6 и ан. Отливки II и III rрупп прове-
ряются по химическому составу. Химический состав отливок
1 rруппы проверяется по сере и фосфору.
Отливки всех rрупп по требованию заказчика проходят дo
полнительно специальный вид контроля, если по мнению заказ
чика в этом есть необходимость: испытание rидравлическим давле-
нием, дефектоскопия и пр.
В термически обработанном состоянии стали для отливок
должны удовлетворять данным, приведенным в табл. 36.
277

Таблица 35
еханнческие характеристики поковок из уrлеродистых
и леrированных сталей
(по rOCTy 847957)
Диаметр или толщииа поковки
  перед термообработкой в .м.м
Катеrория '"
прочности L::: L::: до 1001101 до 1001101 до 1001101 НЕ
'" '" 200 200 200
'" '"
h ь'" б s в % 'ф в  ан-
ь в Kr'MjCM'
КЛ18 18 36 28 25 55 50 6,5 6,0 [01140
Q) КЛ 20 20 40 25 22 55 50 5,5 5,0 1lI156
:д КЛ22 22 44 22 20 53 48 5,5 4,5 123[67
:z: КЛ25 25 50 20 18 48 42 4,0 3,5 [40179
м
 КП28 28 56 [8 16 40 38 4,0 3,5 [56[97
о..
КП32 32 62 [6 [4 38 35 3,5 3,0 1742[7
КП35 35 67 [4 [2 35 33   [87 229
;:;:: КП36 I 36 I 60 I [8 I [7 I 45 I 42 16,0 15,5 I [742[7
:2 [4 [2 42 40 5,5 5,0 1

<х)
!-< 1 I I \ I I
u КП 40 40 63 [7 [6 45 42 16,0 15,5 \ [87229
,;:;::
о [3 12 42 40 5,5 5,0
<х)
u
;:;:: КП45 I 45 I 65 I 1 I 45 I 16,0 15'5\ 197235
:2 16 15 42
;:;:: 12 [2 42 40 5,5 5,0
:.: I
u
Q)
::r I I 1 1 1 I
;:;:: кпш<\ 50 70 [6 [4 45 42 16,0 15,51 2[2248
!-<
u Б [2 11 42 40 5,5 5,0

1';:
i::: I I 1 I I 1
;:;:: КП56 56 75 [5 [4 45 42 16,516,0 I 223262
 [2 11 42 40 5,5 5,0
:z:
:z: I (60) I I I I I
Q) КП60 80 14 [3 45 42 16,516,0 I 235277
а
:д [2 [[ 42 40 5,0 4,5
<х)
о I I I I I I \ 6,516,0 I
i::: КП63 63 85 13 [2 42 40 248293
;:;:: [[ [О 38 35 5,0 4,5
;:;::
:2
:д КП67 1 (67) I 88 I [3 I [2 1 42 I 40 16,5 \ 6,0 I 262302
:z: I
.Q 10 9 38 35 5,0 4,5
1';: I

:2 I I 1 I I I
о.. КП7[ 71 90 13 12 42 40 \6'516'0 1 269311
о
:z: 9 8 38 35 5,0 4,5
u
;:;:: КП75 I (75) I 95 I 13 l [2 I 42 I 40 16,516,0 I 27732[
;:;::
о.. 9 8 38 35 5,0 4,5
о
'--
Q)
!-< 1 1100 I I I I I
 КП80 80 [[ [О 42 40 6,516,0 I 29333[
 9 8 38 35 5,0 4,5
278

Таблица 36
'еханические характеристики отлнвок из уrлеродистой стали
(по [ОСТу 97765)
Марка I а т в Kr/MM' I а в в кr/мм' I {)в% I , в % 1 ан. в Kr 'М/СМ'
етал и
15Л 20 40 24 35 5,0
20Л 22 42 22 35 5,0
25Л 24 45 19 30 4,0
30Л 26 48 17 30 3,Б
35Л 28 50 15 25 3,5
40Л 30 53 14 2Б 3,0
45Л 32 55 12 20 3.0
50Л 34 58 11 20 2,5
55 Л 35 60 10 18 2,5
Для отливок из уrлеродистой стали в арматуростроении наи
более широко используется сталь марки 25ЛКII, Она применяется
при давлении Ру  64 кпсм 2 и температуре t  4250 С. Для
работы в условиях Ру  200 кпсм 2 И температуре 4500 С, коrда
требуется rарантировать определенные показатели ударной вяз
кости, применяется сталь марки 25ЛIII.
2. лErировАнныE СТАЛИ
Сталь, содержащая элементы, специально вводимые для при
дания ей особых СRОЙСТВ, называется леrированной. Существует
следующее приближенное подразделение сталей, соrласно
[ОСТу 520050, по общему содержанию леrирующих элементов:
. низколеrированные стали  общее содержание леrирующих
элементов менее 2,5 % ;
среднелеrированные стали  общее содержание леrирующих
элементов от 2,5 до 10%;
высоколеrированные стали  общее содержание леrирующих
элементов свыше 1 О % .
Такое подразделение имеет приближенный характер, по
скольку каждый леrирующий элемент по-своему и в зависимости
от наличия друrих леrирующих элементов влияет на свойства
стали. Более обоснованным является подразделение стали на че-
тыре класса в зависимости от структуры, образующейся при
обычном медленном охлаждении стали. По этому принципу раз-
личают стали перлитноrо, мартенситноrо, аустенитноrо и феррит-
Horo классов.
В настоящее время применяются две системы обозначения
марок сталей. По основной системе обозначение марок сталей
279

выражается сочетанием цифр и русских букв, условно обозначающих
леrирующие элементы, содержащиеся в данной стали, и цифр
(следующих за буквами), указывающих процентное содержание
данноrо элемента. Первая цифра в марке обоЗначает число десятых
процента уrлерода, цифры, следующие за буквами, показывают
целые проценты. Если содержание леrирующеrо элемента не пре
вышает одноrо процента, цифра за буквенным обозначением не
ставится. Некоторые марки сталей, выплавляемые с особо высо-
кими требованиями в части низкоrо содержания вредных примесей
серы и фосфора, имеют в конце обозначения букву А. Буквенные
обозначения элементов и основные свойства, сообщаемые сталям
этими элементами, приведены в табл. 37.
Таблица 37
УСЛОвные обозначения элементов в марках сталей
и основные свойства, сообщаемые сталям
ХlIмический состав
Латинское
обозннчеиие
Обозначение Основные своЙства,
в MpKe сообщаемые стаЛll
АлюминиЙ А! Ю 1 Хорошо раскисляет сталь,
Способствует проuессу азоти,
рования стали. Повышает жа,
ростойкость, сильно снижает
сопротнвление ползучести. Ис
пользуется для азотируемых
сТалей, не работающих при
высоких температурах
Бор В Р Используется редко в малых
количествах (до 0,005%). Спо-
собствует сохранению аусте-
нитной структуры. При нали
чии друrих элементов повыша
ет прочность стали. Затруд
няет сварку
Ванадий
v
Ф Способствует распаду aYCTe
нита. Повышает прочность
стали 11 улучшает ее жаро
прочность. Улучшает свари
ваемость
Вольфрам
w
В Повышает прочность стали
при высокой температуре и
твердость, В аустенитных ста-
лях уменьшает интеркристал
ЛI!ТНУЮ коррозию
Кобальт
Со
к Упрочняет аустеннтные ста-
ли. Повышает жаростойкость
(окалиностойкость)
280

Продолжение табл. 37
Химический элемент Латинское ОбозначеНlIе Основные свойства,
обозначеНlIе в марке сообщаемые сталll
Кремний Si С Хорошо раскисляет сталь,
Повышает окаЛИIlОСТОЙКОСТЬ,
жаростойкость и жаропроч-
ность стали, Способствует pac
паду аустенита
Марrанец Мп r Хорошо раскисляет сталь.
Способствует сох ранению ay
стенитной структуры. Повы
шает а в И а т до 3000 С. Спо-
собствует развитию тепловой
хрупкости. Не применяется
для сталей, работающих при
высокой температуре
Молибден Мо М Способствует распаду аусте,
нита, Повышает прочность и
жаропрочность стали, особен
но при наличии друrих леrи,
рующих элементов
Медь Си Д Повышает коррозионную
стойкость стали. Используется
оrраниченно
Никель Ni Н Способствует СQхранению
аустенитной структуры. Повы
шает прочность, пластичность
и вязкость стали. Улучшает
сва р иваемость. Совместно с
хромом способствует развитию
тепловой хрупкости в низко
леrированных сталях
Ниобий Nb Б Способствует распаду aYCTe
нита. Повышает прочность и
жаропрочность стали путем
улучшения структуры
Титан Ti Т Способствует распаду аусте,
нита. Улучшает структуру и
прочность перлитных сталей.
В аустенитных стал ях пони
жает склонность к интеркри
сталлитной коррозии. Улуч
шает свариваемость
281

nродоJtжение табл. 37
Химический элемеит Латииское Обозиачение Основные свойства.
обозначение в марке сообщаемые сталИ
Фосфор Р П Используется в малых коли-
чествах ",0,1 % в некоторых
строительных сталях
Хром Cr Х Сильный раскислитель ста-
ли. Способствует распаду ay
стенита. Повышает антикор
розионные свойства стали и
жа ростой кость (окалиностой-
кость). При 58% хрома и
более сталь становится нержа
веющей. Ухудшает сваривае
мость стали
Друrая (вспомоrательная) система обозначеН!lЙ стали обра
завалась в результате назначения экспериментальной исследова
тельской электростали ЭИ порядковоrо номера, например ЭИ69,
обозначаемая по основной системе 4Х14Н14В2М. После выпуска
1000 порядковых номеров, последующие стали с 1959 [. обозна
чаются новым порядковым номером с буквами ЭП, например,
стали ЭП1, ЭП2 и др. Существуют и заводские обозначения марок,
например ЭЯ1Т и некоторые друrие.
Стали riерлитноrо класса применяются в основном для apMa
туры, работающей при температуре не выше 4500 С, и для крепежа.
Стали аустенитноrо класса используются для арматуры, работаю-
щей при высоких температурах, а также для арматуры химических
установок. Аустенитные стали имеют высокие пластические СВОЙ
ства, жаропрочны и жароустойчивы, немаrнитны и коррозионно
устойчивы. Ниже приведены некоторые данные о механических
характеристиках леrированных сталей при нормальной темпера-
туре, применяемых в арматуростроении. Данные приведены для
термически обработанных образцов с указанием режима TepMO
обработки. Область применения сталей для различных деталей
при высоких и низких температурах, а также мехаfIические харак-
теристики сталей при этих температурах и допускаемые напряже-
ния приведены в rлавах, [де рассмотрены расчеты этих деталей.
По [ОСТу 563261 подразделяют: коррозионностойкие стали,
жаропрочные стали и жаропрочные сплавы.
В табл. 38 приведены механические характеристики леrиро
ванных сталей, КОРРОЗионностойких сталей, жаропрочных сталей
и жаропрочных сплавов, применяемых в арматуростроении.
282

Механические характеристики Jlеrированных стаJlей, коррозиоииостойких сталей,
жаропрочных сталей и жаропрочиых сплавов, примеияемык в арматуростроении.
Образцы в термически обработанном виде
Таблица 38
   Закалка Отпуск
'" <f?  "" t в ос! t в осl нв
Марка стали -..... -..... -..... (ориеити -
с... с... " "  Охлаждающая Охлаждающая
...:с :с " ровочио)
.. :<с... среда среда
t:> " t:> " <о .;о- '" :с
Не менее
16М 25 40 25 60 12 880 Воздух 630 Воздух 149
30Х 75 90 13 45 7 860 Масло 500 Вода, масло 187
35Х 80 95 12 50 7 860 Масло 500 Вода, масло 300
40Х 85 100 10 45 6 850 Масло 550 Вода, масло 320
15ХМ 30 45 22 60 12 900 Воздух 650 Воздух 156
30ХМА 85 100 12 45 8 880 Масло 540 Масло 229
35ХМА 90 105 12 45 8 850 Масло 560 Вода, масло 240
35Xr2 70 85 12 45 8 860 Масло 600 Масло, вода 270
40ХФА 75 90 10 50 9 880 Масло 650 Масло, вода 260
12ХМФ 23 45 22 50 10 970 Воздух 750 Воздух 156
12Х1МФ 25 50 22 50 9 980 Воздух 750 Воздух 156
25Х2МФА (ЭИlО) 80 95 14 55 8 900 Масло 620 Воздух 240
2Х13 65 85 10 50 6 1050 Масло, воздух 650 Масло 300
3Х13 70 90 10 35 5 1050 Масло 650 Масло 270
15Х11МФ 50 70 16 53 6 1050 Воздух 740 Воздух 240
15Х1М1Ф 38 58 23 75 24 1050 Нормализации 750 Воздух 
Воздух

00


t.,:)
00
м::.
Продолжение табл. 38
>: >: >: Закалка Отпуск
'" '" 'Q-?.   t в осl t в осl нв
Марка стали <: с::- о!  Охлаждающая Охлаждающая (ориенти
....'" '" о! о! ровочно)
.. '-., среда среда
Ь о! Ь о! ос .,.. tI '"
38ХМЮА 85 100 15 50 9 940 Масло 640 Воздух 230
38ХВФЮ 85 100 15 50 9 940 Масло 640 Воздух 230
Х17 25 40 20 50 3   760 Воздух 170
1 Х 17Н2 (ЭИ268) 90 110 10 50 5 970 Масло 300 Воздух RC35
ЭИ578 45 65 18  12 [ор ячекатаная   230
ЭИ572 34 70        
Х18Н9 20 55 40 55 26 1100 Вода   
ОХ18Н10 18 54 50 50 25 1050 Вода   
Х18Н9Т 20 55 40 55 25 1100 Вода   
Х18Н10Т 20 55 40 55 30 1100 Вода   
1Х18Н12Т 20 55 40 55 30 1100 Вода   200
Х17Н13М2Т (ЭИ448) 22 55 40 55  1100 Вода   180
Х17Н13М3Т (ЭИ432) 22 55 40 55  1100 Вода   180
1 Х 14Н14В2М (ЭИ257) 22 55 35 53 24 1150 Вода 750 Старение 175
1Х14Н14В2МТ (ЭИ257Т) 22 55 35 53 24 1150 Вода 750 Старение 175
4Х14Н14В2М (ЭИ69) 34 65 35 40 10 1175 Вода 750 Старение 170
Х18Н28М3Д4 (ЭИ530)  60 40  20 1150 Вода   
Х23Н23М3Д3 (ЭИ533)  60 40  20 1150 Вода   
Х23Н28М3Д3 (ЭИ629)  60 40  20 1150 Вода   
ЭИ654 45 73 25 40 3,5 1000 Вода   

Продолжение табл. 38
  ъ Закалка Отпуск
" '#. t в осl t в осl \ НВ
Марка стали L:" ...... '#. ...... (ориенти-
'i< '" '" " Охлаждающая Охлаждающая
...'" '" r.:. рОВQЧНО)
.. среда среда
1:> '" 1:> '" <о  " '"
ХН35ВТ (ЭИ612) 40 75 15 40 11 1180 Вода 750 Старение 210
1Х14Н16Б (ЭИ694) 25 57 50 73 21 1120 Воздух   
1 Х14Н18В2Б (ЭИ695) 22 55 35 70 22 1150 Воздух   
1 Х 13Н18В2БР (ЭИ695Р) 22 55 35 70 22 1150 Воздух   
1Х16Н16В3МБ (ЭИ713) 25 55 40 65 20 1180 Вода   
Х18Н11Б (ЭИ724) 20 55 40 55 21 1100 Воздух   
20Х3МВФ (ЭИ415) 60 80 13 40 6 1050 Воздух 680  269
ЭИ802 60 75 15 45 6     
ЭИ723 100 110 16 64 6     
ЭИ909 (20Х1М1Ф1) 85 95 15 68 6 980 Масло 700 Старение 
ЭИ405 24 55 40 50 8 1100 Вода 750 Старение 10 ч 
25Х3НМ 45 65 18 40 6 910 Масло 680  
Х23Н 18 (ЭИ417) 20 50 35 50  1150 Вода, воздух   
20ХН3А 80 95 12 55 10 820 Масло 500 Вода или масло 240
ХН38ВТ  65 50 52      
Х14П4Н3Т (ЭИ711) 25 65 35 50 18 lO80 Вода   
Х21ПАН5 (ЭП222) 37 70 35 45 13 1050 Вода   
ОХ23Н28М2Т  55 35       
ОХ23Н28М3д3Т (ЭИ943)  55 35       
ХН60В (ЭИ868)  80 60       
36Н ХТ (ЭИ702) 35 70 38       
NI
(1)
Q1

в табл. 39 приведены стали, применяемые для изrотовления
цилиндрических пружин из проволоки круrлоrо сечения, и их
механические характеристики.
Таблица 39
Механические характеристики сталей для пружин
Марка стали I от I  I /\ в % I 1jJB%
в Kr /м",2 в Kr /",,,,2
tt:: 1 { d2 мм I  1. 200 I  I 
tt:: '" класса d6 145
",1-< »   
tJ,Q
:S:tt::o; { d2 мм I I 180 1 I
"tl-<", II   
001-< класса d8 125
o..:I:u »   
<1J"t
0;0
....а класса III { d2 мм I I 140 I I
>-><   
d8 »  100  
65r 80 100 8 30
6ОС2 120 130 5 25
6ОС2А 140 160 5 20
50ХФА 110 130 10 45
4Х13 90 110 12,5 32
ХI8Н!ОТ 20 55 40 55
Механические характеристики отливок из леrированных сталей,
применяемых в арматуростроении, приведены в табл. 40.
Таблица 40
Механические характеристики отливок из леrированных сталей
  ъ
Марка стали     ---- Вид термообработки
'-- '-- со со '" 
...'" '" '" '" и температура
.. .,.. ",--
t> '" t> '" <> <:s '"
20ХМЛ и 20ХЛ 25 45 18 30 3 Нормализация при
9000 С. Отпуск при
6500 С
20ХН3Л 40 60 12 20 6 Нормализация. OT
пуск
20ХМФЛ 32 50    
ЛАЗ 24 45 20  4,5 Закалка, аустенити-
зация при 11800 С, ох-
лаждение на воздухе
15Х1М1ФЛ 50 35 12 30 3 rомоrенизация при
10400 С
I
286

';;  
>1
'"  "" <> ВlIД термообработки
"" .....
Марка стали L:' r... '" " '"  и температура
...'" '"
","'", .,.. "':...
'" '" <Q '" '"
IOХ18Н9ТЛ 20 45 25 32 10 Закалка при 11000 С,
охлаждение В воде
10Х18Н4ПЛ 25 45 25 25 8 Закалка при 10500 С,
охлаждение В воде
IОХI8Н12М3ТЛ 22 45 30 30 10 Закалка при 11500 С,
охлаждение в воде
JOX 18Н12М2Т Л 22 45 30 30 10 Закалка при 11500 С,
охлаждение В воде
5Х23Н28М3Д3Л 20 45 30 30 10 Закалка при 11500 С,
охлаждение в ВОДе
ЭИ654ЛК: 25 50 15 30 2,8 Закалка при 12000 С,
охлаждение В воде
5Х23Н28М2ТЛ 25 45 30 30 10 Закалка при 11500 С,
охлаждение в воде
Продолжение 1 абл. 40
с повышением и понижением температуры свойства леrиро-
ванных сталей изменяются различно в зависимости от структуры
Химическоrо состава и термообработки стали.
r л а в а IV. ЦВЕТНЫЕ МЕТАЛЛЫ И СПЛАВЫ
1. ЛАТУнИ
В арматуростроении широко используются цветные металлы и
сплавы: латуни, бронзы, алюминиевые сплавы, никелевые, тита-
Новые и др. Наибольшее применение имеют латуни и бронзы,
Сплав меди с цинком называется латунью при содержании цинка
2055%, при содержании цинка до 20% сплав меди с цинком на-
Зывается томпаком. Для придания латуни необходимых свойств
ВВОДят ДОПОЛнительные Присадки олова, кремния, Свинца, алюми-
ния, никеля, железа или марrаНца.
Красная медь (марки МI и М3) используется в apl\laType rлав-
НЫМ образом для токопроводящих деталей и для прокладок в ар-
матуре, предназначенной для низких температур, если среда не
содержит КИслот.
Марка латуни или томпака обозначается буквой Л, бронзы 
буквами Ер, после которых ставятся буквы, обозначающие назва-
ния Компонентов сплава по начальной букве pycCKoro названия
КОМпонента (О  олово, М  медь, Мц  марrанец, А  алю-
МИНИЙ и Т. д.). Цифры за буквами обозначают в латуни и томпаке
287

процентное содержание меди и друrих элементов, остальное 
цинк, в марках бронзы  процентное содержание компонентов.
В трубопроводной арматуре латуни применяются для изrо
товления уплотняющих колец арматуры для воды, ходовых [аек,
электропроводящих деталей приводов. В некоторых случаях из
латуни изrотовляется также мелкая пароводяная арматура,
коrда такая необходимость технически обоснована.
Латунь  пластичный материал, леrко обрабатывается реза-
нием, имеет хорошую коррозионную стойкость (для повышения
коррозионной стойкости производится отжиr латуни). С пониже-
нием температуры механические свойства латуни повышаются,
поэтому она успешно применяется для арматуры, работающей при
низких температурах. В табл. 41 приведены механические xapaK
теристики латуней, применяемых в арматуростроении.
Таблица 41
N\еханнческне характернстикн латуней,
прнменяемых в арматуростроеннн
'" '" '"
'" '"  .::..
Вид заrотовки и состояние i:' i:'  '" '"
Марка лаТУНlI ...'" '" '" '"
матеРllала " ",--
'" '" '" '" <с> .;3- '" '"
Не менее
Л62 и Л68 Прутки тянутые и Ka  38 15  
таные
Термически обрабо- 11 36 49 66 14
танная (мяrкая)
Твердая (поковки и 44 52 10 52 
штамповки)
Л80 Катанка  30 25  
(полутомпак) Термически обрабо 12 31 52 69 16
танная (мяrкая)
Термически обрабо' 36 56 10 40 
танная (твердая)
ЛС591 Прутки тянутые и ка-  I 40 12  I 
таные
Отливки 15 34 27  2,З-
ЛК803Л I Отливки в землю I 24 I 25 I 10 I 11 I 
Отливки в кокиль  50 12  10
ЛМц58- 2 Прутки тянутые и Ka  43 25  
таные
Отливки 16 36 24 47 12
ЛМцС58-2-2 I Отливки в землю I 16 I 25 I 10 I  I 7
Отливки в кокиль 13 35 8 5 
ЛЖМц59-1  1 I Прутки тянутые и Ka I 18 1 50 I 18 I  I 12
таные
288

Латуни применяются при температуре t  225 -7- 2500 С. ДЛН
неответственных литых деталей арматуры, работающих при низ
ких давлениях, применяется кремнистая латунь марки ЛК80ЗЛ
и латунь свинцовистая марки ЛС5? 1 Л. Латунь ЛЖМц59 1  1
исполЬ3.уется для поковок шпинделеи, ходовых [аек и в друrих
случаях. Для изrотовления ходовых [аек применяются также
латун.и марок ЛК80-З, ЛМцС58-22 и ЛС59 1. Уплотняющие кольца
задвижек и вентилей изrотовляются из латуней марок: Л62 (про
кат), ЛМцС58-22 и ЛК80-ЗЛ (отливки), Латунь ЛЖМц5911
может применяться для изrотовления деталеЙ арматуры, рабо
тающей в условиях низких температур (до 1960 С).
2. БРОНЗЫ
Бронза обычно имеет более высокие механические свойства,
чем латунь, но пластические свойства у бронзы хуже, чем у Ла
туни. В арматуростроении бронза применяется для изrотовления
шпинделей, ходовых [аек, подшипников, втулок, венцов червяч
ных колец, а также пружин, работающих в коррозионной среде
или электромаrнитном поле. Раньше друrих началй применяться
оловянистые бронзы. Они устойчивы против атмосферной корро-
зии, обладают высокими прочностными и антифрикционными
свойствами. В настоящее время помимо оловянистых бронз для
изrотовления деталей арматуры применяются свинцовистые, фос-
фористые, алюминиевые, кремнистые и др. Механические харак-
теристики бронз, применяемых в арматуростроении, приведены
в табл. 42.
Таблица 42
Механические характеристики бронз, применяемых в арматуростроении
>:  '"
>i  6-':: 
t::::' ---..
Вид заrотовок н СОСТОЯ  t.... "' 
Марка бронзы "' <;
....'" '" "'
IJlJe материала '" ;,:t....
\;) "' \;) "' <о .... '" '"
н е менее
БрАЖМц103-1,5 Прутки 19 60 12 30 I 6
Отливки в землю  40 10  
Отливки в кокиль 16 50 12 25 I 6
БрАЖН!0+4 Прутки - 65 5  ,
Отливки  65 10  
БрАЖН! 1-6.6Л Отливки в землю и 48 60 2 2 -
в кокиль
19 Д. Ф. rуревич
289

Продолжение табл. 42
;,; :;; '"
:;; " ci" ci" с::.
l:;- ......
Марка бронзы Вид заrотовок и состоя- l.. '" '" '"
ине материала f..'" '" '" "l..
'" '" о"", <о -7 <:J '"

Не менее
БрКМц31 Прутки тянутые . 48 15  
(l 14+ 30 ММ
Прутки катаные  40 15  
d30+100 МИ
Отливки в кокиль 10 35 25  13
БрАЖ9,4 I Прутки I  I 55 I 15 I  I 
БрАЖ94Л Отливки в землю  I 40 10  
Отливки в кокиль  I 50 12  
БрАМц92 Прутки тянутые I  55 12 . 
до 30 ММ
Прутки прессо, 30 48 20  
ванные 50 120 ММ
I
Отливки В землю 15 40 20  
и в кокиль
Поковки 17 50 25 44 8
БрОЦ102 I Отливки I 18 I 22 I 10 I 10 I 
Б рОЦСН3,7 5 1 Отливки в землю 10 18 8 20 
Отливки в кокиль 13 21 5  
БрОЦС6,63 Отливки в землю 8 15 6 6 2
Отливки в кокиль  18 4  
БрБ2 Прутки и полосы 25 40 30  I 
мяrкие
Полосы твердые  66 2  
толщиноЙ до 6 ММ
ОблаrО(JOженная 128 130 1,5 . 1,25
(закалка с 8000 в во'
де, отжиr при 3000;
2 ч)
БрББ Проволока до  130 0,5  
12 .ММ, облаrорожен
ная
290

Безоловянистая бронза БрАЖМц1 0-3 1,5 применяется для
изrотовления шпинделей и ходовых raeK, работающих в широком
диапазоне температур (от 180 до +3000 С). Бронза БрАЖН10-4-4
используется для шпинделей, а бронза БрАЖН11-66  для xoдo
з.ых raeK, работающих при температуре от 180 до +3500 с. Для
изrотовления литых деталей, работающих при низких темпе
ратурах (до 1800 С), применяется безоловянистая бронза
БрА.жНll-66Л. Детали, работающие в морской воде, изrотовляют
ИЗ бронзы БрОЦ102.
3. АЛЮМИНИЕВЫЕ СПЛАВЫ
Алюминиевые сплавы не получили очень широкоrо применения
В арматуростроении в связи с тем, что они MorYT быть использо-
ваны лишь в сравнительно узком диапазоне температур (от 80
до + 1000 С). Из алюминиевых сплавов марок АЛ2 и АЛ8 изrотов-
ляется мелкая арматура, краны и детали приводов. Алюминий
марКИ АО применяется для изrотовления арматуры, работающей
на азотной кислоте при давлении не БОJlее 6 кпсм 2 и температуре
до 1960 С. Алюминий А2 используется для прокладок, работаю-
щих при температуре от 198 до +3000 С. Алюминиевые листы
иэrотовляются марки АО, с содержанием 99,6% алюминия, либо
марки А2, с содержанием алюминия 99,0%. Механические xapaK
теристики алюминия марки АО следующие: предел прочности
(1, === 7 кп MAt 2 , относительное удлинение б == 8 %; алюминий
марки А2 имеет предеЛ прочности О'в == 15---;.-- 13 кпмм 2 и б == 3---;.--
5%. Прутки, изrотовленные из алюминия АД и АД1, содержат
99% алюминия, имеют предел прочности О'в == 11 кпмм 2 и б ==
== 25%. В табл. 43 приведены механические характеристики
алюминиевых сплавов, применяемых для изrотовления деталей
арматуры.
Таблица 43
Мехаиические характеристики отливок,
ИЗfотовляемых из алюминиевых сплавов
Марка I Метод отливки I и т I а в I б в  I ан
сплава в КТ/ММ.' в КТ/ММ.' в кТ. М/СМ.'
АЛ2 В землю 8 15 4 0,7
В кокиль 8 16 2 0,5
АЛ8 В землю 12 28 9 1
В кокиль 13 30 5 0,3
С повышением температуры прочность алюминиевых сплавов
быстро снижается; так, например, при 2000 С предел текучести и
предел прочности уменьшаются примерно в 1,5 раза по сравнению
19. 291

со значениями этих параметров при нормальной температуре,
Модуль упруrости алюминиевых сплавов при нормальной темпе-
ратуре Е :::::::: 7000 кТ/мм 2 .
4. НИКЕЛЕВЫЕ СПЛАВЫ
Никель и никелевые сплавы хорошо противостоят действию
коррозионных среД и, в частности, действию морской воды. Одним
из важнейших свойств никеля является ero способность сохранять
пластичность при низких температурах. В интервале температур
от +650 до 271 о С пластические свойства никеля не изменяются.
ИЗ никелевых сплавов наибольшее значение для арматуры
имеет монель-металл НМЖМц282,5-1 ,5, устоЙчивыЙ против деЙ-
ствия морской воды, содержащиЙ никеля 68%, меди 28%, железа
2,5 % и марrанца 1,5 %. Ero механические характеристики приве-
дены в табл. 44.
Niеханические характеристики монельметалла
Таблица 44
а т I а в б в % ан в
Состояние металла в Kr/MM2 в КТ/ММ' Kr'M/CM'
Не менее
Прутки тянутые мяrкие, d5'-7-  45 25 
'-7-40 мм
Прутки тянутые твердые, d5'-7-  60 10 
..;.-40 мм
Прутки катаные d35'-7-70 мм  50 18 
Отливка в землю 21 35 20 9,5
Твердый монельметалл 55 63 18 8
Помимо монель-металла в арматуре применяется никель
(оrраниченно) следующих марок: Нl (99,8%), Н2 (99,6%) и НТ.
5. ТИТАНОВЫЕ СПЛАВЫ
Титан и титановые сплавы получают все большее применение
в технике и, в частности, в арматуростроении. Титановые сплавы
имеют высокие механические характеристики, хорошую KOppO
зионную стойкость И относительно малый удельный вес (1' ==:
== 4,5 с/см 3 ) , но они значительно дороже кислотостоЙкоЙ стали
Х 18Н 1 ОТ. Титан имеет низкие антифрикционные свойства и склон-
HocTь К задиранию при трении скольжения, поэтому рабочие
поверхности пар трения ДОЛЖНБI подверrаться соответствующей
обработке либо наплавке. Титан по титану и по друrим металлам
имеет высокий коэффициент трення. ОН быстро наволакивается
(налипает) при трении скольжения и хуже, чем сталь, адсорби-
рует смазку.
292

В среде, содержащей 3035 % и более кислорода по давле-
нием титан способен самовозrораться даже при комнатнои темпе-
ратуре. Титан стоек в атмосферных условиях, в пресной и морской
воде, rорячих минеральных маслах, щелочах калия и натрия,
пищевыХ продуктах, в ряде кислот и друrих средах. Титан яв-
ляетсЯ хорошим коррозионноетойким материалом для работы
в сильно аrрессивных средах в присутствии следов окислителей.
Арматура из титановых сплавов приrодна для работы при низких
и повышенных температурах, она обычно выполняется сварной,
сварка производится в среде инертноrо rаза  aproHa, rелия или
их смеси, под слоем специальноrо бескислородноrо флюса. Из ти-
тановых сплавов изrотовляются также сильфоны. В табл. 45 при-
веденЫ механические характеристики некоторых титановых
сплавов.
Таблица 45
Механические характеристики некоторых титановых сплавов
 " 
" ;;;'::
---- ---- 
l... l... '" ':'i
Марка сплава Состоянне материала '" '" '" '"
h '" :<l...
ь '" ь '" <о ..,. '" '"
н е менее
BТl ПОКОВКИ 40 50 20 50 7
ВТ31 ПОКОВКИ 80 90 10 25 3
ВТ5 ПРУТКИ И ПОКОВКИ 70 80 12 30 3
4ВТ3 ПРУТКИ И ПОКОВКИ 65 70 14 40 4,5
BTIДI ЛИСТЫ ДО 2 мм  45 25 50 
r JI а в а V. НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИЕ МАТЕРИАЛЫ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ изrОТОВЛЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ
АРМА ТУРЫ
А. ПЛАСТМАССЫ
Опыт применения пластмасс в трубопроводной арматуре еще
сравнительно невелик, и окончательные рекомендации 1\10rYT
быть разработаны лишь через определенный период времени на
ОСновании результатов тщательноrо анализа эксплуатационноrо
ОПЫта. Применение пластмасс в арматуре идет по двум основ-
ным Линиям: использование их как коррозионностойких мате-
риаuлов для изrотовлеНI1Я или облицовки внутренних поверхно-
стеи (футерования) корпусов, крышек, тарелок клапанов 11 дру-
rих деталей, непосредственно соприкасающихся с КОРРОЗИОННЫМИ
средами, и как материалов, заменяющих металлы для ИЗfотовления
293

втулок, шестерен, l-аек и др. с целью облеrчения веса деталей;
уменьшения трения, шума или использования их ДИ9лектрических
11 диамаrшпных свойств,
1. ВИНИПЛАСТ
В 1I н И П л а с т представляет собой твердую неrорючую
пластмассу, получаемую путем термической плаСТ}lфикации поли-
винилхлоридных смол. Винипласт обладает высокой химическоЙ
стойкостью против действия мноrих аrрессивных сред  кислот,
щелочеЙ и их растворов, Из винипласта изrотовляются некоторые
конструкции трубопроводной арматуры  вентили, краны, кла-
паны и др, Винипласт используется также как футеровочный
материал. Применяется для рабочей среды с температурой до
40600 С.
2. ФТОРОПЛАСТ
Ф т о р о п л а с т  4 является полимером тетрафторэтилена,
По химической стойкости фТОрОПJJаст-4 и ero сополимеры превос-
ходят все химически стойкие материалы, включая золото и пла-
тину. Практически стойкий против химическоrо действия всех
минеральных и орrанических кислот, щелочей, орrанических
растворителей, окислителей и друrих аrрессивных сред. Раз
рушается лишь под действием расплавленных щелочных металлов
и элеменrарноrо фтора. По внешнему виду фторопласт-4 напоми
нает парафин, имеет белую и скользкую поверхность, Не смачи-
вается водой и не набухает. Обладает очень высокими диэлектри-
ческими характеристиками и имеет очень низкий коэффициент Tpe
НЮI движения.
Детали из фторопласта4 изrотовляются из порошка путем
прессования и последующей термической обработки  HarpeBa
до 3750 С с охлаждением, Фторопласт4 после закалки приобретает
повышенные прочность и удлинение, но при этом снижается ero
модуль упруrости. Закаленные детали целесообразно использо-
вать лишь при эксплуатации в условиях нормальной темпера-
туры, так как при повышенной температуре закалка снимается,
Обычно температура эксплуатации лежит в пределах от 195
до +2500 С. Пленка из фторопласта-4 при температуре ниже
минус 1000 С сохраняет rибкость, Недостатком этоrо материала
является ползучесть, которая повышается с уве.JIичением удельной
наrрузки и температуры. Постоянное течение материала создается
при удельных давлениях q == 200+250 кТ/см 2 , но уже при удель-
ной наrрузке q == 30+50 кТ/см 2 создается заметная остаточная
деформация. Некоторые сополимеры фторопласта-4 имеют повы
шенные механические свойства по сравнению с фторопластом4,
сохраняя вместе с тем химическую инертность. Фторопласт-4
используется для изrотовления деталей кранов, вентилей, труб,
сильфонов, мембран, прокладок, сальниковых набивок и различ-
ных деталей электро- и радиоаппаратуры.
294

ф т о р о п л а с т ;) является IюлнмерUJ\! I\IUII,)ХJfUрТрIIфТОр
этилена. Представляет собой химически инертный II1атериал, стоЙ
КИЙ против всех кислот и щелочей. Разлаrается при высокоЙ TCI\!
пературе под деЙствием расплавленных щелочных II1етаЛJ10В н
элементарноrо фтора. Выпускается ПРОI\lышленностыо в UИ,'tС
ПЛИТ толщиной 18 мм, трубок и шнура, Фторопласт<3 испош>
зуется также для покрытия шероховатых I1Iеталлических поверх
настей, покрытие производиТсн поверхност6i, предварительно
HarpeTbIX до температуры 2750 С, которые затем резко охлаж
даются. При наrревании фторопласт.з кристаллизуется и CTaHO
вится хрупким, поэтому область ero применения оrраничнвается
температурами t  700 С.
3. ПОЛИЭТИЛЕН
П о л и э т и л е н представляет собой ВЫСОКОI\ЮJIСКУЛЯр!JЫЙ
продукт полимеризации этилена, Обладает высокоЙ хииическоЙ
стойкостью против мноrих аrрессивных сред, Используется для
работы при теI\lпературе в пределах от 60 до 500 С.
Выпускаются следующие марки полиэтилена: ПЭ500, ПЭ450,
пэзоо и ПЭ150, в которых цифры обозначают величину относи
тельноrо удлинения при разрыве в %. Каждая из ыарок ПОЛИЭТII
лена, в зависимости от пластично':ТИ, подразделяется на пять ТИ
пов, Марки полиэтилена, обладающие БОЛЬШЮ1 удлинением и
пластичностью, используются обычно как кабельные материалы
для изоляции проводов.
Полиэтилен используется как коррозионностойкиЙ материал
для изrотовления и футерования арматуры, изrотовления отдель
ных деталеЙ, уплотняющих колец, прокладок, Из ПОilИЭТИJJсна
иноrда ИЗfОТОВЛЯЮТ шестерни для бесшумноЙ работ!>! и HeKOTOpJole
друrие детаЛIJ.
4, ПРОЧИЕ ПЛАСТМАССЫ
Т е к с т о л и т  слоистыЙ пластик, ПОJ1учаемыЙ оутем прес
сования уложенных слоями полотнищ ткани, пропитанноЙ смолой
фенодоформальдеrидноrо типа. Из текстолита наиболее часто изrо
товляют шестерни и подшипники. Используется при ТСIIшературе
t  1000 С.
Древесные слоистые пластики (ДСП) выпускаютсн в ви,1,(' плот
И листов, изrотовленных из тонких ЛИСТОIJ ,'1ущеноii ;\j)СI3есины
(шпона), пропитанных СШIТетическоЙ CI\lO,'lOi't II СК,lееIШЫХ >.!еж,1.\'
собой при высокоЙ температуре и даВ.lении. В I1IаШIШССТРОСJIнiJ
наиболее широко применяются следующие марки.
ДСПБ  со смешанным раСПОJl0жеНI!еIl! 130ЛОКШl 13 С'.'10ЯХ
шпона, Через каждые 520 слоев с параЛ,lurьньш расположение1\I
волокна размещается один слой с перпеНДИКУ,lЯРНЫМ Ю1ПрaI::lе
нием. Древесный волокнистый пластик ДСПБ IIСПОЛЬЗУЕ'ТСЯ Kal,
Констр УКЦИонный I! антифрикционный I1!aTep нал. 
295

ДСП-В  с перекрестным раСПОЛожением волокон в смежных
слоях используется как конструкционный материал в тех случаях,
коrда необходимо иметь одинаковую прочность при растяжении,
сжатии и изrибе вдоль и поперек волокон.
ДСП-[  со звездообразным расположением волокон в смеж-
ных слоях. Этот пластик обычно используется для изrотовления
зубчатых колес и шкивов. В арматуре получили распространение
червячные шестерни электроприводов из ДСП-[.
Древесные слоистые пластики используются для работы при
температуре t  1000 С.
Ф а о л и т  кислотоупорная пластмасса, изrотовляемая на
основе бакелитовой смолы (фенолоформальдеrидной резольной,
т. е. при наrревании способной переходить внеплавкое нераство-
римое соединение) с наполнителем из асбеста (либо из асбеста с rpa-
фитом или песком). Применяется как для футерования арматуры,
работающей при температуре среды до t == 120) С, так и для из-
rотовления некоторых конструкций вентилей и Кранов,
Капрон, полипропилен и нейлон получают применение в маши-
ностроении для изrотовления некоторых деталей. В частности,
капрон используется в ряде случаев как износоустойчивый мате-
риал для изrотовления втулок подшипников. Нейлон в некоторых
случаях может быть использован для изrотовления крепежных
деталей. Капрон rиrроскопичен, он впитывает влаrу из воздуха
и воды и набухает; с повышением температуры теряет прочность,
поэтому применяется в арматуре редко и лишь для температур от
10 до +700 С.
5. ВЕНТИНИТ-65
Для изrотовления уплотняющих колец вентилей разработан
новый асбофрикционный материал вентинит-65. Он употребляется
вместо бронзовых колец для рабочей температуры средЫ до 2250 С,
Этот материал Имеет твердость по Бринелю 1520, предел проч-
ности на сжатие составляет 200 кr/ см 2 .
Б. FPA ФИТНЫЕ МА ТЕРИАЛЫ
[рафит представляет собой один из видов ЧИСТОrо уrлерода, он
имеет кристаллическую решетку, в которой силы сцепления между
атомами велики, но структура материала слоистая, со слабой
связью между слоями, поэтому скольжение одноrо сЛоя относи-
тельно друrоrо происходит леrко, при малых действующих силах.
На поверхности большинства металлов rрафит образует пленку,
блаrодаря значительным силам молекулярноrо сцепления. Тонкий
слой rрафита на поверхности металла заполНяет микронеровности,
частицы rрафита, ориентируясь в направлении движения, создают
хорошие условия для снижения сил трения между поверхностями
соприкасающихся деталей.
296

[рафит может быть eCTecTBeHHoro происхождения и искус
ственный; последний получается путем обоrащения eCTecTBeHHoro
rрафита, уrольных материалов (кокса, антрацита и др.) термиче
екой обработкой при температуре в 30000 С. В технике исполь
эуется в основном искусственный rрафит. Для антифрикционных
материалов применяется rрафит, получаемый в виде порошка из
нефтяноrо кокса  остатка переrонки мазута.
Цвет rрафита от серебристоrо до черноrо, удельный вес в преде-
лах 1 ,62,3, температура плавления 38450 С. Коэффициент ли
нейноrо расширения примерно в четыре раза меньше, чем у стали
и чуrуна (2,7. 106), коэффициент теплопроводности в несколько
. р(lЭ выше, чем у черных металлов. [рафит обладает хорошей элек-
тропроводностью. Модуль упруrости при сжатии Е == 4,7 .104
7,5. 104 кr/см 2 , он имеет постоянное значение до разрушения мате-
риала. Коэффициент cyxoro трения O,030,05. В пределах темпе
ратур от 2000 С до +8000 С ero физические и механические свой
ства изменяются мало.
Недостатком этоrо материала является хрупкость и пори-
стость. Детали из rрафита чувствительны к местным напряже-
ниям, возникающим в местах резкоrо изменения формы. Пори
стость rрафитовых материалов достиrает 25 % , размеры пор
около 1 МК. При малых толщинах стенки среда может просачи-
ваться сквозь материал. Для устранения пористости rрафитовые
'материалы пропитываются различными составами, что, не снижая
антифрикционных свойств материала, приводит и к повышению
ero прочности.
Основными из выпускаемых антифрикционных rрафитных Ma
териалов являются материалы марки АО  антифрикционный
обожженный и марки А[  антифрикционный rрафитированный.
Первый используется для работы по чуrуну и хромовым покры-
тиям, второй  для работы по стали. В обозначение марки входит
давление прессования порошков в кr/см 2 (AO-БОО, AO1500 и т. д.).
Материал марки А[ проходит процесс rрафитизации при высокой
температуре, в связи с чем улучшается ero кристаллическая ре-
шетка, повышается теплопроводность и электропроводность, но
механические характеристики ero по сравнению с материалом
АО Снижаются.
Антифрикционные rрафитные материалы, пропитанные фе-
нолформальдеrидными смолами и кремнийорrаническими соста-
вами, обладают в 1 ,52,0 раза более высокими механиче-
скими характеристиками по сравнению с непропитанными, но
предельная температура их применения снижается и стано-
ВИТся равной предельно допустимой температуре материала про-
Питки.
Применяются также rрафитные материалы, пропитанные метал-
лами: свинцом, баббитом, медью и пр. По объему такие мате-
риалы содержат Bcero 712% металла, и удельный вес их
297

увеличивается на 4070%. Такие материалы при определенноii
толщине непроницаемы для жидких и rазовых сред.
Промышленностью выпускаются следующие уrлеметаллические
материалы: yr лесвинцовооловянистый AO-1500-C05, пропитанныЙ
свинцом с 5% олова, и уrлебаббитовый АО-1500-Б83, пропитан-
ныЙ баббитом Б83, rрафитосвинцовооловянистый A[-1500-C05 н
rрафитобаббитовый Af'-1500- Б83. Уrлеrрафит6металлические
материалы хорошо работают в средах: вода, антифриз, фреон,
жидкое топливо и др. Они MorYT быть использованы при низких
температурах до 600 С.
Композиционные материалы, получаемые rорячим прессова-
нием смеси порошков искусственноrо rрафита и фенолформальде-
rидных смол, называются антеrмитами (АТМ). В результате
прессования получаются детали, имеющие rотовую форму или
требующие незначительную дополнительную обработку. Некото-
рые данные о механических характеристиках rрафитных материа-
лов приведены в табл. 46.
Таблица 46
Механические характеристики некоторых rрафитных материалов
Предел прочности
Марка Пропитка на сжатие I на изrиб
(J в. СЖ (Je. ИЭ2
в Kr/CM' в Kr/CM'
АО НепропитанныЙ 15002000 600900
АО Фенолформальдеrидная СМО- 4000 1700
ла
АО .к:ремниЙорrанические СО'- 3500 1300
единения
Ar НепропитанныЙ 7001000 300500
Ar Фенолформальдеrидная CMO 1500 700
ла
лr КреМ\lийорrаническне соеди, 1000 600
нения
AO1500-C05 Свинец с 5% олова [000 
Ar1500C05 Свинец с 5% олова 700 ,
АО1500Б83 Баббит Б83 1100 
Аr'1500Б83 Баббит Б83 800 
ATM1  10001200 400500
ATM10  550 260
ATM-1r  450 200
[рафитный материал марки 2П-IООО имеет предел прочности на
сжатие в 13001400 кпсм 2 и хорошо работает со сталью 2X13
даже в морской воде.
298

В трубопроводной арматуре из rрафитных материалов иrотов
ЛЯЮТСЯ набивки и кольца для сальниковых набивок парОБОИ арма-
туры. Подшипники СКОJIьжения и направляющие втулки в ряде
случаев MorYT быть также изrотовлены из этих материалов, Поло-
жительные результаты дали испытания поршневых колец из [ра-
фитиых материалов; они MorYT применяться в поршнях пилотных
устройств реrуляторов давления и в предохранительных клапанах.
Детали кранов и друrие, работающие в коррозионных средах,
MorYT изrотовляться из rрафитов.
rрафитные материалы находят также применение в предохрани-
тельных устройствах химических производств в виде разрывных
мембран, устанавливаемых в металлические обоймы с круrлыми
окнами. При достижении давления выше предельно допустимоrо
rрафитная мембрана продавливается через окно и открывает путь
среде.
В. СТЕКЛО И КЕРАМИКА
С т е к л о успешно применяется для изrотовлеНИ5f труб и мо-
жет быть использовано для изrотовления трубопроводной арма-
туры. Стекло с давних пор успешно применяется, например, для
изrотовления мерных стекол. Хрупкость стекла создает серьезные
препятствия для внедрения стеклянной арматуры в промышленное
производство, однако в лабораторных условиях она используется
успешно. Наиболее приrодным для изrотовления арматуры явля-
ляется боросиликатное стекло, содержащее окись бора, оно имеет
высокую химическую стойкость и теплоустойчивость. Механиче-
ские характеристики боросиликатноrо стекла приведены в табл, 47.
С т е к л о - с и т а л л заслуживает особоrо внимания, так как
оно обладает высокой химической стойкостью, прочностью (при-
ближающейся к прочности стали), жаропрочностью и отсутствием
хрупкости. Это стекло нечувствительно к ударам и резким измене-
ниям температуры, поэтому оно должно найти применение и для
изrотовления деталей арматуры.
К в а р Ц .п л а в л е н ы й представляет собой химически
стойкий материал, имеет ничтожно малый коэффициент линейноrо
расширения, но хрупок.
Д и а б а з п л а в л е н ы й может быть использован для
изrотовления простейших деталей и для футеровки их.
Фарфор и КИСJIотоупорная керамика
также MoryT быть использованы лишь для изrотовления простей-
ших деталей. Детали из этих материалов химически устойчивы, но
хрупки. Пористая керамика rлазуруется, JiVlеханические характе-
ристики керамики приведены в табл. 47. Износостойкость и корро-
зионная стойкость керамических деталей очеНI) высокая, и они
обычно выходят из строя не в результате действия коррозии, а по
друrим причинам. Керамические детали чувствительны к резКlШ
изменениям температуры и к YAapar, ПОЭТОi\IУ неприrо}J,НЫ для
299


с::>
с::>
Механические характеристики некоторых неметаллических материалов и пластмасс,
примеlfяемых для иэrотовлеlfИЯ арматуры
Таблица 47
Предел прочности В кТ /см 2
Материал I I I {j в % ан нв
ав. расm ав. еж ав. иЗе 'в, ер в кТ,см/сМ 2
Винипласт r 400 I 800 I 900 I 420 I 20 I  I 
I
незакален 140250
Фторопласт-4 ный 200 110140  250500 100 З4
зака.1енный 160315
незакален 350400 2040
Фторопласт3 ный 500570 600800  2030 1013
закаленный 300350 }00200
Полиэтилен ПЭ300 I 100 I 125 I 120170 I  I 300 I 16 I 23
Пластикат листовой поли- I I 100 I ! I 150 I J 
хлорвиниловый    
I I ! I , I I
Фаолит А формованный 200 600900 I 500 300  26 20
Капрон (капролактаЛ1) I 600800 I  I  I  I  I  I 
Стекловолокнистыи :Ilате- 800 1300 1000
риал Ar-4, в 5000    
с 3000 1300

Продолжение табл. 47
Материал
Предел прочиости в Kr/CM'
а в . рост ав. еж а в . иЗе -r e . ср
1200 2500 * 1600
1500
850 2300 1450
1300
650 2000 1200
1200
б в %
ан
в Kr'CM/CM'
ив
Текстолит ПТК
35
ПТ
35
ПТ,I
25
Древесные слоистые пла Вдоль ВДОЛЬ волокон По клее
стики волокон ВОМУ шву
ДСПБ 2600 1600 2800 150 80
ДСПВ 1400 1250 1800 140 30 25
ДСПТ 1250 1500 140 30 25
БОрОСIIЛl!катное стеr;ло
500900 6000 12 000
Керамика
60115
32005800
230460
250300
1,31,9
ci,:)
с
.....
 Числитель  ПрlI сжатиИ перпенДНКУЛЯрНО СЛОЯМ, знаменатель  при сжатии ВДОЛЬ слоев.

работы в у<:ловиях смены тсмператур и на морозе <:выше 40 С.
Изrотовление керамических деталей происходит путем формовки,
прессованИЯ или отливки и последующеrо обжиrа при температуре
1120 1300° С. Керамические материалы не ПОЛУЧИ.'Iи распростра-
нения в арматуростроении из-за низких механических свойств и,
в частности, хрупкости. Появление химически стойких пластмасс
в значительной мере снизило интерес к этим материалам.
Стекловолокнистый материал (СВАМ) типа А[-4 используется
для температур от 60 до 2000C.
r л а в а VI. СПЛАВЫ ДЛЯ НАПЛАВКИ
УПЛОТНЯЮЩИХ КОЛЕЦ
1. ЛАТУНИ
Арматура из ceporo и KOBKoro чуrуна и из стали при рабочей
температуре воды или пара до 2252500 С снабжается латунными
уплотняющими кольцами. Они изrотовляются в виде отдельных
де'l'алеЙ и закрепляются в арматуре (в корпусах, клиньях, дисках
и тарелках) путем пласrическои деформации кольца в канавках
тиtIа «ласточкин хвост», «на ус» И др. Весьма целесообразным яв
ляется наплавка латуни непосредственно на уплотняющие поверх-
ности соответствующих деталей, что позволило бы сократить
количество цветноrо металла, затрачиваемоrо на арматуру, и упро-
стило бы обработку деталей. Попытки освоить этот процесс пред-
принимались даВНО и в ряде случаев заканчивались успешно,
однако повсеместноrо применения этот метод не получил  не
всеrда обеспечивалась плотность наплавленноrо слоя и ero проч-
ное сцепление с основным. Следует признать целесообразным даль-
нейшую разработку и внедрение этоrо технолоrическоrо процесса.
2. ВЫСОКОЛEfИРОВАННЫЕ СТАЛИ
Наплавка высоколеrированных сталей на уплотняющие по-
верхности для улучшения работы арматуры применяется широко.
Наплавленный металл в зависимости от марки электрода В раз
личной степени сообщает поверхности коррозионную и эрозионную
стойкость, износостойкость и устойчивость против задираний.
Наплавленные поверхности леrко ремонтируются путем восста-
новления наплавленноrо слоя. Наплавка производится электро-
Дуrовым методом или с помощью ацетиленовоrо пламени. НаП.ТIав-
ленные материалы должны по возможности иметь коэффициент
линейноrо расширения, равный или близкий к коэффициенту
линейноrо расширения OCHoBHoro металла, и достаточные пласти-
ческие свойства, чтобы при температурных изменениях не проис-
ходило растрескивания наплавленноrо металла. Качества наплав-
ленноrо слоя зависят от материала стержня электрода, от состава
обмазки и от режима наплавки. В настоящее время для изrотовле-
302

ния стержней электродов применяются в основном СJIедующие
стали: ОХ18Н9, ОХ18Н9Т, Х18НI0Т, Х25Н13, Х25Н20 и 2Х13.
Некоторые данные о свойствах наплавленных слоев из высоко-
леrированных сталей и области их применения в арматуре пр иве-
девы в табл. 48.
Таблица 48
Примеиеиие высоколеrироваиных сталей
для иаплавки УПЛОТИЯlOщих поверхностей арматуры
Материал Марка I
электрода Основные свойства
стержня (наплавка I Область применения наплавленноrо слоя
з.пектрода ПОСТОЯННЫМ
током)
ОХ18Н9 ЭНТУ-3М I Наплавка армзтуры Металл типа [8-8
для воды и сварка ки- О'в:;:.50 кТ/мм 2 ; 0:;:.35%;
слотостойкой стали aH 12 кТ 'M/CJ,!2
ОХ18Н9 ЦН-б Наплавка вентилей RC 2832
для воды и пара повы-
шенных параметров и
5000 С)
ОХ18Н9Т ЦT1 Наплавка арма1УРЫ Н?'Jlичие молибдена
для воды и коррозион- создает слой без трещин.
ных сред. Сварка жаро t 200 С; O'o73;
прочиых стамй ЭИ257, б33,5% ; aH7,1;
ЭИб9 и др. t450° С; O'в58;
032,2% ; al-t7,3;
t 6500 С; a845;
045,2% ; afi7,5
Х18Н10Т ЦЛ3М Наплавка арматуры O'в50 Kr/J,tM 2 ; O
дЛЯ воды. Сварка ки- 35%; aH [2 кТ -;'i/CM 2
слотостойкой стали
Х18Н10Т ЦЛ4 Наплавка арматуры I O'в55 кr/мм 2 ; O
дЛЯ воды. Сварка ки- , зо%; aH [1 кТ .J,!/CM 2
слотостойкой стали
Х25Н [3 I TK3A I Наплавка арматуры \ 11 В 150180
для воды и пара
Х25Н13 I ТК3-АТ I Наплавка арматуры I н в 220270
для воды и пара
Х25Н13 03Л2 Наплавка арматуры Металл типа Х25Н13,
дЛЯ воды. Сварка жа. леrированный молибде-
ропрочных сталей ном. aв60 кr/мм 2 ;
035%; aH10"T 'M/012
Х25Н20 озл[ Наплавка арматуры Металл типа Х25Н20,
дЛЯ воды. Сварка жа- леrированный молибде-
ропрочных сталей ном. O'в55 кr/мм 2 ;
б35%; al-t 12 кТ . М/СМ"
"---- 2Х13 I МН I Наплавка вентилей I н в 350400
303

3. СПЛАВЫ ПОВЫШЕННОЙ СТОЙКОСТИ
Наплавка уплотняющих поверхностей такими сплавами при-
дает им наиболее высокие качества в отношении износостойкости,
эрозионной стойкости и стойкости против задиров как при высоких
температурах, так и при высоких давлениях. Поверхности, по-
крытые этими сплавами, имеют высокую твердость, обладают жаро-
прочностью и способны выдерживать большие удельные давления.
Недостатками являются: дороrовизна и дефицитность материалов
(кроме сормайта), хрупкость наплавленноrо слоя, возможность
появления трещин при резких колебаниях температур. Для
наплавки уплотняющих поверхностей в арматуростроении приме-
няются следующие сплавы повышенной стойкости: стеллит В3К
(кобальтовый сплав ЦН-2), сплав ЦН-3 и сормайт NQ 1. Некоторые
данные об этих сплавах, применяемых в арматуростроении, и об-
ласти их использования приведень' в табл. 49.
Таблица 49
СплаВbI ПОВblшенной стойкости,
применяеМblе для наплавки уплотняющих поверхиостей арматуры
Материал I Марка электрода I I Основные сВОЙсТВа
стержня и метод наплавки Область примеиения н аплавленноrо
электрода слоя
В3К В3К Наплавка Арматура высоких ()'в60 кпмм 2 ;
ацетиленовым пламе и сверхвысоких па RC40
нем на деталь, Ha раметров, коррози- Высокая из
rретую до 5000 С. онных И аrрессив нососто й кость,
Охлаждение с печью ных сред, высоких устойчивость про
с 6000 С. Подслой давлений, высоких тив эрозии, KOp
В 24 мм из стали температур. Tpy розии и задира
Х 18Н10 щиеся и уплотняю ния
щие поверхности
при температуре от
196 до +6000 С
В3К ЦH2, Наплавка Арматура высоких RC45
постоянным током и сверх высоки х па Высокая из
на деталь, наrретую раметров t раб носостойкость,
ДО 6000 С 570 С устойчивость про
тив эрозии, кор-
розии и задира-
ния
ОХ 18Н9 ЦH3, Наплавка Арматура высоких Высокая стой-
постоянным током и сверхвысоких па кость против эро
на Деталь, наrретую раметров зии и коррозии.
до 6000 С Качества ниже
I ЦН-2
Сормайт I Наплавка ацети I Уплотняющие по- I RC48
Ng 1 леновым пламенем верхности задвижек
304

r л а в а VII. КОРРОЗИОННАЯ И ЭРОЗИОННАЯ
СТОЙКОСТЬ МАТЕРИАЛОВ
1. I(ОРРОЗИОННАЯ СТОЙI(ОСТЬ чуrунов
Коррозионная стойкость материала приобретает решающее
значение в арматуре, работающей на коррозионных средах.
Вопросы коррозионной стойкости металлов находятся еще в стадии
широкоrо и интенсивноrо изучения. Несмотря на большое количе
ство уже имеющихся данных, материалы по коррозионной стой
кости еще достаточно четко не систематизированы. Для оценки кор-
розионной стойкости материалов еще нет общепринятой системы,
поэтому существуют различия в методах оценки, что мешает обоб-
щению имеющихся данных. Для металлов была приведена
10балльная система оценки по скорости коррозии металлической
поверхности (см. табл. 23), однако привести все имеющиеся данные
к этой системе пока затруднительно. В большинстве случаев orpa
ничиваются более общей оценкой.
Серые и ковкие чуrуны неустойчивы против действия коррозии
в связи с неоднородностью структуры. Наличие зерен rрафита
создает пористость, в силу которой среда вдоль rрафитных пласти-
нок проникает в металл, [де создаются микропары, в которых
rрафит или цементит является катодом, а феррит анодом. Пара
ферритцементит имеет меньший потенциал, чем пара феррит
rрафит, поэтому чуrуны, содержащие уrлерод в связанном состоя-
нии, являются химическими более стопкими. Литейная корка
химически более устойчива и создает препятствия для проникнове-
ния среды в металл, поэтому для повышения коррозионноЙ стой
кости чуrунов желательно обеспечивать сохранение литейной
корки и высокую плотность отливки. В табл. 50 приведены некото-
рые данные о чуrунах, применяемых для работы в коррозионных
средах.
Таблица 50
Чуrуны, применяемые в арматуре для коррозионных сред
I Предельная I Область применения (среда)
Чуrун температура
t в ос
Ферросилнд С-!5 Азотная I{ис,тюта, серная, хромовая
Ферросилид с-! 7 и др. Орrаннчес.кие н:ислоты: уксусная,
 муравьиная, лимонная и пр. Неприме-
ним для наrретоЙ соляной КИСЛОТЫ, cep
нистой и фтористых соеДllнений, paCTBO
РЯЮЩIlХ пленку SiO.
Антихлор МФ-!5 I  I Соляна КИСJlOта н др.
Нирезист I 600 I Проду]{ты rорсния топлива. Слабые
ЖЧНДХ15-17-2 20 растворы щелочей, серной н соляной
к не/ют
20 д. Ф. rуревич
305

Продолжение табл. 50
  
I Пррделъная I
'lУТ'УН температура Облsетъ ПРllменения (сррда)
t в ос
Ще,"очестоJ!кий СЧЩ-I I 500 I Растворы ще.почсй
Щепочсстойкий СЧЩ-2
I
ВЫСОКОХРОМНСТЫIi Crz I 1200 I Азотная КИСJIQта н се соли, фосфорная,
z30% уксусная hИС.тто [Ы, хлористые СQедине-
нин, сера и се сосД,инення
Аустеи"тrrый Cr;:o19%; I 1000 I Азотная Т<ИС10та
Ni9% I
К"СЛОТОСТОЙК"Й BЫCOKO I , I Серная кнслота и др.
прочиый квч
2. I(ОРРОЗИОННАЯ СТОЙI(ОСТЬ СТАЛЕЙ
При выборе стали для деталей арматуры, работающей в корро-
зионных средах, используют как данные исследований, так и опыт
эксплуатации рассматриваемой стали в заданных условиях, Так как
процессЫ коррозии различно про являются в зависимости от усло-
вий работы арматуры. Так, в процессе работы арматуры на химиче-
ских аппаратах BbIcoKoro давления, предназначенных ддя синтеза
аммиака, мочевины, искусственноrо Жидкоrо ТОплива и некоторых
др., набдюдаются сдедующие виды коррозии сталей.
А з о т о - в о Д о р о Д н а я к орр о з и я (синтез аммиака),
степень действия которой на металл с повышением температуры
и давления повышается. В этих условиях рекомендуется применять
сталь марки 25Х3НМ при работе арматуры на среде с температу-
рой 3000 С и давлением Р раб  700 кпсм 2 . При температуре
5000 С и давлении Р раи === 800+ 1000 кпсм. 2 рекомендуются стали
аустенитноrо класса,
В о Д о р о Д н а я к орр о з и я, действующан в связи с реак-
циеЙ, протекающей при высоких температурах между водородом
средЫ и уrлеродом стади. Степень действия коррозии увеличи-
вается с повышением температуры и давления. В этих условиях
(t  200 0 С и Р раб  300 кпсм 2 ) целесообразно применение сталей
с пониженным содержанием уrлерода и с леrИРУЮЩИl\lИ элемен-
тами, связывающими уrлерод в виде карбидов.
К а р б о н и л ь н а я к орр о з и я (синтез метанола и изо-
бутанола) протекает при температуре 1503500 С и давлении
Р раб === 325+700 кпсм 2 . Устойчивыми в этих условиях являются
высоколеrированные стали, содержащие хром 1820% и более или
меДЬ и марrанцовистые бронзы (Мп ==' 1,5+2,0%).
С е р о в о Д о р о Д н а я к орр о з и я протекает в арма-
туре, рабопющеЙ: на средах, содержащих серу и образующих
306

серовоДород (процсс rидроrенизации ТОПJIива), при температуре
3000 С. Для этих условиЙ применяются хромомолибденовые стали
(Cr  3%, Мо  0,5%).
К орр о з и я р а с т в о р о м и п л а в о м м о ч е в и н ы,
против которой устойчивы стали Х18Н12М3Т и ОХI7НI6М3Т.
Окончательное решение при выборе марки стали приходится
принимать с учетом ряда факторов. Коррозионная стойкость
сталей, как и друrих металлов, быстро падает с увеличением кон.
центрации раствора и повышением температуры, поэтому эти усло-
вия должны учитываться в первую очередь. Большое значение
имеет состояние материала  ero микроструктура. Учитываются
также технолоrические свойства данной стали, ее стоимость,
а также необходимый срок службы арматуры. В табл. 51 приве-
дены некоторые данные о применимости сталей, алюминия и меди
для ряда химических сред при нормальной температуре.
Таблuца 51
Применимость сталей, алюминия и меди в арматуре
для некоторых коррозионных сред при температуре t == 20" С
"' I
'"
...
U "
"о N
"!М :r: ",,,,
о" ,... I--< t:[t:[
l(оррозиоииая среда o.
""  ....С'1 ",,,,
'"  .". 1--<:<: :€:<:
<...  t.... '" С, "Н'"
:>. " ",,' .... CJC"!
о"' :r: :r::r: :r::r:
    "''''
'" '" ""'"
:<:t;   >-:>-: I X
I
Азотная кислота Н 65 50 90 1 I 6
-
I
Серная кислота Н Н Н 100 100 4
Соляная кислота Н Н Н 5 
Уксусная кислота Н 10 50 100 I  1
Фосфорная кислота  5 50 90 
Едкий натр  30 20 30 
Аммиак (rаз и водные pac  П П П -
Творы любой концентрации) I
Спирты бутиловый !I эти П П П 11 П
ловыЙ I I I
Уrлеводороды ЖIIДК!Iе П П П n I п I [

При м е ч а н и я:
1. Цифры в таблице обозначают предельно допустимую концеНТрЮ\1
2. Буквеиные обозначення: Н  матернал иеприrоден для при
В Данной среДе, П  матернал приrоден к приыенению в данноЙ сред
концентрацин.
'"
'"
'"
'"
:Е "'
 
,.-,: :;;:
О
О
00 100
п п
1 Н
Ik) В %.
меffеННЯ
е любоЙ
20*
307

3. КОРРОЗИОННАЯ СТОЙКОСТЬ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ
И ПЛАСТМАСС
Среди неметаллических материалов и пластмасс имеются
материалы, значительно более стоЙкие IIрОТИВ коррозии, чем Me
таллы, однако известные их недостатки (низкие механические
своЙства, низкая температура размяrчения или хрупкость, напри
мер, стекла, фарфора и др.) оrраничивают область их ПрИl\!е
нения. В табл. 52 приведены некоторые данные оприменимости
неметаллических материалов и пластмасс ,1,0151 арматуры при темпе-
ратуре 20 0 с.
Таблuца 52
Применимость неметаллических материалов и пластмасс в арматуре
для коррозионных сред при температуре 200 С
Коррозионная срсда
::а
f-<
О
е;
U
::>:

Азотная
Серная
Сернистая
Соляная
Фосфорная
Плавиковая
Борная
Уксусная
Хлоруксусная
Муравьиная
Фтористоводо
родная
КреIнефтори,
СТОlJодородная
f.<
U
"

'"
"
ci:1
50
90
100
100
40
60
100
"'
(!)
'"
'"
f.<
'"
'"
с;
о
1:::
50
70
100
100
10
60
о
t;
'" f.<
"' '"
",:<
" "
P-t;
О 
t; '.
х с;
'" "
 :::
.0 :5
1:::"

f,
"
с;
о
'"
6-
'"
:;:
О,
со
р.
100
:::
о
<о;
'"
sr
I I I I
!
ЕдкиЙ натр 40 I 50 40  50 5
I
Едкое кали 40 I 50 40  50 I 5
Ащшакжидкий 40 40 40  100 10
308
I
О I 50
О I 50
1 О I 50
..  
35
10
70 50
70 100
100 100
85 85
50
100
50 80
90
100
100
40
60
100
50
(i0
32
100 50
"
о
....
"-
'"
"
f.<
"
'"
о
'"
(1)
'
"
о
....
u
(!)
'"
u
"

'"
о

1:::
50
50
100
85
98
90
98
98
98
10
50
80
98
98
98
97
50
50
100

Продолжение табл. 52
 I I I I
'"
о о
 1 ;; 1
'" I '"
о:
КОррО3ИОl!I!ПН среда ... '" '"
u l '"  I :Е
'" о: О :с f--
о; f-- о; f-- '" ... I о
 '" х S I ::: '"
о: о: '" '" о
'" о; 1:":;_::: О о \о I с-
о: О О  " '" \о u "
0:1   е р. m  I r-o
....
t>: Метиловый I П П П П П П П 
:s:
;I: спирт
Q)
;I: Ацетон Н П П П
:s:    
"i
Q) Орrаническис Н [1
о   ""   
C.J
Q) растворители
:s: Нефтепроду кты П П П П П
:<:   
C.J (бензин и др.) I
Q)
::т
:s: Уrлеводороды П 11
;I:      
'" I
... жидкие I
о- I
о
Алюмииий хло- 100 100 100  ,
ристый I
Алюминий     
азотнокислый I
Железо серно-     
кислое, закисное,  
окисное :;: :;:
::r ::r
Калий серноки '" '"
     
f-. f-.
слый, сернисто :t:  :t:
':>: Q) :;: Q)
Q) кислый ::r ::r ::r
<; :t: '" :t:
О Медь 100 о [00  100 о
u серноки  :.:: f-. :.::
слая, хлористая, :t:
:;;  I Q) 
о- цианистая ro ::r ro
О \0 :t: \о
<х> 9 о 9
f-. Маrний хлори 100 [00 о; 100 :.:: 100 
C.J
'" стый, серноки  '"
о.. ro
слый :;: \о '"
f-. 9 '"
Натрий азотно- 100 100 u 100 r: \00 u
>. ;.-,
кислыЙ, серни о .- с
стый, хлористыЙ, t::i i= ! ч.
уrлекислый u
,о, !
с
Олово хлори    о 
стое ч
Цинк хлор!!-    :ю "
стый I I I
I I I
I 1 11 I
 .  . 
309

КОРРОЗИОIIная среда
Воздух
rазы инертные
(азот, водород
и др.)
Хлор (сухо;"!
['аз)
Сернистый ПIЗ,
окислы азота
:1\
'"
со
r-...
Бутан
reHepaTopHblii
rаз
КоксовыЙ rаз
Крекинr rаз
Нитрозные
!'азы
Конвертиро
ванный rаз
Аммиак rазо-
образныЙ
Кислород
Озон
Сероводород
Двуокись BOДO
рода
Фреон
Продолжение табл, 52
....
u
со
<;
t::
;:
"
'"

"
'"
<;
'"
....
'"
'"
"
о

(,
'"
'" ....
"",
",,,,
"",
0.....
00
" '"
",е:
'" t::
"'=
0;0
"
"
О
....
о-
со
:.:
,'"
;о
"
О
....
О
'"
'"
о
-<
-<
....
;:
"
о
со
е
....
'"
"
О
О.
со

со
"
'"
со)
'"
р..
....
'"
'"
О
'"
(1)
п
n
п
n
п
п
п
I[
п
п
п
п
п
п
п
п
п
п
п
п
п
п
[1
 I
п
11
п
п
п
П
П
П
П
П
П
п
п
п
п
п
п
п
п
п
п
п
IIрНМl!чаннн:
J. Цифры в таблице ОV0311ачают предеЛ/,но допустимую концентрацию,
2. Буквенные обозначения: Н  ыатернал неприrОДен Д,1Я приыенення в дан-
HOI"' среДе, 11  матеРllал ПрllrодеН К прнмененню в данной среде любой концен-
трации.
3. ФТОрОfJласт4 н КlIС"Т'lот\)сто!iкая rн.,tаЛI, прнмеНIIМЫ для всех указанных
сред любой КОIНlентрацп П.
:{1 о

4. ЭРОЗИОННАЯ СТОЙКОСТЬ МЕТАЛЛОВ
При работе арматуры в условиях значительных I1еренад()в дaB
ленин, коrда J3 седле клапана или в пrоходе задвижки создаюТСЯ
высокие скорости среды, имеет место эрозионный износ деталей,
непосредственно соприкасающихся со струеЙ или воспринимаlO
щих удар струи. В первом случае, коrда эрозия протекает в усло-
виях щелевоrо потока воды, процесс разрушения поверхностноrо
слоя металла происходит в результате электрохимической корро-
зни и rидродинамическоrо воздействия средЫ. Во втором случае,
коrда эрозия протекает при ударном воздействии струи, процесс
разрушения поверхности металла в большеЙ степени определяется
rидродинамическим воздействием струи. Эрозионное воздей
ствие БОДЫ и влажноrо пара значительно выше, чем переrретоrо
пара.
По данным результатов исследований в В ти [18] по относитель-
ной эрозионной стойкости сравнительно со сталью X18HIOT
стали можно разбить на 5 rрупп (табл. 53). Наиболее целесооб-
разным методом защиты уплотняющих колец вентилей и задвижек
от воздействия эрозии является наплавка кобальтовым стеллитом
В3К или сплавами ЦН2 и ЦН6. Для тяжелых условий работы арма-
туры (Р == 255 Kr/cM2 и t == 5850 С) рекомендуются кобальтовые
стеллиты.
Таблица 53
Относительная эрозионная стойкость некоторых материалов
при работе в среде водяноrо пара.
Для стали Х18НI0Т (эталон, k == 1)
rруппа стойкости : о-
><0
 :g4:tТ) 
Материал 5-:5 g  :\1
 ["::.: u :S::
-e:s:: о о t:;
Н. Название :'g
ОХ о о о-
v f-o o.f-< t::
...-.i О ft) U .........
1 Весьма стойкие k э > 1 Титан TB 1 2,3
ЭИ612 диффузионное xpo 1,8
мироваиие и нитридизаци Н,
t == 11400 С
ЭИ572 rазовое борирование 1,6
ЦН2 наплавка на Х 18Н 10Т 1,5
ЭИ612, диффузиоиное xpo 1,4
мирование
ЭИ612, азотирование 1,2
I
311

rруппа стойкости
No
Название
:2
Стойкие 1<.3'.' 1 ,070,5
3
Пониженно стойкие I<..,
0,57 0,25
4
Малостойкие kэ0,257
..,..0,01
5
Нестойкие k э <О,ОI
Продолжение табл. 53
Материал
ХI8НI0Т, ЭИ695
ЦН3, наплавка на Х 18Н 1 ОТ
ЦН6, наплавка на Х 18Н10Т
ЭИ612, ]'азовое борирование
ЭИ628 (1 Х 17Н2)
ЭИ612 диффузионное хроми-
рование и нитридизация, t==
 11000 С
ЭИ572
ЭИ607
ЭИ909 диффузионное хро-
мирование
2Х13
3Х[3
ЭИ10
38ХМЮА, 40ХФ
ЭИ909 (20ХIМ1Ф[)
Сталь 20 хромированная
Бронза, латунь, медь, ce
ребро
15ХМ
Сталь 20, CJ'JЛЬ 2511
Чуrун серый
СТ8пь 40
Сталь У10
 о'
... о :r
;в ];::.t( ffi
;
  с5 
-g:'g
о::с:Оо о.
bt 5.
1,0
0,90
0,85
0,80
0,70
0,65
0,60
0,40
0,35
0,30
0,25
0,22
0,[4
0,08
0,07
0,017
0,015
0,008
0,005
0,0023
0,0020
0,0015
312

r л а в а VIII. ПРОI(ЛАДОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ
К ЛРОКЛАДОЧНЫМ МАТЕРИАЛАМ
Прокладки иrрают важную роль в работе а!1ыатуры, Для изrо-
товления прокладок используется большое количество различных
материалов: резина, картон, асбест, паронит, пластмассы и Me
таллы, обеспечивающие плотность неподвижных соединений при
различных условиях работы арматуры и при различных' жидких
и rазовых средах. К прокладочному 1\Iатериалу предъявляются
специфические требования, исходя из условий работы арматуры.
ПО возможности он должен быть дешевым и доступным, так как
в процессе эксплуатации приходится заменять проклад.ки; OTCYT
ствие нужноrо материала или ero дефицитность может создать
затруднения не только на заводеизrотовителе арматуры, но и на
объектах, [де арматура установлена. Для создания надежной
плотности материал прокладки должен заполнять неровности
уплотняемых поверхностей  чаще Bcero поверхностей фланцевых
соединений. Это достиrается затяжкой прокладок с помощью 60Л
тов, шпилек или друrоrо резьбовоrо соединения, Чтобы плотность
достиrалась леrко, материал прокладки должен быть упруrим
(эластичным)  упруrо деформироваться под действием возможно
малых условий. Вместе с тем прочность прокладочноrо материала
должна быть достаточной, чтобы при затяжке не происходило раз
давливание прокладки или выжимание ее в сторону между уплот
няемыми поверхностями давлением среды.
Упруrость прокладки обеспечивает сохранение плотности
соединения при возможном искривлении поверхности фланца,
что наиболее вероятно в сварной арматуре больших диаметров
проходов для малых давлений. Упруrость ПрОКJlадки КОl\шенси
рует также в той или иной степени влияние колебаний или сниже-
ние усилий затяжки в связи с колебаниями температуры или
в связи с действием релаксации напряжений в материале шпилек,
болтов и фланцев.
Материал прокладки должен сохранять свои физические свой
'ства при рабочей температуре среды и не должен ПО,'J:верrатьсн
действию коррозии.
При применении метадлических Прокла,,\ОК метал.'] прокла-
док не должен пластически деформировать ушютняющие поверх
ности, поэтому металл прокладки должен Шlеть твердость и пре-
дел текучести ниже, чем металл уплотняемых поверхностей Ф,lан
цев или патрубков, Он не должен образовывать с MeTa,1J101\I
арматуры при данной среде электролитическую пару, Коэффи-
циент линейноrо расширения материала прокла,1,КИ же.lательно
иметь близким к коэффициенту линейноrо расширения 1\Iатериала
арматуры и болтов или шпилек.
313

2. РЕЗИНА
Резина является материалом, наиболее Приrодным для УПЛОТ-
нений в неподвижных соединениях. Высокая эластичностЬ (при
разрыве относительное удлинение ее достиrает 150 %) резины поз-
воляет леrко достичь плотности между металлической поверх-
ностью и прокладкой при малых усилиях зажатия. Резина практи-
чески непроницаема для жидкостей и rазов, имеет достаточную
химическую стоЙкость. При сжатии объем резины не меняется, по-
этому для свободноrо деформирования резины необходимо преду-
смотреть запас ширины канавки. Чрезмерное сжатие ухудшает
эксплуатационные свойства резины, поэтому высоту деформации
необходимо оrраничивать величиной в 2040 %. В случае необ-
ходимости предусматриваются шраничивающие выступы или
кольца, так как при больших сжатиях, порядка 60 %, резина со вре-
J\leHeM разрушается. В затянутой реЗIIНОВОЙ прокладке со свременем
происходит ре<lаксация напряжений  уСИЛIIе затяжки в Течение
нескольких часов после затяrа падает, после чеrо устанавливается
на постоянном уровне. С повышением толщины резины прокладка
становится более эластичной, однако при этом увеличивается
радиальное усилие, стремящееся выдавить прокладку в сторону
между уплотняющими поверхностями. При большой относительной
ВЫСОТе сечения может произоЙти потеря устойчивости, поэтому
с учетом этих особенностей резины высоту сечения не делают
больше ширины.
Для прокладок обычно применяется листовая техническая
резина по [ОСТу 733865 без тканевых прослоек, так как при
наличии прослоек иноrда создается протечка среды через волокна
прослойки. По твердости резину подразделяют на мяrкую, среднеЙ
твердости и повышенноЙ твердости. Существует пять типов ре-
зины: маслобензостойкая (марки А, Б и В в зависимости от степени
стойкости), КИСJIотощелочестоi1:кая, теплостойкая, морозостойкая
и пищевая. При низких давлениях I3 воздухопроводах, например
в установках для кондиционирования воздуха, устанавливают
прокладки из rубчатоЙ резины, поrлощающие звук, способствую
щие борьбе с шумом. Коэффициент трения покоя между резиной
и металлом без воды и смазки равен !-t C= 0,6. Модуль упруrости
Е  15+50 кТ/см 2 (табл. 54). Модуль сдвиrа G  + Е. Область
Применения резины обычно не выходит за пределы 1502200 С
в зависимости от сорта резины. ПОД действием повышенной темпе-
ратуры в резине значительно ускоряются процессы «старения»,
имеющие место и при нормальной температуре, эластичность
резины снижается, твердость 110вышается. Применяемые в Iiастоя-
щее время сорта прокладочной резины, как правило, представляют
соБОI! обычно синтетический материал, натуральный каучук для
этой цели не применяется. В настоящее время получены сорта син-
тетическоrо каучука, превосходящие по качествам натуральный.
314

Табл(ща 54
Свойства н область прнменения проклаДQК
нз неметаллнческнх материалов
Предельная
Мilтериал Среда температура
t в ос
КИСJfотоще.ло- Вода, воздух, pac зо; f 50
честойкая творы кислот If щелочеЙ
в зависимости от марки
Теплостойкая I Воздух I зо; +90
Пар +140
Морозостойкая I Воздух, нейтральныЙ I 45; +50
rаз I
I
Резина листо Маслобензо- I
вая техническая
стойкая
Масла, леrкие нефте-
Повышенной продукты, воздух, ней I зо; +50
маслобензостоfI- тральныЙ rаз 1
кости
Соприкасаю- Питьевая вода и дpy зо; + 50
щаяся с пищевы- rие чистые ЖИДlше среды
ми продуктами
Резина вакуумная I Воздух и нейтральные I зо; +90
rазы
Картон прокладочный, целлюлоз- Вода, пар [20
ный Масло 80
Нефтепродукты 85
Асбест, шнур из асбестовых нитей I fорячие rазы и воздух I 600
Паронит Вода, пар и нефте- 450
продукты
Пластикат поли хлорвиниловый Коррозионные среды 15; +40
прокладочный
Полиэтилен I Коррозионные среды I 60; + 50
Винипласт листовой Коррозионные среды 15; +65

315

Продолжение табл. 54
Материал
Среда
Предельная
темпера тура
t в ос
I
Фторопласт4 250; + 200
ФТОРОllласт3 Коррозионные и ,H' 60; +70
реССIiВllые среды
, 
ФУJ\1 (фторопластOlШЙ УIl,10ТНИ' 60; +150
тельный материал)
Фибра листовая авиационная
Бензин, керос!!н, Ma
сла, кислород, уrлек"
слота
+100
3. КАРТОН ЦЕЛЛЮЛОЗНЫЙ И ФИБРА
Про кладки из целлюлозноrо картона (класса IIпромышленно-
техническоrо) широко используются в арматуре для пара низкоrо
давления, воды при температуре до 1200 С и при давлении до
6 кr/см 2 ,.для масла при t  80 С и Рра6  40 кПсм 2 И В друrих
случаях. Применяется картон водонепроницаемый по [ОСТу
605963 и картон прокладочный, пропитанный, по [ОСТу
934760; последний используется и для нефтепродуктов при
t  850 С и р раб  6 KF/CM 2 . ДЛЯ картона допускается удельное
давление не более 550 кПсм 2 . Для высоких температур целлюлоз
ный картон не приrоден, так как обуrливается,
Фибра листовая представляет собой бумаrу или целлюлозу,
обработанную хлористым цинком и затем каландрированием,
применяется для прокладок арматуры, работающей при темпера
туре до 1000 С. Используется при работе арматуры на керосине,
бензине, смазочном масле, кислороде и уrлекислоте, Коэффициент
трения между фиброй и сухой сталью /.t , 0,33.
4. АСБЕСТ
Асбест в качестве проклаДОЧНОI'О l\Iaтериала используется в ap
матуре при повышенных и высоких температурах. Материал мине-
ральноrо происхождения, в технике используется после перера
БОТКII в виде листовоrо картона или шнура. Свойства асбеста зави
сят от ТIIпа, определяеl\lOrо месторождениеl\Il\I!Iнерала. Наибольшее
распространение Иl\lеет белый хризотиловый асбест, IIспользуемыЙ
для различных целей. Из всех типов асбестов он имеет наиболь
шую прочность при нормальной температуре. При 5000 С ero проч-
316

J{OCTb снижается на 33%, а при 6000 С  на 77%. Температура
плавления волокна 15000 С. Антофилитный асбест (Сысертское ме-
сторождение) имеет прочность в 1 ,52,O раза меньше ХРИЗОТИJIО-
Boro, но при температуре 5000 С теряет прочность iIИШЬ на 15%,
а при 6000 С  на 48 %. Температура плавления волокна 1300) С.
fолубой асбест (Анатольское месторождение) и крокидолит (Юж-
ная Африка) по прочности приближаются к хризотиловому, НО
при 6000 С полностью теряют прочность. Температура плавления
волокна 900 1 0000 С.
к щелочам все асбесты достаточно хорошо УСТОЙЧIfВh!, против
кислот наиболее устойчив антофилит-асбест.
Асбестовый непропитанный картон имеет рыхлое строение,
низкую прочность, но высокую жаростойкость, используется для
арматуры, работающей при температуре до 6000 С (для задвижек
rорячеrо дутья, [енераторных и дымовых rазов и др уrой арматуры),
не работающей на жидкости. Пропитанный натуральной олифой
асбестовый картон может быть использован для нефтепродуктов
при давлении до 6 кпсм 2 и температуре t  1800 С, однако замена
ero при смене прокладок или ремонте арматуры затруднена ввиду
Toro, что он прилипает к металлическим поверхностям. Для уплот-
нения средних фланцев rазовых больших задвижек используется
также асбестовЫй шнур, который укладывается спиралью на по-
верхность фланца, предварительно смазанную техническим вазе-
лином. Для изrотовления прокладок используются также специ-
альные ткани с пряжей из мяrкой латунной или никелевой прово-
локи. Изrотовляют также комбинированные прокладки из колец
различной формы и сечений, сердцевина которых изrотовляется
из асбеста, а облицовка  из TOHKoro металлическоrо или пласт-
MaccoBoro листа. Такие прокладки имеют хорошие эксплуата-
ционные свойства, но сложны в изrотовлении.
5. ПАРОНИТ
Паронит ([ОСТ 481 58) изrотовляется из асбеста и каучука
путем вулканизации и вальцевания под большим давлением.
Теплостойкость паронита зависит от количества в нем резины.
Паронит содержит 6070% асбестовоrо волокна, 1215% кау-
Чука, 15 18 % минеральных наполнителей и 1 ,52,0 % серы.
Паронит является универсальным прокладочным материалом и ис-
пользуется в арматуре для насыщенноrо и переrретоrо пара, rоря
чих rазов и воздуха, растворов щелочей и слабых растворов кислот,
аммиака, масел и нефтепродуктов при температуре до 450) С.
к.оэффициент трения паронита по металлу !-1 = 0,5.
Упруrость паронита невелика. При удельном давлении выше
320 кпсм 2 все неплотности в материале :страняются. РелаксаЦIIЯ
II п апряжений в период, ближайший посте затяrа, значительна.
ОСле обжатия с удельным давлением в 700 кr!СЛ1 2 плотность
317

соtдннеНllЯ СТalЮВi!ТСЯ такоЙ, что ври уле,ТIЬНОМ )\3влеНIIИ на про-
J{ладке, равном рабочеJ\1У, I1JIOТНОСТЬ соеД!lнеНИ5:1 сохраJJяетсп.
Наибольшее ДОПУСJ{аемое удельное давление на парониТ достиrает
1300 кПсм 2 . Для улучшения условиЙ обеспечения JJЛОТНОСТИ и YBe
личения сопротивления распору проклаДl{!I средой на УП,ТIотняю
ЩНХ поверхностях соединения обычно создают две-три узкие ка-
навки уrловоrо сечения, в которые парОI!ИТ вдавливается под
.'1,ействиеJ\1 усилип затяrа, Такие канаВЕИ делаются и при примене-
нии друrих немета,ллических ПРОКJIадок. Листы паронита изrотов-
JJЯЮТСЯ толщиной O,36,0 мм. Целесообразно ПрИl\Iеннть возможно
более тонкую проклаДКУ толщиной, достаточной для уплотнения
при данной чистоте (шероховатости) обработанных поверхностей
и размерах уплотняемой поверхности.
Некоторые данные о неметаллических материалах для прокла-
док приведены в табл. 54.
6. ПЛАСТМАССЫ, ПРИМЕНЯ ЕМЫЕ ДЛЯ ПРОКЛАДОК
Пластикат поли хлорвиниловыЙ по своеЙ эластичности наиболее
близко подходит к резине. Он леrко деформируется и уплотняет
фланцевые соединения при относительно небольших усилиях
затяrа. Используется для арыатуры химических производств при
сравнительно узком интервале температур  от 15 до +400 С.
Полиэтилен также используется как проклаДОЧJJЫЙ материал.
Обладает высокоЙ химическоЙ стойкостью, но не выдерживает вы-
соких емператур. Используется при температуре среды от 60
до +500 С.
Фторопласт-4 наиболее химически стоЙкий материал. Приме-
няется для И3J'отовления прокладок плоскоrо и круrлоrо сечениЙ,
а также для сложных прокладок, у которых сердцевина изrотов-
ляется из асбеста, резины или rофрированноЙ стали, а облицовка
из фторопласта. В таких прокладках сердцевина обеспечивает
упруrость, а облицовка  высокую химическую стойкость. Фто-
ропластовые прокладки используются при температуре от 195
до +2000 С. В последнее время ПОЛУЧИJl применение фторопласто-
выЙ уплотнительныЙ материал ФУМ, выпускаемыЙ в виде шнуров
различных профилеЙ и размеров поперечноrо сечения. ФУМ
(марки В, Ф и К) имеет такие же антикоррозионные своЙства, как
и фторопласт-4, но более удобен для применения, Шнур из ФУМа
укладывается в прокладочное соединение типа «шиппаз» в виде
кольца, концы KOToporo скручиваются или укладываются вна-
хлестку. После этоrо соединение затяrивается болтами из расчета
уде.ТJьноrо давления на прокладке в 300 КТ!САt 2 .
Винипласт как прокладочный материал используется оrрани-
ченно. Он стоек против деЙствия кислот и щелочей. Приrоден для
работы при температуре не выше +650 С. Некоторые сведения
о прокладочных матеrпалах 113 пластмасс ПРlIведены в табл, 54.
318

7. МАТЕриАЛЫ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ПРОКЛАДОК
Металлические прокладки изrотовляlOТСЯ в виде плоских колец
прямоуrольноrо сечения из листовоrо материала или в виде колец
фасонноrо сечения из труб или по ковок , К после,l,НИI\! относятся
линзовые ПрОКJ!адки чечевичнО!'о сечения, овальные про!(ладки
сечением в виде овала, расположенноrо параллельно оси про
кладки, и rребенчатые прокладки, имеющие сечение плоскоrо
прямоуrольника с треуrОЛЬНЫI\IИ выступами в виде !'ребенки.
Помимо этоrо изrотовляются комбинированные прокладки с се-
чением, состоящим из мя!'кой сердцевины (асбеста или паронита),
облицованной листовым материалом из алю!\шния, малоуrлероди
стой стали или кислотостойкоЙ стали ОХ 18Н9 или Х 18Н 1 ОТ.
Металлические прокладки обладают с!еДУЮЩИl\1И достоин-
ствами. Обеспечивают достаточную ПЛОТНОС1Ъ при высоких давле-
ниях и при ьысоких TeMi!epaTypax среды, ИI\!СЮТ КОЭффIIЦиент
линейноrо расширения, близкий к коэффициенту шшеЙноrо рас-
ширения материала фланца и шпилек или БО<lТОЕ, lIIorYT быть ис-
пользованы нес!{олько раз после соотвеI'ствующеl'О ремонта,
К недостаткам следует отнести: неоБХОДIIМОСТЬ создания больших
усилий для обеспечения плотности соединении, отаОСIlтельно
низкие упруrие свойства, значительная релаксация напряжениЙ
и относительно высокая стоимость изrотовления. В та6л, 55 при-
ведены некоторые сведения о металлах, применяемых ДЛЯ изrотов-
ления прокладок арматуры.
Таблица 55
МетаЛЛbI, применпеМbIе для ИЗfотовлення прокладок

I Обла
Металл Марка I
Сред
Железо 05КЛ (особая) Водяной па
Армко
Щелочи, ЮI
зы, содержаu
НеПРИl'оден д.
раСТНОрОIJ I\ЕС
лочеЙ

Сталь I 1530 I ВОДЯi!оii на
ПРОДУI(1Ы
К:ОРРОЗIIОННО- ОХ I8H9 ВодяноЙ на
стойкая X18HIOT ПРОДУI\П,I, к
сталь ные среды, I(РО
кислоты
р
ть применсния
I Температура
t в ос
ОТ ! 00
ДО +475
OTbl,I'a- До 320
е серу.
1 БОДНЫХ
ОТ !I Щ(>
Нt'фте I До 550
, He+"; I От  196
РОЗИОlI' ДО + 600
е серноЙ
р
сл
щ
ТИ
.П
р
ор
:\1
319

Продолжсние табл. [ji)
I 
I Область прнмснеНI!Я
I
I
Л\СТ8JlЛ I Марк;, I I
Среда Тсмпсратура
t н ос
ЛЛlOминнii /\2 I Воздух, вода До 430
I Нсфтепродукты, азот- OT198
ная, фосфорная и дру- до! 300
rис КIlС,10ТЫ, сухоЙ хлор,
сернистые rазы
Никет, НТ Водяной пар I До 430
Хлор и др, От ] 80
до + 450
ОКИСЛlIтельные среды До 750
МонеJlьметалл HM)KAtIL28-2,5-1,5 Морская вода, корро- До 800
зионные среды
Водяной пар До 430
Медь МI, М2 Растворы щелочей, От  180
НИЗЮlе температуры. до + 300
Неприrоден для сталь
ных фланцев при нали
чии воды, растворов со-
лей, кислот и lцелочей.
Неприrоден дЛЯ KOKCO
Boro rаза
Свинец I С2 I Коррозионные среды, I От 180
кислоты до + 100
r л а в а IX. НАБИВОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К. НАБИВОЧНЫМ МАТЕРИАЛАМ
Подавляющее большинство конструкций арматуры имеет саль
никовое устройство для уплотнения подвижноrо соединеНИ51
крышкашпиндель. Количество видов изделий, не имеющих
сальников (арматура сильфонная, мембранная, шланrовая и элек-
ТРОl\Iаrнитные вентили), еще ОТНОСlIтелыю очень HeBeтrкo. Саль-
никовое уплотнение во вре1\IЯ ЭКСlIлуатации арматуры требует
непрерывноrо внимания и создает наибольшее колнчество неис-
правностей, поэтому праВIIЛЬНЫЙ выбор материала для набивки
имеет важное значение ,1,ля обеспечения бесперебойной эксплуата-
uии арыатуры.
320

Материалы сальниковых набивок должны иметь высокие упру-
rие свойства, физическую стойкость при рабочей температуре,
химическую стойкость против действия рабочей среды и возможно
малый коэффициент трения. В качестве набивочных материалов
в основном применяются: хлопчатобумажные материалы, пенька,
асбестовый шнур, rрафит, тальк, стекловолокно и фторопласт.
Наиболее часто используется асбест в вИде плетеноrо шнура
квадратноrо или круrлоrо сечения, но MorYT быть использованы
и скатанные шнуры без плетения или чесания волокна (пенька
и др.). Наиболее целесообразным является применение набивки
из заранее приrотовленных и отформованных колец.
П л е т е н ы е набивки изrотовляются по [ОСТу 515266
следующих марок:
Хлопчатобумажная сухая Х БС;
Хлопчатобумажная пропитанная ХБП;
Пеньковая сухая ПС;
Пеньковая пропитанная ПП;
Асбестовая сухая АС;
Асбестовая пропитанная АП;
Асбестопроволочная АПР;
Тальковая сухая ТС;
Тальковая пропитанная ТП;
Асбестовая маслобензостойкая АМБ;
Асбестовая прорезиненная пропитанная АПП (НВДТl);
Асбестовая прорезиненная сухая АПС (HBДT lc);
Асбестопроволочная прорезиненная пропитанная АПРПП
(НВДТ-2); .
Асбестопроволочная прорезиненная сухая АПРПС (HBДT2c);
Асбестовая проклеенная с rрафитом А[  1;
Асбестовая пропитанная суспензией фторопласта-4 с таль-
ком АСТ,
С к а т а н н ы е набивки изrотовляются десяти марок:
Прорезиненная хлопчатобумажная ПХБ;
Прорезиненная хлопчатобумажная с резиновым сердечником
ПХ БРС;
Прорезиненная льняная ПЛ;
Прорезиненная льняная с резиновьш сердечником ПЛРС;
Прорезиненная асбестовая ПА;
Прорезиненная асбестовая с резиновым сердечником ПАРС;
Прорезиненная асбестометаллическая ПАМ;
Прорезиненная асбестометаллическая с резиновьш сердечни-
ком ПАРМС;
Компенсирующая хлопчатобумажная КХ Б;
Компенсирующая льняная КЛ.
К о л ь Ц е в ы е набивки изrотовляются пяти :\!арок:
Манжеты хлопчатобумажные МХБ;
Манжеты льняные МЛ;
21 Д. Ф. rуревич
321

Манжеты асбестовые МА;
КОJIьца разрезные асбестоалюминиевые КРАА.
Кольца разрезные асбестосвинцовые КРАе
2. ХЛОПЧАТОБУМАЖНАЯ И пЕны(вАяя НАБИВI(И
Хлопчатобумажная набивка сухая или пропитанная приме
няется для воды, воздуха, нефтепродуктов при давлении Р раб 
 200 кпсм 2 И температуре до 100" е Пеньковая или джутовая
набивка в сухом или пропитанном виде, применимы для темпера-
туры до 1000 С и давления до 160 кпсм 2 . Под действием кислот
и щелочей, а также при высокой температуре хлопчатобумажная
и пеньковая набивки теряют прочность и разрушаются. Положи-
тельным качеством этих набивок является их дешевизна и доступ-
ность. В виде кольцевых манжет из прорезиненной ткани вулка-
низированными и rрафитизированными хлопчатобумажные ткани
используются для пара, воды, воздуха и жидкоrо топлива при
давлении до Р раб ='= 400 кТ/см 2 И температуре до 1000 е
3. АСБЕСТОВАЯ НАБИВI(А
Асбестовая набивка является наиболее универсальной и ши-
роко применяется в арматуре. Чаще Bcero асбестовая набивка
применяется в виде заранее приrотовленных и отформованных
колец, укладываемых последовательно в коробку сальника.
Асбест в сухом виде применяется для набивки сальников только
для сухих rазов, имеющих температуру до 5500 С (допустимо крат-
ковременное повышение до 7000 С). Под влиянием воды и пара
сухой асбест выщелачивается и разрушается. Асбест, пропитан-
IIЫЙ цилиндровым маслом 6 или вискозином 7, приобретает устой-
чивость при работе на воде и используется до температуры 2500 С.
Перед установкой в сальниковую коробку асбестовые кольца
протирают rрафитом, что уменьшает трение набивки о шпиндель.
Для пропитки отдельныХ нитей расплетенноrо шнуровоrо асбеста
используется также масса из 90% rрафита по весу и 10% цилин.
ApoBoro масла. Применяется также масса, состоящая из 0,6 KF
асбеста, 0,25 KF rрафита и 0,15 KF масла. В последнее время при-
меняют для арматуры высоких параметров набивку из сальнико-
вых колец, изrотовленных из cbIporo асбеста, обильно протертоrо
rрафитом. Между кольцами насыпаются прослоЙки cyxoro [ра-
фита в 34 мм толщиной.
Для сальниковых набивок используются также шнур из асбе-
стовой пряжи с медной или латунной проволокой. Асбестовые
шнуры применяются для температуры )1,0 5500 С, выше которой
их механические свойства снижаются,
322

Из асбестовых набивок следует отметить промасленный шнур
набивки типа «Рациональ», пропитанный антифрикционным co
ставом. Для сальниковых набивок арматуры высоких давлений
применяют также проrрафиченный асбестовый шнур диаметром
34 мм, обернутый в несколько слоев чистой алюминиевой фоль
rой, обильно посыпанной rрафитом; набивка опрессовывается
в сальниковой коробке. Такая набивка хорошо ведет себя, напри-
мер, при температуре пара 4700 С и давлении Р раб == 100 KI/CM 2 .
При давлении до 110 кЛсм 2 и температуре до 5100 С применима
набивка типа «Пушонка», состоящая из хлопьев асбеста, переме-
шанных с чешуйчатым rрафитом. Верхнее и нижнее крайние кольца
изrотовляют из асбеста, а пространство сальниковой коробки
между ними заполняют «Пушонкой».
Широкое применение имеют асбестовые набивки типа НВДТ.
Набивка НВДТ  1 представляет собой асбестовый прорезиненный
и вулканизированный шнур. Снаружи шнур rрафитирован и про-
питан, что снижает силу трения ero о шпиндель. Применяется
для давлений до 325 кЛсм 2 и температуры до 2000 С. Набивка
типа НВДТ -2 представляет собой асбестовый шнур с латунной
проволокой, прорезиненный и вулканизированный. Снаружи
шнур rрафитирован и пропитан. Применяется для давлений до
700 кЛсм 2 И температуры до 2000 С. Набивка типа НВДТ-2с
представляет собой асбестовый шнур с латунной проволокой,
прорезиненный, вулканизированный. Снаружи rрафитирован. На-
бивка НВДТ-2с может быть использована для давлений до
700 кЛсм 2 И температуры до 4500 С.
Комбинированная набивка, состоящая из колец проrрафичен-
HOro асбеста с rрафитовыми прослойками, применяется для OTBeT
ственных объектов арматуры при температуре до 3000 С, коrда
требуется безусловно надежная работа сальниковоrо соединения,
например в тех случаях, коrда арматура установлена в местах,
недоступных для ее обслуживания во время работы системы.
Такая набивка обеспечивает непрерывную надежную работу саль-
HI{KOBoro соединения в течение длительноrо времени.
4. rРАФИТОВАЯ НАБИВКА
[рафит представляет собой жаростойкий и химически стойкий
набивочный материал. ОН не впитывает влаrу, обладает антифрик-
ЦИонными свойствами и высокой теплопроводностью. [рафит
Является наиболее надежной набивкой при высоких температурах
(свыше 5500 С). Вместе с тем rрафит при наличии влаrи образует
с некоторыми сталями rальваническую пару и оказывает на них
корродирующее действие. В связи с этим арматура хранится на
Складе без rрафитовой набивки, rрафитовая сальниковая набивка
устанавливается на арматуру непосредственно перед ее работой.
21* 323

При употреблении rрафитовой набивки шпиндель обычно азоти
руют во избежание износа. Для набивок используют чешуйчатый
rрафит кристаллическоrо строения, очищенный от минеральных
и орrанических примесей. Сальники с хорошо выполненной [pa
фитовой набивкой MorYT работать без подтяжки в течение несколь
ких лет. Чтобы не происходило утечки rрафита через зазор между
крышкой и шпинделем, зазор делают минимальным (не более
0,1 ММ), Сверху и снизу набивки ставят асбестовые кольца, либо
прослаивают rрафит кольцами из паронита. В некоторых случаях
полость сальниковой коробки заполняют кашицей из rрафита,
разведенноrо водой или чистым вазелином (но не маслом). Полу-
чило положительную оценку также применение колец или полу
колец из прессованноrо rрафита. Применяются различные набивки
также из мастики, составленной из смеси rрафита с асбестом.
5. ФТОРОПЛАСТ-4 и СТЕКЛОВОЛОКНО
в связи с развитием химических производств и расширением
производства синтетических материалов находит применение в Ka
честве набивочных материалов фторопласт-4 и ero сополимеры,
стекловолокно, фторлон и др., используемые для коррозионных
сред. Набивки из фторопластовых колец, манжет или стружки,
смазанные смесями из rрафита, парафина, MacJ1a и пр., MorYT быть
использованы при температурах от 195 до +2500 С и давлении
до 100 кr/см 2 В зависимости от стойкости смазки. Фторопласт
обладает ползучестью, и если сконструировать манжеты таким
образом, чтобы влияние ползучести при высоких давлениях не
проявлялось сильно, они MorYT быть использованы до зоо
400 кПсм 2 . В связи с маJlОЙ упруrостью фторопласта целесооб-
разно применять при малых давлениях дополнительные упруrие
элементы  резину, пружины и пр. и предусматривать возмож-
ность подтяжки манжет снаружи. Основные материалы, приме
няемые для сальниковых набивок, приведены в табл. 56.
Кроме фторопласта4, применяют друrие марки фторопласта
и сополимеры. В последнее вреыя для набивок используется
ФУМ, изrотовленный в виде шнура. При квадратном сечении
шнура в камеру укладываются отдельные кольца, разрезанные
под утлом 450, при круrлом сечении ставится спираль из шнура,
HaMoTaHHoro на шпиндель. 3атяr сальника производится из рас-
чета удельноrо давления 3Р раб.
Набивки из стекловолокна применяются для арматуры,
работающеЙ на кислотах при температурах до 1000 С. Рези
на в сальниковых уплотнениях арматуры используется оrраюr-
ченно.
Интенсивное старение резины при повышенной температуре
уменьшает эластичность ее и оrраничивает область ее примене-
ния.
324

Таблица 56
Основные материалы сальниковых набивок
(с учетом данных rOCTa 515266)
Пределы
пр именения
Набивка
в КакоМ виде
применяется
Рабочая сред"
.
;? '->
l:'
'" ",-'"
 <4. '"
1. Плетеные
Хлопчатобу Шнур, сплетен Воздух, питьсвая 100 200
мажная сухая ный из хлопчато' вода, спирты, пище,
ХБС бумажной пряжи вые продукты, сма,
зочные масла, opra,
нические раС1;,!JОри 
тели, уrлеводороды,
нейтральные рас'
творы солей I
Жидкий и rазооб, МИНУС
разный аммиак 40
Хлопчатобу То же, пропи Воздух, промыш, 100 200
мажная пропи- танный анти ленная вода, нефтя -
танная ХБП фри кционным со- ное топливо, смазоч,
ставом ные масла, инерт
ные IIapbl И !'азы,
уrлеводороды
Пеньковая су- Шнур, сплетен' Воздух, промыш 100 160
хая ПС ный из льняной, ленная вода, водя'
пеньковой или ной пар, смазочные
джутовой пряжи масла, нефтяное топ
ливо светлое, уrле,
водороды
Жидкий и rазооб минус
разный азот 40
Пеньковая про То же, пропи Воздух, промыш- 100 I 160
питанная ПП танный анти ленная вода, топли
фрикционным co во нефтяное тем-
ставом ное, смазочные ма,
сла, инертные пары
И rазы, уrлеводоро
ды, растворы щело- I
чей, соленая вода

325

Набllвка
Асбестовая су-
хая АС
Асбестовая
пропита иная АП
Асбестопрово-
лочная АПР
Тальковая су-
хая ТС
Тальковая
пропнтанная ТП
Асбестовая ма-
слобензостойкая
АМБ
326
в каком ВИДе
применяется
Шнур, сплетен-
ный из асбесто-
вой нити
То же, пропи-
танный анти-
фрикционным со-
ставом
Шнур, сплетен-
иый из асбесто-
вой нитИ с ла-
тунной проВоло-
кой, пропитанный
антифрикцион-
иым составом или
rрафитированный
Шнур, сплетен-
ный из пенько-
вой нли хлопча-
тобумажной пря-
жи с сердечни-
ком из талька
То же, спле-
тенный и пропи-
танный анти-
фрикционным со-
ставом
Шнур. сплетен
ный из асбесто-
вой нити, пропн-
танный антифрик-
Ционным масло-
I беизостойким со-
ставом
Продолжение табл, 56
Рабочая среда
Пределы
применения

"
"
-----
\Ql.,
2.'"
Q. "'
"'
Воздух, водяной
пар, промышлениая
вода, инертные rазы
и пары, орrаииче-
ские растворители,
растворы щелочей
Жидкий и rаЗООб- ! Ml 4 (H O  1 
разный аммиак
Воздух, нефrепро-
дукты, слабокислот-
ные растворы, rаЗbl
и пары аr'рессивные
Промышленная
вода, нефтепродукты,
слабокислые масла
Промышлеиная во-
да, нейтральиые рас-
творы солей, водяной
пар, слабокислые
среды
Промышленная
вода, нейтральные
растворы солей, сла
бокислые среды
Нефтяное
во, кислые
орrанические
творители
топли- I
масла,
рас-
400
45
300
45
300
45
130
10
130
10
300
30
I
I

Набивка
Асбестовая
прорезиненная
пропитанная
АПП (НВДТ-I)
Асбестовая
прорезинениая
сухая АПС
(НВДТ-1с)
-
Асбестоп pOBO
лочная прорези-
ненная пропитан
ная АПРПП
(НВДТ-2)
Асбестопрово-
лоЧная прорези-
ненная сухая
АПРПС
 (НВДТ-2с)
' .....
в каком виде
примеияется
Шнур, сплетен-
ный из асбесто
вой иити, проре
зиненный, вулка
низированный,
пропитанный и
rрафитированный
Шнур, сплетен-
ный из асбесто-
вой нити, проре-
зиненный вулка
низированный и
rрафитированный
Шнур, сплетен
ный из асбестовой
нити с латуниой
проволокой, про
резиненный, вул
канизированный,
пропитанный и
rрафити рованный
Шнур, сплетен
ный из асбесто-
вой иити с латун-
ной проволокой,
прорезииенный,
вулканизирован
нЫй и rрафитиро
ванный
Продолжение табл. 56
Рабочая среда
I Нефтепродукты,
нефтяные rазы, пар
насыщенный и пере
rретый. Вода пере-
rретая, смолы, пасты
и шламы, состоящие
из уrлей, торфа,
сланцев в смеси с тя
желыми маслами и
смолами. Слабые op
rанические кислоты,
жиры и щеJlОЧИ,
спирты, сухой воз
дух
То же
То же
То же
Пределы
применения

>t
"
\Ot::'
i5.
о., "'
"'
200
325
450
300
200
900
450
900
327

Набивка
Асбестовая
IIроклеенная с
r[JафИТО:\1 Ar 1
АсбеСТОlJап,
пропита иная cy
спензией фторо
пласта4 с таль
ком АСТ
Прорезиненная
хлопчатобумаж
ная с резиновым
сердечником или
без сердечника
ПХБ и ПХБРС
Прорезиненная
льняная ПЛ
Прорезинеиная
льняная с рези-
HOBЫ1 сердечни-
ко:,>! ПЛРС
328
в каком виде
ПРИ\J:еннС'тся
Шнур, СП:Iе
теl!I!ЫЙ из асбе
стовой нити, про
клеенныЙ клеем
на основе кау,
ЧУI<а и I'рафита
Шнур, спле I
тенный из асбе
стовой нити, про
питанныЙ СУСПЕII
зией фТОрOlIЛа
CTa4 (' таЛЬКО,I
Шнур, CKaTaH
ный из хлопча
тобумажной TKa
ни. прорезинен
ныЙ
Шнур, CKaTaa
ный из прореЗJl
ненноЙ льняной
ткани
ТО же с рези'
новым сердечни,
ком
Рабочая срС'дэ
Вода, пар, воздух,
инертные rазы, aы
lИак, орrанические
растворители
ЖI!ДКИЙ И rазооб
разный амыиак
Сжиженные rазы
(кислород, азот
и др.), rазообразные
Il орrаничеСI<ие про
дукты (бензин, бен
зол, толуол, ацетон,
этилен,дифенил, ди
фенил оксид, хлорме
тил, хлорЭТИJlОВЫЙ
эфир, фуран, TeTpa
rIlдрофуран, три
Х.10рсилан
Этилен
2. Скатанные
Промышленнап
вода
Про:\!ышленная
вода
ТО же
Продолжение табл. .')б
I1редслы
ПрИI\Iенения

'"
"'

\C>l...'
;?'"
o.. '"
Для арматуры
350 510
Для арматуры
70' I
+140
Для арматуры
200; 250
300
250
(1500
100
200 I
100
200
100
200

Продолжение табл. 56

Пределы
пр именен ия
Набнвка В каком внде Рабочая среда 
применяется
;; "
'Ос::
" 2.'"
I  а.. "'
Прорезиненная Шнур, CKaTaH Промышленная 400 100
асбестовая ПА ный из асбесто вода, переrретыii и
вой ткани проре насыщенный водяной
зиненной пар
Прорезиненная То же с рези То же 400 100
асбестовая с pe новым сердечни'
зиновым сердеч ком
ником ПАРС
I 
Прорезиненная Шнур, CKaTaH То же 400 100
асбометалличе- ный из асбесто
ская ПАМ металлической
прорезиненной
ткан\!
I 
Прорезиненная То же, с рези Промышленная 400 100
асбометалл иче новым сердечни вода, водяной пар
ская с резиновым ком
сердечником
ПАМРС

Компенсирую' Шнур фасон Промышленная 100 200
щая хлопчатобу ный мноrослой вода, соленая вода
мажная КХ Б ный из хлопчато
бумажной проре
зиненной ткани,
вулканизирован
ный
I
Компенсирую Шнур фасон То же 100 200
щая льняная КЛ ный мноrослой,
ный из прорези
неннOI"! льняной
ткани, вулкани
зированный
329

Продолжение табл, 56
Набllнка
Манжеты
хлопчатобумаж-
ные Л1ХБ
в КаКОМ Биде
ПРllменяется
Рабочая среда
3. Кольцевые
Кольца цель
носкатанные или
разрезные MHoro
слойные фиrур
Horo сечения из
хлопчатобумаж-
ной прорезинен
ной ткани, вул-
каннзированные
и rрафитизиро
ванные
Инертные rазы,
воздух, ПРОМЫШJIен
ная вода, пар, неф-
тепродукты
Пределы
применення
;? 05
\ol:
" '"
 Cl, "
100
400
Манжеты льня То же из про- То же 100 400
ные МЛ резиненной льня-
ной ткани, вул-
ка низи рова нные
и rрафитирован
I ные
Манжеты асбе- То же из асбе- То же 300 200
стовые МА стовой прорези
ненной ткани,
вулканизирован
ные и rрафити-
рованные
Кольца разрез
ные асбестоалю-
миниевые КРАА
330
Кольца разрез-
ные квадратноrо
или прямоуrоль
Horo сечения, co
стоящие из сер-
дечника (асбесто
вых пропитанных
нитей) с MHoro-
слой ной оберт
кой из алюминие-
вой фольrи, про-
масленной и [ра-
фитированной
Нефтепродукты
400
50

Набивка
Кольца разрез-
ные асбестосвин-
lI,овые КР АС
Шнур асбесто
:вый АС, пропи-
танный смазкой
ЦИАТИМ-221
Шнур асбесто
вый, пропитан-
Ный rрафито-па-
рафиновой смаз-
Кой
в каком ВlIде
применяется
То же с MHOrO
слойной оберт-
кой из свинцовой
фольrи, прома-
сленной и rрафи-
тированной
Шнур
танный
пр оп и-
Рабочая среда
Плав мочевины,
упаренный раствор
аммиачной селитры,
сульфат аммония
4. Разные
Нейтральные rазы
То же
Продолжение табл. 56
Пределы
ПРllмеllеНlIЯ

:.;
"
----
\С'-.
2.'"
с.. "
Шнур
танный
пропи-
"
300
50
50'
+70'
200
200'
+50 '
40
Асбест с [ра- Кольца про- Вода, пар 400 
фитом rрафиченноrо ас-
беста с rрафито-
выми прослойка-
ми

«Пушонка)} Вода, пар 510 
хлопья асбеста,
перемешанные с
чешуйчатым rpa-
фитом
Резина Кольца, MaH Вода, воздух, пар, От 50 
жеты масла, нефтепро- до 140 в
ду кты , растворы ки- зависи-
слот и щелочей в за- мости
висимости от марки от
марки
331

Продолжение табл. 56
Пределы
примен СН ИЯ
Набивка В каКом виде Рабочая среда >:
применяе1'СЯ
 '-'
",с::-
"' g,,,,
 Q, "'
fрафит чешуЙ Чешуйчатый I Вода, пар и ДРУ' 550 
чатый rрафит. Снизу 1\ ОН' среды и выше
сверху 110 асбе,
СТОВО\lУ кольцу
fрафИТОRая па,
ста
Прессованные
rрафитовые jшль
ца И полукольца

fрафитоцере- fрафнт с цepe ЛI'реССИВllые cpe 80 16
зиновая ЗИНО\l дЫ

I
Асбесто'rрафи' Набивка I Фреон, а:\llиак 70; 40
то,цинковая I +150
Фторопласт-4 СтрУЖj{а, Коррозионные сре- 250; 50
кольца НЛИ ман- дЫ I 200
, жеты
Фто рОПЛ aCTO Шнур киадрат- Коррозионные -60; Б4
вый УПЛОТl1итель Horo ИЛИ KPYI'- среды +150
ный !атериа, лоrо сечения
ФУМВ
I I
Фтор,он I Набивка Минеральные К1IС- 100 I 
I ЛОТЫ I
I
\
Стекловолокно Волокнистый Коррозионные 100 
,штериал среды
332

r Л а в а Х. РАЗНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
1. СМАЗКИ
Значение смазки для подшипников общеизвестно, однако и для
таких тихоходных пар, какими являются шпиндель  ходовая
rайка, значение смазки велико. Так, результатами исследований
установлено, что rайка из латуни ЛС59 1, работающая в паре со
шпинделем из стали СТ.5 и выдерживающая при работе под боль
шой наrрузкой со смазкой несколько тысяч ходов без заметных
следов износа, при отсутствии смазки изнашивалась быстро.
Подбор смазывающих материалов должен производиться Ta
ким образом, чтобы они в рассматриваемых условиях работы обес
печивали сохранение жидкой прослойки, не выдавливались,
были бы физически и химически стабильными.
Важнейшей характеристикой смазок является их вязкость
(кинематическая вязкость в сет или относительная в [радусах
Энrлера ОЕ). При замене одноrо вида смазывающеrо материала
друrим прежде Bcero подбираются смазки, близкие по вязкости,
а затем проверяются друrие свойства заменителя. Консистентные
смазки характеризуются пенеrрацией, оцениваемой в [радусах
по rлубине поrружения конуса за 5 сек. Чем мяrче смазка, тем
больше число пенеrрации. Для оценки свойств смазки важными
являются также температура каплепадения и теl\шература
вспышки.
По основному назначению смазки можно разделить на а н т н 
фри к Ц и о н н ы е, з а Щ и т н ы е и у п л о т н я ю Щ и е. По
основным свойствам смазки подразделяются на н и з к о п л а в -
к и е  с температурой каплепадения до 650 С; с Р е Д н е -
п л а в к и е  с температурой каплепадения до 100" С; т У r о 
п л а в к и е  с температурой каплепадения свыше 1000 С;
в о Д о с т о й к и е  не растворяющиеся в воде; м о роз о -
с т о й к и е  сохраняющие работоспособность при температуре
ниже зоо С; а к т и в и р о в а н н ы е  для особо высоких
наrрузок; з а Щ и т н ы е о т к орр о з и и, н е р а с т в о -
р я ю Щ и е рез и н у и к и с л о т о у пор н ы е.
Смазочные материалы используются в арматуре для смазки:
редукторов ПРИВОДОВ (подшипники, зубчатые и червячные пере-
дачи и др.), резьбовых пар шпиндель  ходовая rайка, сальников
реrулирующих клапанов, уплотняющих поверхностей кранов
и задвижек, а также для пропитки сальниковых набивок.
Широкое применение имеют антифрикционные смазки
ЦИАТИМ201 и ЦИАТИМ-221. Смазка ЦИАТИМ201 по [ОСТу
6267 59 представляет собой минеральное масло, заrущенное
ЛИТиевым МЫлом. Она может быть использована при температуре
OT60 дО + 1200 С. Смазка хорошо химически стабильна, но не
рекомендуется для работы в контакте с цветными сплавами.
Смазка ЦИА ТИМ221 по [ОСТу 943360 используется в ШИРОКО1\!
333

диапазоне температур от 60 до + 1500 С и представляет собой
кремнийорrаническую жидкость, заrущенную литиевым мылом.
Смазка не действует на резину, поэтому она может быть использо
вана также для смазки резиновых манжет. Смазка ЦИА ТИМ-221
стойка в парах кислот.
Смазка редукторов может производиться машинным маслом
марки Л или марки С, широко используемым в машиностроении
([ОСТ 170751), или автолом 6. Смазка резьбовых пар шпин-
дель  ходовая rайка должна удовлетворять следующим требо-
ваниям: не стекать после нанесения на резьбу, выдерживать
большие удельные давления, по возможности не растворяться
в атмосферных осадках, быть стойкой при заданной температуре.
При нормальной температуре для этой цели ПОДХQДИТ также соли-
дол, состоящий в основном из вязкоrо минеральноrо масла, за-
rущенноrо кальциевым мылом жирных кислот. Он предназначен
для работы при больших наrрузках, небольших скоростях сколь-
жения и температуре до 550 С. При повышенных температурах
следует применять более туrоплавкие смазки.
При высоких температурах в состав смазки обычно вводится
в качестве компонента чешуйчатый или коллоидный rрафит,
который при высоких температурах оказывает хорошее смазываю-
щее действие в трущихся парах, однако при отсутствии кислорода
и воды rрафит работает как абразив. Кроме Toro, на аустенитных
сталях и стали зх 13, [де MHoro хрома, rрафит при высокой тем-
пературе образует карбиды хрома и создает точечную (язвенную)
коррозию. Карандашный мелкозернистый rрафит с малой золь-
ностью для смазок лучше чешуйчатоrо и наилучшим является
дисперсный rрафит, оба они не дают язвенной коррозии.
Для узлов трения без воды при температуре до 1150 С широко
применяется универсальная туrоплавкая смазка УТ-1 по [ОСТу
195752  консталин жировой, а при температуре ,11;0 1350 С 
смазка УТ-2.
ДЛЯ сальников реrулирующих клапанов применяется конси-
стентная смазка различноrо состава (в зависимости от температуры
рабочей среды), она должна создавать минимальное трение между
штоком и набивкой. Пропитка сальниковых набивок производится
специальными составами с учетом назначения набивки и условий
ее работы. В частности, применяются для пропитки масло ЦИЛЮI-
дровое 6 и смазка М[С, а также смазка бензиноупорная марки Б у,
Для работы в контакте с аrрессивными средами применяются фто
рированные смазки.
Смазка уплотняющих поверхностей чуrунных rазовых Kpal10B
осуществляется специальной кальциевой смазкой на касторовом
масле. Смазка применима при температуре от 30 до +600 С.
Уплотняющие поверхности кранов из цветных сплавов  бронзы
и латуни  смазываются смазкой «Карбюр». Смазка приrодна
для температур от зо до +500 С.
334

Для уплотняющих поверхностей чуrунных и стальных задви-
жек применяется синтетическая смазка типа 113C. Смазка
приrодна для температур от зо до + 1000 С.
Большие перспективы для использования в арматуре имеет
Clda3Ka, содержащая дисульфит молибдена  двусернистый мо-
либден  MoS 2 , Такая смазка может значительно улучшить ра-
боту кранов и резьбовых соединений шпиндель  ходовая rайка,
уменьшить силы трения и износ при работе деталей ДО +2500 С,
а для стали X18HIOT при температуре до +3500 С. Она может
также улучшить условия работы уплотняющих поверхностей
арматуры. Смазка представляет собой кремнийорrаническую
жидкость с дисульфитом молибдена, Дисульфит молибдена стоек
в атмосфере азота, водорода, в серной, фосфорной и уксусной
кислотах при температуре от 200 до +4500 С. В окисляющих
средах не стоек, так как окисляется содержащаяся в нем сера,
При консервации деталей арматуры на время складскоrо хра-
нения наилучшую защиту создает пушечная смазка УНЗ по
rOCTy 300551, она, как правило, используется лишь для OTBeT
ственных объектов. Для обычной арматуры используется техни
ческий вазелин  смазка универсальная низкоплавкая УН
по [ОСТу 78253;
в условиях тропическоrо климата создаются особо сложные
условия эксплуатации арматуры, так как она при этом подвер-
rается интенсивному воздействию лучистой энерrии солнца и co
ляных туманов, Интенсивно происходит и плеснеобразование,
Для этих условий смазка должна подбираться особенно тщательно
и иметь свойства, обеспечивающие нормальную работу арматуры,
Некоторые смазочные материалы и области их применения при-
ведены в табл, 57.
Таблица 57
Некоторые смазочные материалы н области их применения
Смазка Предельная
Область прнменення температура
t в ос
Машинное масло Л Подшипники, механические пере-
Машинное масло С дачи и др. 
Автол 6
Консталин жировой I Узлы тренИя без контакта с водой I 115
УТ-1
Консталин жировой I Узлы трения без контакта с водой I 135
УТ-2
Консталин синтетиче I Заменитель жировоrо консталина 
СКИй YTc-1, YTc-2
335

Продолжение табл. 57
I1редельная
Смазка Область ПримеНеИllЯ температура
t в ос
Co, и дол жировой I Узлы треиия при контакте с водой I 55
Ус.1, YC2, УС3
Солидол си\петичс Заменнтель ЖИрОl\оrо солидола 
скнй YCcl, YCc2,
YCc3
Самолетомоторная Узль\ трения, резьбовые пары 180
HK50
ЦИАТИМ201 Узлы трения, работающие при по 60;
вышенной влажиости. ХимичеСЕИ
стабильна (120
ЦИА ТИМ221 Узлы трения, работающие в кон- 60;
такте с аrрессивными средами, Хи, +]50
мически стабильна, водоупорна, не
разрушает резину
ВНИИНП,225 Узлы тренИЯ, работающие при 60;
повышенной температуре +350
Фторированная Узлы трения, работающие в KOH 
5ОКФ, 10-0КФ такте с аrрессивными средами
Морская АМС 1 Защита металличеСких поверхно 
стей, соприкасающихся с морской
водой
Технический вазелин Защита металлических ПОВерхно 35
УН,] стей при хранении
ТеХI!пчес!шй вазелин Защита металлических повеРХI!О- 45
УН-2 стей при хранеНИfl
С!аз l{a Д,1Я rазовых rерметизация арматуры на маrи- 50
кранов стральных rазопроводах I
336

2. ЗАЩИТНЫЕ И ДЕКОРАТИВНЫЕ ПОКРЫТИЯ
Покрытия служат для придания поверхностям деталей таких
свойств, как повышенная коррозионная стойкость, повышенная
износостойкость или высококачественный внешний вид. Для по
крытий применяются цинк, никель, хром, кадмий, олово, медь,
свинец и друrие металлы.
Наиболее часто покрытия производят rальваническим или
химическим способом, но иноrда применяются также анодиза-
ционный и диффузионный способы. В качестве дополнительных
способов обработки покрытий используются в некоторых случаях
хроматирование и наполнение маслом.
Рассмотрим виды покрытий, используемые в apMaTypOCTpoe
нии.
Ц и н к о в а н и е (rальваническое) является наиболее деше
Бым и распространенным покрытием, оно применяется для защиты
от коррозии при работе деталей на сухом воздухе до 1500 С, в воде,
керосине и бензине до 700 С. При более высокой температуре
такое покрытие теряет свои антикоррозионные свойства. Оно
неприrодно для работы в среде аммиака. ЦИНИ.овое покрытие cpek
ней твердости хорошо выдерживает изrибы и развальцовку OCHOB
Horo металла. Применяется для покрытий поверхности пружин,
крепежных и друrих деталей. Толщина покрытия составляет
обычно 15 мкм, что достаточно для защиты от действия атмо-
сферной коррозии; для влажной атмосферы, заrрязненной топ-
ливными rазами, продуктами rорения и сернистыми rазами (про-
мышленные районы [орода, цехи завода и т. д.), толщина слоя
цинка удваивается. Для предохранения от действия бензина,
керосина и масел толщина цинка составляет 2050 мкм. Для
повышения коррозионной стойкости покрытия целесообразно
применение цинкования с хроматированием.
К. а Д м и р о в а н и е (rальваническое) применяется для по-
крытия деталей и крепежа в случае их работы во влажном морском
климате, в атмосфере морских испарений, при соприкосновении
С морской водой и подобных ей растворов при температуре до 700 С.
Покрытие кадмием мяrкое, применимо для деталей сложной формы
или имеющих резьбу. Для повышения коррозионной стойкости
покрытия в атмосферных условиях кадмирование обычно приме-
Няется с последующим хроматированием. Предельная температура
Применения деталей с таким покрытием 1500 С. Оно неприrодно
Для трущихся поверхностей и в средах, заrрязненных серой,
В зависимости от условий работы деталей толщина покрытия
СОЗДается от 1 О до 50 мкм, обычно рекомендуется применять слой
в 20 мкм. Кадмирование применяется лишь для деталей OTBeT
СТвенных ИздеЛИЙ в связи с дефицитностью кадмия.
Н и к е л и р о в а н и е (rальваническое) деталей произво
Дится для защиты от атмосферной коррозии и для декоративной
22 д. Ф. rуревнч 337

отделки деталей, изrотовляемых из стали, меди и ее сплавов.
При никелировании сталей рекомендуется создавать подслой
из меди толщиной 20 .мк.м и затем слой никеля 10 .мк.м. Никель
хорошо полируется и на воздухе не тускнеет, Никелевое покрытие
средней твердости сравнительно прочно сцепляется с основным
металлом, выдерживает изrибы и запрессовку OCHoBHoro металла,
Никель стоек в щелочах и слабых кислотах, при работе в paCTBO
рах щелочей и кислот никелевое покрытие делают толщиной
50200 .мк.м. Предельная температура применения 5000 С.
Х р о м и р о в а н и е (rальваническое) делается однослой-
ным и мноrослойным  с подслоем меди и никеля, применяется
как защитнодекоративное покрытие для влажной атмосферы,
воды и пара, растворов щелочей, аммиака, паров азотной кислоты.
Покрытие повышенной твердости и износостойкости, жаростойко 
может быть применено для температур до 5000 С, Сцепление
с основным металлом прочное. В связи со сложностью выполне
ния технолоrическоrо процесса хромирование применяется orpa
ниченно,
Л у ж е н и е (rальваническое) применяется для защиты KOH
тактирующих деталей от коррозии, так как образует мяrкое эла
стичное покрытие с высокой электропроводностью. Применяется
также для защиты поверхности стали при азотировании.
О с в и н Ц о в ы в а н и е поверхностей производится для за
щиты деталей от действия серной кислоты и растворов ее солей,
сернистых и сернокислых соединений. При слабых растворах
толщина слоя делается 50200 .мк.м, при концентрированных
растворах 2001000 .мк.м. Для защиты от действия атмосферной
коррозии достаточен слой свинца в 3050 .мк.м.
Химические покрытия применяются в арматуростроении в oc
новном следующие: химическое никелирование, фосфатирование
и пассивирование.
Х и м и ч е с к о е н и к е л и р о в а н и е создает покрытие
с более высокими качествами по сравнению с rальваническим (бо
лее высокой стойкостью поверхности против задирания при Tpe
нии, повышенной коррозионной стойкостью и более прочным
сцеплением с основным металлом). Последнее достиrается путем
применения термообработки при температуре 4000 С. PeKOMeH
дуемая толщина слоя покрытия 15 .мк.м. Применяется для работы
в воде, в среде пара, аммиака, едких щелочей и в разбавленной
соляной кислоте.
Ф о с Ф а т и р о в а н и е применяется для коррозионной за
щиты деталей (пружин и др.), работающих в неаrрессивной aTMO
сфере, внутри и снаружи помещений. Неприменимо для работы
в атмосфере сероводорода. При механических воздействиях, Tpe
нии и изrибе возможны разрушения слоя. Практически не меняет
размеров деталей, Обычно применяется с последующим промасли
ванием для работы стали при температуре до 1000 G или с после-
338

дующим хроматированием для работы до 5000 С. Детали, подлежа-
щие окраске, не промасливаются.
При х и м и ч е с к о м п а с с и в и р о в а н и и литых дe
талей, ИЗfотовленных из сталей Х18Н10Т и ЭИ654, на поверхно-
сти металла образуется пассивная пленка, повышающая KOppO
зионную стойкость поверхности материала.
О к с и Д и р о в а н и е стальных деталей производится для
защиты их от коррозии в закрытых помещениях со средой, не co
держащей коррозионных элементов, а также для декоративной
отделки инструментов.
А н о д и з а ц и о н н ы е п о к рыт и я алюминия и ero
сплавов хорошо защищают поверхность алюминия от коррозии
и используются как для декоративной отделки, так и для повыше-
ния поверхностной твердости и сопротивления износу.
О к и с н о е п о к рыт и е п о т и т а н у и ero сплавам
применяется для работы в условиях cyxoro трения до 3500 С.
Придает поверхности повышенную твердость и стойкость против
задирания при удельном давлении не выше 100 кпсм 2 .
Д И Ф Ф у з и о н н ы е п о к рыт и я поверхностей деталей
хромом и друrими элементами повышают износостойкость и кор-
розионную стойкость. В зависимости от условий работы деталей
применяются: хромирование, азотирование, цементация и друrие
покрытия с rлубиной слоя от 12 до 1000 мкм.
3. КРАСКИ
Арматура из черных металлов снаружи окрашивается краской.
Окраска производится для защиты металла от коррозии во время
хранения и транспортировки арматуры. Окраска придает арматуре
хороший вид, а цвет окраски подбирается и одновременно служит
для обозначения материала основных деталей и уплотняющих
колец. После установки арматуры на рабочее место арматура
закрашивается в общий для даННОfО трубопровода цвет.
Для окраски применяются обычно масляные или пентафтале-
вые эмали и лаки с растворителями (уайт-спиритом или сольвен-
том), сохнущие при нормальной температуре 200 С около 48 ц.
При работе арматуры в поясе с тропическим климатом применяются
rлифталевые, эфироцеллюлозные или пер хлорвиниловые эмали.
Обычно цвет окраски и материал эмали на рабочих чертежах apMa
туры конструктором не указывается, а делается лишь ссылка
на технические условия на изrотовление арматуры, в которых
имеются необходимые указания на существующие нормали.
4. ФУТЕРОВКИ И ЭМАЛЕВЫЕ покрытяя
Футеровка представляет собой защитный слой значительной
толщины из коррозионностойкоrо материала, предназначенный
для защиты поверхности детали от коррозионноrо действия
22* 339

среды. Футерование внутренних поверхностей арматуры, сопри
касающихся с рабочей средой, является эффективным и экономич
ным технолоrическим приемом. Применение футеровок позволяет
экономить значительное количество дороrостоящих высоколеrи
рованных сталей. Футеровки широко применяются в настоящее
время и имеют широкие перспективы для дальнейшеrо распро
странения. Хорошо себя зарекомендовали, например, футерован-
ные мембранные (<<диафраrмовые») вентили. Для футеровки
используются: резина, наирит, эбонит, фаолит, винипласт, поли
этилен, фторопласт и эмали. Область применения футеровки опре
деляется химической стойкостью и предельно допустимой темпе
ратурой. Температура рабочей среды при применении резиновой
или пластмассовой футеровки оrраничивается температурой 40
650 С. Эмалированная арматура может быть использована при
температуре до lЗО1500 С.

РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ И ДЕТАЛЕй
АРМАТУРЫ
r л а в а 1. ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАЗРАБОТКИ
КОНСТРУКЦИЙ АРМАТУРЫ
1. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
Арматура должна обеспечивать длительное и надежное выпол-
нение своих функций как элемент трубопроводной системы; по
этому конструирование арматуры необходимо про изводить с уче-
том всех требований, предъявляемых к ней в отношении прочно-
сти, коррозионной И эрозионной стойкости, удобства управления,
rидравлической характеристики и т. д. Конструирование должно
производиться лишь на базе заранее подrотовленных и четко опре-
деленных технических данных. Разработка конструкций при от-
сутствии некоторых данных, на основе предположений, неминуемо
приводит к необходимости переделок чертежей или уже [отовых
изделий.
Основными и первостепенными исходными даННЫМII, необхо
димыми для проектирования, являются следующие.
1. Назначение арматуры.
2. Рабочее давление среды.
3. Рабочая температура среды.
4. Диаметр прохода.
5. Строиrельная длина.
6. Способ присоединен ия к трубопроводу.
7. Коррозионные свойства среды.
8. Способ управления арматурой.
На основе вышеуказанных данных lOжет быть начато ЭСКIIЗ
ное проектирование,
Для разработки техническоrо проекта должны быть известны
ДОПОлнительные данные.
9. Вязкость среды.
10. Пропускная способность арматуры,
11. Расходная характеристика.
12. Продолжительность закрывания и открывания (или время
срабатывания клапана).
13. Источник энерrии и ero характеристика (переменный или
ПОстоянный ток, напряжение, давление воздуха и т. д.).
341

14. Местонахождение арматуры и условия ее обслуживания
(взрывобезопасное исполнение, исполнение для тропическоrо кли
мата и др.).
При разработке рабочеrо проекта должны быть учтены также
следующие возможные требования к арматуре.
15. Оrраничения rабаритов.
16. Оrраничения веса.
17. Виброустойчивость.
18. Особые условия эксплуатации (морской или тропический
КJJимат и т. д.).
19. Особые требования долrовечности.
20. Особые требования надежности.
2. РАЗРАБОТI(А I(ОНСТРУI(ЦИЙ
При разработке конструкций прежде Bcero должны быть ре-
шены принципиальные вопросы, Выбирается тип запорной или
реrулирующей арматуры (задвижка, вентиль, кран и т, д.).
Определяется материал корпусных деталей и уплотняющих колец,
прокладок и сальниковых набивок. Выбирается тип привода.
Определяется величина хода шпиндеЛЯ, На основе соответствую-
щих [ОСТов и нормалей разрабатывается эскизный проект кон-
струкции, Проверяется и уточняется компоновка отдельных узлов.
Производятся расчеты: rидраВ,ТJИческий, силовой и рас.чет на
прочность. При этом уточняются размеры внутренних полостей,
профили реrулирующих элементов, усилия пружин, размеры MeM
бран; определяется момент и усилие на маховике, необходимые
для открывания и закрывания; проверяются размеры элементов
фланцевоrо соединения крышки с корпусом, толщина стенок и т, д,
На основе данных расчета уточняются и наносятся на чертежи
основные размеры узлов и деталей, rабаритные и присоединитель-
ные размеры изделия, в результате чеrо создается технический
проект.
При конструировании арматуры обычно ЭСIШ3НЫЙ и техниче-
ский проекты разрабатывают последовательно, но за один этап.
Технический проект некоторых конструкций предварительно
соrласовывается (с заказчиком), уточняются все технические дан-
ные и на этой основе производится разработка рабочеrо проекта.
Прежде чем представить рабочие чертежи к изrотовлению,
должен быть определен вес деталей, размеры и вес необходимых
заrотовок, проставлены номера соответствующих [ОСТов и нор-
малей. Должна быть тщательно проверена возможность сборки
и разборки конструкции, возможность применения ключей для
завинчивания [аек и достаточность величин предусмотренных
реrулировок.
Следует обратить особое внимание на направление ходовой
резьбы шпиндеЛЯ. Вращение маховика при закрывании всеrда
342

должно производиться по часовой стрелке, открывание  про-
тив часовой стрелки, поэтому в арматуре с вращаемым или выдвиж
ным шпинделем (рис. 13 и 15), ходовая резьба делается л е в а я,
в арматуре с ввинчиваемым шпинделем (рис. 3) ходовая резьба
делается п р а в а я. При наличии редуктора с промежуточной
передачей между маховиком и шпинделем или rайкой направле-
ние ходовой резьбы назначается в зависимости от применяемой
передачи, чтобы вращение маховика при закрывании арматуры
происходило по часовой стрелке. Следует проверить, везде ли
предусмотрена достаточная смазка, необходимые надписи.
Должны быть заданы режимы испытаниЙ на прочность, плот
насть, а в случае необходимоститакже и на влаrоустойчивость,
виброустойчивость и надежность. В конструкциях должна быть
предусмотрена возможность выполнения таких испытаний.
В результате разработки рабочеrо проекта создается комплект
детальных, узловых и сборочных чертежей, по которым изrотов
ляется арматура.
В испытаниях арматуры, как правило, участвует ведущий KOH
структор, после чеrо вносятся необходимые изменения и уточнения
в рабочие чертежи для серийноrо производства.
При конструировании запорной арматуры и выборе KOHCTpyK
ции затвора (задвижки или вентиля) можно воспользоваться сравни-
тельными данными о преимуществах и недостатках каждоrо из них.
Преиму!Цествами задвижки являются: малый коэффициент rид-
равлическоrо сопротивления, малые усилия, необходимые для упра-
вления, меньшая строительная длина по сравнению с вентилем.
Недостатками задвижки являются: большой ход при закрыва-
нии, большие размеры по высоте, трудность обеспечения полной
rерметичности, неблаrоприятные условия работы уплотняющих
колец, при которых они подверrаются задиранию, сложность под
rонки клина к корпусу в клиновых задвижках.
Преимуществами вентилей являются: леrкость и простота
обеспечения 'rерметичности, возможность применения кроме про-
ходных уrловых вентилей, блаrоприятные условия работы уплот-
яющих колец, при которых уплотняющие поверхности не под-
верrаются задиранию, возможность изrотовления уплотняющих
колец из эластичных неметаллических материалов (резины,
пластмасс, фибры, пластикатов и др.), малый ход шпинделя и воз-
Можность достижения полной rерметичности сопряжения шпин-
деля с крышкой путем применения сильфонов (или мембран)
взамен сальников.
Недостатками вентилей являются: необходимость больших
усилий для управления, чем в задвижках (поэтому вентили при
меняются лишь для диаметров прохода не выше 250 мм), большие
значения коэффициента rидравлическоrо сопротивления, большая
строительная длина по сравнению со строительной длиной задви-
жек.
343

r л а в а 11. КОНСТРУИРОВАНИЕ ОТЛИВОК
1. ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ
Подавляющее большинство конструкций арматуры в настоя
Ш,ее время изrотовляется с литьщи корпусами и крышками.
Кроме этоrо, имеется rруппа деталей, которые обычно изrотов
ляются в виде отливок: диски, клинья, тарелки, клапаны, стойки,
корпуса пневмоприводов и т. д. В связи с этим конструктору apMa
туры приходится проектировать мнorо литых деталей (ДО 90 %).
Правильный учет технолоrических факторов имеет решающее Зна-
чение для получения качественноЙ отливки.
Форма отливки должна обеспечивать: возможность полvчения
(при достаточно низкой СТОИl'vlОСТИ) отливки С точными разм'ерами,
с высокими механическими качествами, высокоЙ ШIOтностью Ma
териала, без трещин, раковин, рыхлостей и друrих дефектов.
Конструктор должен представлять себе ясно, как сконструирован-
ная отливка будет зафорыована, [де будет проходить разъем
формы, как должны быть расположены стержни в форме, как будет
производиться заполнение формы жидким металлом и как должен
протекать процесс остывания отливки.
В результате анализа и оценки всех этих факторов KOHCTPYK
тор должен принять меры к T01IIY, чтобы были устранены все при
чины для возникновения брака литья и ослаблений прочности
Металла.
Необходимо проверить возможность создания знаков для уста-
новки стержней и беспрепятственноrо извлечения модели после
формовки. Должны быть предусмотрены плавные переходы от
утолщений отливки к более тонким частям. В некоторых случаях
при сложной технолоrии изrотовления одной отливки целесооб
разно изменение конструкции детали с заменой одной отливки
двумя, более простыми с последующим соединением их болтами,
В некоторых случаях, наоборот, целесообразно две отливки заме
нить одной, если технолоrия их изrотовления не представлЯеТ
сложности. При выборе толщины стенок и радиусов переходов
необходимо учитывать литейные свойства металла и сплава (чу
[уна, стали, алюминия, цинковых или медных сплавов),
Предварительный выбор толщины стенки отливки для apMa
туры, иыеющей Dy? 200 мм, ыожет IlРОИЗВОДИТЬСЯ исходя из
приведенноrо rабарита детали N, определяемоrо по формуле
N == 2L + Ь + 11
3 М,
I'де L  длина отливки в Лt;
Ь  ширина отЛИвки в м;
71  высота отливки в м.
По значению N (при N ? 0,5 лt) с ПО:lIOЩLЮ rрафlша на рис. 252
может быть определена МI1Иимальнап То.lщина стенки .J..1H чуrун
ных и стальных отливок,
344

Наименьшая толщина отливок при литье в песчаные форыы
может быть принята также по табл. 58.
Чуrуны с содержанием уrлерода до 3 % и кремния менее 1,5 %
имеют пониженную жидкотекучесть, поэтому толщину стенок для
таких отливок увеличивают на 2025%. По этой же причине
толщина стенок для отливок из модифицированноrо чуrуна прини
мается на 1520% больше, чем для деталей из ceporo чуrуна.
)Кидкотекучесть чуrуна с шаровидным rрафитом и обычноrо ceporo
чуrуна одинакова, поэтому минимальные ТО"lЩИНЫ стенок отливок
принимаются для них одинако- S:,..,
выми.
Мноrие леl'ированные стали,
например кор розионностойкая,
имеют пониженную жидкотеI<У-
честь по сравнению с уrлеродистой
сталью; для таких сталей при оди-
наковых деталях толщину стенок
увеличивают на 2030%.
Внутренние стенки желательно
изrотовлять на lO30% тоньше
наружных для обеспечения равной
скорости охлаждения. ЭТО способ
ствует получению отливок без тре-
щин.
Ковкий чуrун обладает повышенной по сравнению с серым
чуrуном объемной и линейной усадкой и требует наиболее тща-
тельноrо соблюдения равномерности толщины стенок.
5
7 N,,"'1
Рис. 252. [рафик для определения
МИНlIIаЛbJ!ОЙ толщины стенки отли
вок:
CTa.lbflЬIe
отливки;
ОТ ЛИВКIl
2  чуrунные
Наименьшая толщина стенки отливки,
при меняемая при литье в песчаНblе фОрМbI
ТаБЛllца 58
Материал ОТЛИВКII
I Толщина стеноК s ОТЛllВОК В ..'И.И
(наиыеньшая)
I МеЛКИХ I средн их I крупных
56 10 15
35 8 
68 12 20
3 6 
Чуrун серыЙ
Чуrун ковкиЙ
Сталь
Цветные сплавы
Наиболее качественная структура отливок создается при обеспе
чении условий направленноrо затвердевания, происходящеrо по-
степенно по направлению к элементаl\! ПIIтания. Для создания HOp
мальных условий формовки на наружных поверхностях моделей
или в стержневых ящиках должны быть созданы уклоны соrласно
табл. 59. .
345

Уrлы уклона наружных "оврхtlостей моделей
и внутренних поверхностей стержневых ящнков
Высота формуемой
ПОверхности в модели h
в мм
До 20
Св. 20 до 50
» 50» ]00
» ] 00» 200
» 200» 300
» 300» 800
» 800 » 2000
» 2000
Таблица 59
Уrол уклона fI (не более)
Выплавляе- I ОБОЛОЧКовые I Металличе I Деревянные
ыые модели формы С!Ше модели модели
0020'
0045'
0030'
0030'
0020'
0020'
]030'
10
30
1030'
]0
0045'
0030'
0030'
0020'
0015'
00 ]5'
00 10'
0045'
0030'
0030'
0020'
в ряде случаев внутренняя поверхность отливки образуется
без стержней, путем образования в форме земляноrо «болвана».
В этом случае уrол уклона поверхности модели, образующей
болван, должен быть больше, чем на наружной поверхности. Уrлы
уклона для этих поверхностей приведены в табл, 60 и применимы
для случая, коrда диаметр или наименьшая ширина болвана d
больше ero высоты h. Если болван снимается вместе с верхней опо
кой, формовочный уклон может быть увеличен вдвое по сравнению
с данными табл. 60,
Уrлы YK.OHa внутренних поверхностен модеJ1lI,
образующих «болван»
Таблица 60
Металлическая мо-! Деревяниая MO
дель дель
Высота формуемой поверхности
в модели h в М.1t
d
I Уrлы уклона (lIe более) при h> 1
До 20 I 30 30
Св, 20 до 50 20 2030'
» 50 » 100 10 1030'
» 100 » 300 0045' ] о
» 300 » 800 I 0030' 0045'
Расположение rоризонтальных стенок нежелатеЛьно во избе-
жание скопления rаза и образования rазовых раковин; rоризон-
тальные стенки лучше заменить наклонными, Все переходы от
346

толстой к тонкой стенке, расположенные в одном направлении,
должны выполняться с постепенным переходом длиной в 45 раз
больше разности толщины стенок.
При сопряжениях под уrлом стенок разной толщины в чуrун-
ных отливках наружный радиус должен быть равным толщине
стенки, а внутренний  равным 1f 6Ч 3 полусуммы толщин обеих
стенок.
В отливках из стали и KOBKoro чуrуна рекомендуются радиусы
сопряжений, приведенные в табл. 61.
Радиусы сопряженнй в отливках из стали
и KOBKoro чуrуна
Толщина основной стенки s \ 12 15
в мм
Радиус сопряження r в мм I rs
20
Таблица 61
30 50 70
18 25 30
12
15
По возможности следует избеrать скоплений металла, вызы-
ваемых пересечением стенок, припуском на обработку и утолще-
ниями по требованиям прочности и по друrим причинам. Увели-
чения прочности более целесообразно добиваться применением
усиливающих ребер.
Ребра жесткости в деталях из ceporo чуrуна должны распола-
rаться на той стороне, на которой возникают напряжения сжатия.
В частности, в овальных корпусах и крышках задвижек из ceporo
чуrуна следует располаrать ребра у длинной стороны внутри,
. а у короткой  снаружи.
2. КОРПУСА АРМАТУРЫ
Корпус является одной из наиболее сложных отливок, так как
имеет большие rабариты, сложную форму и к нему предъявляются
требования высокой прочности и плотности.
Построение детали производится по данным сборочноrо чер-
тежа с учетом необходимости обеспечить соответствующий ход
тарелке клапана или клину, конструкцию и размеры присоедини-
тельных элементов для крепления к трубопроводу и присоедине-
ния крышки. Обычно корпус арматуры имеет вид Тройника,
чаще Bcero с тремя фланцами. Установка стержня в форме отливки,
как правило, не вызывает затруднений.
Строительная длина и размеры присоединительных (маrи-
стральных) фланцев выбираются по соответствующему [ОСТу
или по нормали. Размеры фланца под крышку уточняются про-
верочным расчетом на основе конструктивных данных, получен-
ных после предварительноrо расчета.
Толщина стенки корпусов малых размеров, как правило, опре-
Деляется по технолоrичеСКI1М соображениям и чаще Bcero HaMHoro
347

превышает толщину, необходимую для обеспечения прочности.
В корпусах арматуры больших диаметров проходов толщина стенки
лимитируется помимо технолоrических возможностей еще и проч
НОстью.
Для предварительноrо выбора толщины стенок корпусов и кры-
шек арматуры общеrо назначения или так называемой общепро
мышленной арматуры может быть использована табл. 62.
Таблица 62
Рекомендуемые толщины стенок литой арматуры общеrо назначения
'"
Q
Серый чусун
УrлеРОДII
стая сталь
КовкиЙ чуrун
'"
"t
О
><
О
Q.
!::
Q.
....
<li
;;;
'"
"
"t
"


не ниже
сч 1836
не ниже
К Ч 306
t:;t:;
C '"
""
r:;

по ]'ОСТу
141254
по ]'ОСТу
121559
по [ОСТу
97765
:о
'"
"'
о '"
 '"
>., "'
Толщины стенок в мм при Ру в Kr/CM'
<2'51 61 I 16
I  I 4
1  I 4,5 3,5 3,5
I  I 5
I 161 4 I 4
1
[ 7
I 8 I 8 I 6
КОррОЗИОНIIО
стойкан CT<1c'lb
10Х 18Н9Т Л,
10Х 18Н4I'4Л,
10Х18Н12М2ТЛ,
10Х18Н12МЭТ J]
по ]"ОСТу
217667
I < 1 6 1 25 I 40 1 251 40 I 64 1< 1 6 I 25 1 40 1 64
15
IIII
I II I
I II
I
20
25
6
32
40
7
7
5
5
7
50
7
70
7 I 8
8 I 9
9 110 I 8
10
1  19
14
I 110 111
1 [11 112[16
1 1121141191
1  114 116 I 22, I
8
80
7
9
9
9
100
8
125
10
10
150
200
[11 112
1121 14
11з1 15
250
300
348
1  I  I
III
I I  I 
61 II
7
7
7
9
10
8 1 8 I 8 1 
9 1 /10110
10 I 111
11 111 112
[1з114118
114 116119
1.16, 118l 22
11

Продолжение табл. 62
Серый чуrун !<,овкий чуrун ;';rлерод\\ Коррознонно. 1
'" стая сталь стойкая сталь
Q
'"
..: :: 10Х 18Н9Т Л.
о
" не ниже Не ниже 10Х18Н4I'4Л,
о С Ч 1836 К Ч 306 ' , 10Х 18Н12М2Т Л,
о.
t:: t:;;t:;; t:; 10Х 18Н12М3Т Л
'rJtr.) 
О. .....-IC'I
... I
Q)
:>; по [ОСТу 110 [ОСТу 110 I'OCTy 110 [ОСТу
'"
:: 141254 121559 977 65 217667
..:
""
:о Толщнны стеНОК в МА! пр" Ру в Kr /см 2
'"
" I <161 I I <251 40 I 641 <16 I 251 40 I
о '" <2,51 61Б I
5 '" 16 25 40 64
;.. "
400 I  I 15 I  I  I  I  I 16 118 I 26 I  118 I 20 I 26
500 I 12 I 16 I  I  I  I  I 18 I 22 I 30 I  I 20 I 22 I 30
600 I 14 120 I  I  I  I  I 20 I 26 I  I  1 22 I 26 I 32
800 I 15 1241  I  I  I  1221 32 I  I  1281 32 \34
1000 I 16 128[  I  I  I  126 I  I  I  I 32 I 38 I 45
[200 I [8 132\  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I 
[400 I 20 136 1  I  I  I  I  I  I  I  I  I  I 
[600 I 22 1381  I  I  IIIIIII  I
[800 I 24 I  I  I  I  I II I  I II  I 
2000 I 26 I  I    II  III 
Предварительно выбранные толщины стенок проверяются за.
тем соответствующим расчетом. Табл. 62 примснима для выбора
толщин стенок цилиндрических, шаровых и эллиптических (при
отношении диаметров эллипса до 1 : 1,5) частеЙ корпусов и крышек
арматуры и при температуре рабочеЙ среды не выше 4000 С. Для
плоских стенок корпусов и крышек табл. 62 неприменима.
В чуrунных корпусах задвижек больших диаметров проходов
очень важно обеспечить получение материала с высоким модулем
уПруrости, что является наиболее эффективным методом увели
чения жесткости задВИЖКИ. Возможности повышения жесткости
корпуса путем увеличения ребер в задвижках больших проходов
обычно оrраничены.
Сечение полости, в которой среда движется по ,1,yre окружности,
целесообразно проектировать в виде овала или прямоуrольника
таким образом, чтобы длинная ось сечения была направлена
349

перпендикулярно радиусу поворота полости (трубы), а короткая 
по радиусу поворота. Таким образом уменьшаются rабариты кор-
пуса и уменьшается разность скоростей средЫ по внутреннему
и наружному радиусам закруr ления, что способствует уменьшению
rидравлическоrо сопротивления данноrо участка корпуса.
Построив форму внутренней полости корпуса, фланцы, выбрав
толщину стенок, создают сопряжения фланцев с корпусом по
[оеТам 123554 и 124054, размещают ребра жесткости, если
таковые предусмотрены. Толщина наружных ребер по техноло-
rическим соображениям принимается равноЙ 0,70,8 толщины
стенО1{ отливки; толщина внутрен-
них ребер O,60,7 толщины стенки.
В местах установки ребер с обеих
сторон стеНIШ целесообразно распо-
ложить их в шахматном порядке. Вы-
соту ребер, исходя из технолоrиче-
ских факторов, желательно иметь не
более 5 толщин стенки.
Чтобы обеспечить достаточную
прочность земляноrо «болвана», рас-
положенноrо между маrистральным
Рис. 253. Возможные места сры- И среДНИМ фланцем, необходимо раз-
ва земляноrо «болвана» h н l меры h и l (рис. 253) выдержать
в следующих пределах:
для фланцевых корпусов DII  50 .НМ, h  22 MJrl, l  30 ММ;
дЛЯ фланцевых корпусов Dy  70 ММ, h  45 мм, l  35 ММ.
Следует иметь ввиду, что стальные корпуса для обеспечения
плотности металла часто формуются с применением открытых при-
былей (рис. 254, а), закрытых (рис. 254, б) или отводных (рис. 254, 8).
При определении положении rЮ высоте линии фланцевоrо
разъема корпусов и крышек плоских и овальных следует учиты-
вать, что повышение разъема относительно оси прохода повышает
прочность и жесткость корпуса задвижки, но усложняет техно-
лоrию изrотовления корпуса (отливку, обработку). Поскольку
обеспечение прочности и жесткости задвижки является пер ВО-
очередноЙ задачей, целесообразно высоту корпуса делать макси-
мальной за счет сокращения высоты крышки. На рис. 255 приве-
дены способы увеличения прочности и жесткости корпусов за-
движек помимо тех, которые показаны в конструкциях, приведен-
ных ранее. На рис. 255, а показано применение наружных ме-
стных ребер На части корпуса; на рис. 255, б приведен корпус
стальной задвижки Dy 0=:= 1200 ММ на условное давление Ру 
='" 16 кПсм 2 . Крышка и верхняя часть корпуса образуют шаровую
полость, В стенках которой давление среДЫ ВЫЗЫвает только дe
формацию растяжения. Такая конструкция корпуса при малой
строительной длине приближается по жесткости к «круrлым»
корпусам (цилиндрическим).
350

Прись,,]ь
а) +Jш,
r  :r I ; l J
I I 1, / \ "
 ) \ / \ "
\ / \ I \"
 I I 11
I I
I I
r\7
5) ,,_,\H'/
,/ i r" :l 1
I I I I I I
\ \ I l' I
\ I I I , I
\ ' , '.. "
\ ./ ......
1
--:--..
Рис. 255. Способы увели
чення жесткости корпу
сов заДВИжек: априме
неннем наружных ребер
на короткой стороне; б
прнменением шаровой
формы
о)
Рис. 254. Расположение на
стальных отливках корпу
сов прибылей: а  OTKpЫ
тых; б  закрытых; в 
ОТВО1\НЫХ
351

3. I(РЫШI(И И ПРОЧИЕ ОТ.J1ИВI(И ДЕТАЛЕЙ АРМАТУРЫ
Трубопроводная арматура малых диаметров прохода обычно
изrотовляется с крышками, отлитыми заодно с буrелем. ЗаДВИЖКI1
большоrо прохода, как правило, имеют съемный 6уrель или стойку.
Основные размеры крышки получают на основании разработок
сборочноrо чертежа. Фланец крышки и средний фланец корпуса
делают одинаКОВЫl\IИ. Крышки плоских и овальных задвижек
большоrо диаметра прохода снабжают ребрами, упрочняющими
стенку.
С целью улучшения условиЙ установки стержня в крышках
задвижек большоrо диаметра прохода верхнее отверстие под саль
никовую коробку целесообразно делать возможно больше, чтобы
использовать ero для образования знака, Применение жеребеек
Б отливках арматуры не рекомендуется в связи с тем, что они
создают условия для нарушения плотности тела ОТЛИВКИ в месте
их установки.
Диски, клинья, тарелки клапана обычно не представляют за
труднений для технолоrии изrотовления. Более сложным является
корпус редуктора электропривода, но обычно он имеет относи
тельно небольшие размеры.
4. СВАРНЫЕ I(ОНСТРУI(ЦИИ I(ОРПУСОВ И I(РЫШЕI(
ПО мере совершенствования сварочной технолоrии сварка все
шире внедряется ь арматуростроение. Во мноrих случаях, oco
бенно при мелких сериях изrотовления, а также в тех случаях,
коrда требуется обеспечить минимальный вес, корпуса и крышки
изrотовляются сварныl\lи из листовых материалов. Такие KOH
струкции приведены на рис. 34, 134138. В последнем случае
представлены конструкции арматуры из титановых сплавов.
Изrотовление сварными из листовоrо материала здесь диктуется
особенностями технолоrии I1 свойствами титана. Применяются
также сварные конструкции корпусов из кованых элементов
(рис. 124, 125, 147) или литых частеЙ (рис. 165 и 168).
Развитие технолоrии сварки с применением инертных защит
ных rазов, электрошлаковоЙ сварки, обеспечивающих высокое
качество шва, создает перспективу увеличения удельноrо веса
сварных конструкций в арматуростроении.
r л а в а 111. КОНСТРУИРОВАНИЕ ЗАМКОВ ЗАТВОРОВ
1. УПЛОТНЯЮЩИЕ I(ОЛЬЦА ВЕНТИЛЕЙ
Уплотняющие кольца вентилеЙ подразделяются на МШКlIС
и металлические. Мяrкие или неl\!еталлические кольца изrотов-
ляются из кожи, резины, пластиката и друrих пластмасс, MeTa"1
лические изrотовляются из l\lедных сплавов, никелевых сплавоI3,
сталей и сплавов повышенной стойкости.
352

В зависимости от особенностей каждоrо из материалов приме
няются те или иные методы крепления колец. На способ I<репления
колец оказывает влияние и тип уплотнения замка заТВора. Приме
няются плоские уплотнения, конусные с кольцевым уплотнением
и конусные с линейным уплотнением, а также уплотнения ноже-
BorO типа, В табл. 63 приведены различные типы уплотнений в зам-
ках вентилей.
Таблица 63
Типы уплотнений в замках вентилей
1. -;У'l1лотнения с применснием неметаллических M8Tf'pll2.JlOD
Конструкци Я I ЭСКИЗ I Область ПрИМСf!ения
Уплотнение с про  Вода, воздух и дpy
кладкой из КОЖИ, пла rие нейтральные среды
стиката, резины, пласт , 1 PyIO кТ/см 2
массы
Q) То же с врезанной  Вода, воздух и др у-
:s: прокладкой в виде rие нейтральные среды
:I:
Q) кольца Py16 кТ/см 2
:с
Е-<
о
<;
t::
:>.
 Уплотняющее кольцо 15
:.:
 из резины или пласт Нейтральные и KOp
<; массы запрессовано в розионные среды
i:: паз тарелки клапана
Уплотнение в дeTa  Коррозионные и ar
лях из пластмассы рессивные среды
Q) Уплотнение в дeTa  Коррозионные
:s: среды
:I: лях из пластмассы
Q)
:I:
!3
<;
t::
:>. .  .  
 
:I:
u
:>. Уплотнение в rумш Коррознонные
:I: среды
о
::.:; рованных деталях с твердыми частицами
23 Д. ф, rурсвич
353

Продолжение табл, 6:]
КОНСТРУКЦИЯ
1. Уплотнения с JlРllменениеы немсталличеСких мзтеризлоп
Область IIрИМt:нення
Q)
:;:
q:;
:I:
f-
О
с;
t:
»
Q)
о
с!1
Q)

о
::r::
Резиновое или пласт-
массовое кольuо в ка-
навке, Кольцо корпуса
с плоской фаской
Резиновое или пласт,
массовое кольцо 13 ка-
навке. Кольцо корпуса
с радиусным скруrле-
ни ем
ЭСКII:
 ',
I
" ,
> "" ':
';''
 '/- I
/';j;' :
', '
КОНСТРУКЦИЯ
11. Л1стаЛJIнчесн:ис УПJJОТJJС'IIJ:Ji
ЭСКИЗ
Цельные кольца, из-
rотовленные заодно с
корпусом и тарелкой
клапана
Q)
:;:
:I:
Q)
:I:
f-
О
с;
t:

Q)
о
;,;
u
О
с;
r:;
в тарелке клапана
кольцо посажено на
«ласточкин хвост}}, 13
корпусе запрессовано
по цилиндру
в тарелке клапана
кольцо посажено на
«ласточкин хвост)}, В
корпусе посажено на
«уо}
Кольцо в тарел ке
клапана завальцовано,
13 корпусе посажено на
наружный конус раз'
вальцовкой кольца
Кольцо 13 корпусе по-
сажено на «ласточю!!!
хвост)}
354
.Е
I
rазы или жидкости
P!/[6 кпсм 2
rазы ИЛIf жидкости
Py[6 кпсм 2
Область приыенення
Чуrуннзя и стальная
арматура для HeKOppo
зионных сред, Арма-
тура из медных сплавов
и кислотостойкой стали
для коррозионных сред
Кольца из медных
сплавов при постоян-
ной температуре экс-
плуатации
Кольца из медных
сплавов при возможных
колебаниях температу-
ры
Кольца из КОррОЗl\'
онностойкой стали или
нз медных сплавов
Кольца из [(орРОЗII-
онностойкоЙ стал!! нлн
из ,!едных с[шавов

Конструкция
11. Металлические уплотнения
Эскиз
Кольцо в корпусе из
нутри обвальцовано Ma
териалом корпуса
Кольца
сплавом
стойкости
наплавлены
повышенной
Q)
::;::
:I:
Q)
:I:
f-<
О

t::
»
Q)
о
:<:
()
о

t:::
Кольцо в
установлено
и притерто
бурта
корпусе
на резьбе
по низу
Кольцо IJ корпусе
установлено на резьбе
и притерто но нижнему
торцу
Кольцо в корпусе
притерто по нижнему
торцу и прижато резь-
бовым кольцом
Q)
о
"'
Q)
::!О)
"' ::::
 :I:
О Q)
:<: :I:
f-<
0)0
O
:I: t::
»
:I:
о
:>::;'
Без BCTaIJHblX колец
Со вставным кольцом
на резьбе
23*
 I
,
' \ <> % "
, .С. '..... 1
\ ,.",,,-. ,
... .,
z= 11
...' I
. .

,
...
 '
: '"  .
\" "c '1
""""""1
.:J
Продолжение табл, 63
Область nрименения
Кольца из коррози
онностойкой стали
Для пара н друrих
сред при высокой TeM
пературе среды
Для rюлец из твердых
сталей
Для паровой и BOДH
иой арматуры
Для колец из твердых
сталей и азотированных
колец
Для коррозионных
сред в арматуре из KOp
РОЗlIОННОСТОЙКОЙ стали
Для ар1ЗТУРЫ паро
вой и водяной
355

Продолжение табл. 63
11. Металлические уплотнения
Конструкция I Эскиз I Область применения

<lJ
;:;: 
;:;:
'"
;:;:
f-o С кольцом, приварен- Для арматуры BЫCO
о
о; ным К корпусу  , ких параметров
[::
---- , 
<lJ
О
'"
<lJ
::J
.о I

о
:<:
<lJ Уплотнение на по i Для арматуры BЫCO
()
:<: верхности, наплавлен ';,  ких параметров, BЫCO
u
<lJ ной сплаВО1 повышен  ких давлений или со
:т / .
::: ной Стойкости взвешенными твердыми
;:;:
о  частицами

-
Q) Q)  Кольцо в корпусе iE Для арматуры высо-
00;:;:
;:;: ;:;: '" с внутренним конусом, ких давлениЙ
<.J=s:: ::r::
>''''f-o Тарелка клапаиа с
:I::I:O 
0::<:0; двойным конусом
O;[:: ,
>'1
<lJ Кольцо Тllрелки кла-  Для сред со взвешен-
'" :::
О :I: пана плоское. Кольцо ными твердыми части
'" '"
о) :I: корпуса ножевое с пло- цами
f-o
00 ской фаской или ра-
::r:
>. диусным скруrлением
Плоское уплотнение в вентилях обычно применяется для
жидких и rазообразных сред без взвешенных твердых частиц,
а также при отсутствии направления тарелки клапана в корпусе.
Конусное уплотнение используется Л,ЛЯ жидких и rазообраз-
ных сред при наличии направления тарелки клапана в корпусе.
Ножевое уплотнение используется обычно )1,ля давлений )1,0
40 кflсм 2 . Твердое металлическое кольцо на тареш;е клапана при
ножевом уплотнении применяется для жидких и rазообразных
сред со взвешенными твердыми частицами. Резиновое или пласт
массовое кольцо в тарелке клапана при ножево1'Л уплотнении при
меняется для воздуха и друrих rазов и жидкостей.
Рекомендуемые размеры уплотняющих поверхностей в венти
лях Dy  200 мм (ри<;. 256) приведены в табл. 64,
356

Кольца, устанавливаемые на резьбе, облеrчают и удешевляют
ремонт арматуры и позволяют применять азотируемые стали,
поэтому арматура с кольцами на резьбе используется во мноrих
в)
 {
4 ' JJV  r: b  JJ+Zb
/ I
/:. I 
900
4'P' ;
, I f
. . ' 1
...... А .. .
Рис. 256, Основные размеры уплотняющих поверхностеii в зао1,
ках запорных вентилей: а  плоское уплотнение; б  конусное
уплотнение; в  ножевое уплотненне
отраслях промышленности и в энерrетш<е. Однако опыт эксплу
атации такой арматуры на высоких параметрах пара показал,
'11'0 через зазоры в резьбе между кольцом и корпусом проникает
Основные размеры уплотняющих поверхностей
в замках запорных вентилей в .м.м
Таблица 64
Плоское
уплотнение
(рис. 255, а)
Конусное уплотнеllне
(рис. 256, б)
Ь
Dy
Dy
D
h аО
ь
'"
t;
'"
....
u
'"
'"
>-
....
'"
1=;
Ножевое уплотнен не (рис. 256, в)
Су
D K
D
fl
ь
R
416011 625 I I
6 2 6 0,2 0,3 9 D!I4 0,41,0' 1,5 Dy+8
1025 2,5 [О 0,2 0,3 14 5i601 3240 Dy+5 0,41,0 1,5 Dy+10
3250 3 [5 0,2 0,3 2[ 66015080 I о,+6 O,4I,O 1,5 Dy+12
7080 3,5 2050 0,3 0,6 D!I+6 7 60 100125 Dy+7 0,81,5 2 D!I+ 14
100 4,51,7080 [,О [,5 D!I+ 10 8 90i150200 D!I+8 0,81,5 2 Dy+16
125 5 100 1,0 1,5 110 91901
150 6 125 1,0 1,5 140 12901
200 7 [50 1,0 1,5 165 12\90 i
200 1,0 \1,5 \ 220 1519011
 -... - ,
357

пар, происходит разрушение металла и посадка кольца ослаб-
ляется вплоть до выпадения ero. Более надежным креплением OKa
залась приварка колец к корпусу. Весьма эффективна также Ha
плавка сплавов повышенной стойкости на уплотняющие по-
верхности корпуса " тарелки клапана.
В вентилях и клапанах из ceporo или KOBKoro чуrуна на Р у 
 1625 кЛсм 2 и Dy  20 мм уплотняющие кольца изrотов
ляются из латуни ЛС59 1, Л62 или ЛМцС5822 с плоским или
конусным уплотнением. Для давлений Ру === 25+40 кЛсм 2 при
Dy === 25+80 :Мм в вентилях из KOBKoro чуrуна применяются как
а)
\73 ОстiIльное
5)
{(ольцо 80 поса8нц
d (А 6 ) d])y3
\730стапьное
0.3'45'
Выточка паВ кольца
b  (A')
 J
..,1 4' I "
 , =t= '.
ДЛ1 конисио" v "< .
.ll"Aoт1ftHUR f10ЛtJЦО после nосаuкц Ц оираиоткц
74- ДА6 плосlltРо
7 \1 Ь  W7
" l ""
I, :y  ,",
Рис. 257. Латунные уплотняющие кольца для вентилей на P,, 16 Kr/cM 2 :
а  для вентилей Dy C 15+20 .м.м; б  для вентилей Dy  25+200 .м.м
Выточка пап КОЛЬЦО
i' <i Ы  o. " 45 "
"", ;h, :l"l-"'- "
'" 1)' D 
'f--.i '1
I:(f
Дл" xOIIJ/CHtJ2i1 /(ольцо после посадки {J оораоотки
Z!Y !!!..HCN/J' п. D +5
"- 05'45'
";:4 '<9
латунные кольца, так и кольца из нержавеющей стали 2Х 13
с плоским уплотнением. Закрепление колец в корпусе произво-
дится либо путем запрессовки кольца с пластической деформацией
и:ольца по наружному диаметру и конусной выточке корпуса, либо
путем развальцовывания на станке с применением развальцовки
с тремя или более роликами.
На рис. 257, а показаны латунное кольцо и посадочное место
в корпусе (выточка ПОД кольцо) для посадки кольца в к:орпус путем
запрессовки. Нижний торец кольца выполнен в виде конуса.
Такой метод применяется для корпусов Dy === 15+20 мм. Для кор-
пусов Dy === 25 + 200 мм применяется развальцовывание колец
(рис. 257, 6). Разыеры колец на рис. 257, а приведены для венти-
лей на давление Ру === 16 кЛсм 2 , Для больших давлений высоту
кольца и выточку увеличивают. В вентилях Dy === 25+200 мм
из ceporo и KOBKoro чуrуна на давление Ру === 16+40 кЛсм 2
тарелка клапана изrотовляется из KOBKoro чуrуна или из уrлеро-
дистой стали, а уплотняюшие кольца (из латуни или нержавею-
315&

щеii стали) устанавливаются ПО методу, показанному на рис, 258.
Кольцо, установленное в выточку тарелки клапана, обвальцовы-
вается l\Iеталлом тарелки I! таким обраЗОI\l обеспечивается плот-
ность и надежность Посадки.
Некоторые данные по разме
раы уплотняющих колец венти-
JJей соответственно рис. 257 и
258 приведены в табл. 65.
Наиболее совершенным ыето-
,,\0;,1 является наплавка корпу-
сов, седел, колец и тарелок вен-
шлей нержавеющей сталью ИЛlI '':4"
сплавами повышенной стойко-
сти. Т аким образом создастсп
УI110тняющая поверхность с BЫ
сокой коррозионной И эрозион
I!ОЙ стойкостью, Здесь OTCYT
ствуют резьба и друrие сопря
жеиия, являющиеся источпи-
1\3МИ неплотностей и протечек,
На рис. 259 показаны форма
Рис. 258. Уплотняющие кольца тарелок
кольцевой канавки под наплав клапана на Ру  16+40 кПсм 2
ку в корпусах вентилей для
Dy == 257200 мм на давление Py64 кПсм 2 ,
На рис. 260 представлены конструкции уплотняющих Ко.lец на
тарелках клапана, создаваемых путем наплавки,  на рис. 260, а
/1рОф/1/iЬ КuнаОК/1
' "
/ 1}i5/JUUЛ/i,!((] r:i..)() HU/,r;ulJf\'!J'
'"
/(ОЛЫjО 00 писасли
Р, (С.)
\lб иста.lЬ#08
BMтOl.fl(rz лоi) КОЛЬЦО
((слыIU ПОсле посаОК/1 /1 оораО0тК/1
" '";
j J /
';' I
"'1
Рис. 259. Наплавленные уплотняющие кольца корпусов BeH
тилей
Gез направляющей в тарелке, на рис, 260, 6 с направляющей.
Для получения качественноrо и плотноrо материала наплавка
уплотняющих колец производится не менее чем в два слоя. Ha
плавка производится на материал корпуса с содержанием уrле-
РОДа С  0,35%.
Некоторые данные по размерам наплавленных колец в венти
mrx в соответствии с рис. 259 и 260 приведены в табл, 66.
359

а)
I ОираiJоПJКО I/L'C fILi:JЛU3''(l!
30 . .1. 30"
у,'
'"
щ 0,-05
....
1/ l!апла6лено
/11 Оорайотано
I
{)
R2
I
cfl ')
!II ОораОDтDНО
"Jbl
PlIc.260. Наплавленные уплотняющне кольца тарелок ]{ла.
пана: абез направленнн; бс направлением тарелки в седле
О//'аооткз поЗ н,'тлаjли
:
j1
Напла6лtНG

f!,70r{J//Pb "",'/fI!L;Л:j
ООраоотано
J 
Рис, 261 . Наплавленные уплотняющие кольца вставных
седел вентилей и колец задви/Кек
ООf]Gооmш поо напла6ку
НаплаЬЛl1НD
! . [1 
РИС. 262. Наплавленные уплотняющие кольца тарелок клапана
вентилей со вставны1И седлами
360

Таблица 65
Основные размеры (в ""М) уплотняющих колец
запорных вентилей (рис. 257 и 258)
Кольца корпусов Р у  16 кТ/см' Кольца тарелок Р у  16740 кТ/см'
(рис. 257, б) (рис. 258)
Dy I II I h I h, I ь пу I II I h I D, I 1), I ь
2540 7 4 2,3 '<!' 2532 8 4,5 Dy+12 '<!'
r.D r.D
5080 9 5 2,8 4080 9 5 Dy+14 D+I е;
е; \о
100125 II 7 3,8 \о со
со С"
....
150200 13 8 4,5 100 10 6 DylI5 :;'.
u 125 11 6 DlJ+I8 D+'2 u
150200 12 6 D;;+18
Таблица 66
Размеры (в мм) наплавленных колец в корпусах
и тарелках вентилей (рис. 259 и 260)
1)
у
1),
1)1
н 1), 1)6! I 1)
  :C I : i:=:П. ,  :;,2
4 .
4 в табл. 64
2532
4050
70 1 00
125200
Dy+IO
Dy+l0
Dy+12
Dy+15
Dy+14
Dy+15
Dy+15
Dy+20
В тех случаях, коrда наплавка на корпус затруднена или не"
возможна по технолоrическим соображения!\! или по свойствам
материала корпуса, в Hero устанавливаются седло (вентили) или
вставные кольца (задвижки)  см. рис. 261. В этом случае диа"
метры колец имеют большие размеры, а тарелка клапана имеет
конструкцию, приведенную на рис. 262.
2. УПЛОТНЯЮЩИЕ КОЛЬЦА ЗАДВИЖЕК
В задвижках уплотняющие кольца работают в более сложных
условиях, чем в вентилях. Взаимное относительное перемещение
колец клина и корпуса создает условия для повышенноrо износа.
По мере изнашивания клин в корпусе опускается, причем в связи
с малым yr лом конусности даже небольшое уменьшение толщины
уплотняющих колец вызывает значительное опускание клина.
При повторной притирке во время ремонта клин садится ВНIIЗ
На значительную величину. В связи с этим ширину кольца клина
выбирают больше ширины кольца корпуса, а начальную посадку
Клина в корпусе осуществляют при НЩlболее высоко!\! положении
3111

клина. Ремонт уплотняющих колец в задвижке осуществить труд-
нее, чем в вентиле. Все это заставляет внимательно относиться
к выбору материала и конструкции уплотняющих колец задвижек
во избежание частых ремонтов и быстроrо выхода колец из строя,
В табл. 67 приведены типы уплотнений в замках клиновых
задвижек. Мяrкие неметаллические уплотнения в задвижках
применяют в редКих случаях в отдельных конструкциях rумми
рованных или пластмассовых за,l,вижек. В плоских параллельных
(листовых или шиберных) задвижках иноrда применяют уплот
няющие кольца из фторопласта или полиэтилена.
Таблица 67
Типы уплотнениЙ в замках задвижек
КОНСТРУКЦИЯ
Уплотняющие кольца из
фторопласта4 или полиэтиле
на в параллелыlхx задвиж
ках с плоским диском
Цельные кольца, IIЗI'ОТО
вленные заоДНО с корпусом и
клином
Кольцо в корпусе посаженu
на «ус», В клинепа «ласточ
кин хвост»
Кольцо в корпусе посажено
на наружный конус; в клн'
неиа ((ласточкин ХВОСТ»
Кольцо lJ корпусе закре,
плено развальцовкой нтI че,
канкой. Кольцо в клине за,
креплеио чеканкой
;()2
ЭСКl\З

Область пр и МЕ'НЕ'н ни
Коррозионные среды,
Небольшие давления
Стальная, чуr'уннан,
бронзовая 11 пластмас
совая арматура для
сред, не действующих
хнмнчес\,и на матеrиал
деталей
Водяная 11 паровая
арматура. Кольца из
медных сплавов или из
коррозионностойкой
стали
Водяная и паровая
арматура, Кольца из
медных сплавов или ИЗ
коррозионностоiJкой
стали
Задвижки стальные

Продолжение табл. 67
КОНСТРУКЦИЯ
ЭСКИЗ
Область применения
Кольцо в корпусе yCTaHO
влено на резьбе и притерто
по нижнему торцу
Паровая и водяная
ap!aTypa. Арматура
для нефтепродуктов
Кольцо в корпусе устано- 
влено на прокладке и под-
жато нажимным резьбовым
кольцом
Паровая и водяная
арматура, Арматура
для нефтепродуктов
Кольцо в корпусе напла-
влено н приварено; в клине
наплавлено
Для паровой apMa
туры нысокнх и CBepx
высоких параметров
Уплотняющие кольца цельные, изrотов,!енные заодно с I\ОРПУ-
сом или клином, применяются для некоррозиов!!ых сред в чуrун
ной и стальноЙ арматуре, а также для коррозионных сред в apMa
туре из коррозионностойкой стали, медных и алюминиевых спла-
вов. Уплотняющие кольца из медных сплавов чаще Bcero YCTaHaB
ливаются с применением пластической деформации кольца, таким
же методом крепления, но значительно реже пользуются для колец
из коррозионностойкой стали.
Кольца на резьбе имеют высокую ремонтоспособность, но так
же, как и в вентилях, опыт применения их на арматуре для пара
высоких параметров показал, что в этих условиях резьба быстро
выходит из строя. Более надежным является крепление колец
приваркой. Наплавкой колец на корпус создают весьма надежную
конструкцию, но ремонт колец в этом случае затруднен, Быстро
сменное кольцо с прокладкой и нажимным разьбовым кольцом
создает высокую ремонтоспособность корпуса, но при высоких
параметрах пара менее надежно, чем наплавленные кольца.
На рис, 263 приведены конструкции уплотняющих колец и по
садочные канавки под них для корпусов чуrунных задвижек.
На рис. 263, а показаны кольца для корпусов чуrунных задвижек
Dy == 50--7'-500 ММ, которые развальцовываются с ТреlЯ или более
роликами. На рис. 263, б приведены конструкции колец, YCTaHaB
ливаемых в корпусе чуrунных задвижек больших проходов Dy ==-
== 600--7'-1000 мм путем забивки вручную или механическим спо
собом. В табл. 68 приведены основные размеры таких колец и по
садочных канавок под кольца,
363

w
С)
....
Рис. 263. Уплот
няющие кольца
чуrунных кор 
пусов задвижек:
а  для Dy 
 50+500 .,11,\1;
б  для D у .
 600 + 1000 ,Н.Н
<1'
а(А.;' ,lojJg5
'\'{
КОЛЬЦО ао П,7саакu
/0.'
IJ(С,)
ц-
п у
, I лод КОЛЬЦО
fJO
IJ , f(оЛьцО после
.   I посаоки
 и оМаооткu
. . п у !
, I
""f:2з'
" .
. -{
"Clf'0.;5, I 0.5
b '
п,-IJ у 'lO
Кольцо
Со ПDсаiJf({j
lJ
D
;;ZQ...j I i k 6
....o..
 I Нc' ]) t'C;71'.'}
I /-
 . .
 "... 'пу .:. 7"
'
а;
u,,;'t<.' II
'"
(t45"
!(алtJцо до посаiJкlJ.
J
ВО/точка
под I<ОЛtJЦо

::t: КОЛЬЦО
после
лосаiJl'fl/.
 1J u oopaoтKи
о)
,.;,
fJч5 0
КольЦО до пoca{)/(..J
ВrJlточка
поiЗ КОЛЬЦО
к ОЛtJЦО
после
пocadKu
u Dpaдoтxц
Рис. 264. Уплотняющие кольца стальных
корпусов задвижек: а  для D y  50+
+100 мм; б  для Dy150+500 М,\1

Размеры колец в корпусах задвижек (по рис. 263)
РНС, 263, а Рве
Dy I D I н I fl 1 I h D I D I ь I 1
У
I I
50 60 11 9 6 600 635 I 5 2
80 92 11 9 6 700 740 I 5 2
100 112 12 10 7 800 840 6 2
125 140 12 10 7 900 940 7 2
150 165 12 10 7 1000 1040 7 I 2
200 215 14 ]] 8
250 268 14 11 8 В стальные к
300 320 16 13 9 устанавливаются
I :: 370 16 13 9 IIриведенной на
420 17 14 10 ЛЯlOтся путем
500 520 ]8 14 10 корпуса. В корп
I среднеrо диамет
. 263, б
2 15
2 15
7 19
8 19
9 20
Таблица 68
II 1
1, I I
]0 5 7
10 5 7
13 7 8,5
]3 7 8,5
14 8 8,5

орпуса Dy507100 мм
кольца конструкции,
рис. 264, а, и закреп-
развальцовки металла
уса стальных задвижек
ра Dy  1507500 мм
устанаВЛIlваЮТС5I KOJlbIl,a в соответствии
с рис. 264, 6 и закрепляются также развальцовкой металла KOp
пуса. В корпуса стальных задвижек больших диаметров прохода
Dy == 60071200 мм устанавливаются кольца соrласно рис. 265
_ .d,___
D
.
D
d
i
-i!1-
+
"" 1'450 КОЛЬЦО
'> 00 посаоки
v
I
B 'С
II
; i I ,?
BblтO'lxa
пod f(!]ЛЬЦО
Рис. 265. Уплотняю-
щие кольца стальных
корпусов задвижек
Dy  600+ 1200 М.И
Ч(' ]чиfТ!Ь кр/, 'ОМ
\  IO  Л,   W  . Кольцо
_ [   после
::t:: /;:    пOLaf}/(u
<, __  '  и оораООIllЛU
и закрепляются путем запрессовки и обчекаНКIi. Основные рю
меры уплотняющих колец и посадочных мест под кольца Л,ЛЯ
стальных корпусов задвижек приведены в табл, 69,
365

Таблица 69
Основные размеры уплотняющих колец и посадочных мест
под кольца в стальных корпусах задвижек
D
у
50
80
100
150
200
250
300
:350
'100
500
D
80
112
135
I 64
I 96
116
(/
160
210
260
310
360
410
510
D 1 JI
I
185
235
290
345
395
445
116
17
18
19
21
21
180
230
280
33!')
3i\G
4)!')
ЫО
[>;}5
( ЮО r ;90 T (;';:I ыо r 22
700 I 800 725 775 25
800 910 825 875 27
900 1015 925 980 27
1000 1 1130 1030 l ' 1095 28
1200 1345 1230 1 305 29
I ff 1 I
13 11
13 11
14 I 12
22
14
14
15
1б
17
17
18
18
20
21
22
22
23
/,
ПРJlмечание
8
8
9
i  I
Рис. 264, а

10 10,5
I1 11,5
I1 11,5 Рис 2б4, (j
12 13
12 13
12 IЗ
12
1 '1
1.1
13
15
1 [)
1 ()
lб
16
PIIC. 2С)5
15
1:')
15
в дисках и клиньях чуrунных задвижек латунные кольца
устанавливаются так, как показано на рис. 266, а. Для задвижек
Dy  50+ 150 закрепление колец производится путем раскатки
тремя роликами, для задвижек Dy 3 200 мм закрепление колец
производится под Прессом либо вручную ударами молота.
В дисках и клиньях стальных задвижек Ру  25 кr/см 2 и Dy =ос;
 50+ 1200 мм латунные кольца закрепляются путем запрессовКI!
с последующей зачеканкой пневматическим способом или вручную.
Конструкция таких колец приведена на рис. 266, 6.
В табл. 70 приведены основные размеры латунных колец для
;щсков и клиньев задвижек соrласно рис. 266, а и 6.
На задвижках создаются также УПЛОТНЯЮЩIIе кольца путем
наплавки нержавеющей стали или твердых сплавов, Способ обра-
зования таких колец на корпусах задвижек показан на рис. 267, а,
на клиньях !! дисках  рис. 268. Толщина наплавленноrо
Еольца после обработки h принимается для задвижек до
Dy === 250 ,11М включительно равной h  3 мм, дЛЯ больших
366

а) --<1
"' {  ' : 5 j,'\ 5 0
64 05 ...;--
\i6
Р,
t!
1,;V'j до
't .O
d
тс.)
JJ( А.)
I?!    11 :
",) ::i щ lo1  . I Выточка
'   f';/ 1 лад кольцо
7ff. I ,0 0 76' О . ,о"
 'ч. 
[1,
  Кольцо после
,  посаiJки
' (,.  /l otJpatlOfПКll
 ..
 ' '' ,
::t::!
о) \ 1..     
", L  >:' eJ:; 0
L.t7'.'L /  "'o1f>  Кольцо
бlLl ti  d(A L  I до посадки
I::>i Ef(lpjJ)  ,
'   (Аз) "
, :" d ifCt)  I
! cR1 '.::J,I N  I Выточка
Ш J /  7 " о " 7' .th пои кольцо
:'  
D, ,!!!ншпD f<P/j.JOH
""",;' f(J      Gi КОЛЬЦО ,после
, L... . . ПОr'аiJКJ
 L.p ;:.; / \', I  ..., /l оtJ;а,'fИК/l
..... 
Рас. 266. Уплотняющие кольца дисков и клиньев
задвижек; а  для чуrунных; б  для сталь.
ных задвижек
с..;
ф
---J
. . ","'''  " О"}:
,, "
\.".. Наплабпено
 D.D 10
6)
]):>])fI
5

I I

;:::::
/: /
Оi5раtJоrпано Оорайотано
Рис. 267. Наплавленные уплотняющие кольца стальных корпусов
задвижек; а  при D  Dy; б  при D> Dy
'о'
\Zl.t1
,JtJ° ;Й.
з"'l '15
/': / / // /'
</77/
R05
ОораО0тка
по!}
Н{Jплабху
""J
1 fI(Jr;лаблеНi
,,1 ]) ",,1
," . ... . . "р","т"ю
Ш/Ш/ . %
Рис. 268. Напла
вленные уплот.
няющие кольца
клиньев и дис
ков стальных
задвижек

Таблица 7()
Основные размеры (в .м.м) уплотняющих колец и посадочных мест
под кольца для стальных дисков и клиньев задвижек Ру  25 Kr/CM
Чуrунные ДИСКИ (РИС. 266, а) Стальные ДИСКИ (РИС. 266, б)
Dy DI d I D, I f{ I н, I h I I t D I ,1 I D, I ff I Н,! h I t I t 1м
t
501 53 451 64 10,5 7 З,511 4,8 78 ЕО 84 13 11 8  8,5 2
80 83 75 ,'6 10,5 7 3,5, 1 4,8 110 92 116 13 11 8  8,5 2
100 103 ,'5 116 11,5 7,5 4 1 5,5 130 110 140 13 11 8  8,5 2
1501155 145 170 11,5 7,5 4 1 5,5 175 148 JёO 16 14 10 1,0 11 I
200 205 l' 5 220 14 8,5 I 5 1 7 225 198 240 17 14 10 1,0 11
250 255 245 274 14 8,5 5 1 7 280 248 295 17 14 10 1,0 11 :J
300 305 2,5 326 15 9,5 5 1,5 7 330 2.8 350 18 15 10 1,0 11 :J
350 355 345 376 15 9,5 5 1,5 7 :,80 348 400 21 17 12 1,0 13 -1
400 405 3'5 426 15 9,5 5 1,5 7 43О 3;8 450 21 17 12 1,0 13 ,]
500 505 45 526 16 9,5 5 1,5 7 535 4,8 560 22 18 12 1,5 13 4
600 612 600 642 17 10,5 5 2,0 7 665 616 696 22 18 12 1,5 13 1
700 713 700 748 18 12,5 5 2,0 7 775 716 808 24 20 14 1,5 15 5
800 813 800 848 20 12,5 6 2,5 8,5 885 816 918 26 21 1-1 2,0 15 5
900 9I:J 900 948 21 12,5 6 2,5 8,[) 990 916 1025 27 22 15 2,0 16 5
1000 1015 1000 1050 21 12 '5/ 6 2,5 8,5 1105 1020 1140 28 22 15 2,0 1б 5
11200     I    1315 1220 1355 I 29123 15 2,0 16 5
размеров h === 4 ММ. Наплавка вел:ется не менее чем в два слоя.
Высота наплавлеНfJоrо валика h 1 принимается равной для Dy 
 250 .ММ h 1 === 4 ММ, дЛЯ Dy > 250 ММ h 1 === 5 ММ,
r л а в а IV. КОНСТРУИРОВАНИЕ САЛЬНИКОВЫХ
УЗЛОВ
1. САЛЬНИКОВЫЕ УЗЛЫ ОБЩЕПРОМЫШЛЕННОЙ ЗАПОРНОЙ
АРМАТУРЫ
Для надежной работы саЛЬНИКОвОrо узла решающее значение
имеет праВИJ!ЬНЫЙ выбор материала набивки, размеров сальнико
вой полости под набивку и технолоrия уплотнения набивки саль
ника.
Набивка укладывается из отрезков шнура или в виде заранее
приrотовленных и отформованных колец. В нижнюю часть саль
никовОЙ полости закладывается опорное кольцо (rрундбукса),
.1.ля TOI'O чтобы набивка, захваченная шпинделем, не защеМЛЯJlась
в зазоре между шпинделем и крышкой. Опорное кольцо может
иметь ВII.\ плос!<оrо КОЛЬца, плоскоrо кольца с !<онуснои проточ
КОЙ или ви;\ ВТ)'!lКlI, СЛУ':,ащсЙ в нижнеЙ чаСТlI IIзпраВi1С!lнем ;1.'1\1
368

шпинделя. Конусная проточка делается для TOrO, чтобы создать
радиальные составляющие усилий в набивке, прижимающие на-
бивку к шпинделю. Сальниковая набивка затяrивается крышкой
сальника через нажимную втулку.
В табл. 71 показаны основные разновидности конструкций
сальниковых узлов запорной общепромышленной арматуры. В ар-
матуре малых диаметров прохода обычно крышку сальника вы-
полняют в виде накидной rайки. В арматуре для фреона помимо
сальниковоrо узла, выполненноrо с крышкой сальника, имеющей
вид резьбовой втулки, применяется rерметизирующий колпак,
который изолирует сальниковый узел от внешней среды. В каче
стве колпака используется маховик.
Основные типы конструкций сальниковых узлов
общепромышленной запорной арматуры
Таблаца 71
Конструкция
Крышка сальника lJ виде
накидной rайки
Крышка сальника в виде
резьбовоrо кольца. Имеется
rерметизирующий колпа к
Крышка сальника цельная.
Затяжка сальника бщпам!!
или шпильками
24 Д. Ф. I'уревич
ЭСКИЗ
Обласrь прнмене
HJHI
Арматура Ma
лых диаметров
прохода
Арматура для
фреона
Арматура из се-
poro и KOBKoro
чуrуна и сталь
ная арматура
:169

КонеТРУКЦllЯ
Крышка саль ни ка разъеl
ная. Затяжные болты откид'
ные, l!Iарнирные
Крьнш<а сальника цельная,
Затяжка сальника анкерны-
мн болта1И
Упруrое поджатие набнвки
резиновыми кольцаш
ЭСК l!З
:
Резuнобые
кольца 2ШIII
Набибка
леНbI10бая
пропитанная
Металличсские
колыщ2шт
Продолжение табл. 71
Область примене.
НlIЯ
Стальная арма,
тура
ЧуrУJlная ap,la
тура
Арматура низ
!(их давлений
в чуrунной арматуре средних диаМетров прохода крышка
сальника обычно выполняется заодно с нажимной втулкой.
В стальной арматуре часто нажимная втулка изrотовляется
отдельно. Затяжка КРЫШIШ сальника осуществляется ДВУМЯ бол
тами либо шпильками, ввертываемыми в крышку корпуса. Haa
более качественная конструкция создается при применении шар
lfИрНЫХ болтов, ОТКIщывающихся на осях, что при перенабивке
сальника искЛючает возможность потери болтов. В крышке саль-
ника делаются соотвеТСТВУlOшие прорези для Toro, чтобы l\ЮЖНО
было, ослабив rайки, вывести болты не снимая [аек. После ЭТОl"О
крышка поднимается для перенабивки сальника.
При конструировании сальниковых узлов должна быть пре-
,1усыотрена заl\iена набlIВКИ, ПОЭТОl\lУ необходимо обеспечить во:,-
370

можносfь подЪема крь!шки сальнИка на достаточную высоту дм!
удаления старой и установки новой набивки. [оловки откидных
болтов вращаются на осях, установленных в проушинах крышки.
В чуrунной арматуре вместо откидных и шарнирных болтов CTa
вятся анкерные болты, rоловки которых заводятся под COOTBeT
ствующие заплечики в крышке.
Размеры сальниковой полости выбираются обычно таким обра
зом, чтобы толщина набивки 5  расстояние между шпинделем
и крышкой  составляла от 5 == O,7V d c до 5 == 1 ,5V d c ' [де d c 
диаметр шпинделя. Высота набивки h выбирается в зависимости
от давления и ответственности изделия. Для арматуры невысоких
давлений и неответственной арматуры h.::::: 45 и более. При BЫCO
ких давлениях высота набивки составляет h ;?; 105.
На эксплуатационные свойства сальниковоrо узла большое
влияние оказывает чистота поверхности шпинделя и стенок саль
никовой полости, При большой высоте микронеровностей (шеро
ховатости) поверхности шпинделя он действует на набивку как
напильник, изнашивает ее и быстро создается зазор между шпин
делем и набивкой; кроме этоrо, большая шероховатость шпинделн
и стенки полости значительно увеличивает силу трения. Необхu
димо обеспечивать максимально высокий I,ласс чистоты поверх!!о
сти шпинделя и стенки полости в пределах, допускаемых TeXHO
лоrическими возможностями.
В последнее время получают распространение сальники с [[o
стоянным поджатием набивки резиновыми кольцами либо пrУ
жиной, расположенной в полости сальника.
2. САЛЬНИКОВЫЕ УЗЛЫ АРМАТУРЫ ДЛЯ ЭНЕРrЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК
Высокие температуры и давления создают сложные условия для
работы сальниковых узлов в энерrетической арматуре. В каче-
стве OCHoBHoro набивочноrо материала для сальников служит
асбест, пропитанный различными составами и армированный про
волокой. Все большее применение получает также rрафит, при
меняемый в виде порошка, в виде пасты в смеси с маслами или
прессованный в виде КО.[Iец или полуколец.
Крышка сальника, как правило, делается. разъемной, нажимная
втулка  из стали марки 25, 35 или ЗХ 13, затяжные болты 
шарнирные откидные, Опорное кольцо изrотовляется из стали
3Х13 или стали ХI8НI0Т.
Качество набивки должно быть подтверждено соответствую
щим паспортом на применяемый материал. [рафитовая набивка
устанавливается перед монтажом арматуры, а на складе арматуры
хранится без rрафита во избежание действия коррозии на металл
шпинделя при длительном хранении,
При установке арматуры в труднодоступных местах и при необ
ходимости обеспечить длительный срок работы сальниковоrо
24*
371

узла без ПОДТЯЖКИ применяется сальник, состоящий из двух па
бивок. Между ними расположено разделительное кольцо, из поло
сти KOToporo В случае протечек отводится пар по специальноЙ
трубке в соответствующие приемники или в атмосферу, В арма-
туре, работающей на среде с высокой температурой, сальник по
возможности выносят вверх  дальше от основной массы метаJIЛа
арматуры. Промежуточная цилиндрическая часть между саЛЬНИКО1ll
и крышкой иноrда снабжается охлаждающими ребрами для сни
жения температуры сальника.
В табл. 72 приведены основные типы сальниковых узлов apMa
туры для энерrетических установок.
Основные типы сальниковых узлов арматуры
для энерrетических установок
Таблица 72
к ОН стр УКl\И Я
Область пр"меllешНI
Набивка из асбестовоrо
шнура пропитанноrо, проrра-
фиченноrо. Асбестовый шнур
I1рорезиненный, вулканизиро-
ванный, с проволокой или без
проволоки; снаружи проrра
фичен
Кольца проrрафиченноrо
асбеста, разделенные про
слойками rрафита
Между двумя асбестовыми
кольцами с крышкамн сверху
и снизу набивка нз хлопьев
асбеста, перемешанных с че-
шуйчатым rрафитом
372
ЭСКИЗ
Арматура невысо-
ких параметров /.
c.200.4500 С
Арматура высоких
параметров t570° С
Арматура ВЫСОЮIХ
иараметров t5IO°(:

КОНСТРУКЦНЯ
rрафитовая втулка распо-
ложена между двумя асбесто
выми кольцами (сверху и
снизу)
Проrрафиченный асбест с
rрафитовыми прослойками.
Набивка на двух участках,
разделенных разделительным
кольцом. Отвод просочившеЙ-
ся среды осуществляется дpe
нажной трубкой
ЭСКИЗ
Продолжен ие табл. 72
I Область Прllменения
Арматура высоких
параметров t510° С
Арматура, распо
ложенная в TPYДHO
доступных местах
или требующая BЫ
сокоЙ надежности
пр\] длительной экс
плуатацrпr
3. САЛЬНИКОВЫЕ УЗЛЫ АРМАТУРЫ ВЫСОКИХ ДАВЛЕНИЙ
ДЛЯ обеспечения плотности ПОДВИЖНОI'О соединения в сальнике
при высоких давлениях среды приходится создавать большие дaB
ления в сальнике, что призна- а) 6)
чительных диаметрах шпин-
деля вызывает большие мо-
менты трения. Чтобы снизить
их величину, поверхность
шпинделя часто азотируют и
полируют. Высоту сальни-
ковой набивки принимают
большую  h== 105 И более.
I(оrда арматура работает при
сравнительно невысоких тем-
пературах, для уплотнения
сальника используют ман-
жеты различных типов и кон-
струкций (некоторые из них
обладают своЙствами само-
уплотнения), однако слож-
ность их изrотовления и затруднения при замене во вреыя
ремонта заставляют часто применять для высоких давлении
асбестовую набивку.
На рис. 269 приведена конструкция сальниковоrо узла запор-
Horo вентиля Ру == 1500 к[/ см 2 D == 3 мм для работы при темпера-
туре до 1000 С. Сальниковая набивка  асбестовая пропитанная.
373
Рис. 269, Сальниковые узлы арматуры
высою,х давлений: а  с накидной raii
кой; 6  с составной крышкой сальнпка
11 отющными болтамн

4. САЛЬНИКОВЫЕ УЗЛЫ РErУЛИРУЮЩЕЙ АрмАтуры

Одна из наиболее часто применяемых конструкций сальников
для реrулирующей арматуры приведена на рис, 270.
Основное внимание при разработке
конструкций сальниковых узлов для
реrулирующей арматуры, помимо обес-
печения плотности, уделяется созда-
нию сальника с минимальным трением,
С учетом этоrо выбирается минималь
ный диаметр штока, подбирается состав
набивки и обеспечивается постоянное
наличие смазки; при выборе набивки
учитывается состав и температура сре-
ды. Сальник обычно снабжается разде-
лительным кольцом и лубрикатором.
Получают распространение в реrули
рующей арматуре и сальники с по
Рис. 270, Сальник со смаз- стоянны!\! поджатием набивки резино
КОЙ реrулирующей арматуры вы!\ш КОЛЫIа!\I1I либо пр ужиной .
r л а в а V. КОНСТРУИРОВАНИЕ СИЛЬФОННЫХ УЗЛОВ
1. УЗЛЫ С ОДНОСЛОЙНЫМИ СИЛЬФОНАМИ
Сильфонный узел должен быть сконструирован таким обраЗОl,
чтобы сильфон работал на сжатие, обеспечивая длительную рабо
тоспособность сильфона. Соединение сильфона с арматурой должно
быть безусловно плотным. В связи с тем, что СIIЛЬфОН может выйти
a)
о)
')
Рис. 27\, Присоединение сильфона ИЗ полутомпака к деталя\!
арчатуры
ИЗ строя, желательно обеспечить возможность заlены С!IЛЬфОВ3
без серьезных переделок КОНСТРУКЦИИ. ДЛЯ удобства монтажа
сильфоны часто снабжаются концевыми втулками. Однослойные
сильфоны MorYT устанавливаться и без концевых втулок.
Сильфоны из ПОЛУТОI\lпака используются при относительно
низких температурах и давлениях, ПОЭТОlУ для соединения Н:\
с детаЛЯI\lН арматуры допускается применение пайки мяrКШI!I
374

припоями. Для ответственных соедине
используется пайка твердыми (серебря-
свин цово-оловян истыми
ний В особых случаях
ными) припоями,
Способы соединений сильфонов из полутомпака с деталями ap
матуры приведены на рис. 271.
Присоединение сильфона путем припайки к внутренней ци-
линдрической поверхности детали без дополнительноrо крепления
приведено на рис. 271, а. Та-
кое крепление не всеrда обе
спечивает достаточно прочное
соединение. Более прочное
соединение создают способы,
приведенные на рис. 271,6 ив,
путем завальцовки или раз
вальцовки материала сильфо
на BOKpyr заплечика детали
с последующей пайкой соеди
нения.
Стальные сильфоны, изrо
товляемые из стали Х 18Н10Т,
применяются для температу
ры до 4500 С; они использу
ются В арматуре с коррозион
ной или аrрессивной средой.
Сварные стальные сильфоны,
изrотовляемые из штампован
ных лепестков стали, снабжа
ются фланцами (рис. 272),
которыми они привариваются
к деталям арматуры (крышка
и шпиндель) с помощью дуrо-
вой сварки. Таким образом
создается прочное и плотное
крепление сильфона.
Для присоединения однослойных стальных сильфонов может
быть использован способ, приведенный на рис. 273. Цилиндриче-
ские патрубки сильфона надеваются на соответствующие посадоч-
ные места соединяемых деталей и привариваются к ним ролико
вой короткоимпульсной сваркой. Блаrодаря коротким импульсам
тока создается возможность соединять детали, одна из которых
тонкостенная (0,050,5 мм). Для создания качественноrо шва
сильфон должен плотно надеваться на привариваемую деталь.
Рис. 272, Крепле-
ние стальноrо силь
фона путем при,
варки фланца силь'
фона
Рис. 273. Крепле
I!ие стальноrо силь
фона путем Прl!
варки патрубков
2. УЗЛbI С мноrОСЛОЙНblМИ СИЛЬФОНАМИ
Стальные мноrослойные сильфоны выпускаются с присоедини-
тельными резьбовыми втулками, с помощью КОТО\1ЫХ сильфон
скрепляется с друrш,ш ;J,еталями. Несмотря на наличие резьбы
371)


-...]
ф
Рис. 274. Сильфон
ный узел с MHoro
слойным сильфо
ном. кольцевые
втулки KOToporo
приварены на TOH
[(Qстенный «ус»
Рис, 275, Сильфонный узел
с мноrослойным сильфоном,
концевые втулки KOToporo
приварены кромкой
Рис, 276, Механическое креп
ление cBapHoro сильфона
к арматуре
Рис. 277. Механическое крепление сильфона с примене,
пием KOHYCI!OrO зажима

'130 втулк ах, обеспечивающей прочность соединения, втулки дол жны
быть пр иварены к присоединяемым деталям, чтобы обеспечить
rерметичность соединения. Обычно это выполняется приваркой
втулок на ТОНКОстенный «ус». На резьбовых втулках изrотовляются
Рис. 279. Присоединение Mlloro
слойных сильфонов К деталям apMa
тур ы с помощью арrоннодуrовоi'i
свар ки без промежуточных при 
соединительных деталеЙ
Рис. 278. Сильфонный
узел с двумя последо
вательно соединенны,
ми сильфонами
Рис. 280. Оrраничение хода
сильфона упорами
Рис. 281. Последова,
тельное соединение
СI!ЛЬфОНОВ
тонкостенные патрубки, которые привариваются к присоеД!Iняе-
мым деталям либо шовной электроимпульсной сваркой (рис. 274)
по ЦИЛиндрической поверхности патрубка, либо арrоннодуrо
вой сваркой по кромке патрубка (рис. 275). При применеНИIl элек
троимпульсной шовной сварки затрудняется замена вышед
шеrо из строя сильфона, так как при этом приходится заменять
и присоединенные к сильфону детали, что особенно большое
377

шачение имеет для сложных деталей (крышки). Способ мехаНиче
cKoro крепления сильфона к крышке путем зажатия лепестка
сильфона механическим способом между крышкой и КОРПУСОI\!
(рис. 276) позволяет производить замену сильфона с минималь
ными затратами.
Механическое разъемное крепление сильфона можно осуще-
ствлять так же, как показано на рис. 277. Здесь патрубок сильфона
плотно защемляется в конус-
НО1\! сопряжении между дву-
мя КОНУСНЫI\lИ детаЛЯI\lИ стя-
r иваемыми болтами.
fl,
[=  I
Рис. 282. Телескопическая KOЫ
поновка сильфонов
f-- c
,,
(: 1 : 
1" 
j ...,\ ;  I;-. ".'
.....1 '.1,-
[' : J-), ..l""" · :
__с :[ ,., .,:/ i ,::,.., ' 
r-I" -):-_.. "'_ ,............ J;<""t-.:l'".
L с'...' r' r ,"1 Ч. > 
.' ".,.1 1 ".,..У i'
l , .. J.., "" :"1 jLt
I \--,' . -1'1 i ,,, I
j :{  ! Jt;':1 \
t  t) 1 : _ 1 ,\1:; I j
I 1 .1, /,ссе.",-" "', ! I
' 1.. ;.....; 1, ,1 , ;" . " . ' i
I .#]> I , "., ,О," ,
r jr..,t j " i :$:-?'i\ . I
I 1 ':r c , ' 1 . -4," )
{- ' . II' ' l,i!\.o.>Y
"- ',' 1 11."
\ 1'..1.1." , ' . :, f
1 1, '1 '1
J b lи- 
Lf :'II [ J:tj
" "1 I ' '\:.
f ,,' ',
l' JJ I. ,
'-:  : 1
'С., 'VJ
Рис, 283. rерметизаЦIIЯ снльфоном
узла с вращательным движением
в тех случаях, коrда ход одноrо сильфона недостаточен, при
I\lеняется последовательное соединение двух и более сильфонов.
Пример TaKoro соединения приведен на рис. 278. Наиболее эко-
номичная конструкция крепления сильфона показана на рис. 279.
Она не требует специальных резьбовых втулок и позволяет yыeHЬ
шить rабариты конструкции. Сильфон изrотовляет(;] без концевых
втулок и приваривается к присоединяеМЫI\l детаЛЯI\l с помощью
арrоннодуrовой сварки. Для приварки сильфона на деталях
должны быть подrотовлены места с размерами в соответствии
с рис. 279.
При последовательной установке сильфона желательно пре
ДУСI\lOтреть для каждоrо сильфона оrраничение хода в пре,l,(>
лах допускаеI\lOrо. Для двух сильфонов это I\южет быть BЫ
378

полнено так, как это показано на рис. 280, при большеl\!
числе сильфонов такая конструкция неприменима. В этом слу
чае к кольцам, соединяющим два сильфона, крепятся rильзы,
скользящие вдоль шпинделя и оrраничивающие ход сильфона .
При соединении сильфонов, как показано на рис. 281, воз-
можный ход шпинделя определяется тремя последовательно YCTa
новленными сильфонами, но один комплект дублирует друrой,
и в случае выхода из строя одноrо сильфона rерметичность
соединения обеспечивает
друrой комплект. Жесткость
системы сильфонов, рабо-
тающей по схеме на рис. 280,
 
" )
fj
Рис. 284. Сильфов из пласт
массы (фторопласт4)
Рис. 285. Вентвль с СИJIЬфОНОМ
из пластмассы (фТОрОПJIаст-4)
будет повышенной. Конструкция, представленная на рис. 282,
коrда сильфоны работают по телескопической схемеодин внутри
друrоrо,  усложнена и требует применения сильфонов большоrо
диаметра.
Приведенные конструкции обеспечивают поступательный ход
шпинделя; для вращательноrо движения с использованием силь-
фона может быть применена конструкция, представленная на
рис. 283. Здесь сильфон подверrается деформациям изrиба.
Помимо металлических сильфонов начинают применяться
и сильфоны из пластмасс, что обеспечивает их высокую коррозион-
ную стойкость. Сильфон из фторопласта4 показан на рис. 284,
а вентиль с таким сильфоном приведен на рис. 285.
r л а в а VI. КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ
ХОДОВОЙ rАЙКИ
1. НЕВРАЩАЕМЫЕ ХОДОВЫЕ rАЙI(И
Невращаемые ходовые rайки применяются как в вентилях,
так и задвижках. Во всех случаях и во всех типах [аек направле
ние резьбы выбирается таким образом, чтобы закрывание арматуры
происходило при вращении маховика по часовой стрелке. Это
предусмотрено правилами [осrортехнадзора, Различные KOHCTPYK
цИИ узлов С невращаемой ходовой rайкой приведены в табл. 73.
379

Таблаца 7.J
Основные конструкции узлов с невращаемой ходовой rайкой
!(онструкция
Эски:;
Об.l!асть применения
rайка ввинчена наружноЙ
[еТр!!ЧескоЙ резьбоЙ в пере-
МЫЧJ<У БУl'еля
Ходовая резьба ИЗJ'отовлена
в крышке. В крышках из чер
ных металлов шпиндель ла
тунныЙ цельныЙ или сталь-
ной с насадноЙ латуниой резь
бовой рубашкой
То же. Увеличенный ход
шпинделя
raiiKa lJIJIIIIчена в КРЫШI,У
I! застопорена. Большой ход
шп!!нделя
380
J
1\
ВеНТИJIИ разных
размеров и параме-
троп среды
Вентили малых
размеров. Среда не
коррозионная
Венти.1И малых и
средних размеров.
Среда не коррозион-
ная
Задвижки малых
размеров, Среда не
коррозионная

!<ОllСТРУКЦllН
Ходовая raHKa расположена
в rнезде клина
Ходовая raHKa расположена
в rнезде клина. rайка COCTaB
ная, в обойму ввинчен вкла
дыш из латунн
Ходовая raHKa расположена
в rнездах дисков
ЭСКlIЗ
Продолжение табл. 73
I Область применения
Клиновые задвиж
ки с вращаемым
шпинделем. Среда
не коррозионная
Клиновые задвиж-
кн больших днаме-
тров прохода. Среда
не кор[юзионная
Двухдисковые па
раллельные задвиж
ки. Среда не корро-
зионная
Наиболее распространена I\ОНСТРУКЦИЯ, в которой rайка пре)l,-
ставляет собой полый цилиндр с внутренней трапецеидальной
и наружной метричеCl\ОЙ резьбой. С ПОМОЩЬЮ наружной резьбы
rайка ввинчивается в перемычку буrеля и стопорится винтом,
завинчиваемым в <<полтела» одновременно в rайку и в буrель.
Вентили малых размеров обычно имеют крышку, снабженную
ходовой резьбой. В клиновых задвижках при некоррозионной
среде ходовая I'айка устанавливается в rнезде КЛина. В клино-
вых задвижках больших диаметров прохода с целью экономии
цветноrо металла rайка из латуни ввинчивается в обойму,
381

изrотовленную из черноrо металла, [айки, расположенные внутри
полости арматуры, находятся в среде, эксплуатируются в тя-
желых условиях, сравнительно быстро изнашиваются и выходят
из строя; замена их затруднительна, поэтому их применение
оrраничено,
2. ВРАЩАЕМЫЕ ХОДОВЫЕ rАRки
Вращаемые ходовые rайки широко используются для задвижек
с выдвижным шпинделем при их работе в различных, в том числе
и сложных условиях (при высокой температуре, высоком давлении,
в коррозионной среде и т. д.). Вращаемые ходовые rайки, распо-
ложенные в буrеле, изолированы от действия коррозионной среды,
имеют температуру значительно ниже температуры стенок корпуса
и крышки, удобно расположены для обслуживания и смазки,
Ремонт и замена таких [аек обычно проще, чем невращаемых,
Основные конструкции узлов с вращаемой rайкой приве
дены в табл, 74. В буртах laeK под действием больших усилий
Таблица 74
Основные конструкции узлов с вращаемой ходовой ('айкой
Конструкция
Ходовая l'айка с Нl!Ж-
ИВЫ бур'I'ОЫ без ll1арико
подwивника. Смазка I1е
риодическая 'rерез резьбо
вое отверстие
Ходовая rайка с нижним
буртом без wарикоподшип
ника. С постоянной Cl\!аз
кой с помощью масленки
Ходовая rайка с вкла
дыше"1 и с одним УПорным
шарикоподшипником Бу-
rель с упорным резьбовым
кольцом
382
ЭСКИЗ
I ОБЛаСТЬ приыснеНIIН
Арматура (З<I'
движки) неоысо'
ких парамеТрОIJ,
малых и средних
диаметров про
хода
Арматура (за-
движки) невысо'
ких парамеТРОIJ,
малых и средних
диамеТрОIJ П[Ю'
хода
Арматура
средних и боль'
ших проходов

f
ЭСКИЗ
КОНСТРУКЦИЯ
Ходовая rайка с вклады
шем и с одним упорным
шарикоподшипником, Бу-
rель с упориым фланцем
Ходовая rайка с ниж
ним буртом, без шарико
IIодшипника. Ванна со
смазкой
Ходовая rайка с двумя
упорными шарикоподшип
никами
Ходовая rайка с вкла-
дышем и одним упорным
шарикоподшипником
Продолжение табл. 74
I Область при"енеllИЯ
Арматура сред-
них и больших
проходов
Сн.%фонные
веНТИЛII OTBeT
CTBeHHOrO !lаЗl!а
чения, располо
женные в TPYДHO
доступных Me
стах
Ответственная
арматура прн
больших усили,
ях вдоль шпин
деля
Задвижки с ди-
станционным
ПрИВОДО1
:83

Конструкция
Ходовая I'айка с вкла
дышем и одним упорным
шарикоподшипником
Ходовая rайка с вкла-
дышем и одним упорным
шарикоподшипником. Бу-
rель с упорным фланцем
Эекиз
./)
/
  J . ...
@
.
i. ..  " :'
Продолжение табл. 74
I Область применеНIIЯ
Задвижки с
электроприводом
Задвижки с
элеКТРОПРИВОДОi\!
создаются значительные моменты трения, затрудняющие управле-
ние арматурой; в связи с этим в задвижках при значительных уси-
лиях вдоль Шпинделя ходовые rайки снабжаются упорными шари
ковыми подшипниками. Применяются конструкции как с двумя
подшипниками, расположенными по обе стороны бурта, так и с од-
ним упорным подшипником, используемым для восприятия усилия
как в одну, так и в друrую сторону. (Последние применимы лишь
при небольших осевых усилиях.) В последнем случае половина
сечения подшипника по оси шариков служит для опоры шпинделя,
вторая  для упора в буrель. [айка снабжается упорным резьбо-
вым кольцом, а буrель либо также упорным резьбовым кольцом,
либо упорным фланцем.
[айки задвижек больших диаметров прохода в целях эконом!Н!
цветных металлов делаются составными: корпус  из черных метал
лов, а резьбовой вкладыш (собственно ходовая rайка)  из лаТУНJI.
Ходовая резьба должна периодически С1\!азываться. При OTCYT
ствии С1\!азки увеличиваются крутящие моменты, необходимые
для управления арматурой и ускоряется износ ходовой резьбы.
384

В тех случаях, коrда требуется быстрое ручное закрывание
арматуры малоrо размера, применяют две rайки, как в KOHCTPYK
ции, приведенной на рис. 286. За один оборот шпинделя диски
поднимаются на величину, равную сумме шаrов нижней и верхней
rайки, сохраняя при этом условия самоторможения резьбовorо
соединения.
Шпиндели и ходовые rайки, как
правило, снабжаются нормальной
трапецеидальной резьбой по [ОСТу
948460 (см. табл. 123). При сталь-
ном шпинделе и латунной или брон
зовой rайке с обычно применяемой
смазкой эта резьба обеспечивает норн
мальную работу арматуры и обла
дает свойствами самоторможения.
При увеличении шаrа резьбы
уменьшается число оборотов шпин-
деля, необходимое для закрывания
арматуры, но одновременно увеличи-
вается и усилие на маховике и соз-
дается опасность прекращения само-
торможения. При уменьшении шаrа
резьбы усилие на маховике сни-
жается, но увеличивается число обо-
ротов маховика, необходимое для за
крывания или открывания арматуры.
Должно быть безусловно обеспе-
чено условие самоторможения ходо-
вой резьбы в арматуре, в противном
случае может иметь место самопроиз-
вольное открывание арматуры под
действием давления среды, что совер- Рис. 286. Быстрозакрывающаяся
шенно недопустимо . Условие само- задвижка с двумя rайками
торможения будет обеспечено Тоrда,
коrда уrол подъема резьбы будет меньше уrла трения. Поскольку
при одном и том же шаrе резьбы уrол подъема резьбы увеличи-
вается с уменьшением диаметра шпинделя, то в наиболее опасном
положении в смысле прекращения самоторможения оказываются
шпиндели малоrо диаметра (30 мм и менее), для которых уrол
подъема резьбы составляет более 40 и при диаметре шпинделя
в 10 ММ доходит до 60 25'  см. табл. 123.
При наличии упорноrо шарикоподшипника и высококачествен-
ной смазки с пониженным коэффициентом трения самоторможение
может быть потеряно. В этих условиях необходимо выбирать
резьбу с уменьшенным шаrом. Резьба с уменьшенным шаrом
используется также в тех случаях, коrда на маховике при нормаль-
ной резьбе создается чрезмерно большое усилие, необходимое для
25 Д. Ф. rуревич 385

управления арматурой, более усилия, развиваемоrо физически
нормально развитым человеком. Наиболее часто такие случаи
MorYT иметь место в арматуре BbIcoKoro давления (Р раб 
 200 к[/см 2 И более).
r л а в а УН. КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ
rоловки И БУРТА ШПИНДЕЛЯ
t. УЗЛЫ rОЛОВt(И ШПИНДЕЛЯ ЗАПОРНЫХ ВЕНТИЛЕЙ
[оловка шпинделя запорноrо вентиля несет на себя тарелку
клапана, Она должна обеспечить центровку тарелки и передачу
усилия от шпинделя на тарелку таким образом, чтобы усилие
вдоль шпиндеЛЯ равномерно передавалось на поверхность уплот-
няющих колец. Наиболее часто встречаются шпиндели, у которых
нижняя часть rоловки имеет форму сферической поверхности,
а опорная площадка на тарелке плоская. Таким образом соз-
дается сопряжение плоскости с шаром, блаrодаря чему тарелка
кЛапана получает возможность самоустанавливаться по уплотияю-
щей поверхности кольца. Радиальные зазоры в узле должны по-
зволять тарелке поворачиваться на небольшой уrол.
Различные конструкции узлов rоловки ШПиндеЛЯ запорных
вентилей приведены в табл. 75.
Основные конструкции узлов rоловки
шпинделя запорных вентилей
Таблица 75
I(ОНСТРУКЦllЯ
Уплотняющий конус
выполнен непосред-
ственно на шпинделе
Хвостовик тарелки
клапана обвальцован
металлом шпинделя
386
ЭСКlIЗ
Область ПрllменеНlIЯ
Иrольчатые вентили
малых диаметров про-
хода
I
Вентили Ma.1Jы1x Дl1а-
метров прохода

КОНСТРУКЦИ>I
Запорный конус вы-
полнен на плунжере,
закрепленном на rолов
ке шпинделя резьбовой
втулкой
Тарелка клапана за
креплена на rоловке
шпинделя путем обваль-
цовки металла тарелки
Тарелка клапана Ha
правляется в корпусе,
rоловка шпинделя заве-
дена в паз тарелки
Тарелка клапана на-
правляется в корпусе
и движется вдоль шпо
нок, rоловка шпинделя
заведена в паз тарелки
Тарелка клапана с
нижними направляю-
щими. rоловка шпин-
деля заведена в паз
тарелки и зафиксиро-
вана штифтом
Тарелка клапана
центрируется на цилин-
дрическом бурте rолов-
ки шпинделя и фикси-
руется резьбовой вту л-
кой С заплечиком (кол-
пачком) и стопорной
шайбой
25*
ЭСКlIЗ
.
Продолжение табл, 75
Область ПрllмеиеИlI>I
Вентили малых диа-
метров прохода. Высо-
кие давления
Вентили на невысо-
кие параметры и HeOT
BeTcTBeHHoro назначе-
ния
Вентили различноrо
назначення небольших
диаметров прохода
Вентили небольших
диаметров ответствен-
Horo назначения
Снльфонные вентили
Вентили различноrо
назначения
387

I\онструкция
То же. Резьбовая
втулка без бурта. Сто-
порение производится
с помощью винта
Тарелка клапана за
креплена на шпинделе
с помощью двух полу-
колец и резьбовой вту л-
ки (колпачка) со сто-
порной шайбой
Закрепление тарелки
клапана произведено
с помощью двух полу-
колец разиых размеров.
Полукольца заблокиро-
ваны бандажным коль
цом
Тарелка клапана за
фиксирована на шпин-
деле с помощью прово
лочноrо хомутика, за-
водимоrо в выточку
шпинделя и тарелки
Тарелка клапана за-
фиксирована на шпин-
деле с помощью шари
ков, заведенных в BЫ
точку шпинделя н та-
релки
Тарелка клапана вы-
полнена заодно со
шпинделем, Шпиндель
разъемный, движется
поступательно
38К
ЭСКИЗ
"
Продолжение табл. 75
Область применения
Вентили раЗЛИЧНОI'О
назначения
Вентили различноrо
назначения
Вентили на высокие
параметры и на корро-
зионные среды
Вентили неответ-
cTBeHHoro назначения
Вентили невысоких
параметров
Вентили
давления
BbIcoKoro

Уплотняющую конусную поверхность непосредственно на
шпинделе без съемной тарелки выполняют в вентилях малых диа-
метров прохода, а также в некоторых конструкциях вентилей BЫ
COKoro давления.
Для перекрытия сальника во время ремонта (нижнеrо УIIЛОТ
нения сальника) на шпинделе делается конусный бурт. Исполь-
зование для этой цели конусов на тарелках не рекомендуется,
так как создается опасность повреждения узла rоловки шпинделя
и выхода вентиля из строя.
Для соединения тарелки клапана со шпинделем применяется
Тобразный паз, куда заходит rоловка шпинделя, фиксируемая
штифтом. Тоrда при направлении тарелки в корпусе создаются
условия, при которых положение шпинделя в тарелке зафиксиро-
вано. Для закрепления ТClрелки на круrовой rоловке шпинделя
применяется резьбовая втулка (колпачок). Наличие такой rоловки
вызывает необходимость применения заrотовок увеличенноrо диа-
метра для изrотовления шпинделя. [оловка, выполненная заодно
са шпинделем, образуется кузнечным способом. С целью снижения
Таблица 76
Узлы rОЛОВКII шпинделя вентилей с внутренним обводом
(внутренним разrРУЗОЧНblМ клапаиом)
I<онструкция
Эскиз
Область применения
Тарелка клапана с BHYTpeH
ним обводом. rоловка шпин-
деля заведена в паз разrру-
зочноrо клапана. Ход разrру-
зочноrо клапана оrраничен
кольцом, связанным с тарел-
кой клапана полукольцами
Тарелка клапана с внутрен-
ним обводом. rоловка шпин-
деля заведена в паз разrру
зочноrо клапана. Ход разrру
зочноrо клапана оrраничен
резьбовым кольцом, ввинчен-
ным в тарелку
Вентили большоrо
диаметра 'прохода
для неответственных
объектов
Тарелка клапана с внутрен-
ним обводом, Разrрузочный
клапан зафиксирован на шпин-
деле с помощью двух полу
колец. Ход разrрузочноrо
клапана оrраничен резьбовым
кольцом, ввинченным в Ta
релку
ВеН1ИЛИ большоrо
днаметра прохода
для неответственных
объектов
Вентили большоrо
диаметра прохода
для неответственных
объектов
389

стоимости изrотовления шпинделя применяют крепление тарелки
с поыощью кольцевой канавки на шпинделе, куда закладывают
полукольца, проволоку либо шарики. При применении таких
конструкций необходимо обеспечить такие осевые зазоры в узле,
чтобы при закрывании вентиля усилие вдоль шпинделя переда
валось только через шаровой торец, не наrружая соединительные
элементы.
В веНТI1ЛЯХ большоrо диаметра иноrда в неответственных KOH
струкциях применяют подачу среды «на клапан», Такой способ не
рекомендуется, так как создает возможность выхода из строя
вентиля при повреждении узла rоловки шпинделя или аварии
при обрыве элементов крепления тарелки при открывании, Кроме
Toro, сальник будет ставиться в условия, коrда он постоянно на-
ходится под действием давления среды, даже и после перекрытия
вентиля, Положительной стороной такой конструкции является
отсутствие на шпинделе значительных сжимающих усилий. Для
Toro чтобы облеrчить открывание таких вентилей, тарелка клапана
обычно снабжается разrрузочным вспомоrательным клапаном
(внутренний обвод), с помощью KOToporo производится предвари
тельное выравнивание давлений до и после седла. Некоторые KOH
струкции узлов rоловки шпинделя таких вентилей приведены
в табл. 76.
2. узлы rоловки ШПИНДЕЛЯ ЗАДВИЖЕК
[оловка шпинделя используется для перемещения клина или
дисков в задвижках с ВЫДВИЖНЫl\I шпинделем, Обычно rоловка
шпинделя задвижки имеет прямоуrольную форму с заплечикаl\lИ,
[оловка шпинделя заводится в паз на клине, и с помощью заплечи
ков создается возможность перемещать клин вниз или вверх.
Для создания rоловки шпинделя, выполненной заодно со шпин
делем, требуются дополнительные кузнечные работы по «высадке»
rоловки. С целью экономии rоловку шпинделя делают часто Ha
садной, навинчиваемой на резьбе. Учитывая, что на rоловке
шпинделя при открывании задвижки создаются значительные oce
вые усилия, сечение резьбовой части ШпиндеЛя под rоловку нельзя
делать произвольным  оно должно быть проверено расчеТОl\l,
так же как и соединительная резьба,
Различные конструкции узла rоловки шпинделя в задвижках
приведены в табл. 77.
В двухдисковых клиновых задвижках rоловка шпинделя соеди
няется с тарелкодержателем (крестовиной). Соединение осуще
ствляется обычно с помощью резьбы. Иноrда применяют конструк-
цию, в которой ПРЯl\lоуrольная rоловка шпинделя входит в паз
на тарелкодержателе. Тарелкодержатель снабжен двумя направ
ЛЯIOЩИl\1И полозьями, движущимися В пазах или по rребням KOp
пуса задвижкн. Иноrда вместо полозьев применяют направляющие
ро,пики;
;90

Таблица 77
основные конструкции узла rоловки шпинделя в задвижках
l<онстРУКЦИЯ
Прямоуrольная rоловка
ШПИНДеля заведена в по
переЧIIЫЙ паз клина
Круrлая rоловка шпин
деля заведена в попереч
ныи паз клина
Прямоуrольная rоловка
шпинделя заведена в про
дольный паз клина
Прямоуrольная rоловка
шпинделя заведена в про
дольный паз клина. rолов-
ка шпинделя насадная с
r лухим резьбовым OTBep
стием
Пр ямоуrольная rоловка
ШПИНДеля заведена в про
дольный паз клина, rолов
ка шпинделя насадная со
сквозным резьбовым ОТ-
верстием
Эскиз
Область применения
Клиновые задвижки
с ВЫДвижным ШПИНДе
лем
Клиновые задвижки
малоrо прохода с ввнн'
чиваемым ШПИНДелем
Клиновые задвижки
с выдвижным шпинде-
лем
Клиновые задвижки
с ВЫДВИЖНЫм шпннде
лем
Клиновые заДЕИЖКИ
с ВЫ,J.вижным шriИН,J.е-
лем
391

Конструкция
П рямоуrольная rоловка
ШПИНДеля насадная. Клин
со сквозным отверстием
для прохода шпинделя
Прямоуrольная rоловка
шпинделя заведена в rнез-
да дисков
Прямоуrольная rоловка
насажена на резьбовой KO
нец шпинделя и заведена
в rнезда дисков
Прямоуrольная rоловка
насажена на резьбовой
конец шпинделя и заведена
в rнезда дисков
Эскиз
,
Продолжение табл, 77
Область ПрИМенеиия
Клиновые задвижки
с выдвижным либо вра,
щаемым шпинделе\\
Параллельные за
движки с клиновым pac
пором
То же
Клиновые двухдиско-
вые задвижки
392

Конструкция
Резьбовой конец liШИН
деля закреплеи в диско-
держателе (крестовине) с
направляющими полозьями
Резьбовой конец шпин
деля закреплен в диско
держателе (крестовине) с
направляющими полозьями
и направляющей трубой
На резьбовой конец
шпинделя насажена пря
моуrольная rоловка. [o
ловка заведена в паз ди
скодержателя с направля
ющими полозьями
Эскиз
Продолжение табл. 77
Область применения
Клиновые двухдиско
вые задвижки
Клиновые двухдиско
вые задвижки
Клиновые ДBYXДHCKO
вые задвижки
393

КОНСТРУКЦИЯ
ЭСКИЗ
Пряыоуrольная rоловка
насажена на резьбовой
конец шпинделя и заведена
в rиезда дисков, Между
дисками шар со штанrой.
Роликовые направляющие
на осях между дисками
Продолжение табл, 77
aCTЬ ПрЮlеНеНИЯ
Клиновые двухдиско
вые задвижки больших
диаметров прохода
3. узлы БУРТА ШПИНДЕЛЯ
КольцевоЙ бурт фиксирует положение шпинделя по высоте
и служит для передачи oceBoro усилия, действующеrо вдоль вра-
щаемоrо шпинделя на крышку и корпус задвижки. В табл. 78
приведены основные конструкции буртов шпинделя, применяемые
в задвижках. Чтобы уменьшить момент трения, создаваемый
в бурте в задвижках, при больших усилиях вдоль шпинделя
устанавливают упорный шарикоподшипник.
Основные ТИПbl конструкций бурта шпинделя
Тuблuца 78
КОНСТрукцИЯ
ЭСКИЗ
Область
применения
Бурт шпинделя без ша
рнкоподшипника располо
жен между крышкой и
корпусо:\! сальника
Задвижки
с вращаемым
шпинделем
394

Продолжение табл. 78
I<ОllСТРУКЦИЯ
Эскиз
Область
применения
Бурт шпинделя образо
ван двумя полукольцами,
заблокированными резьбо
вой втулкой
Бурт шпинделя образо
ван упорным шаРИКОПОk
шипником, установленным
на насадной обойме шпин-
деля. Маховик насажен на
обойму
Бурт шпинделя образо-
ван упорным шаРИКОПОk
шипником, установленным
на насадной обойме шпин
деля. Обойма снабжена KY
лачками
Задвижки с rзра-
щаемым ШПИIlде,
ле1
Задвижки
с вращаемым
шпинделем и с
ручным приводом
:'i!
Q.J
с:

:<:
::;:
 '"
s 
о
:'i! ::I1
:11&
 r::
со о
::1';::'
со 
<=><О)
с1 с:
'"
и
и
::;:
 ::;:

::;:
'"
q
со
(у)
395

В задвижках малых диаметров прохода с ручным приводом
бурт обычно создается заодно с материалом Шпинделя. В задвиж-
ках малых размеров иноrда бурт создается путем установки в коль-
цевую выточку шпинделя двух полуколец.
В задвижках больших диаметров прохода, больших давлений,
в задвижках с электроприводом бурт шпинделя конструируется
таким образом, чтобы трение скольжения было заменено трением
качения. С этой целью используется упорный шарикоподшипник.
r л а в а VHI. КОНСТРУИРОВАНИЕ
ПРИ СОЕДИНИТЕЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ АРМАТУРЫ
1. ФЛАНЦЕВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Фланцевое соединение является универсальным разъеыным
соединением и широко применяется для различных сред, давлений
и температур. В арматуре малых и сверхмалых диаметров прохода
часто бывает более выrодным применять резьбовое цапковое соеди-
нение. Это объясняется тем, что фланцевое соединение требует
сравнительно MHoro металла и создает значительный дополни
тельный вес. Вес фланцевоrо соединения в арматуре малых и
свеrхмалых проходов может приближаться к весу самой арматуры
(без фланца) или даже превышать ero, поэтому применение флан
цевоrо соединения в таких условиях становится нерациональным.
В энерrетических установках высоких и сверхвысоких пара
ыетров в настоящее время присоединение арматуры произвол:ится
путем приварки ее к трубопроводу, для чеrо арматура снабжается
соответствующими патрубками.
В табл. 79 приведены конструкции фланцев, наиболее часто
применяемые в арматуре. Фланцы полноrо профиля с плоским
ушютнением применяются в арматуре из ceporo и KOBKoro Чуrуна,
из стали и из цветных сплавов. Для давлений до 25 кпсм 2 про
кладки 1\101')'1' устанавливаться между торцовыми поверхностями
фланцев без специальной выточки  в соединении незащищенноrо
типа. При давлениях в 40 кпсм 2 И выше прокладки устанавли
ваются в соединениях защищенноrо типа, образуемых выточкоЙ
в одном фланце и выступом в друrом. Такое соединение защищает
прокладку от выбивания ее из соединения действием давления
среды, но несколько усложняет демонтаж арматуры и смену
прокладок. Для повышенных давлений применяют канавку коль
цевоrо типа и соответствующий кольцевой выступ на oTBeTHOl\l
фланце, образуется соединение типа шиппаз.
Для уменьшения веса в арматуре из KOBKoro чуrуна и из ЦBeT
ных сплавов применяют фланцы с облеrченным сечением, у KOTO
рых сечение по мере приближения к внешней поверхности YMeHЬ
шается. Во фланцах футерованной арматуры футеровка должна
396

Присоедииительиые 9JleMeHTbl арматуры
Таблица 79
Конструкция
Область применения
Литой фланец ПОk
Horo сечения, Обрабо
тана поверхность под
прокладку . Тыльная
сторона не обработана
Литой фланец облеr
ченноrо сечения. Обра
ботана поверхность под
прокладку. Тыльная
сторона не обработана
Литой фланец пол-
Horo сечения, Обрабо-
тан KpyroM. На тыль-
ной стороне иноrда
вместо проточки дела-
ют цековки под rайки
шпилек
Литой фланец с фу-
терованной присоедини
тельной поверхностью
Эскиз
Арматура из ceporo
и KOBKoro чуrуна. Ар-
матура из цветных спла-
вов
Арматура из KOBKoro
чуrуна и нз цветных
сплавов
Стальная арматура
для различных сред и
параметров работы
Футерованная apMa
тура для коррозионных
и аrрессивных сред
397

Конструкция
Кованые или штам
пованные фланцы на
резьбе. Уплотнение
линзовое
Фланцы на резьбе с
дополнительной при-
варкой. Уплотнение
плоской или овальной
про кладкой
Съемный фланец с
креплением проволоч
ным кольцом
Резьбовой фланец с
шаровым уплотнением
398
ЭСК1I3
ф
Продолжение табл. 79
Область ПРllменеllИЯ
Стальная кованая ар-
матура для высоких и
сверхвысоких давлений
Стальные фланцы
стальной литой apMaTY
ры для различных усло
вий работы
Стальная арматура
невысоких параметров
Арматура для трубо-
проводов, подвержен
ных вибрациям

Конструкция
Патрубок для при-
варки арматуры к тру-
бопроводу
Муфтовое резьбовое
соедииеиие арматуры
с трубопроводом
Эскиз

ПоiJКIIЮЧS
резьбовое t3 


Цапковое
соединение
Продолжение табл. 79
Область лрименения
Арматура энерrети-
ческих установок BЫCO
ких и сверхвысоких па-
раметров
Арматура малых диа
метров прохода и OTHO
сительно невысоких дaB
лений
Арматура малых и
сверх малых диаметров
прохода для различных
сред и давлений
распространяться также и на присоединительную поверхность
фланца для защиты ее от действия коррозионной среды.
Резьбовые фланцы обладают высокой технолоrичностью, по-
этому имеют широкое применение в стальной арматуре, в том числе
и для высоких и сверхвысоких давлений. Для больших диаметров
прохода резьбовые фланцы не применяются. Съемный фланец
с креплением проволочным кольцом прост И дешев в изrотовлении,
но применяется обычно при относительно небольших давлениях.
Для высоких давлений часто применяется линзовое уплотнение,
шаровое уплотнение обладает теми же качествами, что и линзовое,
но более устойчиво при вибрациях трубопровода. В нефтеперера-
батывающей промышленности широкое применение получили
фланцевые соединения с овальными металличеСКИJ\!И прокладками.
2. ПРОЧИЕ ВИДЫ СОЕДИНЕНИЙ
ДЛЯ арматуры энерrетических установок решающее значение
имеет соединение ее приваркой к трубопроводу. Эта беспрокла-
дочная конструкция создает надежное соединение в отношении
399

плотности, на которое не оказывают влияние ни деформации трубо-
провода, ни колебания температуры, что имеет место при приме
нении прокладок. Приварка арматуры затрудняет смену ее для
ремонта, но преимущества беспрокладочноrо соединения перекры
вают дополнительные трудности, возникающие при ремонте.
Присоединение арматуры с помощью резьбовых муфт и цапок
осуществляется в арматуре малых и сверхмалых диаметров про
хода, коrда обычно применяются вентили, клапаны и краны.
Муфтовое соединение с внутренней резьбой используется чаще
Bcero для низких давлений, цапковое  с наружной РЕзьбой
применяется для самых различных сред, давлений и температур.
r л а в а IX. МАХОВИКИ И РУКОЯТКИ
ДЛЯ РУчноrо УПРАВЛЕНИЯ АРМАТУРОЙ
1. МАХОВИКИ И РУКОЯТКИ ВЕНТИЛЕЙ И ЗАДВИЖЕК
Вся трубопроводная арматура снабжается маховиками или
рукоятками для ручноrо управления, в редких случаях (отдельные
конструкции кранов) имеется только квадрат на шпинделе под
рукоятку управления. Маховики предназначены для выполнения
основной задачи  ручноrо управления; при наличии приводов
маховики служат для вспомоrательной цели: используются в aBa
рийных условиях при отсутствии источника энерrии для работы
привода.
Основная масса вентилей и задвижек имеют маховики, а ру-
коятки применяются лишь в вентилях BbIcoKoro и cBepxBbIcoKoro
давлений.
Маховики общепромышленной арматуры, как правило, изrотов-
ляются из ceporo чуrуна. В судостроении серый чуrун как хруп
киЙ материал не применяется для маховиков, маховики выпол
няются стальными или из алюминия. В отдельных случаях для
трубопроводноЙ арматуры изrотовляют маховики и из KOBKoro
чуrуна.
Маховики малых диаметров (маховички) до 120 МА! в последнее
время все чаще изrотовляют из пластмасс, они имеют привлека
тельныЙ вид, малый вес и при массовом изrотовлении  низкую
стоимость. Для Toro чтобы не происходило смятия пластмассы
в квадратном отверстии, при прессовке маховика закладывают
металлический ВКЛадыш,
Различные конструкции маховиков приведены в табл. 80.
Пластмассовые маховички, как правило, изrотовляют в виде
сплошноrо диска, без спиц. Металлические маховики изrотов
ляются обычно со спицами овальноrо сечения. Применяются как
прямые спицы, так и изоrнутые. Прямые спицы, расположенные
в плоскости обода, создают значительные напряжения в маховике
400

Niаховики и рукоятки в арматуре
Таблица 80
КОНСТРУКЦИЯ
Область
применсния
Маховики с ободом
облеrченноrо сечения.
Спицы прямые, распо-
ложенные наклонно
по конусу
ЭСКlIЗ
 .. "
 
/;): I
q'.

Маховики с ободом
сплошноrо сечения.
Спицы прямые или KO
сые расположены в пло
скости обода
-
+$
Общепромыш-
ленная арматура
раЗЛИЧ!lоrо наз-
начения
Арматура боль
ших диаметров
прохода
Маховики с ободом
сплошноrо сечения.
Ступица насаживается
на rайку шпинделя

' ,
 <,%< '
" '/.   ' . '
, ," ..;. )
, 
Задвижки с BЫ
движным шпин-
делем. Вентили
для фреона
Маховики для управ-
ления одной рукой.
Поверхность обода вол-
нистая
Маховички из пласт-
массы. В ступицу зало-
жен металлический
вкладыш
26 Д. Ф. r-уреUllЧ
 r

Вентили малоrо
диаметра прохода
Арматура мало
[о диаметра про-
хода при НИЗКИХ
давлениях
401

Конструкция
Двусторонняя руко-
ятка. Насаживается на
квадрат шпинделя
Плоский rребень, от-
литый заодно с проб-
кой
Деревянная рукоятка
привинчена к пробке
винтом
Односторонняя руко-
ятка насажена на ква-
драт пробrш
Рукоятка в виде
стержня с шаровым иа-
конечником
ЭСКИЗ
t-J
(/Э . 

.1

'
Продолжение табл. 80
Область
Прllменения
Вентили высо-
Koro и CBepXBЫ
cOKoro давления
Краны малоrо
диаметра прохо-
да и низких дaB
лений
Пробно-спуско
вые краны
Конусные и ша-
ровые краны раз
личноrо назначе
ни я
I
Шаровые краны
при остывании отливки, особенно в металлах с большой усадкой,
но они более просты в изrотовлении по сравнению с маховиками,
имеющими изоrнутые спицы.
Для уменьшения внутренних напряжений прямые спицы рас-
полаrают наклонно по поверхности конуса.
Для уменьшения веса маховика поперечное сечение обода
делается не сплошным, а в виде незамкнутоrо полоrо овала, для
лучшеrо охвата маховика рукой при приложении усилия поверх-
402

ности маховика придают иноrда волнистый профиль. Крепление
маховика на щпинделе производится с помощью квадрата (ци-
линдрическоrо или коническоrо). На ходовых rайках маховики
крепятся с помощью шпонки.
2. РУКОЯТКИ КРАНОВ
ДЛЯ управления кранами малоrо диаметра и при низких давле
ниях, например для пробноспусковых кранов, применяются дepe
вянные ручки, привинчиваемые к пробке с помощью винта. Такая
конструкция приrодна лишь для малых усилий при провороте
крана, для больших давлений она неприrодна, так как винт с те-
чением времени либо вывинчивается, либо изrибается. Для кранов
oTBeTCTBeHHoro назначения применяют рукоятки, насаживаемые
на квадрат пробки. Краны большоrо диаметра прохода при зна
чительных давлениях управляются с помощью червячноrо peДYK
тора, приводимоrо в движение маховиком ручноrо управления.
В табл. 80 приведены конструкции рукояток, применяемые
для кранов.
r л а в а Х. ДОПУСКИ И ПОСАДКИ
В ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАТУРЕ
1. ДОПУСКИ И ПОСАДКИ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ СОПРЯЖЕНИЙ
С повышением точности изrотовления деталей стоимость кон-
струкции резко возрастает, поэтому конструктор при назначении
допусков и посадок должен выбирать для деталей наиболее низкий
класс точности, обеспечивающий нормальную работу конструкции.
В общепромышленной трубопроводной арматуре нет необходи-
мости применять высокие классы точности, обычно применяется
3, 4 или Б-й классы точности. В конструкциях специальноrо
назначения приходится применять иноrда 2-й и даже lй классы
точности. Последнее имеет место сравнительно редко,
Эксплуатация арматуры часто происходит на открытом воз-
духе под воздействием атмосферных осадков и пыли. Усилия,
применяемые для управления арматурой и действующие от давле-
ния среды, часто бывают велики и вызывают упруrие деформации
деталей. Рабочая среда, химически действуя на металл, вызывает
коррозию поверхностей деталей и тем самым изменяет их размеры.
Колебания температуры создают необходимость обеспечивать
достаточно большие зазоры, чтобы избежать заклинивания по-
движных деталей. Все это оказывает влияние на выбор допусков
и посадок в сторону увеличения допусков и зазоров.
Примеры применения допусков и посадок для различных
сопряжений в арматуре энерrетических установок высОких пара-
метров приведены на рис. 287 и 288. Обозначения в числителе отно-
сятся к отверстию, обозначения в знаменателе  к валу, Как
обычно, посадки выбираются в системе отверстия,
2 3

А.
Ф 3,1 х4
Ф441/ 1
;7р,/
1.
J
Рис. 287. Допуски и посадки сопряжений BeH
Т,IЛЯ Dy  50 М,И дЛЯ энерrетических YCTa!!o
вок высоких параметров
404

КI1.2
а)
5
5)
3
4-
9
6
/7
8
'-.
Рис. 288. Допуски и присадки сопряrаемых деталей арматуры для энерrетических установок: азадвижка; бвентиль;
J крышкаrрундбуксп; 2  шпиндельrрундбукса (втулка), кольцо саЛЫlНка; 3крышкп направляющая втулка; 4  корпус
крышка; 5  тарелкодержатсль верхни]"!  обоЙма; б  rнездо rрибкаrрибок; 7тареJlкатарелкодержатель нижний; 8тарелка 
oGoi'lMa; 9тареJlкодержатель  шайба rаЙКа; 10 шп:индель напраВЛЯЮlцая BTyтrKa; 11  крышка  KoтrbЦO сальника; J 2  ШПИН
дель  rнездо маховика; 13  тарелка  rоловка ШПИПДеля; 14  тарелка ССДJ10

2. РАЗМЕРНЫЕ ЦЕПИ В ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАТУРЕ
Размерная цепь представляет собой совокупность размеров,
расположенных в определенной последовательности по замкну-
тому контуру, координирующих взаимное расположение поверх
нсстей и осей одной или нескольких деталей.
Размерная цепь может быть п о д е т а л ь н о й или с б о -
Р о ч н о й,
Размерные цепи делятся на л и н е й н ы е, п л о с к о с т н ы е
и про с т р а н с т в е н н ы е,
В трубопроводной арматуре, как и в машиностроении вообще,
наиболее часто рассчитываются линейные цепи, в основном сбо
рочные. Расчету подлежат цепи, в которых расположены сильфоны,
пружины, мембраны, бурты шпинделя, тарелки клапана или плун
жеры и ряд друrих,
Размерная цепь с сильфоном рассчитывается для определения
предельных размеров сильфона при полностью открытом положе-
нии клапана и при закрытоы положении. Устанавливают, работает
ли сильфон в постоянно сжатом положении и соответствует ли
максимально возможныЙ ход клапана техническим данным силь
фона. Размерная цепь с пружиной рассчитывается с целью YCTaHOB
ления предельных значениЙ усилиЙ пружины в положении пред
варительноrо поджатия и в сжатом положении при деЙствии рабо
чеrо усилия. Расчет размерной цепи с мембраноЙ производится
для установления возможных предельных значениЙ хода мембраны.
к.онтроль размерноЙ цепи с буртом шпинделя служит для
определения возможных значениЙ зазоров в осевом направлении
и отсутствия условий для защемления бурта.
Размерная цепь с тарелкой клапана или плунжером рассчиты-
вается для Toro, чтобы установить возможность достаточноrо
подъема тарелки клапана или плунжера, необходимоrо для HOp
мальноЙ работы клапана.
Расчет размерноЙ цепи включает в себя построение схемы раз
мерноЙ цепи и определение размеров, составляющих размерную
цепь, называемых з в е н ь я м и размерной цепи.
Размерная цепь состоит из пер в и ч н ы х звеньев, выполне
ние которых не зависит от выполнения друrих размеров и з а 
м ы к а ю Щ е r о звена, размер которorо получается в результате
построения размерной цепи.
Первичные размеры подразделяются на у в е л и ч и в а ю Щ и е
А ув , увеличение которых увеличивает замыкающиЙ размер н
у м е н ь ш а ю Щ и е А ум , увеличение которых уменьшает заыы
кающий размер 8.
При расчете размерной цепи обычно решается основное урав-
нение размерной цепи
т п
8но"" ==  А ув   А ум ,
1 1
406

rде т  число увеличивающих размеров;
п  число уменьшающих размеров,
Таким образом, номинальный размер замыкающеrо звена ли-
нейной размерной цепи равен разности между СУММОЙ номинальных
увеличивающих размеров и суммой номинальных уменьшающих
размеров.
Замыкающим звеном S может являться не только размер детали
или ее ход, но и осевой зазор, например между буртом шпинделя
и rнездом под бурт.
Поскольку в арматуре точность изrотовления деталей обычно
невелика и должна быть обеспечена полная взаимозаменяемость
деталей, задача расчета размерной цепи обычно сводится к опреде
лению Smax И SmiП' т. е. к определению предельных размеров за
мыкающеrо звена:
Smax == SHOJ.l + BOS; Smiп == SHOJ.l + HOS,
rде BOS и HOS  верхнее и нижнее отклонения замыкающеrо
звена, определяемые по формулам:
т п т п
BOS ==  BOAyв  НОАуJ.l; HOS ==  НОА цв   ВОАуJ.l'
1 1 1 1
Здесь ВОА ув , НОА ув , ВОАуJ.l и НОАуJ.l' соответственно верхнее
и нижнее отклонения увеличивающих и уменьшающих звеНьев
размерной цепи,
В е р х н и м о т к л о н е н и е м называется разность между
наибольшим предельным размером и номинальным.
Н и ж н и м о т к л о н е н и е м называется разность между
наименьшим предельным размером и номинальным,
Выполнение расчета размерной цепи производится в следующем
порядке.
1. Уточняется задача расчета и выделяется замыкающее звено.
2. Для построения размерной цепи используется сборочный
чертеж узла или изделия (ватман или синекопия), включающий
размерную цепь, Вместо чертежа может быть составлен эскиз,
на котором изображается рассматриваемая часть конструкции.
Изображение деталей на эскизе может осуществляться в укруп-
ненных данных, без ненужных подробностей, не имеющих значения
для расчета цепи, в произвольном масштабе с искажениями He
которых размеров для создания наиболее четкой схемы. Некоторые
детали, части деталей или зазоры MorYT быть изображены в YBe
личенном виде, чрезмерно длинные части укорачивают.
3. ПО сборочному чертежу или эскизу составляется замкнутая
размерная схема, на которой взамен цифр проставляется буква А,
либо Б, либо В, и т, д. с цифровыми индексами, показывающими
порядковый номер размера. Размеры, относящиеся к одной и той же
цепи, обозначаются одной и той же буквой, но различаются по-
рядковыми индексами. Для большей четкости проведения работы
буквенные размеры на схеме изображаются в виде отрезков пря
407

Та6лrща 81
К примеру расчета размерной цепи по определению хода тарелки
клапана и проrиба сильфона
ИеХОДllые AaHHble Расчетные данные
." Предель
 Увеличнвающие УмеНЫЛЗЮЩllе
о" о- ные откло.
"и " иен ия размеры размеры
о :Е
"", м
Наименование "" '"
1I номер "", о- Предельные Предельные
"'" <:: ," :::;::
чертежа "'" д " " д отклонения :о ОТКJ10НеНИЯ
>->",
детали или \ОМ " "" " " " 
сборочноrо "" "' o "" "' "'
" о" " "
узла о", '" ".. "'.. '" " " '" " "
5 " 5", О'" "о. " '" "о. " '"
" ",О: 0." "", " :: ,," " "
t:; :Е ",,,, -е- м :Е:Е " '" :Е:Е >< "'о
о >->0 "о о'" ;;0 "О о'" 0.0
и", :r: Iд'g ::r'8 :r:2. :r:2. :i;щ :r:
:>о'" "' ,,::t:
I I
Сборка А 1 157 А4 +0,26 157 +0,26 О  I  
корпуса
Прокладка А 2 2 В8 0,40 2 О 0,40   
Кольцо Аз 6 С 5 0,16 6 О 0,16   
сильфона
верхнее
ВТУJlка А4 27 А5 +0,28    27 +0,28 О
переходная
(сб,)
Шпиндель А5 90 А4 +0,23    90 +0,23 О
Тарелка Ав 20 А5 +0,28 20 +0,28 О   
» А7 45 С 5 0,З4    45 О 0,3i
» Ан 6 В7 о,ЗО 6 О О,зо   
Кольцо А9 6  1,00    G О 1,00
УJJЛОТНЯЮ I
щее I I
Сумма I 191 I +0,541 O'861 168 1+0'511 1,З4
Расчетная схема: Расчет:
А, S:iOM  .EAyв 1}А у .\! == 19[  168 "'"
r 1 .12 '=' 23 ,,\,kt
 BOS === l}ВОА ув  l}НОА ум ==
.44 1 === +0.54 + 1,34 == + 1,88
s
.4, HOS  HOAyв  .ЕВОАум =00
 "'"  0,86  0,51 ==  1,37
.17 S  ')з+1,88 ММ
l 1.1-.   1,37 I
" 1
1
I 1
408

мых со стрелкой на одной стороне, обозначающей направление
отсчета. Увеличивающий размер отсчитывается слева направо
(или снизу вверх) и пишется со знаком плюс, уменьшающий размер
отсчитывается справа налево (или сверху вниз) и пишется со
знаком минус. Отсчет должен вестись последовательно и непре-
рывно вдоль замкнутоrо
контура размерной цепи.
4. Составляется расчет-
ная таблица по форме, при-
веденной в табл. 81, с по-
мощью которой определя-
ются: номинальный размер
замыкающеrо звена, ero
наибольший и наименьший
предельные размеры.
5. Определяют, удов-
летворяют ли предельные
размеры замыкающеrо зве-
на требованиям нормаль-
ной работы конструкции.
В случае необходимости
производится корректи-
ровка размеров и предель-
ных отклонений первичных
звеньев цепи.
Ниже приводится при-
мер расчета размерной це-
пи для определения хода
тарелки сильфонноrо вен-
тиля.
На рис. 289 показана
конструкция рассматри-
ваемой части вентиля и обозначены звенья размерной цепи бук-
вами А с соответствующими цифровыми индексами,
Замыкающим звеном размерной цепи является ход тарелки,
предельными положениями которой являются: предельное нижнее
положение  при закрытом вентиле, коrда уплотняющее кольцо
тарелки прижато к седлу, предельное верхнее положение оrрани-
чивается упором бурта шпинделя в крышку,
Используя размеры деталей, указанные в детальных чертежах,
заполняются rрафы исходных расчетных данных таб,'!. 81 и опре
деляется сумма величин на каждой rрафе.
Определяется номинальный размер замыкающеrо звена SHO.,t ==
== 23 мм.
Определяются верхнее и нижнее отклонения замыкающеrо
звена: BOS == +1,88 мм; HOS == 1,37 мм.
Таким образом, ход тарелки имеет величину S
Рис. 289. I( примеру расчета хода тарелки
сильфонноrо вентиля
 2з +1,88
 1,37 мм.
409

3. допуск.и НА РЕЗЬБЫ
в арматуре используется большое число соединений с метри
ческой, трапецеидальной и трубной резьбой. Класс точности
резьбы выбирается в зависимости от степени ответственности
конструкции. Так, в метрической резьбе при наибольших зазо
рах, предусмотренных третьим классом точности, статическая
прочность соединения (с учетом среза и Сl\lЯТИЯ витков) может
снизиться на 38%, что для ответственных объектов совершенно
не допустимо, В связи с этим третий класс точности в метрической
резьбе применяется лишь для неответственных деталей. В шпиль
ках фланцевых соединений арматуры на высокие давления и BЫ
сокие параметры пара назначается второй класс точности.
Резьба имеет пять rеометрических элементов: наружный,
внутренний и средний диаметры, уrол при вершине и шаr резьбы,
которые должны быть выдержаны в определенных пределах,
чтобы обеспечить взаимозаl\!еняемость и свинчиваемость болта
и rайки. Расположение полей допусков винта и rайки в метри
ческих резьбах общеrо назначения предусматривает образование
сопряжения типа скользящей посадки с минимальным зазором,
равным нулю. При проверке резьбы на деталях с помощью пре
дельных калибров контролируются только размеры диаметров,
причем допуск на средний диаметр включает как допуск на Be
личину диаметра, так и допуски на компенсацию поrрешностей
уrла и компенсацию поrрешностей шаrа в заданных пределах
путем соответствующеrо изменения среднеrо диаметра винта
и rайки. Это предусмотрено с целью обеспечить свинчиваемость
винта и rайки без создания натяrов при условии сохранения
размеров уrла и шаrа в допустимых пределах,

ЧАСТЬ ТРЕТЬЯ
РАСЧЕТ ТРУБОПРОВОДНОЙ
АРМАТУРЫ

РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
rИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ АРМАТУРЫ
r л а в а 1. ЗАТВОРЫ
1. ОСНОВЫ rИДРАВЛИ1(И ТРУБОПРОВОДОВ, ОСНАЩЕННЫХ ЗАТВОРАМИ
[идравлический расчет СЛУJКит для определения параметров,
связанных с rидравлической характеристикой изделия: rидравли-
ческоrо сопротивления (потери напора), пропускной способности
(производительности), необходимой площади поперечных сечений
полостей и отверстий, профиля ПЛУНJКера, обеспечивающеrо
требуемую расходную характеристику и т. д.
Арматура, установленная в трубопроводе, создает для дви-
JКущейся в ней среды дополнительное сопротивление, так назы-
ваемое местное сопротивление, на преодоление KOToporo тратится
энерrия.
Затрата энерrии выраJКается потерей CKOpocTHoro напора,
в связи с чем давление перед затвором будет больше, чем за ним.
Это вызывает необходимость определять величины, связанные
с rидравлическим сопротивлением арматуры: потерю напора или
давления (или перепад давлений, т. е. разность давлений до и
после затвора), расход среды при данном реJКиме и т. д,
Все rидравлические расчеты арматуры исходят из нескольких
основных формул, но разрабатываются далее в зависимости от
типа арматуры и условий ее работы.
В простейшем случае при rоризонтальном трубопроводе общий
напор расходуется на приведение JКидкости в ДВИJКение (создание
CKOpocTHoro напора) и преодоление rидравлических сопротивлений,
что выраJКается в виде известной формулы
Н == ДН v + ДН т + ДНе +  ДНА,
(1)
[де Н  полный напор;
ДН V  часть напора, затрачиваемая на образование CKOpOCT
Horo напора;
ДН Т  потеря напора на преодоление трения в трубопро-
воде;
41а

i1Hc  потеря напора на преодоление сопротивлений в по-
воротах трубопровода, соединительных частях, коле-
нах, переходах и т. д.;
i1H А  потеря напора на преодоление MecTHoro сопротивления
арматуры (затвора, реrулятора и т. д.).
Как известно, в трубопроводах возможны два режима движения
среды: ламинарный и турбулентный. В первом случае потеря на-
пора пропорциональна средней скорости потока в трубе, во вто-
ром  квадрату скорости, в зависимости от Re D  числа Рей-
нольдса, выражающеrо отношение сил инерции к силам трения
в потоке.
При условии Re D < Re" имеет место ламинарный режим дви-
жения; при условии ReD> Re"  турбулентный режим. Здесь
ReD  число Рейнольдса, отнесенное к диаметру трубы; Re" 
критическое значение числа Рейнольдса (обычно для труб прини-
мают Re" == 2320), для различных схем оно различно и может
доходить до Re" == 2.104+1.105.
При Re D > 105 безусловно имеет место турбулентный поток
с квадратичной зависимостью i1H == f (v 2 ).
Для труб круrлоrо сечения
vD
Re D == 100v '
[де v  скорость движения среды в трубопроводе (средняя по
сечению) в м/сек;
D  диаметр отверстия трубы в см;
v  кинематическая вязкость среды в м 2 /сек.
Кинематическая вязкость среды может быть задана также
в стоксах (с т) и сантистоксах (сст):
1 ст == 104 м 2 /сек; 1 сст == 10G м 2 /сек.
Вязкость среды может быть задана также динамическим коэф
фициентом вязкости '1'} в пуазах (пз) или сантипуазах (спз), связан-
ным с кинематическим коэффициентом v следующим соотношением:
11 2 /
v == 102у м сек,
[де'l'} выражено в KF.ceK/M 2 , у  в Псм З , причем 1 пз == 1,02 ;.<
х 102 KF.ceK/M 2 ; 1 спз == 1,02.104 KF.ceK/M 2 .
Величина потери напора при прохождении среды через арма-
туру l\Iожет быть в общем случае выражена фОрl\IУЛОЙ
i1H A == Av + Bv 2 ,
[де А и В  постоянные для данной степени открытия арматуры.
При вязких средах и очень малых скоростях решающее значе-
ние приобретает первый член А v, а в остальных случаях  второй
член Bv 2 .
414

В подавляющем большинстве случаев движение среды в трубо-
проводе имеет турбулентный характер и влияние величины А v
на потерю напора невелико, что позволяет этой величиной прене-
бречь; поэтому при расчете арматуры обычно пользуются форму-
лой
I1Н л == Bv 2 .
Экспериментально доказано, что эта формула более точно
должна быть выражена так:
I1Н л == Bv X ,
rде х может иметь значение от 1,6 до 2,4.
Пока нет достаточных сведений о влиянии конструкции арма-
туры на показатель степени х, поэтому обычно принимают х == 2,
Опыты на большом числе изделий показали, что для воды, при
обычно применяемых режимах движения среды через затвор,
может быть принято х == 2.
Для rидравлических расчетов арматуры необходимо знать
скорость движения среды v в трубопроводе, которую можно опре-
делить, зная количество среды, проходящее через трубопровод
в единицу времени, т. е. расход G в тоннах за час или Q в кубиче-
ских метрах за час.
В трубопроводах обычно применяются следующие скорости
для транспортировки среды:
Среда
идкость, , . . , . . . . .
rаз низкоrо давления до 6 кТ/см 2
rаз BbIcoKoro давления . , . ,
Сжатый воздух . , , . , . . . ,
Насыщенный пар до 12 кТ/см 2
Насыщенный пар BblcoKoro давления
Переrретый пар ,.,....,.
v в м/сек
, 23
, 610
. [224
. 8[6
. 1624
. 2440
, 4060
Принимаемые скорости среды в трубопроводах зависят от тех-
нических и экономических факторов и конкретных условий экс-
плуатации, Так, на электростанциях скорости в паропроводах
BbIcoKoro давления в связи с большим удельным весом пара при
высоких давлениях принимаются более низкие, чем в паропроводах
низкоrо давления.
В rидравлических расчетах обычно применяется система мер:
метркилоrраммсекунда. Такая система применительно к rи-
дравлическим расчетам арматуры вызывает необходимость выпол-
нения rромоздких вычислений. С целью упрощения расчетов
в предлаrаемых ниже формулах для rидравлических расчетов арма-
туры применены следующие размерности: ско р ость С р еды в м/сек
2 u '
площадь в см , удельныи вес для жидкостей и rазов в с/см 3 и давле-
ние в кПсм 2 . Опыт ЦКВА подтвердил удобство применения этих
размерностей.
415

Кс
2,1
'.I!;
1,7
1,3
0,81;
.700
1;00
0,9
800 1000
Р, кfjси'
Рис. 290. Значения
коэффициента сжимае
мости Кс для воздуха
1.02
1,40
Кс О
1.06
80
к I
с
1,БО
0,94
1,20
Рис. 291. Значения
коэффициента сжимае
мости Кс для кисло 0,90
рода
1,00
700 1100
Р KrjCM 2
,
Кс
1,30
1,20
1,30
Рис. 292. Значения
коэффициента сжимае
мости Кс д,я водорода
416

Если расход Q задан в ),tЗ/ ч , то скорость определится по фор-
муле
v === Q м/сек,
0,36F у
[де Ру  площадь поперечноrо сечения отверстия трубы по ус-
ловному диаметру в см 2 .
Если расход G задан в m/ч, то
G
v === м/сек. (2)
0,З6F у у
Здесь l'  действительный удельный вес жи)\кости или rаза в с/см 3
IIрИ данных условиях, т. е. при давлении (абсолютном)
р кпсм 2 и теl\шературе tO С.
Кс I,fб О
80 fБО 241) 320 Р кf/си 2
2,60 Кс
M Ю
fOo. '1150'
t.200.C  400 /
о'
 'f I /
50' ,,,'fI
/-'l / J  70'  ,
.t V 1/  !I
300':.....  :;" / / / / I
v, J 1// (/ /o;
е.. /" / \ф
" 1'---...... / 1/ [) '//'.'/
 / V/ 'i /OO\'
 i f 7Д
'/- .00 t--..-..
I'\ v
....... f  ::;.--
..  [
IF
 r . e
V ;...., 
I
и 2
M 2fO
 
0,,96 1,50
D, 
 Ю
    
р, 1'(;,,,2
Рис. 293. Значения коэффициента сжшraемости
1(с для азота
Если средой является сжимаемая жидкость (rаз), то ее удельный
вес определяется по формуле
10P " т / "
l' ===  ===  с см"
RT1(c 1(с '
10P / 3 ""
[де I'т  RT с см'  теоретическии уделы!ии вес rаза при данных
10РМ
условиях, или I'т === 848Т ;
КС  коэффициент сжимаемости, учитывающиЙ отклонение
действительноrо удельноrо веса от теоретическоrо (под
считанноrо для идеальных rазов), некоторые значения КС
приведены на рис. 290299, для ,'(руrИХ rазов  см. [2];
27 д. Ф. !'уревич 417

Кс
/,0.0.
0.60
[],40. О
20.0.
100.0 /200. 1400.
p',<fjcи 2
600
то
Рис. 294. ЗначеНИIl коэффициента сжимаемости КС
ДЛЯ амшака
о
I(с
иО
400. Р'К{/СМ 2
/(с,
!.40
10.0.
20.0.
30.0.
I
1,  I 
1,'2/VYi  Ц !
/! /V/ ,'.,
'00' 1/ // !ii>
  I i . /Vj ,:; / :1,
.\'---lБО 1/ /j 7
'/' I ., с:, 7
l \ '-.,.......25 ( J 1;;/
1\ ./ '1 '/ '(4(/
\1 o(f 1 //\'v/
1.1 Ij '! 'v',V
\ i'-" h /; I. G l
\.1// 
\ -':,,/ ,
"
J
/

1,0.0.
2,20.
0..90.
2.00.
0.,80.
1,80.
0.,70
1,60.
0..60.
1.40.
0.,50
1,20
0,40.
 J

1,00.
0.,30.
0.,80.
30.[1
50.0.
7Оо. 90.0.
Р КОСМ'
) ,
Рас, 295. 3начеIlIlЯ КОЭффИЦИСI!Т3 СЖII.\!ае.
мости Кс ;щи leTaHa
418

{(с
1.00
0.80
1/60
0.40
0,20 О 20
110 140
Р, Kr/CM2
Рис. 296. Значения коэффициента сжимаемосТII КС
дЛЯ пропана
ШОО 'б; 
. '!: ..1
80
100
о
Кс
1,14
320 Р кПсм 2
80
IБО
240
/,V
//; /
// / v /
, ,!-'O{l/ / / /
y, / / 1/
// J /
1,02 [Ь:'/ /' У /
 ./ М
0.98 \ ___ '!
/
l,fO
I,ОБ
{(с
2,40
О,В4
t.;50'CТ
0,,/
50'",
100' /'..//
.?f7of/::K 7../.
I:::/ 1,60
2,00
\
\:,,-,,/ il"ft l '"
ЗОи 600 700. 9000,80
 KfjCM 2
Рис, 297. Зиачения коэффициента сжимаемости
КС дЛЯ окиси уrлерода
о. во
0,86
27"
419

т  абсолютная температура по шкале Кельвина ОК, Т
 2730 + tO;
848
R  rазовая постоянная в кТ'м!ке.ерад, R  м;
м  молекулярный вес (табл. 82).
Потеря напора на затворе может быть ОIIределена либо в метрах
ДН, либо в атмосферах (кr/см 2 ) др. Зависимость между этими
величинами выражается СJlеДУЮЩI!МИ фОрlулами.
 к
'!;  ,.. , '"' l ,'Ь . ....c ...... T
' "",..,..." 4.......
',\
0,7f\ 
20[}О ').
0,8
100 200 300
r: xfjC\1'
Рис. 298. Значения коэффи,
циента сжимаемости Кс для
уrлеКИСJJоrо rаза
0,7
[} 120 140
Р, Nfjси 2
Рис. 299. Значения коэффициента
СЖIIмаемоС'J'И КС дЛЯ водяноrо
пара
Известно, что столб воды высотой в 10 м создает давление
в 1 кr/см 2 , поэтому для воды
Н
р === 10 КП см 2 ,
rде Н  напор в .м.
Для жидкости с удельным весом 'у соответственно
р === J KТjCм. 2 и др === ;\..70 У кПсм. 2 ,
Так как
дН === r:.-... IO м.
l' '
то ФОРМУЛУ (1) можно также представить в слеДУlOще:l! виде:
р ,,C дрv -+ др т +. дрс +  др А, (3)
rде р  давление, создаваемое напором Н;
дрv  часть давления, затрачиваемая на образование ско-
pocTHoro напора;
дрт  потеря давления, вызванная преодолением трения
в трубопроводе;
дрс  потеря давления, вызванная преодолением сопротив-
лений в поворотах трубопровода, соединительных
частях, коленах, переходах и т. Д.;
420

Таблица 82
Основные параметры некоторых rазов
"", u
6 :;:: о Критические
t:: t>:  О параметры
rаз '" "'''  Q,I :;. 11
"''''''' т r.p в о К I
""' " l.J l.J 
о t:r::::t ,>,,, 11 " Р кр
"'о'
roE-l... о:;; О. в кr/слt'
c...u'" :;:;" "" t::
I
Азот N 2 30,25 28 1,4 126,0 33,5
Аммиак NH3 49,8 17 1,32 450,6 111,5
AproH Ar 21,2 40 1,67
Ацетилен С 2 Н 2 32,5 26 1,23 308,9 61,6
Водород Н 2 420,5 2 1,41 33,2 12,8
Воздух 29,27 29,96 1,4 132,5 37,2
rелий Не 211,9 4 1,66
Кислород 02 26,5 32 1,4 154,3 49,7
Метан СН 4 52,8 15 1,3 190,7 45,8
Окись уrлерода СО 30,25 28 1,4 134,4 34,6
Пропан СзН в 19,25 44,1 1,14 370,0 42,0
Пропилен СзН в 20,15 42,1 365,5 45,0
Сернистый rаз 502 13,23 64 1,27 430,4 77,7
Уrлекислый rаз С0 2 19,25 44 1,31 304,3 72,9
Хлор С1 2 11,95 71 1,34 417,2 76,0
Этан С 2 Н в 28,2 30 1,32 305,3 48,8
Этилен С 2 Н 4 30,23 28 1,24 282,9 50,9
Азотоводородная смесь 99,9 8,5 1,406
N 2 +3H 2
!'!..р А  потеря давления на затворе или реrулирующем кла-
пане, вызванная преодолением данноrо MecTHoro со-
противления, причем
!'!..р А == Р 1  Р 2;
здесь р 1  давление до MecTHoro сопротивления;
р 2  даВ.т:rение после MecTHoro сопротивления.
Приняв, что вся потенциальная энерrия жидкости превращается
в кинетическую, получим скорость движения идеальной жидкости
под действием rидростатическоrо напора Н, равной скорости тела,
паДающеrо с этой же высоты
v == V 2gH м/сек,
следовательно,
{)2
Н == 2g м.
421

С учетом этих соотношений составляющие формулы (3) имеют сле
дующий вид:
v 2 У
p v == 2g ' 10 KТjcм 2 ;
L v 2 У
PT == Л 75 . 2g ' 10 KТjCM 2 ;
А  '\1 v 2 У т" 2.
С1Р с  k.J c 2g . то к1 / см ,
v 2 У
[\Р А == A 2g . То KТjCM 2 ,
[де у  удельный вес среды в с/см 3 ;
g  ускорение силы тяжести; g == 9,81 J.t/ceK 2 ;
л  коэффициент трения;
L  длина трубопровода в м;
D  диаметр трубопровода (условный) в м;
c  коэффициент MecTHoro сопротивления соединительных
частей трубопроводов (фиттинrи и пр.), т. е. коэффи-
циент пропорциональности между скоростным напором
и перепадом давлений на данном местном сопротивлении;
A  коэффициент MecTHoro сопротивления затвора или pery-
лирующеrо клапана, т. е. коэффициент пропорциональ-
насти между скоростным напором, рассчитанным по
условному проходу арматуры, и перепадом давления
на этой арматуре.
Подставляя приведенные выше выражения в формулу (3),
получаем
( L '\1 ) v у  v 2 У 2
Р== 1+Л15+ k.JC 2g '1O+ .L.JA 2g '1O KТjCM.
Отсюда следует, что при данном общем напоре скорость среды
в трубопроводе, а следовательно, и расход среды через трубопровод
будут различными в зависимости от сопротивления трубопровода
и арматуры, установленной на нем.
Изменение сопротивления арматуры в системе трубопровод 
арматура при постоянной величине общеrо напора изменит и рас-
ход среды, причем и з м е н е н и е р а с х о Д а б у д е т т а -
к о в о, ч т о при в н о в ь у с т а н о в и в шей с я с к о -
рости общая сумма потерь напора оста-
н е т с я т о й ж е. Влияние A на изменение скорости будет
зависеть от cYMMapHoro сопротивления системы.
Для Toro чтобы не быть связанными величиной сопротивления
i ру6(1провода, которая усложняет решение задач арматурострое-
ния, обычно пользуются зависимостью
PA == A'..J:... KТjCM 2 . (4)
2g 10
422

Так как в дальнейшем речь будет идти лишь об арматуре, то
для простоты будут применяться обозначения I1Р, I1Н и  без
соответствующих индексов.
Чтобы учесть влияние дополнительных факторов на потерю
напора, в формулу (4) вводят следующие коэффициенты:
f.I 2,0
./ ;;:;-
m
J
ФG I
/
/
ФD .
tp
1"\ r'\..
"",
J ,
V ......
t G
1,0
0.85
ерр фр
8,0
7.5
!,б 7.0
6,5
1,5 5,0
5,5
1.4 5,0
4,5
1,3 4,0
3,5
1,2 3,0
2,5
0.80
0,85
0,80
0.75
0.70
0,65
0.60
0,55
0.50
0."5
0.40
1,5
1,0 1,0
20. зо 1,0
0.35
!оо 200 400 БОО 1000 2000 0.30
Rej)
Рис. 300. Поправочные коэффициенты, учитывающие
влияиие вязкости среды: Фр  на перепад давлений;
Фа  иа расход среды; Фп  на размер (диаметр) кла
пана
а) для rазообразных сред коэффициент 5, учитывающий влия-
ние сжимаемости среды на потерю напора;
б) для вязких сред и малых скоростей коэффициент 'Ч'р. учиты-
вающий влияние вязкости среды на перепад давлений I1Р.
В общем виде получают формулу
и 2 У 2
I1Р == бфр 2g'1O КОСМ. (5)
в тех случаях, Коrда величина  неизвестна, а задано открытое
сечение в седле f см 2 и общий коэффициент расхода fl для данной
423

степени открытия клапана или задвижки L , коэффициент сопро-
Ру
тивления  определяют по формуле
( F ) 2.
 == J!.t .
в тех случаях, коrда величина  неизвестна, а задана условная
пропускная способность арматуры О у , коэффициент сопротивления
определяется по формуле
 == ( 5,:Py )2,
Коrда скорость среды в проходном отверстии не задана, она
определяется по приведенным ранее формулам
v == G или v Q
О,36Р у'\' == О,36Р у ,
[де G  весовой расход жидкости в m/ч;
Q  объемный расход жидкости в м 3 /ч;
у  удельный вес жидкости в 2/СМ 3 .
Полученные значения v и  подставляют в формулу (5),
За исключением особых случаев влиянием вязкости жидкости
на перепад давлений можно пренебречь (ЧJр  1). В случаях транс-
портировки по трубопроводу вязкой жидкости коэффициента 'Фр
может быть определен в зависимости от числа Рейнольдса ReD; при
Re D  1000 'Фр == 1; при ReD < 1000 величина 1j.1p определяется
по кривой на рис. :300.
2. ПОТЕря НАПОРА В ЗАТВОРАХ
Поскольку свойства сред несжимаемой (жидкость) и сжимаемой
(rаз, пар) имеют свои особенности, расчет потерь напора для этих
сред рассматривается раздельно.
Рабочая среда  несжимаемая жидкость
В этом случае обычно принимают б == 1. Часто жидкости,
транспортируемые в трубопроводах, имеют малую вязкость; для
этих условий 'Ф р == 1. Тоrда формула (5) приобретает вид:
и 2 '\'
/:1р ==  у . 10 KТjCM 2 . (6)
При м ер. Определить перепа,l, давлений на клапане Dy ==
100 мм при расходе воды Q == 80 M:ii[. Коэффициент СОПРОТИВ.1е
ния клапана  == 4,5.
Реш е н и е. Скорость среды в трубопроводе
v == O,3Py == 0,36.g,85. [02 == 2,83 м/сек.
424

Перепад давлений
v 2 'v  2,832 1  2
ДР ==  2g 'ТO  4,5. 2.9,81 'ТО  0,184 КпСМ.
Экспериментальные исследования показали, что значение О==: 1
применимо лишь для сравнительно низких температур. С повыше
нием температуры величина О приобретает значение, отличное от
единицы и приближающееся по мере приближения температуры
к точке кипения к значениям для паров, Для каждой температуры
u u ( t1P )
жидкости выявился свои критическии перепад давления р; кр'
сверх KOToporo увеличение давления не вызывает увеличения ско-
рости истечения. Для различных конструкций значение (  ) кр
может иметь разные значения.
Для двухседельных реrулирующих клапанов со стержневым
золотником при испытаниях на воде установлено при t ==: 200 С
(  ) кр ==: 0,76, rде Р 1  В абсолютных атмосферах. Испытание
дроссельных шайб  диафраrм также выявило наличие критиче
cKoro перепада давлений при испытаниях на воде.
Рабочая среда  сжимаемая жидкость (rаЗbI и водяной пар)
Исходным при расчете служит то же уравнение, что и при
несжимаемой жидкости. Однако в связи с тем, что плотность rаза
изменяется в зависимости от давления, необходимо учесть влияние
этоrо явления на потерю напора при прохождении rаза через
арматуру. Расчетное уравнение в этом случае имеет вид:
v 2
ДР == o  . J'l.. Kr / см 2
2g 10 '
rде l' 1  удельный вес rаза при давлении Р l' т. е. перед затвором,
в r/CM 3 и температуре (
V 1  скорость движения rаза в трубопроводе (при удельном
весе l' 1) в м/сек.
Величина о зависит от степени расширения rаза, а следова-
тельно, от величины отношения
Р 2 ==: Plt1P == 1  
Р 1 Р 1 Р 1 .
Здесь необходимо различать следующие
а) первый диапазон перепадов давлений
<0, 1Р 1;
б) второй диапазон перепадов давлений
0,5Р1> ДР> 0,1Рl;
случаи (рис. 301):
;: > 0,9; ДР <
О 5 < Р2 < О 9
, Р 1 ' ;
425

перепадов давлений : < 0,5; /1Р >
в) треПIЙ диапазон
> 0,5Р l'
Первый диапазон перепадов давлений. Из законов rа30дина
мики известно, что коrда скорость движения rаза при данном ме-
стном сопротивлении не создает большой разности давлений (/1Р <
< 0,1 Р 1)' то условия протека
ния rаза незначительно от ли-
чаются от условий протекания
несжимаемой жидкости.
В этом случае с точностью,
вполне достаточной для прак-
тики, можно использовать урав-
нениедля несжимаемой жидко
сти, т. е. принять 8 == 1. Следо
вательно, при условиях, соз
дающих перепад давлений /1Р <
<0,IP1' т. е, в пределах пер-
Боrо диапазона перепадов давле
пий, применима расчетная фор
мула (6).
Определим наибольшую CKO
рость движения среды в трубо-
проводе VA, при которой пере-
пад давлений на данном местном
сопротивлении, при данных
1  теоретическая кривая; 2  экспери "слови я Х ( давление, С р еда ) не
ментальная кривая для клапана (предо. J
хранительноrо) выходит еще за пределы первоrо
диапазона. Наибольшая ско-
рость будет иметь место при наибольшем перепаде давлений; по
этому, подставляя значение /1Р == 0,1 Р 1 В формулу (6), получаем
2
Ll'
I "
"-
'\
\
\
\
\
\
\

с
J l
о
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I ,
IV/(p V/(P
О. 2, 0,5,
Jll
a15+iи
л Р;
 р,
Рис. 301. Изменение расхода rаза при
истечении из сопла при уве.1ичении
. Р2
отношения давлении '-..P;<
откуда имеем
2
О 1 Р v А '\'1
, 1 ==  2g . то '
VA == V 2gP1 == 4,44 V Р 1 м/сек.
'\'1 '\']
Так как действительная скорость среды V 1 в трубопроводе при
рассмотренных условиях не превышает VA' то для первоrо диапа-
зона перепадов давлений характерной особенностью является
условие
(7)
V 1 < vk
Второй диапазон перепадов давлений. Здесь явление расши-
рения rаза за клапаном оказывает значительное влияние на дви-
жение rаза, и оно должно быть учтено, При уменьшении отноше
426

ния Р 2/ Р 1 скорость rаза в суженном сечении увеличивается и до-
стиrает максимума при критическом отношении давлений
Р2
Рl -== V Kp '
истечения rаза через сопло может быть опре-
которое для случая
делено по формуле
V Kp == ( T 1 ) kl .
Давление Р 2' соответствующее V Kp ' называется критическим
давлением и обозначается Р кр , а скорость  критической ско-
ростью и обозначается V Kp '
Для воздуха и двухатомных rазов (кислород, водород, азот,
окись азота, окись уrлерода, хлористый водород) показатель адиа
баты k == 1,4, в этом случае v Kp == 0,53 (точнее, V Kp == 0,528).
ДШ'! переrретоrо пара и трехатомных rазов k == 1,3 и значение
критическоrо отношения давлений равно V Kp == 0,55.
Приведенные выше значения V Kp относятся к случаю, коrда
истечение rаза происходит через сопло и в точности не соответ-
ствуют условиям работы арматуры, rде изменение сопротивления
осуществляется путем изменения сечения отверстия в седле.
Результаты экспериментов показывают, что с изменением условий
истечения изменяется и значение V KP . Так, при истечении через
диафраrму (стенку с острыми краями) V Kp имело значение 0,04
для воздуха (при истечении через сопло V Kp == 0,528), для переrре-
Toro водяноrо пара 0,13 (при истечении через сопло v Kp == 0,546).
Можно ожидать, что для различных конструкци'й арматуры
значение V Kp будет также различно; например, для реrулирующих
клапанов с полым плунжером оно должно приближаться к значе-
ниям при иречении через диафраrму, для реrулирующих клапанов
со стержневым плунжером значения V KD должны приближаться
(при малой степени открытия клапана) к 'значениям при истечении
через сопло.
Эксперименты, выполненные в НИИхиммаше Т. Ф. KOHдpaTьe
вой [16], выявили возможность применения для предохранитель-
ных клапанов при работе на воздухе V Kp == 0,3...;..-0,4, что, вероятно,
применимо и для запорных ВЕнтилей и клапанов при работе на
rазах с показателсм адиабаты в пределах k == 1,2...;..-1,6. В дрос-
сельных клапанах, реrулирующих клапанах со стержневым плун-
жером при большой степени открытия запорной арматуры крити-
ческое отношение давлений будет приближаться к теоретическому
значению V Kp == 0,5. Если принять приближенно это значение, бу-
дут иметь место следующие зависимости.
В пределах BToporo диапазона перепадов давлений, коrда
р др
0,5< <0,9 или 0,5> p >0,1,
< 1 1
427

расчетная формула имеет вид
о
t!p  б ;1 . f кОсм 2 ,
(8)
[де
6==
Р 1  Pz
Р 1
k[
.  [  ( Pz )  ( Pz )  J ' ,
kkk
1 1
(9)
По данным В. В, Ароновича величину б можно принимать рав-
ной
1
б .15.P> '
(1 O,46 p 1 . )-
Подставив в формулу (9) значение k == 1,4, ПОЛУЧIШ
6  Р 1 Pz
 3,5P 1 [( : )1'43  ( : Y'71] .
Введя это выражение в расчетную формулу (8), ПО,1УЧИ:\I
Р [ ( Pz ) 1,43  ( Pz ) 1,71 ]  viY1
1 Р 1 Р 1 688 .
Величина I1P === Р 1  Р 2 из этоrо выражения определится
после Toro, кш, путем подбора будет найдено значение Р 2'
При k == 1,3
Р [( Pz ) 1'4  ( Р2 ) J,77 ] === viY1
1 Р 1 Р 1 851 .
Наибольшая скорость среды в трубопроводе в пределах BToporo
диапазона перепада давлений V B будет иметь место Тоrда, коrда
в отверстии седла затвора скорость достиrнет критической вели
чины, определяемой по формуле
V  V 2 k P1.IO 1(2k R T
Kp g ..===' g .
Подставив k ,== 1,4, получим для воздуха и Л,вухатомных rазоВ
выражение для критическоЙ скорости
V Kp  3,38 ! R T.
Принимая R == 29,27, получае:\! при t -== 20) С
v Кp === 314 м/сек.
ОпредеЛIIl\! наибольшую скорость движения среды в трубо-
проводе V B , при которой перепад давлений на затворе (или реrули-
рующеl\! клапане) не выходит еще за пределы BToporo диапазона.
428

Для этоrо воспользуемся формулой
и 2
I1Р кр  бв  2 . ; Kr;Ot 2 , (1 О)
[де I1Р кр и б в соответствуют значениям I1Р и б при критическом
" Р2 б
отношении давлении р; == 'V Kp ' так как наи ольшан скорость
BToporo диапазона VB будет иметь место, коrда в открытом сечении
седла (наиболее узкое сечение арматуры) скорость сре;1,Ы достиr-
нет критической V Kp '
Величина I1Р кр определится следующи[ образо)\[:
2 == 'V Kp ; Р 2 == P 1 'V KP '
1
слеJJ,овател ьно,
I1Р кр == (Р 1  Р 2 )кр == Р 1 (1  V KP )'
При 'V Kp == 0,5 I1Р кр == 0,5Р 1 .
Величина коэффициента б в определится путем подстановки
в формулу (9) значений : == 0,5 и I1Р  0,5Р 1, в результате
чеrо получим б в == 2,1.
Подставив в формулу (10) полученные величины I1Р кр и б в ,
получим
VB == 6,84 V Р 1 м/сек.
Yl
(11 )
Так как действительная скорость среды V 1 в трубопроводе при
рассмотренных условиях больше величины VA, но не должна пре
вышать значение V п , то для второто диапазона перепадов давлений
характерным является условие VA < V 1 < V B .
Третий диапазон перепадов давлений. В открытом сечении
отверстия седла скорость rаза не может быть выше критической.
Увеличение давления перед клапаном Р 1 не вызовет увеличения
скорости истечения в узком сечении отверстия (см. рис. 301), и
скорость среды в трубопроводе установится такой, которая COOT
ветствует критическому отношению давлений, создаваемому MeCT
ным сопротивлением при коэффициенте сопротивления  (OTHeceH
ном к скорости среды в трубопроводе) и при данном состоянии rаза.
Р
Следовательно, во всех случаях, коrда т < 'V Kp , расчет
1
Р.,
следует вести исходя из условия Р == 'V Kp ; при этом pacxo,'
1
среды через трубопровод определится с учетом Toro, что скорость
среды в трубопроводе до затвора или реrулирующеrо клапана
равна V 1 == VB' Таким образом, для TpCTbero диапазона отношений
давлений характерно условие V 1 == VB.
Необходимо иметь в виду, что выше раСCl',ютрены СJIучаи, коrда
сопротивление арматуры создается в связи с перекрытием в седле,
429

и потеря напора вызывается потерей скорости среды при расшире-
нии струи. Сопротивления, создаваемые поворотами струи и дру-
rими плавными изменениями потока, MorYT несколько изменить
значения VA и VB; однако для практическоrо использования в обыч-
ных технических расчетах арматуры приведенные выше формулы
для определения значений VA и V B применимы.
При малых значениях  величины VA и VB получаются боль-
шими и MorYT превысить скорости звука. Как известно, при исте-
чении rазов и паров из цилиндрических насадок скорости истече-
ния не MorYT превысить скорость звука и реально используемые
скорости среды в трубопроводах обычно в несколько раз меньше
скорости звука. Полученные значения VA и VB показывают не
реальные скорости, а п р е Д е л ы с к о р о с т е й для соответ-
ствующих диапазонов перепада давлений. Поэтому полученные
данные дЛЯ VA и VB (например, превышающие скорость звука)
будут rоворить лишь о том, что в реальных условиях перепад
давлениЙ на арматуре будет невелик 6.Р < О, lР 1 И расчет можно
производить без учета влияния расширения rаза или пара по фор-
муле для несжимаемой жидкости.
Коrда требуется определить перепад давлений (или потерю
напора) на арматуре, рекомендуется следующий общий порядок
расчета, если средой в трубопроводе является воздух, rаз или
переrретый пар (k == 1,3):
1) по заданному расходу среды определяют скорость V\
G
v 1 == О 36Р  м/сек;
, уl'l
2) ВЫЧIIСЛЯЮТ предельные скорости V А И VB (VB  1,5vA)
VA == 4,44 }/ : м/сек;
3) сравнивая величину V 1 с величинами VA и VB, определяют,
в каком диапазоне отношений давлений находится искомая ве-
р
личина Р: ;
4) определяют перепад давлений на затворе, причем пользуются
формулами:
а) если v 1 < VA, то :: > 0,9 I! 6.Р < О, lР l' значит коэф
фициент 8 == 1, а расчетная формула имеет ВII,\
6.Р ==  .  кПсм 2 .
2.1; 10 '
б) если VA < v 1 < VB, то 0,5 < 2 <0,9 И О,IР\ < АР <
1
< 0,5Р 1 , а расчетная фОРl\Iула Иl\Iеет вид: при k =0= 1,4
Р [(  ) 1,43  (  ) 1,71 ] == иY1 .
1 Р 1 Р 1 688 '
430

при k
1,3
Р] [( : У.54  ( : У.77]
2
 V1Y1 .
 851 '
Р
величина Р: определяется подбором;
в) максимально возможная скорость в трубопроводе V 1 === V B ,
а перепад давлений на затворе при этом соответствует критическому
отношению давлений V",:.; если при расчете получится V] > V B ,
ТО В действительности будет иметь место V] == VB И I1.P"p == 0,5Р].
Приведенные выше формулы с использованием показателя
k ==  точно отображают адиабатический процесс для идеаль-
Horo rаза и соответствуют свойствам реальных rазов в области
Р т
:<0,5,
"р "р
[де Р"р и Т"р  давление и температура [О К ] в критической
точке реальноrо rаза.
Значения Р"р и Т"р для некоторых rазов приведены в табл. 82.
Для реальнOI'О rаза при высоких давлениях и температурах,
близких к критическим, в формулах адиабатическоrо расширения
следует пользоваться не теоретическим показателем адиабаты k,
а объемным показателем kv реальноrо rаза
kv == k  .
Здесь T
PV
К == RT ;
р2 ( дV )
tT ===  RT дР т'
Значения f.tT см. [16].
в практических расчетах достаточно применять коэффициент
СЖИмаемости Ко при определении у (см. п. 1); введение ero в извест
ной мере компенсирует отклонения, создаваемые использованием
формул, выведенных для идеальноrо rаза при истечении реальноrо
rаза.
При м е р 1. Определить потерю давления на вентиле Dy ===
== 50 .UM при расходе воздуха G === 1000 кТ/ч. Давление Р] ==
== 5 кпем 2 . Температура t === 200 С. Коэффициент сопротивления
вентиля  === 4.
Реш е н и е. 1. Удельный вес воздvха при давлении Р 1 '"
== 5 кпем 2 и температуре t == 200 С -
10P l 10,5
У] == RTKc == 29,27,293,1 == 0,00582 пемЗ,
[де R === 29,27 и КС === 1.
431

2. Скорость движения среды в тр убопроводе
G 1,0 =::: 24,4 м/сек,
и 1 =" 0,36Р у ,\,! 0,36.19,6.0,00582
[де Ру =" 0,785D =" 0,785.52 =::: 19,6 CJi.
3. Преде,1ьная скорость VA первоrо диапазона отношений дaB
лений
иА =" 4,44 -v  ::=:= 4,44Y 4,o,0582 ='" 64,8 м/сек.
в данном случае имеем V1 < VA, следовательно, отношение дaB
лений находится в перВОJ\! диапазоне,
4. Опре,1J,еляем потерю ,1J,авления по фОРJ\!уле для первоrо диа
пазона:
и 2 24,4:] 0,00582 О 07 Т/ Q
др 0=:= r  . l =" 4. .  к см
'" 2g 10 2,9,81 10 ------, .
При м е р 2. ОпреJ],елить потерю давления на вентиле Dy ==
 20 мм при расходе ВОЗ,1J,уха G == 10000 кr/ч. Давление Р1 ==
 120 Kr/CAt 2 , Температура t  400 С. Коэффициент сопротивле
нИя вентиля  == 8.
Реш е н и е. 1. Уде,ТJЬНЫЙ вес воздуха при давлении Р 1 ,."
 120 кпсм 2 и температуре t  400 С.
10P 1 10.120 О 13 1 Т / 3
1'1 == RTK =" 29,27.313.1 ==, см .
2. Скорость движения среды в трубопроводе
V =" G =" 10 == 67 6 м/сек,
0,36FY'\'1 0,36.3,14.0,131 '
[де Ру == О, 785D == 3,14 см?
3. Предельная с]шрость V A первоrо диапазона отношений дав-
лений
VA == 4,44 V : =::: 4,44 .v 8'31 '=" 47,5 м/се!..
4. Предельная скорость и в BToporo диапазона отношениЙ дaB
лений
и в с.:= 1,5иА" 1,5.47,50'= 71,8 ,н/се!\..
5. Определяем диапазон отношения давлениЙ. В данноы случае
имеет ыеСI0
иА < ')1 < ив,
следовательно
0,5 < : < 0,9.
432

6. Подбираем величину Р 2, удовлетворяющую УСЛОВИЯl\i pac
четной формулы
2
Р1 [(  ) 1,43  ( Р2 ) 1,71 ] == 1 == 8.67,6.0,131 == 6,95,
Рl Рl 688 688
Таким образом,
Р1 [ ( Р р 2 1 ) 1,43  ( Р р 2 1 ) 1, 71 ] 2 r 2
== 6,95, но Р1 == 1 О к /СJl1,
тоrда
( : У,4Э  ( : У'71 == 0,058.
Вначале примем 2 == 0,7 и ПОСl\ЮТрИМ, насколько близко
к искомому это отншение, у  0,71,43  0,71,71. Обозначим
0,71,43 == 21 И 0,71,71 == 22; тоrда
19 21 == 1,43 19 0,7; 21  0,600;
19 22 == 1,71 19 0,7; 22  0,543;
у '-=, 0,600  0,543 == 0,057.
Так как у < 0,058, задаемся друrим значением : . ПрИl\!еI
Р2 == 0,67, тоrда
р;
у == 0,671,43  0,671,71;
21 == О,67 1 ,4;] == 0,564; 22 == 0,671,71 =сс 0,504;
У == 0,564  0,504 == 0,060, т. е. у> 0,058,
Следовательно, 0,67 < Р Р2 < 0,70. Принимаем 2 O 0,69, OT
1 1
сюда получаем
р 2 == 0,69Р 1 или Р 2 == 0,69.120," 82,8 кпсм 2 .
Потеря давления
P,,=P1P2
120  82,8 .. 37,2 ,,,псм 2 .
Рассмотренная методика расчета потери напора имеет некото-
рую условность, так как при таком расчете принимается заданной
скорость движения среды, которая, в свою очередь, зависит от со-
противления арматуры. Наиболее ТОЧНЫМ является определение
потери напора с учетом условий работы Bcero трубопровода, однако
конструктор арматуры часто не располаrает этими данными и вы.
нужден использовать данные, связанные лишь с условиями ра-
боты затвора.
28 Д, ф, rуревич
433

3. rИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ АРМАТУРЫ
При обычных условиях затвор (клапан, задвижка, кран и т. д.)
либо полностью открыт, либо полностью закрыт; промежуточные
положения MorYT иметь место лишь как исключение и не являются
основными рабочими положениями затвора,
В связи с этим наибольший интерес в данных видах арматуры
представляют собой величины сопротивления затворов в открытом
положении.
Ниже приводятся некоторые сведения о rидравличеСIЮМ сопро
тивлении затворов. Сведения эти, хотя и получсны В результате
тщательно проверенных экспериментов, все же должны рассма-
триваться как ориентировочные, так как конструктивные особен
ности каждоrо изделия MorYT существенно изменить коэффициент
ero сопротивления. Этим в значительной степени и объясняется
то обстоятельство, что различные исследователи для одних и тех же
видов арматуры дают иноrда различные данные. Кроме Toro, как
показали исследования, на коэффициент сопротивления затвора
оказывают влияние и качество ВЫПОiIНения внутренних полостей
jLaHHoro затвора.
rидравлическое сопротивление элементов арматуры
Величина коэффициента сопротивления , характеризующая
сопротивление jLaHHoro изделия протеканию через Hero жидкости,
зависит от размеров изделия, ero кон<;трукции и конфиrурации
внутренних полостей, определяющих прямолинейность потока,
постоянство сечений и т. д. Коэффициент сопротивления  опре
деляется для каждой конструкции опытным путем.
С определенной степенью точности можно считать, что каждое
из изделий в арматуре представляет собой систему последова-
тельно установленных элементов, создающих сопротивления (по
ворот струи, расширение, сужение, снова поворот и т. д.), поэтому
потеря напора в арматуре будет примерно равна сумме потерь
напора в каждом из элементов арматуры. Общий коэффициент
сопротивления изделия приближенно можно рассматривать как
сумму коэффициентов сопротивления отдельных элементов, т. е.
 , 1 + 2 + a -+-
i ,
!'Дс 1' 2' 3'  коэффициенты сопротивлений элементоп ар-
матуры, отнесенные к одной и той же CKO
рости среды в трубопроводе,
СТ]едует иметь в виду, что изменение сопротивления ojLHoro из
элементов системы может изменить или перераспределить сопротив-
ление в системе, т. е. здесь имеет место взаимозависимость участков
потока.
434

Для оценки влияния составляющих элементов на сопротивление
арматуры приводятся данные о сопротивлении наиболее часто
встречающихся элементов арматуры в зависимости от их формы и
соотношения размеров, При расчете необходимо значения  отно-
сить именно к тем сечениям и скоростям, ОПlOсительно которых
они получены. Применение  к друrим скоростям, в друrих сече
ниях может привести к серьезным ошибкам,
В н е з а п н о е р а с ш и р е н и е с т р у и (рис. 302, а)
создает наибольшие потери напора. В этом случае скорость ча-
стиц жидкости теряется на
образование завихрений, пе
ремешивание жидкости, Ha
rревание ее и т, д. Приближен
ная зависимость коэффициен
та MecTHoro сопротивления от
соотношения площади сече
ния трубы до расширения t
и площади сечения трубы пос
ле расширения F потока BЫ
ражается формулами:
и
 == ( 1  : )2
' == (   1 )2 ,
. r
-,'-'/>' 
Щ .  
"  
t  v. . 
 ='/2  
, . 
 I
с> о ::>
О,). .".,  . t
 L 
б) "
Рис. 302. Схема движения жидкости в пе
реходах: а  внезапное расширение; б 
постепенное раСlllирение
[де   коэффициент сопротивления, отнесенный к скорости
среды в трубе до расширения (табл, 83);
'  коэффициент сопротивления, отнесенный к скорости
среды после расширения.
Таблица 83
Значение коэффициента MecTHoro сопротивления 
при внезапном расширении
f/F 1,0 0,9 I 0,8 I 0,7 I 0,6 I 0,5 I 0,4 I 0,3 I 0,2 0,1
 О О,0IТ О,04 FI 0'16\ 0 ,2S \ 0,36 !.0,49 ! 0,64 0,81
П о с т е п е н н о е р а с ш и р е н 11 е с т р у и  диффузор
(рис, 302, б) обычно вызывает значительно IIIеныlеe потери напора,
чем в случае внезапноrо расширения; поэтому Tar-I, [де это воз
можно, переход с внезапным расширением следует заменять KO
нусным переходом с возможно большей длиной 1 конусной части,
т. е. с возможно малой величиной qJ.
28*
435

При малых уrлах (ер  12°) можно приближенно принимать
 == sin ер ( 1   ) 2,
[де f  площадь сечения трубы до расширения;
F  площадь сечения трубы после расширения;
ер  уrол конуса в переходной части.
Общие потери давления в диффузоре состоят из потерь на
расширение и потерь на трение, в соответствии с этим
8 sin 
[де л  коэффициент сопротивления трения единицы длины диф-
фузора, зависящий от числа R.eD и степени шероховатости
стенок.
Диффузоры с уrлом ер> 40° дают большое сопротивление,
поэтому применение их нецелесообразно. В случае необходимости
установки KopoTKoro диффузора с уrлом расширения (Р> 40°
более целесообразно выполнить внезапное расширение.
П о с т е п е н н о е с у ж е н и е п о т о к а (рис. ЗОЗ, а)
создает обычно небольшие потери напора.
При небольшом уrле КОНУСНОСТII (ер < 5°) и при хорошо за
круrленном переходе потеря напора имеет место лишь на трение.
При этом можно принимать '  0,06+0,005,
Коэффициент сопротивления ', отнесенный к скорости среды
после сужения, I\ЮЖНО определить по форr\Iуле
I ( f )
 ==11 1T .
'! 
i=
б)
.
C"''
E  'O =C
 '" V2,. 
' 
.. "
Рис. 303, Схема движения жидкости
R переходах: апостепенное СУЖl'JJИС';
б  внезапно€' сужение
 .. p + T'
[де
p == в р ( 1  * / '
р
п:=='
f '
при величине уrла расширения
(Р =с= 0+ 25 О
( <:р ) 1.25
в р :::::: З,2k tg"2 ;
здесь k  1+2  коэффициент,
учитывающий
влияние усло
вий входа на
коэффициент
сопротивле-
ния
п 2  1
t ==
, т
л
п"2
Значения 11  коэффициента Сl\lяrчения входа  приведены
в табл. 84,
436

Таблица 84
Значения коэффициента смяrчения входа '1]
1] при l/D, равном 1] при I/D, paBlIOM
<1" I I '1" I I
0,25 0,60 1,00 0,25 0,60 1,00
i
5 0,80 0,70 0,60 45 0,20 0,13 0,10
10 0,67 0,45 0,31 50 0,18 0,12 0,10
15 0,55 0,32 0,23 55 0,17 0,12 0,10
20 0,45 0,27 0,19 60 0,16 0,12 0,10
25 0,35 0,22 0,16 65 0,16 0,13 0,10
30 0,30 0,19 0,12 70 0,17 0,14 0,10
35 0,26 0,16 0,11 75 0,18 0,15 0,11
40 0,22 0,14 0,10 80 0,19 0,16 0,12
в н е з а п н о е с у ж е н и е п о т о к а (рис. 303, 6) создает
сопротивление, зависящее от отношения сечений f/ Р.
Коэффициент сопротивления /, отнесенный к скорости по-
тока, после сужения определяется по формуле
/==0,5(1  ; ).
6)
"\ ,
 :J-.;'-
'"
Рис, 304. Поворот трубы: а  nлапныi'i; 6  реЗlшii
П л а в н ы й п о в о р о т т р у б ы (рис. 304, а) создает
сопротивление, зависящее от величины D/R, т. е. от отношения
диаметра трубы к радиусу закруrления и от уrла поворота трубы
в месте закруrления. В связи с действием сил трения, сил инерции
и разности скоростей движения жидкости в трубе по внутреннему
и внешнему закруrлениям в повороте трубы образуются попереч-
ные потоки жидкости. Эти поперечные потоки создают дополни
тельные сопротивления и увеличивают площади мертвой зоны
в потоке при повороте. В арматуре целесообразно при поворотах
потока создавать сечения, приближающиеся к прямоуrольным
с малой стороной прямоуrольника по направлению радиуса
закруrления.
437

Для круrлой трубы постоянноrо сечения при повороте на 90°
и условии D  2R  5D (табл. 85)
( D ) 3,,5
90 == 0,131 + 0,16 R .
ерО
Если уrол поворота не равен 90", то q> == 90 90'

2/)
T-
3,5
3,0
I
j
2,0
у"
I
1,5
T--Т--T
 (
Ц.55 0,60 0,65
о,7/) 0,80 0,8.5 0,.90 0,95 1,0
Е е
JJ y
Рис. 305. [рафик изменения коэффициента сопротивления 
для симметричных патрубков
Д,'1я труб диаметром 100 1000 мм с уrЛОl\l поворота СР'" 90°
коэффициент сопротивления достиrает  == 0,4 --;--.0,5.
Рез к и й п о в о р о т т р у б ы (рис. 304, б) может BCTpe
чаться в кованой арматуре, [де проходы для среды создаются
путем сверления отверстий, и в сварной арматуре.
Коэффициент MeCTHoro сопротивления (табл. 85) может быть
приближенно определен по формуле
 == sin 2  + 2 sln 4  .
Исследование rидравлическоrо сопротивления симметричных
конусных патрубков (рис. 305), приближенно имитирующих за
438

движку с суженным проходом, показало, что коэффициент сопро
тивления здесь может определяться по формуле
 == 2,54 tg  ( ;:  1 )2 ,
rде Fc  площадь сечения по суженному диаметру Dc.
Введение «карманов» не дало ощутимых изменений величины .
fидравлическое сопротивление затворов
3 а д в и ж к а является одним из наиболее распространен-
ных затворов. Существенным преимуществом задвижек по сравне-
нию с вентилями является малый коэффициент MecTHoro сопро-
тивления. Фактические значения  находятся в пределах от 0,1
до 1,5 в зависимости от размеров и конструктивных особенностей
задвижки.
В табл. 86 представлены значения  некоторых конструкций
арматуры.
Таблица 85
Значения коэффициента MeCTHoro сопротивления
при повороте трубы
При закруrлении. Уrол пово- I
рота fjJ  900 При резком ПОБороте трубы I
ь
D I
R ь <р0 Шероховатые
I'лаДКlIе трубы трубы
.
0,4 0,137 15 0,04 0,06
0,5 0,145 30 0,13 0,20
0,6 0,157 45 0,30 0,35
0,7 0,177 60 0,47 0,55
0,8 0,204 90 1,10 1,27
0,9 0,241
1,0 0,291
в целях уменьшения rабаритов, веса и стоимости задвижкИ,
а также величины хода нлина, усилий и IIюментов, необходимых
для управления ею, применяется сужение сечения прохода в кор-
пусе задвижки. Сужение прохода увеличивает коэффициент
сопротивления задвижки в некоторых случаях на значительную
величину.
Для защиты УПЛОтняющих колец задвижки от разрушаю-
щеrо действия струи и УЛучшения rидродинамических свойств
в задвижках иноrда применяют направляющую трубу (рис, 12
439

ТаБЛUl{а 86
Коэффициенты rидравлическоrо сопротивления 
и условная пропускная способность О у
(коэффициент пропускной способности kv)
для некоторых конструкций арматуры
КОНСТРУКЦИЯ
440
I Обозна.,ение I Dy в ми I
I G у в т/ч
30ч661{; 50 0,5 [40
30ч66р 80 0,4 400
100 0,2 885
[50 0,[ 2820
200 0,[ 5000
250 0,1 7850
300 0,[ [1260
350 0,[ 15350
400 0,[ 20 000
ЗОкч70бр 40 0,60,8 827[
50 0,20,5 22[140
70 0,40,8 307217
80 0,30,6 462 ,З26

КОНСТРУКЦllЯ

IIРО;\ОЛ)!(СIIIIС табл. 8Ь
1 Обо:=:че I D у в Шt 1
I G у в т!ч
30с76бр;
30с76нж
50
80
100
0,60,7 128118
0,4O,9 400267
0,4<Y,5 G27560
I
I
I
30с64бр; i [ 100
30с64нж 150
I
I
0,51,2 560362
1,01,2 890813
Задвижки 300/200; 1,8 2650
суженные ер се 360
без напрз 300/205; 1,45 2950
вляющей (P 220
трубы 200/150; 0,60 2040
переход
криво
Jlиней
ный
200/200; 0,39 3970
переход
криво
линей
HhIii
250/200; 0,28 4700
'> ер  220
'" 1600/ 0,18 232 000
I 1400;
cp140
441

Продолженне табл. 86
I Обозначение I Dy в мм I (; I О у в m/ч
I(онструкция
Задвижки 300/200;
суженные <рс= 360
с напра 300/205;
fJляющеi\ <p 22"
трубой 200/150;
переход
криво
линей-
ный
250/200;
переход
криво
линей
ный
250/200;
<р=оо 220
CI. рис. 226 Задвижка 70/42
бессальни 80/50
кова51
J4пж6J4ст 80
J5нж58бк
J5с58нж
J5с58бр
\!52CB
Dc0,9Dy
80
100
25
40
50
1,4 3020
1,3 3120
0,60 2040
0,37 4080
0,23 5170
2,5 123
2,3 167
0,8 275
1,0 253
1,4 336
22,5
[7 5
156
4540
7062
22,5
22,5
Вентиль 25 1,04 24,3
прямо- 38 0,85 61,8
точный 50 0,73 [ 16
(по 01Итера- 65 0,65 207
турным 75 0,60 289
данным) 100 0,50 560
125 0,46 914
[50 0,42 1375
200 0,36 2640
250 0,32 4400
442

Продолжение табл. 86
КОНСТРУКЦИЯ I Обозначение I DyBAlAlI ь I G у в т/ч I
15кч16бр } 32 5,5 17
15кч22бр 40 5,5 27
50 5,6 42
70 5,3 84
80/70 7,2 95
15кч16нж 40 5,8 26,4
50 5,8 46,0
70 6,5 75,5
80/70 7,7 91,5
15кч18р } 15 4,23,8
15кч18к 20 7,56,7
25 4,575,5 11,7
10,5
32 19,1
17,2
40 30,0
27,0
50 46,5
42,0
15кч18бр 15 3,83,7
20 6,76,5
25 5,576,0 10,5
10,0
32 17,2
16,6
40 27,0
25,9
50 42,0
40,2
443

!<ОllСТРУКЦИЯ
444
Продолжение табл. 86
I Обозначеllне I Dy в мм I I G у в m/ч
15К'l 19бр 1 25 11, 7
11,0
15кч[9р , 32 19,0
f
J [8,0
15кч19к 40 4,575,0 30,0
28,0
50 46,5
44,0
13с22нж
40
50
70
2726
5,576,0 4240
8379
I
  

ПРОДОJJжение табл. 86
I(онструкция I Обозна.,ение I D у в мм I  I G у в т/ч
I
15нж65бк 40 5,8 26,4
50 6,2 39,6
70 5,3 84
80 5,6 107
15ч14бр 100 5,2 174
По литера- 13 10,8 2,0
турным 20 8,0 5,6
данным
40 4,9 28,6
ВеНТИJJЬ 80 4,0 126
проходной 100 4,1 196
150 4,4 423
200 4,7 728
250 5,1 1100
15с27нж1
15
20
25
3,83,6
5,56,0 6,76,5
10,5
10,1
17,2
16,5
32
445

КОНСТРУКЦИЯ
446
Продолжение табл. 86
Обозначеllие I D у в мм I  G у D m/ч
i
14нж10бк 25 8,0 8,8
32 8,0 14,3
I
... .
i5нжб4бк I 15 3,43,2
I 20 78 6,05,6
I 25 9,48,8
15с12бт I 20 6,0 6,5
I
25 6,7 9,6
32 7,5 14,8
-,
По литера- 13 15,9 1,67
турным 20 10,5 4,9
данным
25 9,3 8,1
30 8,6 12
40 7,6 23
50 6,9 37,6
15ч70I! I 10 I 7 I 1,5
IIX
15ч71 I'11 15 5 4
25 3,5 13,3
15ч72rI I I I
11  111 100 4,4 188
15ч72rм [\:
15ч60rм 25 2018
40 5245
50 1,52,0 8170
80 206180
100 324280
-
I

I(онструкция
Продолжение Т<lбл. 86
См. рис. 222
15с
ачение I D в .ИМ I  I G У в т/ч
у
11бк I 10 I 4,2 I 1,9
46бк I 6 I 4,1 I 0,7
10 3,3 2,2
ет \ I I I
3ет J I 25 I 5,9 10,3
i
76ет I 10 I 3 I 2,3
4бк,I I 10 I 6,7 I 1,54
16ет 6 0,64
0,58
10 1,77
1,62
15 56 4,03,6
20 7,16,5
I 25 1l,0
10,-1
66ет I 50 I 9 I 33
077ет; I 25 I 8,5 I 8,5
077 eT 1 50 6,5 39
С26189 25 4,6 I 11,5
ение 50 5,6 42
ды 70 5,6 82
лапан 100 6,0 162
150 7,8 320
ение 25 5,8 10,3
[ на 50 7,6 36
пан 70 8,2 68
100 9,2 131
150 11,0 270
тро- 15 3,0 5,2
тный 25 5,7 10,4
пан 40 4,2 31,0
881р
А
I Обоо"
15нж
14е33
14е03
14нж
15Б3
14нж
14нж
15нж
15нж
Черт.
Движ
ере
под к
Движ
средь
кла
Элек
маrни
кла
15кч
СВ
447

Конструкция
См. рис, 223
IIРОДОJ!жение табл. 86
...
I Обозна.,ение I D У в AtM I  \ G у в m/ч
Электро
маrнитный
КЛiiПа н
15кч888р
25
50
11,5
12,5
7,3
28
I
  --I
15с13бк
10
2,3
2,6
16кч9бр 32 6,3 16
16кч9нж 40 4,5 30
50 9,1 33
70 5,8 81
80 10,4 78,5
16кч9бт 40 3,9 32
50 6,7 38
70 4,0 97
16чGбр 100 6,4 156
16нж10бr< 40 4,6 29,5
448

Продолжение Табл. 86
к он стр укци Я
I Обозначение I D у в мм I

I G у в тjч
11ч3бк 40 0,9 66,
50 1,4 84,
70 1,3 170
7
О
11ч6бк 15 0,9 9,4
20 0,4 23
25 0,5 35
38 1,2 37
40 1,0 63,3
70 1,1 185
80 1,0 253
11Б5бк 15 0,8 9,9
20 0,7 19,0
25 0,5 35,0
11Б10бк
15
20
25
32
11ч8бк
40
50
70
29 Д. Ф. rуревич
1,0
0,9
0,2
0,4
8,9
16,6
55,5
64,0
0,9
0,8
0,9
бб,7
111
204
449

Продолжение табл. 86
КИНСТРУКЦН Н
I 06UЗ/J'JЧСIlНС I П Ч н ШI I
I (j у в 1lZ
По литера 40 1,3 56
ТУРНЫ:\1 70 1,4 165
Данным
100 1,5 323
200 1,9 114б
300 2,1 2450
500 2,5 6270
7.'iO 2,9 26 000
19ч18бр; 800
19ч18р
(по ЛlIтера 1000
турным
данным)
450
1 8 900
1,81,9 18300
29 500
28 700
ПО литера- 100300 0,30,4
ТУРНЫ:\1
ДHHЫ"

Конструкция
Продолжение табл, 86
I Обозначеllllе I Dy а .«м I  I О у в т/ч
16'140
50
100
8,0
7,5
и 23). Наибольшее влияние она оказывает в задвижке со значи
тельным сужением и большими расстояниями между уплотняю-
щими кольцами. В друrих случаях rидравлический эффект от ее
применения оказывается не более 15%.
Для определения коэффициента сопротивления суженной за
движки может быть использована формула
 == с tg  (  1 )2,
rде коэффициент С == 6+8.
Формула применима при сужениях C == 0,6+0,8 и уrле KO
у
нусности D == 15+40°.
Задвижки больших проходов диаметром Dy == 500+ 1000 мм,
даже суженные, обычно имеют небольшой коэффициент сопро
тивления, равный  == 0,2+0,5.
Значения коэффициента сопротивления суженных задвижек
приведены в табл. 86.
На величину коэффициента сопротивления большее влияние
оказывает ДЛl;на участка трубопровода за задвижкой и l\Iеньшее 
до задвижки (по направлению движения потока). За задвижкой
необходимо иметь участок длиной ее менее (12+ 15) Dy, в про
тивном случае коэффициент сопротивления задвижки может
резко возрасти. Известны случаи, коrда при коротком участке
трубопровода после суженной задвижки коэффициент СОПрОТI!В
ления ее возрастал до  , 3,5+4,0 и более.
29*
45]

В е н т и л ь обычно имеет значительно больший коэффициент
сопротивления, чем задвижка. На величину коэффициента сопро
тивления вентиля оказывает влияние как конструкция корпуса,
так и форма тарелки.
С допустимой степенью точности rидравлическое сопротивле-
ние вентиля можно рассматривать как сумму сопротивлений,
создаваемых в корпусе и седле
 0== a + в,
[де a  характеризует потерю напора на корпусе;
в  характеризует потерю напора в седле вентиля.
Значения , a И в отнесены к v 1  скорости среды в трубо-
проводе.
При различной степени открытия вентиля влияние a И в
различно. При малых степенях открытия вентиля решающее
а) о}

б)
Рис. 306. Схема двИженИя среды в различных корпусах t
вентилей: а  в корпусе проходноrо вентиля с вертикаль-
ными отделительными стенками; б  в корпусе ПрОХОk
Horo веНтиЛя с плавными переходами; в  в корпусе уrловоrо вентиля
значение будет иметь в, а влияние a будет мало. При полностью
открытом вентиле, наоборот, влияние в обычно мало, и решаю-
щее значение имеет a' Величина a зависит от конструкции
корпуса.
На рис. 306, а показано движение струи в корпусе с верти-
кальными отделительными стенками, а на рис. 306, 6  в корпусе
улучшенной конструкции; в последнем, очевидно, потери напора
окажутся меньшими, так как поток имеет меньше поворотов
и образует меньше завихрений.
Уrловые вентили (рис. 306, в) обычно имеют меньший коэф-
фициент MecTHoro сопротивления по сравнению с проходными.
Исследование вентилей показало, что в литых корпусах плохо
очищенные поверхности отливки служили причиной увеличения
коэффициента сопротивления на 0,51,5 единицЫ. Тарелки
с кожаным уплотнением имели лучшую обтекаемость, чем тарелки
с латунными кольцами; поэтому в таких вентилях коэффициент
сопротивления уменьшался на 0,5 1,0. Величины коэффициентов
сопротивления некоторых вентилей, полученные при испытаниях,
приведены в табл. 86.
452

К р а н обычно имеет малый коэффициент сопротивления,
несмотря на то, что форма сечения отверстия в пробке удлиненная.
ЭТО объясняется тем, что сечения отверстия в кране не имеют
резких переходов и потери напора здесь в основном идут на дефор
мацию струи. Некоторые данные о коэффициентах сопротивления
кранов приведены в табл. 86,
П о в о р о т н ы й о б Р а т н ы й к л а п а н бывает обычной.
конструкции и «безударной».
Сопротивление поворотноrо обратноrо клапана зависит от веса
поворотной детали (тарелки), положения ее центра тяжести отно-
сительно оси поворота и размеров самой тарелки. Некоторые
данные о значениях  для поворотноrо обратноrо клапана приве
дены в табл. 86.
Пропускная способность затворов
Коэффициент rидравлическоrо сопротивления  арматуры
дает качественную оценку арматуры. Чтобы определить потерю
напора на затворе, необходимо знать скорость движения среды V1'
Последняя определяется по расходу G и диаметру трубопровода Dy.
Таким образом, чтобы определить потерю напора /1Р при за
данном расходе среды G либо, наоборот, чтобы определить пре-
дельно допустимый расход, при котором потеря напора не превы-
шает заданной величины, необходимо знать  и D y арматуры.
Эти параметры арматуры объединяются одной характеристикой
О у  условной пропускной способностью (или kv  коэффициен-
том пропускной способности kv == О у ), которая представляет
собой количество воды в m/ч, проходящей через арматуру при
перепаде давления на арматуре /1Р == 1 кПсм 2 .
Для определения расхода среды при друrих условиях для
несжимаемой жидкости пользуются формулой
G == О у V /1Ру m/ч.
Более подробно этот вопрос рассмотрен в rл. П.
Значения О у для различных конструкций арматуры приве-
дены в табл. 86.
r JI а в а 11. РЕrУЛИРУЮЩИЕ КЛАПАНЫ
1. ПРОПУск.нДЯ СПОСОБНОСТЬ РErУЛИРУЮЩErО КЛАПАНА
Пропускная способность реrУЛИРУlOщеrо клапана, опреде-
ляющая расход среды через клапан G m/ч, может быть определена,
если известен ожидаемый перепад давлений на клапане и указаны
среда и ее удельный вес. Если необходимых данных для точнorо
решения недостаточно, Принимают перепад давлений на клапане
заданным заранее, несмотря на то, что сопротивление клапана
453

оказывает влияние на всю систему и, следовательно, точное ре-
шение вопроса о расходе среды через клапан r-.южет быть принято
лишь с учетом сопротивления системы.
Расход среды через клапан при заданных условинх ero работы
Оl1рделится СJIедующиы образом. 11з ФОРIУЛЫ (5) для несжиыае-
r-.юи ЖИДI{ОСТИ (б = 1)
"' =с 14 lf Sl) ИI(-fk:
 r 'ФР'\' . , .
Подставля я :.,по выражение в формулу (2), lIолучаеы
504Р V 
G == ...! _ у ' t.,Py т/'I,
Vч)р
или
G == 5,О4Р у 1/ !1Р т/ч .
V'Фо V У
Обозначив
1
V  == 'Фа, получаем
II)р
5,04J-'/f I --
G == 'Фа V' 1 !1Ру т/ч.
Здесь др  реальный перепад давлений в кТ/с.м 2 или подсчитан-
ный с учетом влияния вязкости на увеличение перепада давлений,
т, е. с учетом 'Фр' Значения 'Фа в зависимости от числа Рейнольдса
приведены на рис. 300.
Для жидкостей, не обладающих повышенной вязкостью,
при ReD;?: 1000 'Фа == 1, и последняя формула приобретает вид
G  5,04Р у "1/ А Р /
 V v L! У m ч.
Таким образом, чтобы определить расход среды через клапан
при данных условиях ero работы, необходимо помимо коэффи-
циента сопротивления  и площади проходноrо отверстия Ру
знать перепад давлений !1Р, при котором клапан будет работать,
и удельный вес среды у.
Большие удобства создает введение понятия условной пропуск
ной способности клапана О у (или коэффициента пропускной спо-
собности ко), которые равны расходу воды через клапан при пере
паде давлений в одну атмосферу, т. е. при !1Р == 1 и У == 1. Таким
образом,
G  5,04Р у /
у  V m ч.
Используя эту величину, расход среды через реrулирующий
клапан можно определить по следующим формулам.
454

Если средой является н е с ж и м а е м а я ж и Д к о с т IJ,
то применима формула
G == GyV !1Ру m/Il.
При ReD < 1000
G == 'ФоGу V !1Ру т/'l,
Если средой является в о з Д у х, r а з или пар, то расчет
производится по формулам: при перепаде давлениЙ ЛР < 0,1 Р 1
G == О у -V !1PYl т/ч;
при перепаде 0,lP 1 <!1Р <О,БР 1
I
G == 1 ,2О у 8 V !1РУl т/ч.
Коэффициент 1,2 принимается с учетом результатов испытаний
клапана при работе на сжатом воздухе. При показателе адиабаты
k == 1,4
8==1,87 1! Р 1 [( P2 ) 1,43 ( P2 ) 1,71 J
JI Р 1  Pz . Р 1 Р 1
применима также приближен ная форм ула
V !J.p
8::::::: 1 0,8.
При k == 1,3
е == 2,08 Y   [(  ) 1,54  ( !'2.. ) l,71 J
Р 1 Р 2 Р 1 P 1
применима также приближен ная форм ула
V !J.p
8:::::::Z 108
, P 1 '
[де Z  коэффициент, определяемый по rрафикам на рис. 307.
Для переrретоrо пара или TpexaToMHoro rаза величина Z опре-
деляется по кривой, соответствующеЙ k ,.се 1,3.
При критическом и сверхкритичеСКОl\l перепадС' Jав.пеНIIЙ !1Р ;::
;?: 0,5Р 1 расход равен
r 
а == акр == 1,2.0,36/-11 } / 20g  Р у ( ,. ) lI=1 т/'l
kj 1 1 1 k I 1
или
G  1 2О V / k . ( . 2 ) 
кр ,у  p,  k.l 11///1
k+1 111 k+1 .
Здесь а"р  расход при критическом перепаде давлениЙ.
Для rазов и паров с Показателем адиабаты k == 1,4 и k C 1,3
а"р::::::: 3f.tf V Р lУl т/ч и акр::::::: 0,6О у V Р 1У 1 т/ч.
455

0l:IO
с11
Ф
z
1,10
1,0В
1,06
1,04
1,02
IР
0,98..
0,96
и,94
0,92
0,90 
0,88 .. I
0,86 0,3
0,2 Рис. 307.
0/1 0,5 Qб 0/ 0,8 0;9 {,012
РI
rрафl!К значений коэффи-
Ц[н'!па z
\:(
/,0
0,9
0,8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0./
0.8 0,7 0,6 0,5
0,3
0.2
о
t.P
р;
Рис. 308. rрафик значений коэффициента докритическоro расхода а
для rазов и паров с различными значениями k:
1  k  1,135 (YKP0,35); 2kI,3 ('KP0,318); зkl, (\'кро,З):
4k1,67 (YKP0,258); 5k2,0 (VKP0,216); бk2,5 (\'KP0,!631
0.4
0./

Для определения расхода сжимаемой жидкости (rаза, пара)
Через арматуру может быть также использована следующая
формула, в которой докритический расход определяется как
часть Ок;р:
G == аОк;р'
Здесь а  коэффициент докритическоrо расхода
/ [ Р2 ( Р2 ) ]
а== 11 1    кер .
( pJ кер
Приняв ( : ) кер === 0,5, . получаем ак;р == 1,41 y при  
 0,5 а === 1.
На рис, 308 приведены кривые значений а, уточненных на
основании экспериментальных данных [16].
Ускорить расчет можно применением заранее подrотовленных
табличных данных.
Для докритическоrо перепада давлений можно воспользо
ваться следующими формулами:
при заданных величинах  и Dy (а следовательно, и Ру)
Py y 
G == А V[ Р 1''(1 т/ч;
если иЗвестны площадь OTKpbIToro сечения {к; и соответствую
щий коэффициент расхода fl,.
G === Aflкt,. У Р l1'l т/ч;
при заданной условной пропускной способности
G Оу .../
== А 5,04 v Рll'l'
, f k ( .2. k+1 )
rде А == 5,04 У k 1 v k  V k  см. табл.
k  показатель адиабаты данноrо rаза;
 Р2
v .
Рl
Здесь, как и выше, значения Р 1 И Р 2  вата.
При расчете реrулирующих клапанов следует учитывать,
что дросселирование жидкостей с температурой, близкой к точке
кипения, может вызвать MrHoBeHHoe ее вскипание в области по-
ниженноrо давления за седлом, что резко изменит предполаrаемую
картину движения среды в реrулирующем клапане, Такие про-
цессы иноrда имеют место, например в конденсатоотводчиках,
Коrда конденсат с температурой, близкой к точке кипения, вски
лает снова при поступлении в область пониженноrо давления.
87;
457

Р2 k 
'V,
Рl
'VKP
1,000 О
0,999 О
0,998 О
0,997 О
0,996 О
0,995 О
0,994 О
0,993 О
0,992 О
0,991 О
0,99 О
0,98 О
0,97 О
0,96 О
0,95 1
0,94 1
0,93 1
0,92 1
0,91 1
0,90 1,
0,89 1,
0,88 1,
0,87 1,
0,86 1,
0,85 J,
О,iИ 1,
О,Ю 1,
О.Н2 1,
О,К1 1,
0,80 i,
458
Таблица Я7
к.О'JффI1Цl1енты
А .. 5,04 / .kkl :+ .. kl)
 1,135 k  1,  1 1,  1
 0,577 'V"P  0,557 'V,,{J. О
О О
,15 0,15 0,1,
,23 0,24 0,23
,28 0,28 0,27
,31 0,32 0,3
,35 0,36 0,35
,39 0,39 0,3'
,43 0,43 0,42
,45 0,46 0,45
,48 0,48 0,47
,51 0,51 0,50
,62 0,71 0,7
,86 0,89 0,8
,98 0,99 0,98
,11 1,12 1,09
,19 1,20 1,18
,26 1,29 1,28
,34 1,37 1,36
,42 1,46 1,44
47 1,52 1,50
55 1,57 1,55
59 1,63 1,57
68 1,69 J ,67
71 1,75 1,72
80 J ,80 J ,7[j
81 I,Ю 1,1)1
iЮ I ,88 1 .1',(
на J,91 I,Ю
91 1,97 1.'),
95 1 ,98 1,98
,3 k  1,4 k  1,66
,5\6 'V"P  0,58 'V,cpU,498
О О
') 0,15 0,16
0,22 0,23
0,27 0,28
1 0,31 0,32
0,36 0,36
Э 0,39 0,38
0,42 0,43
0,44 0,45
0,47 0,48
0,50 0,51
1 0,69 0,77
1 0,85 0,85
0,96 0,99
1,09 1,10
1,17 1,21
1,27 1,29
1,35 1,38
1,42 1,46
1,50 1,52
1,54 1,59
1,61 1,64
1,67 1Л
1,73 1,75
J,78 1,82
J ,81 1,87
i 1,8(; 1,91
',9() 1,9(j
1 1,93 ,02
1,98 !,0,1

Продолжение табл. 87
Р. k  1,135 k  1,24 k  1,3 k 1,4 k  1,66
,,
Р,
"кр  0,577 "кр  0,557 v Kp  0,546 v KP  0,528 v KP  0,498
0,79 1,97 2,03 2,01 2,02 2,07
0,78 2,01 2,07 2,05 2,05 2,12
0,77 2,04 2,11 2,07 2,08 2,15
0,76 2,06 2,13 2,11 2,08 2,18
0,75 2,08 2,17 2,14 2,13 2,22
0,74 2,13 2,18 2,15 2,14 2,26
0,73 2,13 2,20 2,18 2,18 2,28
0,72 2,14 2,21 2,19 2,20 2,30
0,71 2,17 2,25 2,21 2,23 2,30
0,70 2,18 2,25 2,25 2,25 2,34
0,69 2,20 2,26 2,26 2,27 2,38
0,68 2,21 2,29 2,27 2,29 2,40
0,67 2,23 2,30 2,29 2,30 2,42
0,66 2,25 2,32 2,30 2,31 2,44
0,65 2,25 2,33 2,31 2,32 2,46
0,64 2,25 2,33 2,33 2,34 2,47
0,63 2,25 2,34 2,:3:1 2,35 2,49
0,62 2,26 2,3S 2,34 2,37 2,fЮ
0,61 2,26 2,36 2,34 2,38 2,52
0,60 2,27 2,37 2,36 2,39 2,53
0,59 2,27 2,37 2,36 2,39 2,54
0,58 2,27 2,37 2,37 2,40 2,55
0,57  2,37 2,37 2,40 2,56
0,56  2,3"1 2,38 2,41 2,57
0,5.5   2.38 2,'11 2,58
0,54    2,42 2,Ь8
0,53  .  :!)4 2,59
0,52     , ,59
0,51     1f)9
0,50     :Z,t;O
 I
, "  " " "_." " . 
п р 1I М е ., а 11 11 е. Прll \' '" \'кр ('.1e,1:.yer f!{li!H,j,.I:':\ (f) 'H!<J',Hfj\.} ,1. COOTH,"'T
СТВУlOщее "КР'
 
459

Рассмотренная выше методика определения расхода среды
через клапан используется в том случае, коrда известен коэф
фициент сопротивления клапана или ero условная пропускная
способность.
При rидравлических расчетах систем размеры клапана часто
бывают неизвестны и подлежат определению. Выбор размера
реrулирующеrо клапана производится на основе технических
данных выпускаемых и уже эксплуатируемых изделий.
В табл. 88 приведены значения Оу и ОС дЛЯ некоторых KOH
струкций реrулирующих клапанов. Величина ОС представляет
собой условную пропускную способность клапана, отнесенную
к одному квадратному сантиметру площади проходноrо отверстия
корпуса, т. е.
О Оц "
е == т т/lf. CIr!-,
1/
II ЫОЖЕ'Т БI,IТ!, названа уЛ,еЛЫIOi1 YUJOBHOii пропускноi'r способ-
НОСТ!,Ю клапана.
Таюш обраЗОJ\'1, расход среды через КJJаП3l1 прlТ ,1,ЗН1I1,IX )'сл()
ВШJХ ero работы J\ЮЖIЮ выраНТI, форы)'..rюii
О 'ОеРу V l1Pl' т/ч.
При ReD < 1000
О == 1'jJa0eFy V I'1 P I' т/ч.
с использованием данных табл. 88 определение размера pery
лирующеrо клапана может Бы1ъ выполнено по I1риведенному
ниже методу, который )1,олжен считаться приближенным, так как
точный расчет клапана требует привлечения данных о свойствах
системы, в которую он устанавливается.
Для выполнения расчета должны быть известны следующие
данные:
1) рабочая характеристика реrулирующеrо клапана (при OT
сутствии необходимых данных  внутренняя);
2) значения наибольшеrо O и наименьшеrо O расходов
в т/ч, которые должен обеспечить клапан;
3) перепады давлений на клапане !1Р == Р 1  Р 2 КП СМ
при соответствующих O и О:Е;
4) удельныЙ вес среды у, Псм 3 ;
5) в случае сжимаемой среды  абсолютное ,l,авление пере;
клапаном Р 1 кпсм 2 .
При расчете системы устанавливается внешняя характеристика
клапана, по которой подбирается соответствующая ей для данных
условий внутренняя характеристика. Для этоrо необходимо знать,
какую часть от перепада давлений на всей системе, включая кла-
пан, составляет перепад на клапане при полном ero открытии.
460

Таблица 8!!
Условная пропускная способность некоторых конструкций
реrулирующих клапанов
Условная УдеЛЬНО51
Условный Полный условная
диаметр ход пропуск пропуск
к.онструкция прохода Тип плун:жера ПЛУН.жсра ная спо иая спо 
клапана Dy' 11", соБНDСТЬ собность
ММ ММ О У' ОС'
т/ч т/ч.е",'
15 Двухседельны й 10 4 2,26
20 стержневой. XapaK 16 6,3 2,01
теристика линейная
25 или равнопроцент 16 10 2,04
ная
32 25 16 1,99
40 25 25 1,99
50 25 40 2,15
70 40 С3 1,64
Рис. 119 и 4{) 80 40 100 1,99
100 63 160 2,04
125 63 250 2,04
150 63 400 2,26
200 100 630 2,01
250 100 1000 2,04
300 100 1600 2,26
15 Двухседельный 10 3 1,69
20 стержневой 16 5 1,59
25 16 8 1,63
Рис. 120 32 16 12 1,50
40 ,у 20 1,59
a
50 25 32 1,63
70 25 50 1,30
80 25 80 1,59
1 I
461

Продолжение табл. 88
Условная :"'дельная
T СЛОЮ-I ЫЙ Полный условная
Конструкция диаметр ход пропуск пропуск 
прохода Тип Плунжера плунжера Ная спо ная спо
клапана D!I' h п , c06HOCЬ со6ность
.М"Н I I "" G y ' G e ,
m/ч m/"'CAt 2
I
40 ТарельчатыЙ 25 1,99
50 двухседельный 40 2,15
Рис, 53 80 ]00 1,99
100 160 2,04
150 360 2,04
200 640 2,04
50 Стержневой одно- 25 30 I 1,53
80 седельный 40 76 1,51
100 63 120 1,53
Рис, 186 125 63 192 1,57
150 63 302 1,71
200 90 I 480 1,53
250 100 750 1,53
l I
10 ОДllоседеЛЫIыit 1,0 1,27
20 полr,н'f 3,3 1,05
Рис, 121 32 10,5 1,31
50 31 1,58
80 82 1,63
() Двухседеш,ныii 6 O,ri 1,78
10 сеrмеllТНЫЙ () 1,2 1,58
Рис. 123 15 10 3,0 1,69
20 10 5,0 1,59
2:' 10 8,0 1,63
-
25 Клапан шланru- 10 15 3,05
Рис. 108 50 DЫЙ 20 60 3,06
80 30 150 2,95
100 40 240 3,06
462

Определив величину
М)
s === 6.Рс '
[де /1Р  перепад давлений на клапане, кПсм,2;
/1Рс  перепад давлений на всей системе, включая к"'!апан,
Kr/CM2, подбирают по rрафикам такую внутреннюю
характеристику, которая при заданных условиях
работы (величине s) давала бы нужную внешнюю
хаР3Iперистику.
После подбора характеристики определяют необходимую
условную пропускную способность клапана. Для Toro чтобы обес-
печить некоторый запас пропускной способности, принимают
в качестве расчетной пропускную способность клапана на 10%
больше требуемой. Таким образом, принимается
06 == 1,10.
Тоrда условная ПРОПУСlшая способность
G6
О У === V  т/ч.
. 6.Ру
При пользовании этой формулы необходимо иметь в виду
следующее. Если перепад давлений на клапане изменяется в за-
висимости от условий реrУ"1Jирования при постоянном общем
напоре на системе (что имеет место сравнительно часто), то при
наибольшем расходе среды перепад на клапане будет наименьшим,
а при наименьшем расходе среды  наибольшим. Это объясняется
тем, что перепад на клапане в этих условиях представляет собой
разность между полным перепадом давлений на всей системе
и перепадом давлений в этой же системе без клапана. Уменьше-
ние расхода среды осуществляется путем увеличения сопротив-
ления реrулирующеrо клапана, в результате чеrо перепад дав-
лений на системе без клапана в связи со снижением расхода умень-
шается, а на клапане  увеличивается.
Таким образом, в последнюю формулу при определении услов-
ной пропускной способности следует подставить наименьший
перепад давлений.
Ilосле Toro как определена условная пропускная способность
клапана, выбирают тип клапана из числа имеющихся с учетом
требуемой характеристики и пропускной способности.
Если существующие конструкции не MorYT быть использо-
ваны и требуется создание HOBoro клапана, то ero размер опре-
деляют, используя данные о величинах удельной условной про-
пускной способности клапанов, близких 1\ нему по типу. Можно
также воспользоваться данными табл. 88.
463

Площадь проходноrо отверстия клапана определяют по фор
M)'/Je
О у 2
Ру== а; СМ,
после чеrо находят диаметр проходных отверстий
Dy == 1,131/ Ру см.
Если реrулирующий клапан работает lIа вязкой ЖИ}l,КОСТИ
(ПрlI Re D < 1000), диаметр клапана следует откорректировать,
умножив ero на коэффициент 'ФD' зависящий от числа РеЙнольдса.
Значения )D представлены на рис. 300.
б)
а)
Рис. 309. Реrулирующие клапаны: а  со стержневым плунжером; б  с полым
ПЛунжером
Таким образом, для клапана, работающеrо на вязкой жидкости,
Dy == 'ФDl ,13 V Ру см,
При выборе размера клапана можно пользоваться заранее
D 2
определенной аналитической зависимостью G y == .; или rрафиком
G y == ер (D y ) для данноrо типа клапана. Расход G y выбирается,
как ранее указано, с запасом, путем введения коэффициента 1,1.
Для нормальноrо ряда двухседельных реrулирующих клапанов
Dy '= 20-+-250 мм (по [ОСТу 970167) со стержневым плунжером
(рис. 309, а)
отсюда
D 2
G у == 635 т/ч,
D y ::::::::8V G y ММ.
При расчете с запасом в 1,1 следует пользоваться фОрIУ,ТlOii
D у :::::: 81  1 , 1 G у Л/Д
464

Значение Dy, полученное расчетом, окруrляется до ближай
шеrо большеrо значения Dy по [ОСТу 970167.
Для двухседельных реrулирующих клапанов Dy == 20--7- 250 ММ
с полым плунжером (рис. 309, б) зависимость О у при полностью
открытом клапане от условноrо диаметра прохода Dy выражается
формулой
2
Dy
О у  64,5 т/ч,
откуда
Dy  8 У О у мм.
Таким образом, наибольшие значения О у для клапанов со CTep
жневыми и с полыми плунжерами практически можно считать
равными.
Для односедельных реrулирующих клапанов Dy == 50--7- 250 ММ
со стержневым плунжером (см. рис. 186) применима формула
D 2
О у == 8{S т/ч,
откуда
Dy== 9,13V G y мм.
Значения О у , определенные по приведенным эмпирическим
формулам, соответствуют наибольшей ero величине при наи
высшем подъеме плунжера в пределах хода реrулирования.
Выполненные эксперименты показали, что пропускная спо
собность двухседельных реrулирующих клапанов зависит от
направления потока. В обычных конструкциях реrуЛирующих
клапанов подача среды производится в полость между седлами,
поток раздваивается, проходя через отверстия в седле, обтекает
рассекатель и снова образует одну струю в отверстии выход-
Horo фланца. Если направить поток в обратном направлении,
т. е. сначала по направлению к рассекателю с тем, чтобы, проходя
через отверстия в седле, среда поступала в пространство между
седлами, и затем на выход, то пропускная способность реrулирую-
щеrо клапана может увеличиться на 5060%. Таким образом,
при использовании реrулирующих клапанов с «обратным потоком»
MorYT быть применены клапаны следующеrо, меньшеrо размера.
Определение размера реrулятора прямоrо действия или редук-
ционноrо клапана производится по той же методике, что и опре-
деление размера реrулирующеrо клапана. При этом считают,
что путем реrулирования УСIIЛИЯ пр ужины будет обеспечена не-
обходимая пропускная способность реrулятора при требуемом
перепаде давлений. Так же как и в реrулирующих клапанах,
запас пропускноЙ спосоБНОСТII принимаетсSl равньш 1,1.
30 д. Ф. fуревич 465

ДJl5I рс!'улятора прямо!'о деЙСТВIJЯ DI} '50-7-150 мм Оl1,НО
ссдст,нOI'О С тарельчаТЫl\! IIлунжером (рис. 310) КОНСТРУКIlИи,
11 Р иведенноЙ па Р ие 55 (ре;J,УКЦИОН[Jоrо клапана), Il римен има
формула

Dy
С у == 169' ]'де Dy  в ММ,
откуда
D у == 13 У G у мм.
Коэффициент сопротивления таких реrуляторов при ПОЛНО1\!
подъеме тарелки равен  == 45 (реrуляторы не полнопроходные).
Рис. 310. Реrулятор давле
ПИЯ с тарельчатым ПJlУI!
жером, снабженным па
правляющими ребрами
Рис. 311. Реrулятор дазлен!!я с '[a
рельчатьш плунжером без направ
ляющнх ребер
Для реrулятора прямоrо деЙствия (D y == 50-7-150 мм), кон-
струкции, изображенной На рис. 56, односедельноrо, с таре,1Iьчатым
плунжерО1\! (рис. 311) примениыа формула
D 2
G У
у:::::: 138'
откуда
[)y11,75Y ey .ММ.
Коэффициент сопротивления таких реrуляторов при полном
подъеме тарелки равен   20-7-30 (реrуляторы не полнопро
ходные) .
По окончаНИII расчета реrулирующеrо ](лапана или реrулятора
прямоrо деЙствия рекомендуется поверить, обеспечивает ли вы-
бранный размер требуемые расходы C и с:,.
[идраВЛI1чесrшй расчет реrУJlИРУЮЩНХ ]<Jrапанов и реrуляторов
ПрЯl\iоrо деIICТВИЯ П[JеДспшляет собой сраВlIитеJII,НО сложную
за,'J,ачу. Получить уншзерсаЛЬНhIi'[ II в то ЖЕ' времн достаточно
466

tочныfI метод расчета для различных ТйПОВ клапанов, реrуляторов,
для различных сред, давлений и режимов работы пока еще не
представилось возможным.
Наиболее правильным представляется путь разделения pery-
лирующих клапанов и реrуляторов на rруппы в зависимости
от их назначения, с тем чтобы применительно к отдельным rруп-
пам получить для расчета уточненные ЭI{спериментальные данные,
2. РАСХОДНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПЛУНЖЕРОВ
Реrулирующие клапаны, предназначенные для непрерывноrо
реrулирования, снабжаются плунжерами, имеющими сложный
фасонный профиль, который обеспечивает реrулирующему кла-
пану определенную расходную характеристику. Расходная харак-
теристика (статическая) опреде
ляет зависимость между услов-
ной пропускной способностью
клапана ау (или коэффициеНТО1\!
пропускной способности Kv) и
ходом плунжера Il в относитель-
ных величинах.
Существуют следующие рас-
ходные характеристики плунже-
ров: линейная, параболическая
и равнопроцентная (лоrарифмн-
ческая). Наиболее часто приме-
няется линейная характеристи-
ка, реже  равнопроцентная,
параболическая  в редких слу-
чаях.
При линейной pacxoД
ной характеристике
обеспечивается пропорциональ-
ная зависимость между весовым
расходом среды а и перемещением плунжера IL, отсчитанным
от крайнеrо нижнеrо ero положения в пределах хода реrули-
рования. В общем виде эта зависимость может быть представлена
уравнением прямой линии, не проходящеи через начало координат
(рис. 312),
а .co CIL + 0.",
G, G y
(]
.   
. ./
 "" 
х ./ " /'/
/ ./ 2 / '/
./  13/ /1
,/ /
/' /
'"
/ /
L ,. .!---------- 
'7
А
48
0,6
G t1 , G ум
О,ч
0,2
о
0,2
. 0,'1
О,б
0,8 ;/
Рис. 3[2. Линейные характеристики:
J . а у .!!  о; 2  О ум  0,2; 3  a;M
 О.',)
rде с  постоянныЙ коэффициент, заВI!СЯЩИЙ Еак ОТ КОIIСТРУКЦИII
и размеров клапана, так и от среды и перепада давлениЙ
(с == OOM );
ОМ  минимальный расход среды (при IL == О).
Наиболее часто реrулирующие клапаны изrотов.тIЯIOТСЯ таIШМ
образом, чтобы при опущенном плунжере клапан был перекрыт,
30. 467

тоrда См == о и зависимость ход плунжера  расход выражаеТС51
rрафически прямой линией, проходящей через начало коор;щнат,
О == ch.
Указанные заВИСИI\IОСТИ выражены в абсолютных величинах.
В отнОсительных величинах приве,'1.енные уравнении БУ;1УТ пре,1
ставлены сле;'1.уIOЩИI\I обраЗ01l1:
О == Gh + о и О с ch
.М ,
[де О  расход среды, выраженныЙ в ОТlIосительнЫХ единицах
(например, в %) от наибольшеrо раСХО,\а Ои в пре;\елах
 G
реrулирования, т. е. О . .. o ,.;
()
Ом  минимальный (нереrулируемыЙ) расход среды, Bыpa
 G
женный в отнОсительных единицах, О,"  о'; ;
h  перемещение плунжера, соответствующее расходу О,
 t!
выраженное в ОТНОСIIтельных единицах, h   I . , [де hn
ll!
IЮЛIIЫЙ ХО}!, реrУЛlIj1()В3IIlI>I, 1I,'1II jJеrУJIIIj1\'IOЩIlr1 :\0,'1.:
 o  G
с  постоянный коэффипиеllТ, равный с  .....Y; НО Об 
IZ n
== 1 и h" == 1, следовательно, с == 1  ОМ'
Подставив это значение С, получим уравнение линейной xa
рактеристики в относительных величинах
0== (1  ом) тz + СМ'
При ОМ CO О уравнение примет вид
(J == h.
На рис, 312 это представлено rрафически. Для ТОЧКи х расход О
равен
G == Ах == АВ + Вх == см + h tg а,
но
t  06OM  1   O '
g а    м'
h n
поэтому получаеrvI то же уравнение
G == (1  GM):h + G Jt .
Это уравнение определяет ЛIIнеЙное II3i\Iененпе относитеЛl>IlОI'О
расхода среды с подъемом плунжера, т. е. представляет собоЙ
рабочую линейную характеристику ПЛУНЖера.
Весовой расход среды зависит от удеЛЬНОI'О веса и скорости
среды, т. е. от факторов, не зависящих от реrулирующеrо клапана.
Для Toro чтобы создать внутреннюю характеристику плунжера,
необходи!\1O исключить эти факторы.
468

При заданных постоянных условиях работы реrулирующеrо
клапана (среда, перепад давлений, температура) весовой расход
прямо пропорционален условноЙ пропускноЙ способности клапана
Оу (или коэффициенту пропускноЙ способности Kv); поэтому урав-
нение линеЙноЙ хар:штерИСТН!ОI плунжера ПрШlt'Т ВI1,'\
Оу  (' yh + Оц." ( 12)
Оу == Cyh,
rде Оу  условная пропускная способностЬ клапана при рас-
сматриваемом положении плунжера;
Оум.  минимальная пропускная способность клапана;
Су  постоянный коэффи-  
циент. G,G y
Используя относительное
 G
значение Оу ==  a Y и COOTBeTCT
у6
 O G'IM
венно IIAI == а '  , ПИЛУЧ!IМ ана-
. У"
лоrично приведеНIIOIУ рапее
О у == (1  О у ,,) h + и у ",
Это уравнение представляет
собой внутреннюю линейную
характеристику плунжера, обес-
печивающую получение рабо- GM,G!JM
чей линейной характеристики о
при постоянном перепаде давле- Рис. 3[3. ПараболичеСКIIE' хар,1J(тери
ний на клапане и при незна- стики:
чительном сопротивлении си-
стемы без клапана. 1  И и . Н C о; 2  G yc "  0,02; з 'С;УА!
 0,0.1
Значения относительных ве-
личин О, Оу и 1i MorYT изменяться в пределах от О до 1.
При пар а б о л и ч е с к о й р а с х о Д н о й х а р а к т е -
р и с т и к е обеспечивается следующая зависимость (рис. 313):
О == CI12 + ом; (13)
и при Оум. == О
коrда ОМ == О
о == ch 2 .
0/1
0,2
0,8 ii
Выразив зависимость меЖ/l,У расходом и ПО,'1,ъеl\IО[ плунжера
в ОТНосительных величинах, как это было сделано при описании
линейной расходной характеристики, ПОЛУЧИI
G == ch 2 + ом и G == cYi2.
П р и ii == 1 G == а- == 1 тоrпа 1  с ..c G отк :, ')та (' , 1 
 о , fJ, I .'rt' ,'---1,
 0,,1' И формула приобретает вид
G == (1  0",) h 2 + о м ;
469

при Ом == о
(] == h 2 .
Эта зависимость определяет собой расходную параболическую
характеристику.
Условная пропускная способность а у выражается зависимо-
С"!ъю а у  C y h2 + а ум , и в относительных величинах
Оу == (1  б-чм) h 2 + а ум ,
Последнее уравнение дает
внутреннюю параболическую
расходную характеристику
плунжера, обеспечивающую по-
лучение рабочей параболиче-
ской при постоянном перепаде
давлений на клапане и при
незначительном сопротивлении
системы без клапана,
При р а в н о про Ц е н т -
н о й р а с х о Д н о й х а р а к-
т е р и с т и к е (рис. 314) обес-
dG
печивается зависимость dh ==
Рис, 314. Равнопроцентные xapaKTe .  са, т. е. при этой характе-
ристики: ристике первая производная от
расхода средЫ по ходу плун-
жера пропорциональна вели-
чине расхода, следовательно,
подъем плунжера создает увеличение расхода, пропорциональ-
ное величине расхода. Отсюда эта характеристика и получила
свое название,
Разделив переменные
G,G y
0,8
А
(//
/ (/
J ;;
/ /!
V /!
, З, / / /
1/ "2 ./ V
...........  ./  /1
..... .../
::=о--
0,6
0,4
0,2
G M ,1i YM
О
0,6'
0,8 Fi.
0/1'
0"2
/  !M ,..0,0:'; 2 . О ум  0.01;
()им .. О, I
:J .
и проинтеrрировав обе части, получаем
G . G меС/1 , (14 )
11 В относительных величинах
G . аме С 11,
r,'I,e а м  расход среды ПрlI Fi с о;
с  постоянныЙ коэффициент.
Величина этоrо КО'iффПIlттеНТiJ uпределяется СЛf'ДУЮЩИЫ оБР:J-
З(JI :
IпGIt10,,\ ch,
I1rи G  Йй  I 11 /1 =" 1 получаеы ().cc 111 0",,1 (, откуда с ..
 111 О,''' СЛ'?'I,овательно,
G == G eillJ1 (;м == G ( О ) '.[1
AL -Н At
470

Окончательно имеем
G === [GM)l7i.
Это и ec.:'ib уравнение равнопроцентноЙ рабочеЙ расходной
характеристики (см. рис. 314).
Для создания внутреннеЙ равнопроцентноЙ характеристики
плунжера составим ее уравнение в значениях условноЙ пропускной
способности, выраженной в относительных веJIИlIИнах
Су === (GYM)l7i.
Значения условной пропускной способности клапана для paBHO
процентноЙ характеристики при Сум === 0,02 привеjl,ены в табл. 89,
а при Сум == 0,04  в табл. 90.
Таблица 89
0,02
7i I о 0,9 11,0
оуl 0,020 10,030 I 0,0441 0,0651 0'095\ 0,141 10,20910,30910,457\ 0,676\1,0
I 0,1 I 0,2 I 0,3 I 0,4 I 0,5 I 0,6 I 0,7 I 0,8 I
Значения iJY при равнопроцеитной характеристике с О у ,,,
т абщща 90
Значения а у при равиопроцентной характеристике с О ум  0,04
h I о I 0,1 I 0,2 I 0,3 I 0,4 I 0,5 I 0,6 I 0,7 I 0,8 I 0,9 11,0
оуl 0,040 I 0,0551 0,0761 0,1051 0,1451 0,200 I 0'276\ 0,381 \ 0,5241 0,7251\,0
(коэффициент пропускноЙ
характеристик получают
.. Если использовать обозначение Ка
способности), уравнения внутренних
следующиЙ вид.
При линейной
при Ка mln === О
характеристике
Ка === cyh +- Ка mln;
и в относите,пьных
Ка с.с:. Cy'l;
величинах (Ка ...
/(v h )
Ка шах И '1 C h max
при Ка mln == О
l (v  ( 1 К ) '1
 а mjn
\ Kv тill;
ка == h.
При параболическоЙ характеристИI\t'
Ка == C y h2 +- Kv ШlП;
471

при Kv min C О
Kv =сс c q h 2 ;
В относительных величинах
Kv == (l Rvmiп)7z2 + К vП1iп ;
при Kv min О
Kv . h 2 .
Пр!! раВIIОПРОILСIIТноi:I характсристике
К  (К ) 111
V  V tl\in .
Используя в соответствии с заданной характеристикой одну
из приведенных формул, определяют для разных положений плун-
жера расходы среды, по которым находят размеры открытых се-
чений в седле и рассчитывают раЗ1\lеры и форму плунжера.
Приведенные выше зависимости, определяющие внутреннюю
характеристику реrулирующеrо клапана, имеют место, коrда
перепад давлениЙ на клапане сохраняется постоянным. В реаль
ных условиях перепад на клапане обычно составляет лишь часть
общеrо перепада давлениЙ на всеЙ системе и изменяется в зависи
мости от степени открытия caMoro реrулирующеrо клапана. Это
обстоятельство вызывает искажение рабочеЙ внешнеЙ характери-
стики, и она приобретает вид, отличныЙ от внутренней.
Рассмотрим работу клапана на несжимаемоЙ жидкости, уста-
новленноrо в системе с трубопроводом постоянноrо сопротив
леН!IЯ. Коэффициент сопротивления системы без клапана примем
ПОСТОЯННЫ1\I T == сопst, а перепад давлений на клапане I'1P K
изменяется в зависимости от расхода среды.
Соrласно принятым условиям
I'1P K  I'1 P c  I'1P T ,
[де I'1Pc  перепад давлений на всеЙ системе, включая клапан;
I'1P т  перепад давлений на системе без клапана.
Величина I'1P т пропорциональна квадрату скорости среды
в трубопроводе, следовательно, пропорциональна квадрату рас-
хода среды через трубопровод, поэтому
О2 
I'1P T == I'1РТб2 == I'1р тБ О 2 ,
G б
[де I'1P то  перепад давлениЙ на системе без клапана при наи-
большем расходе среды Об'
ПодстаВiIЯЯ выражение I'1P T в значение I'1P K , получаем
I'1P K  I'1 P c  I'1р тБ Q2,
ОбознаЧИ1\I
;:"'р"п
s со= " 'fo"P cu '
472

rде I1Р кб  перепад давлений на клапане при наибольшем расходе
среды в пределах реrулирования;
I1Р сб  перепад давлений на всей системе, включая клапан,
при наибольшем расходе среды в пределах реrУJlИРО
вания.
Ранее было выведено
и
G == О у V I1P K y
G б == G уб V I1P кб .
Разделив первое уравнение на второе, ПОlУЧИМ
oo l.rPK
 у r Ркб'
Подставим значение I1P K
G == G 1 /(  Pc  РтБG2 ,
У V Рr.б
Torдa
2  2 (  2 )
G I1Р кб == О у I1Pc  I1Р тБ G ;
следовательно,
еР (I1P кб + O I1Р тб ) == o I1Pc.
откуда
11 2
G == Oyc .
Ркб + 02 Ртб
Но
6..Р тб == I1Р сб  6..Р r.б,
Torдa
  o2p
G == 1, 2 У с 2
V P кб + о у P сб  G у P r.б
Выделим # Р Р С С б ' сократим на о; и заl\lеним I'.Ркб , s:
д 'Хр;б
Y  /l,,1'c
G ==  M()  .
. (ls
('2 '
J y
Обозн ачив Pc
. :=с п, получим
д Р сб
G  { 11 (* 1 ) ,
473

l1ри постоянном перепаде на всей системе (рис. 315) i1Pc
i1P ciJ 11 fl ==: 1, тоrда
" [
(] -== --  1 ---====- =::-.
V 1 + ( O  1) s
Подставляя различные значения О у для разных положений плун-
жера при заданных величинах 5, получаем рабочие характеристики
для заданных условий.
При линейной внутренней характеристике О у == h (коrда О ум ==
 О), если перепад давлений на системе постоянный, то для
разных значений s получим кривые,
приведенные на рис. 316. Для paB
нопроцентной характеристики О у CC
 lii 
=== (О ум ) при О ум == 0,04 для раз-
Рис. 315. Схема работы Клапана в условиях постоян-
IIoro напора в системе
ных s кривые приведены на рис. 317. Аналоrично этому MorYT
быть получены кривые для друrих значениЙ О УМ '
В случае, если клапан работает в системе с насосом при изме
няющемся перепаде давлений на системе, то расчет усложняется
в связи с необходимостью установить зависимость п == f (О)
с учетом характеристики насоса,
[рафики на рис. 316 и 317 показывают, что если на клапан
приходится небольшая часть напора по сравнению с общим, то
рабочая характеристика значительно отличается по ви,у от
внутренпеЙ.
В случае, если при положении полноrо открытия реrулирую
щий клапан принимает на себя значительную часть полноrо на-
пора (0,8 1I выше), то приближенно можно считать, что при ли-
нейноЙ характеристике плунжера перемещение последнеrо вызо-
вет пропорциональные изменения расхода. Если же при положении
1I0лноrо открытия реrулирующий К.rrапан принимает на себя
меньше 0,8 напора, то пропорциональная зависимость, несмотря
на линеЙную характеристику плунжера, не будет выдержана.
Анализ rрафиков рабочих равнопроцентных характеристик
на рис. 317 показывает, что при малых значениях s внутренняя
474

ё у ё!/
1.0 1.0
0.9
0.8 0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.3 0,4 0.5 0,6 0,7 0,8 0,9 f.Oii
Рис. 316. Рабочие расходные характеристики при внут-
ренней линеЙной характеристике Gy == 7i. и при различ-
ных значениях s; перепад давлений в системе t:;.Pc ==
== const

'"'-J
Ql
о
I
0./ 0,2 0,3 0,4 0.5 об 0..:' 0,8 I1!! r,d h
Рис. 3[7. Рабочие расходные характеристики pl!
внутренней равнопроцентной характеристике О&, 
== (GУАд1h при О ум == 0,04 и разных значения'; s;
t:;.Pc==const

равнопроцентная характеристика плунжера обеспечивает рабочую
характеристику, приближающуюся к линейной, в то время как
клапаны с внутренней линейной характеристикой при малых
значениях s создают рабочие характеристики, далекие от линей
ной.
В подавляющеl\I большинстве случаев в системах неоБХОДИI\IО
обеспечить линейную рабочую характеристику реrулирования.
При выборе плунжера необходимо учитывать значения s. При
больших значениях s для обеспечения рабочей линейной характе-
ристики можно использовать плунжеры с линейной внутренней
характеристикой. Если значения s малы (0,4 и менее), более целесо
образно применять клапаныс внутренней равнопроцентной характе-
ристикой при О уА ! == 0,02+0,04, которые в этих условиях создают
рабочую внешнюю характеристику, близкую к линейной. Такой
метод может быть применен, коrда используются [отовые плун
жеры, изrотовленные заводами для общепромышленной арматуры.
В тех случаях, коrда проектируют плунжер для конкретных
условий работы реrулирующеrо клапана, внутренняя характе-
ристика плунжера может быть так откорректирована, что при за
данных условиях (величина s и изменение перепада давлений
на системе) она будет обеспечивать получение необходимой внеш-
ней характеристики: линейной, равнопроцентной и пр. С этой
целью Р. Д. [инзбурr разработана система необходимых внутрен-
них характеристик, обеспечивающих для несжимаемых жидкостей
нужную рабочую характеристику при заданной величине s.
Из ранее полученной формулы имеем
О у == I
 J / I + ( !!  1 ) J.. '
Gj S
[де п ссс t (О).
ДЛИ случая постоянно]'о перепада давлений в системе, коrда
n == 1,
 1
О у == l/]+ ( i 1 ) J.. .
, Gj, S
Пп,l,ставляя прп З!;ШIIIОI значеюш s различные величаны О,
()o'IYaIOT ЗН,чения О у ' При линеЙноЙ внешней характерпстике
G -= 11 (если О ум C О), прrr равнопроцентноЙ характеристике G 
" (O:\!)lh. Таким обраЗОl\/, определяется необходимая внутрен-
няя характеристика для получения заданной внешней. На рис. 318
приведена необходимая внутренняя характеристика ](лапана для
получения линейной О у == h при различных значениях s. На рис. 319
показана необходимая внутренняя характеристика клапана для
476

b
л /V/ /11
S"1O. Iл'/ / f /
0.9 .'lr/
o)i'X / /
$'0,5..2"'-
/, '..
I/,:
л
л/
Д/ t/''/
IЛ/'I/ ./
IЛV"';'/ /'
/Й/./V /' /'
0,1  
о
Су
1,0
I
r
(29
(28
0,7
0,6
0.5
0,4
Ц3
0,2
/
/
/ 1/
/......./
х 'й"[1,4
....... цз
$=а! 0.2
0..1
0,2 (},3 0,4 45 45 0.7 а8 49 1.0 fz
Рис. 318. Внутренние расходные характеристики,
необходимые для получения рабочей линейной
Gyh при различных значениях S; tl[const
""
-...)
-...)
Су 0,1 0,2 0,3 0,4 h
0,024 s=O
0.022 0,8
0,6
0,5
0,020 0,4
0,3
0,2
0,018 s=O)
0,016 $='-0
0,8
0,6
0,014 0,5
0,4
0,012 О,З
0,2
0,010 ,,o,1
Су
1.11
0,911
0,80
0,70
0.006
s=Dl
(Ц\
0,3 \
0,4 \
0,004
06 (15
s.O 0,\8 '
\ \
OJ(}
0,2 0.3 [и 0,5 0,5 0,7 0.8 0,8 I,O.
Рис. 3[9. Внутренние расходные характеристи.
ки, необходимые для получения рабочей равно.
u   lh 
процентнои О у  (О ум ) пр О ум  0,04 !!
при разных значениях s; дрс  1  const

получения равнопроцентной Оу =с= (OYA!)1" ПрИ Оум ==: 0,04 И
разных значениях s.
Приведенные выше данные соответствуют условиям, коrда
перепад давлениЙ в системе постоянныЙ 11 не зависит от расхода.
Это выполнимо, если питание системы осуществляется из резер
вуаров или аккумуляторных установок. ВО l\1НОП!Х случаях
напор создается насосами, TOI'- {'
,1J.a напор в системе ИЗl\!еняетсн
i1 ('
а
1.0,
7,0
1,6
1.4
и
1,0
о 0,1 0,10,30.4 0,5 0,60,) 0,3 O,J 1,0(;
  T . .  . .1
.. . .
......... ..
1"-
"-  
'\

РЩ'. 3:20, ХарактеРИСТИКа СJlсте.
IЫ по перепадам для некоторых
11aCOCOR (К, КМ, 6К12, 32В12)
Пh
0,1,
о
0.1 0,4 0,6 0,8.. 1,0,
C
Щ
321, ВCIIоыоrdтелr,-
HloIii rрафllК
Рщ'.
в зависимости от расхода среды, и перепад давлений на системе
(включая клапан) дРс выражается зависимОстью
ДРс ==: f (О),
rде G  расход в рассматриваемыЙ момент времени.
В относительных величинах
Здесь
ДРс == f (О).
 t1P  О
ДРс == t1Р С б ; G == Об '
[де ДР сб  наименьшиЙ перепад давлении на системе, включая
КJlапан, при наибольшем расходе G б .
Для ряда насосов характеристика системы по перепадам в отно-
сительных величинах ДРС = f (О) может быть представлена в виде
кривоЙ, прпведеннои на рис. 320 [20]. Этот rрафик применим
лишь для случая, коrда при реrулировании используется весь
ВОЗl\ЮЖНЫЙ диапазон реrулирования. При частичном ero исполь-
зовании rрафик должен быть перестроен по друrим пределам
дР и а.
Построение расходных характеристик при переl\1енном пере
паде давлениЙ производится с ПРИl\lенением зависимости О ==
.== f' ( у д  ) , построенноЙ по заданноЙ заВI!СИМОСТИ Д Р С == f (о).
\ t1P c ,
478

Используя вспомоrательный rрафик (рис. 321), находят значения G
G
по величинам  . Соответствующие рабочие расходные характр-
V 6.Рс
ристики клапанов при переменнам перепаде давлений в системе
для различных значений s приведены на рис. 322 и 323. На рис. 324
показаны необходимые внутренние характеристики для обеспе-
чения рабочей линейноЙ О у  71, Н;1 рис. 325  внутренние
-ё
!,о!l
8.9
0,8
0,7
0,6
O,S
0.4
8.З
0,2
0,1
О
0,1 0.2 О,З 0.4 0.5 0,6 0..1 0.8 0.9 oiz
Рис. 322. Рабочие расходные xa
рактеристиКи при внутренней ли
нейной характеристике О у == h и
при различных значениях s пере
пад давлений в системе перемен-
ный: Pc  f (о)
ё у
1,0.
0.9
0.8
0.,7
о.,Б
0.6
0..4
0..3
0.2
0.)
О.
0.1 0.2 о.з 0..4 0.5 0.6 0.,7 0../1 0.9 o.h
Рис. 323. Рабочие расходные xapaK
теристики при внутренней равнопро
центной характеристике==(м)l1i
при 7;yt== 0,04 и разных значениях s;
Pc == f (О)
характеристики для обеспечения нобходимой рабочей равно-
процентной iIU == CGYM)lh при О ум == 0,04.
Все характеристики для переменноrо перепада давлений
построены с учетом данныХ rрафиков на рис. 320.
Возможность использования приведенноЙ методики корректи-
рования кривых для сжимаемых сред (rазов и паров) еще окон-
чательно не подтверждена.
3. РАСЧЕТ И ПОСТРОЕНИЕ ПРОФИЛЕЙ ПЛУНЖЕРОВ
Рабочая расходная характеристика реrулирующеrо клапана
определяет зависимость между перемещением плунжера и рас-
ХОДом среды, что в общем виде может быть выражено следующим
образом;
G сс= f (h).
479


00
с>
Су
1,0
о,э
0,8
IA
. но I
(,9
о.t Л " ,
5 о.б -/; f
/') IЛ /
'/ /." 5 'Ц5
% Vl/ '...v 0.4
V ' 0,3
/' '<. Ц?
. /' S 0.1
 :..--- 

L.;i 1 11
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
о 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,071
Рис. 324. Внутренние расходные характеристики,
необходю\ые для получения рабочей ,::инейноi.i.
О у  h при различных значениях s; jjpc 0=0 t (О)
Су
0,070
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 h
0,085
s1,O
OJj
0,6
0,5
0,4
IЦ
(1,2
s О, 1
о, Об О
Су
"ОО
О,З5
ОДО
0,85
0,80
0,75
0,70
АЛ
0,60
ОЛ
0.50
0,45
0,40
0,35
О,ЗО
0,25
О,Ю
ОЛ
0,10
0,2 О,З 0,4 0.5 О,Б 0,7 0.8 [1,9 1,0h
о, 055
0,050
5' 1.0
D,!J
а6
0,5
0,4
[и
0.2
s  0,1
0,04-5
0,040
D,ОЗ5
О,ОЗО
0,025
0,020
Рис. 325. Внутренние расходные характерисТ!lК!!,
необходимые для получения рабочеЙ раБНОПрО
центной Gy  (GYM)lh при О ум ==О,О4 и при раз
ыx значениях s; j,l\  f (С)

Зная эту зависимость, определяют потребную пронускНУЮ
способность клапана О" дЛЯ каждоrо И3 положений плунжера,
соответствующих ero подъему h".
ПО величине расходов О" или условной пропускной способности
О ук определяются площади открытых сечений t" в седле клапана
при различных положениях плунжера.
В соответствии со значениями t" производят расчет размеров
плунжера и ero rрафическое построение.
Ниже приведены приrеняеl'vlые MeTO:Ы расчета.
Определенне ПJlOщадей открытых сечений в седле клапана
Расходы О", которые должен обеспечить клапан, MorYT быть
заданы для расчета в абсолютных величинах  в тоннах за час.
Однако чаще., величину расхода выражают не в абсолютных,
а в относительных величинах -дк как часть наибольшеrо расхода G б
в пределах реrулирования, причем изменение расходов требуется
подчинить определенному rрафику.
В этом случае удобно представлять площадь OTKpbIToro сечения
в седле клапана t" при разных положениях плунжера как часть
площади проходноrо отверстия Ру' Наибольшая площадь OTKpbIToro
сечения при полностью поднятом плунжере тоrда представится
в виде
tб == mF ч ,
[де т <:;;; 1  коэффициент полнопроходности, показывающий, ка-
кую часть площади проходноrо отверстия COCTaB
ляет площадь OTKpbIToro сечения в седле клапана
при полностью поднятом плунжере.
Клапан, в котором т == 1, обычно называют «полнопроходным».
Вычисление значений t" может производиться с помощью коэф
фициентов сопротивления '" общих коэффициентов расхода f.t",
коэффициентов расхода седла в И по условной пропускной спо-
собности О у " (или коэффициенту пропускной способности Ки)'
Эти величины связаны между собой, однако применение каждоЙ
из них имеет некоторые особенности. При использовании экспери-
ментальных данных о значениях коэффициентов f.t" и в необ
хо.димо иметь в виду, что вычисление их проводилось относи
тельно определенных сечений и соответствующих им скоростей
среды.
Определение площадей открытых сечений в седле клапана
с помощью к о э Ф Ф и ц и е н т о в с о про т 11 В Л е н и й "
при известных абсолютных значениях расходов выполняется
следующим путем.
Пользуясь зависимостью О" == t (h,,), т. е. зависимостью вели
чины раСХода от степени подъема плунжера, определяют необ
ходимую величину О" дЛЯ различных положений плунжера.
31 д. Ф. rуреВlIЧ 481

Для каждоrо значения О" определяют соответствующее ему зна-
чение " из выражения
" == 5,042 (  ) /),Ру.
Величина /),Р в этом выражении должна быть задана либо
определена для каждоrо значения О". При отсутствии необхо-
димых дзнных обычно ПрИ!lимают условно для приближенноrо
Рi1счеТi1 АР COllst. ()бl)знаЧIIl {,. !" , rjLe rк  площадь
!I
открытоrо сечеllНН IЗ ОТlЮСIIТt.',f]f,ных веJJИЧlIнах (при /" . F!I'
f" C 1). 
Пользуясь rрафиком зависимости ,,=c= 8 (f,,) для данноrо
типа и размера клапана, определяют необходимую степень откры-
тия клапана fK' соответствующую данному значению K' Затем вы-
числяют площадь OTKpbIToro сечения f" в седле клапана из выра-
жения t" == 1"Р!" 
Пример rрафика зависимости " == о (f,,) для двухседельных
клапанов приведен на рис. 326.
Исследования показали, что коэффициент сопротивления кла
пана " при данном положении плунжера определяется в OCHOB
 I
ном степенью открытия клапана f", I зависит от формы корпуса
и мало изменяется с изменением профиля плунжера. Отсюда
следует, что приведенный rрафик может быть использован для
определения коэффициентов сопротивления реrулирующих кла-
панов с различными профилями плунжеров.
Если абсолютные значения расходов неизвестны и задаНbI
значения " в виде rрафика или формулы, то расчет площадей
открытых сечений в седле клапана производится в следующем
пор ядке.
Зная конструкцию и размеры корпуса, задаются значением
коэффициента сопротивления клапана M' соответствующим наи-
большему подъему плунжера в пределах хода реrулирования;
Определяют зависимость между " и M И вычисляют значе-
ния " для различных положений  плунжера.
Пользуясь rрафиком ,,== 8 (f,,), определяют величины f",
соответствующие полученным значениям ".
Вычисляют площади открытых сечений
f" == {кРу.
Ниже приводится пример расчета площадей открытых сечений
по значениям расходов при условии постоянноrо перепада дaB
лений на клапане.
При м е р. Определить площади открытых сечений в седле
двухседелыюrо реrулирующеrо клапана Dy == 80 мм с внутр еи
482

5
, '
,

\ 
I \ Форма плунжера
! i
1 '\.
I l'
I "
I
i
r I '\:
I + ,,'\: 
! I .Еу  /50, мм I
! I ::--.....
i I I '\. ,",
i ::::::-- .......... /00, 1111 ./ 80мм
, "i... "1-.... ' ........ .......  /'
I I i "-l . I ..... ...::.
.....
I I  I т........ r----.:..
I
I I ....... !'---- ....... ............ t----.. [,./501111
I ..........
I ,.......... t----.. ])у"25мм
(о)
....
.
, 140
(20
100
80
70
50
50
40,
32
28
24
20,
/б
14
/2
![J
9
7
б
4
r. { к
О 0.0,5 0./ а/5 0.2 0.25 аз 0.35 0.400,450.500,550.50, 0,65 0.70, 0,75 0.80, 0,85 О,ЗО, 0,951,0 1,05 1, 1 {( 7;,

00
w
Рис, 326. [рафик изменения коэффициента rидравлическоrо сопротивления двухседельных реrули-
рующих клапанов в зависимости от степени открытия клапана

ней линейной расходной характеристикой. Коэффициент сопро
тивления клапана при наибольшем открытии M =со 8,0.
Реш е н и е. В рассчитываеМОl\1 клапане внутренняя pacxoд
ная характеристика плунжера линейная, из чеrо следует зависи
мость
0/\ == 06h.
Разделив весь ход плунжера h n на п частей и обозначив бук
вой k порядковый номер рассматриваемоrо сечения, соответст-
вующеrо подъему плунжера h/\, получаем ход плунжера, выражен-
ный в относительных единицах:
h 
к  h n  n '
Поскольку
O  == 5,04F y 1/3..Р
u V  r V
M
и
о == 5,04F у 1/ др
, /\ v , " 1',
то
06
O/\ 
,/ /\
\;"
или
2
ОП
/\ == M (j2
М
Но
Об  1 п
О"'  h k'
следовательно, для Jlинейной характеристики
( п ) 2
K == '" k .
Принимая п == 10 и подставляя в эту формулу различные зна-
чения k, получаем величину K дЛЯ каждоrо из положений плун
жера,
Исползуя rрафик на рис. 326, определяем степени открытия
клапана fK для соответствующих значений K'
Вычисляем площади открытых сечений в седле клапана. Для
рассматриваемоrо клапана Ру == 0,785.82 =со 50,27 см 2 ,
Данные расчета приведены в табл. 91.
Определение площадей открытых сечений в седле клапана
с помощью о б щ и х к о э Ф Ф и ц и е н т о в р а с х о Д а fl/\
может производиться как по абсолютным, так и по относительНым
значениям расходов,
Прежде чем перейти к рассмотрению методов расчета, YCTa
новим, что представляет собой общий коэффициент расхода f.LK'
ИЗ законов rидравлики известно, что теоретическая скорость
движения жидкости в трубе без сопротивлений равна
V r == Y 2gH м/сек.
484

ТuБЛИца 91
Расчетные значення велнчин (  )2, K' 7 к' f к и (
(к прнмеру на стр. 483)
Коэффициент Общая О rкрытая
Порядковый сопротивле   f K площадь
( т)2 открытая каждоrо из
номер ния f  площадь
K  M (  )2 плунжеров
сечения к Fy f к  f K F у , f к
k I
с.м 2 f 
к 2
1 100 800,0 0,031 1,56 0,78
2 25 200,0 0,056 2,82 1,41
3 11,1 88,8 0,088 4,43 2,21
4 6,25 50,0 0,12 6,04 3,02
5 4,00 32,0 0,16 8,05 4,02
6 2,78 22,21 0,21 10,45 5,22
7 2,04 16,32 0,26 13,10 6,55
8 1,56 12,50 0,32 16,10 8,05
9 1,23 9,85 0,40 20,10 10,05
10 1,00 8,00 0,51 25,64 12,82
I
Действительная скорость вследствие наличия сопротивления
имеет меньшую величину, равную
v и ==  V 1 V 2gH м/сек,
1+
rде   коэффициент сопротивления трубы, т. е. в нашем слу-
чае  всей системы, в которую установлен клапан,
включая и реrулирующий клапан.
Таким образом,
Va == epV p
rде ер  коэффициент скорости, показывающий, во CKO,'lbKO раз
действительная скорость меньше теоретическоЙ, т. е.
ид 1
ер == v; == V1 + 
ВеЛИчина ер связана лишь с величиной ; чтобы найти связь
Mey действительной скоростью (а следовательно, и расходом)
и ПЛощадью OTKpbIToro сечения клапана, выведем, пользуясь
ОПЫТНЫМИ ДaIЩЫМИ ИЛИ значениями , зависимость
rn  ,1, {к  " ' f
т  'r F  'r к'
iI
485

rде 'iJ  коэффициент расхода седла, т. е. коэффициент расхода
OTKpbIToro сечения к.JJапана, отнесенный к скорости
среды в трубопроводе.
Отсюда
Ру
'iJ==='
fKV 1+c
Коэффициент сопротивления c, учитывающий сопротивление
всей системы, включая клапан, представим в виде суммы
c === T + K'
rде T  коэффициент сопротивления системы без клапана;
K  коэффициент сопротивления реrулирующеrо клапана
при данной степени ero открытия.
Тоrда
Ру
'iJ==
f к V 1 + T + K
Если сопротивление системы настолько мало по сравнению
с сопротивлением реrулирующеrо клапана, что им можно пренеб-
речь (T  О), то, приняв 'iJ == 'iJK' получим
Ру
'iJK == {к Vl + K
(15)
и, следовательно,
V l+K
'iJK == 'iJ 1 -+ T + K -
Отсюда следует, что коэффициент расхода 'iJK зависит не только
от сопротивления реrулирующеrо клапана при данной степени
ero открытия, но и от сопротивления трубопровода. В некоторых
случаях при расчете и проеIпировании арматуры не представ-
ляется возможным иметь данные о сопротивлении системы, в ко-
торую устанавливается рассматриваемый реrулирующий клапан.
Например, большое количество реrулирующих клапанов входит
в число так называемой общепромышленной арматуры, выпускае-
мой для использования ее при различных условиях, и при проекти-
ровании этих реrулирующих клапанов приходится принимать
условно T == О.
Это УСJIовие, хотя и делает расчет несколько приближенным,
не выводит ero за пределы реальных услщщй, так как при правиль-
ЦОМ использовании реrулирующий клапан всеrда принимает
на себя значительную часть действующеrо напора, т. е. сопротив-
ление реrулирующеrо клапана всеrда велико по сравнеН!IЮ С (:().
противлением систе'\PI без лаI1аflа.
486

тоrда, подставив ero в
Представим коэффициент сопротивления клапана в виде
р2
,,::::=l,
111'" "
формулу расхода, получим
О4Ф"f" V АРу .
V 1ф2 {
" р2
у
О" ::::=
Знаменатель этоrо выражения при малой степени открытия кла-
пана близок к единице; так, например, при " == 0,1 он равен 0,99.
u у
Следовательно, при малои степени открытия клапана расход
МОЖJ:!О рассчитывать по приведенной выше формуле, приняв
знаменатель за единицу.
Заменим
'1'"
== 11"
../lф2 f
V "р2
у
И назовем 11" общим коэффициентом расхода, тоrда
О" == 5,0411"{,, -v АРу m/ч.
Эrу формулу часто применяют при расчетах арматуры, причем
пользуются величинами р", полученными заранее эксперименталь-
ным путем.
Определение значений 11" по эксперимеНТRЛЬНЫМ данным
должно производиться по формуле
а"
11" ::::= 5,04f" V др,,? .
Поскольку
- 5 104Py y 
5,0411кf"y АРу == V  АРу,
"
то
Ру Ру
t"{,, == V" или 11" == {" VG == 7" VG"
Таким образом, коэффициент общеrо расхода зависит от степени
откры;ия арматуры 1" и коэффициенrа сопротивления " при
даннои степени открытия.
На величину коэффициента сопротивления " оказывают
влияние не только ]", но и форма и размеры проточной части KOp
пуса, Относительное значение которых возрастает при увеличе-
нии степенн открытия арматуры.
487

При определении площадеЙ открытых сечениЙ в седле f" п6
абсолютным значениям расходов О/{ расчет с помощью общих
коэффициентов расхода выполняется в следующем порядке.
Польз уясь зависимостью величины расхода от степени подъема
плунжера, определяют расход для разных положений плунжера.
Для каждоrо из значений О" вычисляют необходимую вели-
чину «действующей площадю>, определяемую произведением !-t"f" ,
f о"
""'к К ==' 5,04 V ЛР1'
Поскольку веЛИЧИНЫ!-t" и {" взаимно зависимы, определение их
несколько затруднено. Существуют следующие методы опреде-
.Т1ения (,,:
1) метод подбора по произведению /l"f", при котором оно дает
требуемую величину; при этом ИСПО.1ьзуется rрафик зависимости
общеrо коэффициента расхода от степени открытия клапана
""'" ==: Ф (1,,);
2) метод, предложенный П. А. [уткиным, при котором исполь-
зуется заранее построенная кривая !-t" == ер (t"f,,).
При определении площадей открытых сечений в седле '" по
относительным значениям расходов О" расчет с помощью общих
коэффициентов расхода /l" выполНяют в том же порядке, что
и расчет по абсолютным значениям расходов. Так как расчет
по относительным значениям расходов встречается сравнительно
часто, то он приводится ниже в более подробном виде, примени-
тельно к линейной характеристике плунжера.
Для расчета плунжера с линейной внутренней характеристикой
представим наибольший расход через клапан в виде
О 6 == A!-tl7lmFу mlч,
rде А
Об
 tтmFy  расход среды через единицу
«действующей
площади» при полном подъеме
""'т  общий коэффициент расхода
подъеме клапана.
При линейной характеристике, если О,и == О, то
G == О 6  .
" п '
плунжера;
при полном
если О м '1= О, то
, k
О/( == (Gб ом)-п + О. и .
Подставив значение G б , получим
k
О,,== A/ll7l mF y п'
488

Для промежуточных ПО.lОжений плунжера
О" с.= А /!"f".
Приравнивая полученные значения О'" IJОJJ)'чае!l1
k
/!KfK == f-tmmFуn.
Определяем путем подбора значения fK' при которых произ
ведениЯ f-tкfк дают требуемые величины, или по кривой [.tK == <р (/!r.!K)
определяем значение /!К' а затем 'К' Рк
, При м е р. Рассчитать откры- /,00
тые сечения в седле односедель- 0.90
Horo реrулирующеrо клапана Dy == 0.80
== 50 мм с линейной характери- 0.70
стикой плунжера при коэффициен- аро
те полнопроходности т == 1 (т. е.
" ) Х 0.50
клапан . полнопроходныи . од
плунжера h n == 65 мм. Наимень- 0.400.100.20 0.30 '0,40 050 0.60 0.70
ший расход Ом == О.
Реш е н и е. Определяем пло-
щадь проходноrо отверстия
Ру == 0,785.52 == 19,63 см 2 .
0.80 о.во /,00
1:  !к.
к  {у
Рис. 327. j'рафики значениЙ общеl'О
коэффициента расхода для некото,
рых од!IоседелыIхx реl'УЛИРУЮЩИХ
I<лапанов
Так как абсолютные значения расходов не заданы, расчет произ-
водим по относительным значениям ОК' Принимаем !1Р == const.
Выбираем число расчетных сечений п == 10. Используем ранее
полученную формулу для линейноrо плунжера /!KfK == tтmFy .
n
Для определения значений 'К воспользуемся данными рис. 327.
Для условий примера применима нижняя кривая, по которой
определяем
при 'К == 1 f-tm == 0,42.
Используя имеющиеся данные, получаем:
/!"fK == 0,42 .19,63  == 8,25  см 2 .
n f!
Подставляя последовательно значения k, получаем величины
«действующих площадей» /!KfK' откуда путем подбора определяем
ПЛощади открытых сечений fK в седле. Подбираем значения f к'
при которых произведения /!KfK дают требуемые величины. Расчет
ВЫПОлняется путем ряда последовате.ТfЬНЫХ приближений до тех
пор, ПОКа два последних значения /!К не окажутся равными,
Необходимость применения способа последовательных при
ближений вызвана тем, что при данной величине произведения
f-t,Jк СОмножители MorYT иметь несколько значений, причем сами
значения Сомножителей между собой свяаны
 зависимостью,
пре.цставленной на рис. 327,
48f}

Расчет площади OTKpblToro сечения седла
методом последовательиых приближеиий
Начальные
данные
Первое
приближение
Второе
приближение
Порядковый
номер
сечения k
Действую-
щая площадь
lI-J(fJ(
'K

 Fy
11-"
II-r.
f /{
7"
11-"
f J(
7"
1 0,825 0,1 0,80 0,75 1,10 0,0
2 1,650 0,2 0,80 0,80 2,06 0,1
3 2,475 0,3 0,78 0,80 3,09 0,1
4 3,300 0,4 0,73 0,80 4,13 0,2
5 4,125 0,5 0,66 0,80 5,16 0,2
6 4,950 0,6 0,59 0,79 6,76 0,3
7 5,775 0,7 0,53 0,76 7,60 0,3
8 6,600 0,8 0,48 0,73 9,05 0,4
9 7,425 I 0,9 0,45 0,56 13,33 0,6
10 8,250 1,0 0,42 0,42 19,63
,80 1,03 0,051 I
I
,80  
,80  
,80  
,79 5,22 0,266
,77 6,44 0,328
,74 7,80 0,397
,69 9,57 0,487
,55 13,60 0,693
  
56 О
05 О
57 О
10 О
62 О
19 О
87 О
60 О
80 О
Данные расчета сведены в табл. 92.
Значения общих коэффициентов расхода для разных клапанов
при одинаковых значениях 1" == "y несколько различаются между
собой в зависимости от конструкции плунжера и корпуса клапана.
Для двухседельных реrулирующих клапанов со стержневым
плунжером (рис. 309, а) при линейной характеристике значения 11"
для f" == 0,1 + 0,7 MorYT быть приближенно определены по фор-
муле
11,,1,2(1,1 : ),
или
11"  1,2 (1,1  {,,).
Как указывалось выше, может быть использован и rрафи-
ческий метод, при котором по rрафикам 11" == <р (f,,) строятся
rрафики I1K == <р (I1Kl,,) или 11" == <р (11" J , с помощью которых
по значениям j'" определяются величины 11". Величина I1J"
у
имеет размерность см 2 . Чтобы создать общие значения I1J",
применимые для различных Dy в относительных величинах, по оси
490

Таблица 92
односедельноrо реrулнрующеrо клапана
с использованием общих козффициентов расхода ftK
Третье Четвертое Пятое Принятые
приближеиие приближеиие приближен не значения
.......
Jf" '" 7 к /11( '" 7 к /1 к 'l( 7 к /1" f к в см'
I
0,80     I    0,80 1,03

         0,80 2,06
         0,80 3,09
         0,80 4,13
0,19         0,79 5,22
0,16         0,77 6,44
0.13 7,92 0,403       0,73 7,92
0,67 9,85 0,502 0,66 10,00 0,510 0,65 10,15 0,517 0,65 10,20
0,54 13,90 0,710 0,53 14,00 0,714 0,52 14,05 0,695 0,53 14,05
         0,42 19,63
I
абсцисс откладываются значения {к в относительных величинах
 '"
ftt== Р'
У
На рис. 328, а приведена исходная кривая, а на рис. 328, 6 
кривая f1" == fJJ (f1кfK)' построенные по данным rрафика f1K ==
== fJJ (f,,).
Таким образом, при rрафическом методе определения f1K
вместо составления таблиц сближения строят вторые rрафики,
с помощью которых по значениям ft;'K == f1J определяют
у
значения f1". а затем и {К'
В связи с накоплением опытных данных в последнее время
получает применение и метод определения величины {" с п о -
м о Щ ь ю r раф и к о в у с л о в н о й про п у с к н о й с п о-
с о б н о с т и G y " == fJJ (fK)' полученных для различных типов
реrулирующих клапанов. В этом случае определение значений {к
производится следующим образом.
В СООтветствии с необходимой внутренней характеристикой
плунжера определяются значения G" дЛЯ каЖДоrо из положени й
плунжера и затем величины условной пропускной способности
G Ок
У" == YPy '
491

Используя rрафики С ук == ер (fK)' дЛЯ каждоrо данноrо диаметра
прохода Dy соответствующей конструкции клапана получают
значения rк === ;к для каждоrо значения с ук ' Площадь откры-
у
Toro сечения определится следующим образом
fK === lкР у '
С помощью коэффициентов сопротивления K' общих коэф
фициентов расхода!lк или по условной пропускнОй способности С ук
а) 11,
I
1,0,
0.9
0,8
о) {,
1,0,
0,9
0,,8
о)
о,б
0,5
0,4
0.30,
, 1 
,
'r--. I " 
"-
"-
........
"'- д

+"
l' '
0.7
а6
ц5
0,4
О,З О, а/ 0.:/ аз 0.4 0,5 0,6 0.7 0.8 0.9 1.0,
 (,
(,. ft
Рис" 328. rрафик значений общеrо коэффициента расхода fЛк  ер ({к) для
односеДелыюrо реrулирующеrо клапана Dy  25 А/М (а) и построеннан
по этому rрафику кривая (б) значений [!"  ер (f!Kf,,)
1\ЮЖНО рассчитать плунжеры для предварительно испытанных
корпусов, для которых построены соответствующие rрафики.
Построить плунжер для HOBoro корпуса можно лишь при
ближенно, приняв rрафик какоrо-либо реrулирующеrо клапана,
по конструкции близкоrо к проектируемому, за ожидаемый.
Значения K' !l" и С ук зависят от двух основных величин:
сопротивления корпуса клапана и сопротивления суженноrо
прохода в седле. Влияние каждой из этих величин не выявляется,
и они учитываются в виде суммы, а изменение K' !lK и С у " прини
мается как результат изменения fK' что является недостаТКО1\!
TaKoro метода расчета.
Сопротивление реrулирующеrо клапана 1\lОЖНО условно (с опре-
деленным приближением) рассматривать как состоящее из трех
частей (рис. 329).
Сечения AA и BB характеризуют сопротивление кор-
пуса до и после седла, сечение ББ  сопротивление отверстия
в седле, реrулируемое плунжеРОNl,
Общий коэффициент сопротивления представиы в виде CY:\IMbI
K == '1 + 1I + \I[.
492

Обозначим a === I + ш  коэффициент сопротивления корпуса;
ь===Ilкоэффициент сопротивления плунжера, тоrда (рис, 330)
" === a + b'
Коэффициенты сопротивления отнесены к скорости среды
в сечении РУ'
А
в
А
б
8
Рис. 329. Схема СОПРОТIIвления элементов реrулирующеrо кла-
пана
Сравним несколько клапанов, от личаЮЩИХС51 между собой
лишь корпусами (рис, 330, а, б и в),
[рафик " === е (t) можно разбить на ,1,ве части, соответствую
щие a И b; тоrда (рис. 330, с)
I1Р === I1Р" + I1Рь,
а)
{к
о
б)
'(К
б)
1;',
с)
IJP
О
1,00
 f'к
r.=
к Fy
1,00
 {к
f'кT
!J
РИС. 330. Схема изменения коэффициента сопротивления реrулирующеrо
Клапана с подъемом плунжера при разных коэффициентах сопротивления
корпуса a и соответствующие перепады давленнi'I на корпусе /"'Р а н
плунжере t-"Pb
Трафики коэффициентов СОПрОТИВ,1ения будут иметь следую-
щии характер.
Верхние участки rрафиков, соответствующие величинам b' оди
наковы, а НИЖние, соответствующие a' различны. Следовательно,
величИна т-к === ;" вполне определяет значение b' не зависящее
у
от корпуса и одинаковое для всех рассмотренных нами клапанов
при ОДинаковых конструкциях плунжера. Это положение, хотя
и не Может считаться абсолютно точным, для практики может
49;

быть принято с достаточной степе н ью точности. Взаимное 13лияние a
и b теоретически возможно, однако при выполнении обычных
расчетов им можно пренебречь.
Если принять условие др == сопst, то rрафики изменения
ДР а И ДР ь будут иметь вид, показанныи на рис. 330, е.
Для определения пЛощадеи открытых сечении в седле fK с по-
мощью к о э Ф Ф и ц и е н т о в р а с х о Д а с е Д л а 'Фь ВОС-
<fb пользуемся выражением
120.  l 'I I  I     , ,1,  F У
1.10.  t  f 'f"" ' f V ;C-' l  ,
к Ь I
(00. аналоrнчным формуле (15), но в ко-
0..90. тором коэффициент расхода седла
0..80. 'Фь отнесен только к сопротивлению
то. седла, т. е.
b == ОЬ (  ) .
Из формулы (16) получаем
  
Fy , 1).'ь J,r b + 1 .
Значения 'р" д.1Я некоторых
двухседельных и односедельных
клапанов приве;J:ены на рис. 331.
Такнм спосоБО1 расчет[\ удобнее пользоваться, чем спосоБОI
расчета по общим коэффициентам расхода f.tK' так как величина 'ф"
изменяется в сравнительно небольших пределах.
Для удовлетворительноЙ работы реrулирующеrо клапана необ
 1
ХОДIIЮ иметь b  8' При невыполнеНИ!I этоrо условия степень
»а
воздействия плунжера на поток будет чрезмерно мала.
В самом деле, при b == О перемещение П,lунжера в клапане
не увеличивает сопротивления после,1:неrо и, следовательно,
не изменяет расхода среды.
При проектировании корпусов реrулирующих клапанов жела-
тельно обеспечить малое их сопротивление; для этоrо следует по
возможности сделать размеры сечении ПЩlOсти для прохода среды
равными между собой и близкими РУ'
Выше было приведено несколько :lIетодов определения fK'
Выбор метода зависит от Toro, какие данные для расчета имеются.
Наиболее просто расчет производится путем применения значе-
нrrйО ук . Более распространен способ с применением f.t".
( 16)
Рис, 331, rрафики значений коэф-
фициента расхода седла:
1 для двухседельных клапанов (bM
0,8+1.0); 2для ОДноседельных кла
панов DiI50 мм и D!I70 AfM (b.и--'
 1,0)
Построение профилей плунжеров
Для построения профиля плунжера пользуемся расчетными
данными величин площадеЙ открытых сечений f" для разных
положениЙ плунжера, составленных в виде таблиц И.1И rрафиков.
494

Построение профилей плунжеров различных типов произ-
ВОДИТСЯ по-разному.
Стержневой плунжер. Рассмотрим движение среды пр!! pery-
лировании потока с помощью стержневorо плунжера,
В различные моменты времени плунжер будет занимать раз-
личное положение относительно седла, и в зависимости от пло-
щаДИ OTKpbIToro сечения расход среды также будет иметь разные
значения. При построении профиля плунжера задача заключается
В том, чтобы для соответствующих ero сечений создать размеры от-
крытых площадей, соrласно ве-
личинам, полуt.енным расчетом.
На первый взrляд кажется,
что лимитир ующей площадью
является площадь кольцевоrо
сечения между плунжером и сед-
лом в плоскости АА (рис. 332).
Однако это сечение вовсе не
является наиболее узким и не
лимитирует проход среды. Более
правильным является мнение,
что лимитирующая площадь fl<.
представляет собой площадь бо-
ковой поверхности усеченноrо Рис. 332, Схема движения ЖИДIШСТI!
конуса М N N 1М l' образующая между плунжером 11 седлом
KOТOpOrO М N является перпен-
дикуляром, опущенным на боковую поверхность плунжера из
ближайшей к плунжеру точки, расположенной на седле. Это
предположение также не приводит к точному решению.
Наиболее точные результаты дает метод построения профиля
плунжера путем применения кривых образующих усеченных
конусов с равновеликими пЛощадями боковых поверхностей;
эти кривые в дальнейшем для краткости будем называть кривыми
равновеликих площадей (метод предложен автором).
Обеспечить площадь OTKpbIToro сечения fl<. при заданном поло-
жении плунжера (рис. 333)  значит создать такие условия,
чтобы в наиболее узком для прохода среды месте площадь прохода
имела величину, равную fK'
Из точки М проведем ряд лучей под разными уrлами а. Если
представим себе эти лучи как образующие конусов, у которых
площадь боковой поверхности равна fK' то получим на этих лу-
чах Отрезки МС 1 , МС 2 , МС з и т. Д.
Соединив точки С 1 , С 2 , С з И т. д., получим кривую образую-
щих усеченных конусов с равновеликими площадями боковых
поверхностей, по величине равными fl<.' При прохождеНI!И между
сеДЛом и плунжером струя будет оrибать точку М; поэтому на
участке, расположенном ниже наиболее узкоrо места между
ПЛУНжером If сед,'IОМ, профиль плунжера строится так, чтобы
495

он не IIересекал кривую образующих равновеликих площадей. Одна
из точек (лимитирующая) должна совпадать с профилем плунжера,
который касается кривой равновеликих площадей в этой точке.
Кривую образующих равновеликих площадей можно построить
исходя из следующих данных.
Рис. 333, Схема построения кривых
равновеликих площадей по КООрДина
там х н у
])с
Рис. 334. Схема построения кривых
равновеликих площадей по координа
там х и r
Площадь боковой поверхности усеченноrо конуса должна
быть равна открытой площади п.1унжера
t  лl (D + d)
r.  2 '
[де 1  длина образующей, в нашем случае 1 . МС;
С  точка на кривоЙ (С 1 , С 2 , C., . . ., C j ), соответствующая
верхней точке образующей рассматриваемоrо конуса;
D  диаметр нижнеrо основания, в нашем случае D  Dc;
d  диаметр BepxHero основания, d  Dc  21 cos а.
Подставив эти значения, получим:
t" =сс лlD с  лl 2 cos а.
Чтобы построить кривую образующих равновеликих площадей,
установим начало коо рдинат в точке М; тоrда
1 == 11 х2 + у 2 и cos r:x == v ,
х 2 + y
и, следовате,1ЬНО,
j'" == л 11 х 2 + у 2 (ОС  х);
) ') T
х С + У" == i ( D )" ;
л cx'
о ( t" ) 2 J '.
У" == л (Dcx)X"'
Используя пос.llеднее уравнение, ПОСТрОИI\1 кривые paBIIOBe
ликих площадей (рис. 333).
496

А. Н. Дьяченко предложил для построения кривых равно-
великиХ площадей использовать координаты х и р, [де х  абсцисса,
р  расстояние от начала отсчета (рис. 334).
В этом случае в точках Х l' Х 2 И т. Д. на абсциссе Х проводят
вертикали и на них отсекают высоты, определяемые радиусом р,
{к
р == л (Dc  х)
в связи с тем, что коэффициент
расхода меняет свое значение с изме
нением открытой площади, может
иметь место такое расположение кри-
вых образующих равновеликих пло-
щадей, при котором ОДна из них
выпадает из общей оrибающей, т. е.
общая оrибающая для всех кривых
равновеликих площадей ,не может
быть построена. Это происходит, Kor-
да полный ход плунжера h n имеет
недостаточную величину.
Чтобы обеспечить приближенно
возможность построения общей оrи
бающей, необходимо выдержать усло-
вие
h n  п [Yil (X2)  Yi (X2)] ММ,
TO
10,
10)
I
-<::, 1
,

I
I
i
08
09
Рис. 335. Расположение конеч
11 Ь!Х участков кривых paBHOBe
диких ПJlощадей и дуr окруж-
ностей
[де Yil (X2)  ордината на кривой с порядковым номером
il при абсциссе, равной х О , расположенной
на кривой с порядковым номером i2;
Yi [X2]  ордината на кривой с порядковым номером i
при абсциссе х О , расположенной на кривой
с порядковым номером i2,
Наиболее часто, как правило, в необходимости контроля
выполнения данноrо условия нуждаются последние из кривых
(i == п). Если построение плунжера про изводится как обычно
в 10 сечениях, то
10xg V( 2 ry / 2 2 \
fll!>T ,f10 f81 fvfRJ'.
 10 ( " Dc V Fc{8 ) ' ( l/ ' f  f  1  f 2  f :\
!;  л \ 10 8, 9 ),
rде Ре  площадь отверстия в седле;
о
Х8  см. рис. 335;
{в, {9 И { 1О  площади открытых сечений при 'Е == 0,8,
7i == 0,9 и h == 1,0,
32 Д. Ф. rУреви,\
497

На основании приведенноrо материала построение профилн
плунжера производят в следующем порядке (рис. 336):
1) выбирают масштаб, в котором будет производиться построе-
ние профиля плунжера (обычно 10 : 1), и проводят вертикальную
ось плунжера, а по обе стороны ее еще две линии на расстоянии,
D
соответствующем т (в выбранном масштабе);
2) откладывают ход плунжера и делят ero на n частей;
3) определяют величину 'К
О для каждоrо из сечений от 1-ro
до n-ro;
4) для каждоrо из сечений
строят кривую образующих рав-
новеликих площадей;
5) проводят оrнбающую по-
строенных кривых.
Очертание крайней нижней
части плунжера может быть про-
., извольным, но профиль плун-
В жера ниrде не должен пересе-
3 кать кривую образующих рав-
10 новеликих поверхностей, пост-
роенную для
1
2
з
4
5
6
7
8
9
10
РИс, 336. Схема образования профиля
плунжера
f
2
3
ч
5
6
fK  тРу'
Для упрощенИЯ хода расчета можно с достаточной для практи-
ческих целей точностью заменить кривые, для которых У: ? 0,9,
х
дуrами окружности, [де уО  ордината при х == о; Х О  абсцисса
при у == О.
Построение кривых можно не производить, определив предва-
рительно число сечений, для которых У: ? 0,9.
х
Так как
то при х =с= О
 ( {к ) 2 [ 2
У  n (Dc  х)2  Х ,
У О  {к
 nDc '
при у  о
( 
х о с"" Dc + D с  k .
2  4 n
Используем одну ветвь профиля
Х О == c  V    .
498

На оснований получеlIНЫХ данны х состав ляем неравенство
А  о 9 ( De  " ( D;  k )
лD е ::0----, 2 V 4 п'
откуда после соответствующих преобразований имеем
f"  0,09лп; или f"  0,.36Р е ,
rде Ре == 0,785 D;,
Таким образом, для сечениЙ, [де J,,:  0,.36 (для полнопро
ходных клапанов k  0,.36) кривые равновеликих площадей
заменяются дуrами окружности.
При м ер. Построить профиль плунжера для односедельноrо
реrулирующеrо клапана Dy == 50 мм с ходом реrулирования
h" == 65 мм. Характеристика линейная, перепад давлений на
клапане постоянный. Значения f"  см. пример на стр. 489.
Реш е н и е. Для каждоrо из 10 сечениЙ составляем Ч,астное
уравнение кривоЙ равновеликих площадей путем подстановки
значения f", соответствующеrо данному сечению. Решение при-
водится в двух вариантах.
1. В прямоуrольных координатах
 ( f" ) 2 1 ,
У"== n (ocx)-X,
Из полученных уравнений определяем для каждоrо сечения
XfJ  значение х при у == о и для уО  значение у при х == О.
ДЛЯ тех сечениЙ, в которых кривые по форме близки к дуrам
окружности, кривые не строим, а проводим дуrи окружности ра-
+ 
диусом R == 2 ; это применяется для сечениЙ, [де хо  0,9
(табл. 93, сечения от h == 0,1 до h == 0,6). Обычно это применимо
для сечении, у которых f"  0,.36Р е .
Построение кривых можно оrраничить участком, близким
k ожидаемой точке касания кривой с профилем плунжера  Сl\l.
РИс. 337.
2. В координатах
Для сечений, [де
х и р имеем
{"
Р == Jt (De  х) ММ.
f"  0,.36Рс> уравнение
0,327f"
Р == Dc мм.
приобретает вид
Результаты расчета приведены в табл. 94. Построение кривоЙ
()rраничивается участком от X%l до x, [де x  абсцисса при
у== О.
32*
499

'"
с
с
Таблица 93
Расчетные даииые для построения профиля плунжера в прямоуrОJlЬНЫХ координатах (к примеру на стр. 499)
Значения координат х и у в .ИМ
о
"'""
:;:: о:::
;Q ::::
'" :::
0<>
,., '"
<1:<>
",-И
0.0.
r:
'"
"'- :;
'" <>
;:: '"
"'<1:
Ж:-;ОC'l;l
<>:::0.
... <>"
   
о ох 
:5 i:? 11
0",:::1""
Уравн('ння кривых
ранновелнких
площадеЙ
:д
...
'"
о:
о:
<1:
О.
о
о

О 1 о I xO. yo ' 1  I I 1 I
11 0,1 I !I". 978 21 х 1 01 I I I
(::'Ox)" x у 10,6:\1 I  I I
21 о С) Iy.  4000 21 х I О 1 1  1 I
(50 x)2 x У 11,261 I 1 1
:з I 0,3 I у' 9250 21 х 1 О 1 I  1 1
(50  х)" x у 11,94\ I \ " I
I
41 0,4 I у' 17390 01 х I О 1 I I I I
(o х)'  Х" IJ 12,651 1  1 1 1
51 о.;, l' 29 000 '1 х 1 О 1 1  1 I 1
lJ X" 1
... (50xl' . у 1:,,401 I  I .. 1
6 i 0,6 IIJ  43 400 , I х 1 О I I ! 1 !
(50  х)' X" I  I I I
у 14,261
I IIJ' 69100 01 х I о I :) 1 4 I  3,5 I 1
7 I 0,7 (50x)' x I у 10,2 61 i 14,061 I 1 I
5.11 4,7:) :;,21 2,16
I 81 1 у' 106000, I х 1 о 1 :\ i 4 i , 1 6 1 7 1 1
0,8 . (50x)' X" !! 16,511 ! 15,241 I 1 1
6,25 3.84 4,:)2 2,88
) I 0,9 1.177000 ,,)xIO I 6 1 7 I 8 1 9 1 10 1 1
!I'C (.iOх)' x" у 18,411 7,45 I 6,84 16,0,1 4,92 1 .3,28 I I
10 \ 1,0 \1/' . :'Ю   ".1 х 1 0.1 8 1 9 110 I 11 1 12 I 13 1
. (00  .\). У 112")1 12,5:) 1 12,29 112,01 11,66 1 11,22 1 10,82 I
III
III
I\I
III
III
III
1Ii
III
I!I
III
1It
1  1..1 
III
III
I I  I  I
1  1  I  I
1  I  1  I
III
I  I I I
14 ! 15 116 1 17
10, 25 I' 61' 06i 8 , 401
,;,
о а:;
о
'" :::
<>С '-
",>< >-
0:;;--- <1:
<>;:" U
а... >-
о", <i:
0:0:
... '"
oi=r ""
IIIII  I 
I  I  I  10.651 0,9721 0,64
I  I  \  I О
1  1  I  11,301 0.972 I 1,28
1  1  1..1 О i
I  I  I  1 2'0) 0.971 ! 1,98
i i  (I о
:  1  I  1 2,81 0.9451 :2,72
1  I  1  I О
I  1  I  1З,71 0,920 I 3,55
(I  I  I О
1  I  1  1 4,71 0,9071 4,48
1  1 .I  I О
i  i  i  I 6,01 0,879 о
 i  I  I О :::
::О:;
 i  1  17'71 ..о",
0,845 "''''
 1  1  I о "''''
0.0:
i  I  1  110,71 ,.,,,
<1:
0,783 "'о.
 I  I  I О ИО
"'0
118 119 1 20 125,01 Q
0,300 ;::-
7 ,.';8!6, 7815,831 О u

Значение X находится по форм уе
о De V Ре  fK
Х К == 2  п'
Профиль плунжера представляет собой оrибающую всех построен-
ных кривых и дуr окружностей. Обычно оrибающая строится rpa-
фическим методом, но может
быть определена и аналити-
чески. В связи со сложностью
аналитический метод примене-
ния на практике не получил.
Как было указано, очертание
крайней нижней части плунже-
ра может быть произвольным,
но профиль плунжера ниrде не
должен пересекать кривую рав-
новеликих площадей, построен-
ную для fl0'
После построения профиля
плунжера определяются диамет-
ры плунжера для простановки
их на рабочих чертежах.
Прежде Bcero определяется
конусный участок в верхнеЙ
части плунжера, rде образую-
щая представляет собой пря-
мую линию. С конца этоrо уча-
стка вниз начинается фасонный
участок. Число сечений для про-
становки на чертеже зависит от
требуемой точности построенин
и степени кривизны участка.
Для проверки плавности по-
лученной кривой профиля на
фасонном участке следует убе-
диться в том, что каждое последующее уменьшение диаметров
плунжера на равноотстоящих сечениях больше предыдущеrо.
Окончательные размеры плунжера желательно уточнить путем
экспериментальной проверки работы клапана в .'1абораторных
УСЛОвиях.
Полый ПЛУНжер. В полом плунжере среда проходит через
Открытые сечения, образованные в виде окон в стенке плунжера,
имеющеrо вид полоrо цилиндра. Окна MorYT быть прямоуrоль-
ными или фасонными.
Построение профиля фасонноrо окна производят в следующем
ПОрЯДКе. Вначале строят приближенный профи.'IЬ, образуемый
501
I
11-0/ R "0,С4-
1/"0,2 'R = 1,28
П'03 ' R,t,98
J
--,
""
11
 /'
п=0,6 /
I
I
j -',,'--:":"
\'  - --. . J !
-lJс=50.-. -. -,
П _,
Рис. 337. Построение профиля стерж-
l!eBOrO плунжера (к примеру на
стр. 499)
, "0,7
п-о,8
п=о,9

Расчетные данные для построения профиля плунжера
"'1 ;:" I ;:"
 .....""  ........
 '" "  11
'" '" 11 '"
'" '" " '" '" '" " ;: I '"
'" u " u
u .... '" ,.....'" u ....
О О '" О О '" .....
А u 1-.. " '" А u 1-.. " '"
" :а о " '" Уравнення " :а о '" '" Уравнен ня
::; :.ct! .... '" ::; :! .... '"
о :а '" о :а '"
'" А '" " крнвых '" А '" " крнвых
'" '"
'" "'" '" <lI равновеликих '" >:" '" <lI равновелнких
,'" '" 11 ...." '" u площадеЙ ""  11 ..." '" u площадей
:а '" о" '" :а ,,\.:= о" '"
'" " 1-'" " о '" " о
о <lI " '" 1-.. I  " '" '" 1-..
... '" ... о ... '" ... о
>: '" ::; '" '" '" ... '" ::; '" '" '" ...
 u '" ;:r..... u 3 u <lI :0-..... u :а
о  о о. о l' о А
"-", '" О'" '" '" 0.", '" q О'" '" '"
О" ... О ,, .... .... I о'" ... о "'" 10 ....
'" о t: ;: О о '" О " '" о
О I о I о I о I Ро o I 792
I I I I  0,327.103  7 0,7 792 0,403 Р,  л (50  х)
1 0,1 103 0,051 р,  50 
o.ы I
I I I \  0,327.205  1020
2 0,2 206 0,105 р,  50  8 0,8 1020 0,502 P. n (50x)
 1,34
I I I I . о. '" ""'. !
:1 0,3 309 0,157 РЗ   22 . 11
1405
9 0,9 1405 0,710 Р.  n (50  х)
I I I I 0,327.413
4 0,4 413 0,210 Р,  5 
2,IO
I I I I  0,327 .522  I
5 0.5 522 0,266 р, 50. 1963
 341 1 10 1,0 1963 1,00 р,о 
I I I I  3;7.644  11 n (50  х)
6 0,6 644 0,328 P.. 50  11
 4,21
отрезками прямых (рис. 338), а затем по нему очерчивают кривую,
которая дает окончательный профиль отверстия.
При построении приближенноrо профиля используют формулу
(рис. 338, а)
1  2 и"  'н) 1
r.  Z/I "1'
[де 1"  ширина окна в рассматриваемом сечении, см;
l"l  ширина окна в предыдущем сечении, с.м;
f"  площадь OTKpbIToro окна плунжера для рассчитывае-
Moro сечеиия, см 2 ;
{"l  площадь OTKpblToro окна для предыдущеrо сечения, см 2 ;
h  расстояние меж,'1,)' сечениями, см;
z  число окон.
Вышеприведенная формула получается следующим образом:
'"  f"l и" + l"1) 1I
Z 2
502

Таблu; ца 94
в координатах х и р (К примеру на СТр. 499)
Расчет значений раДиуса (>
х I О I 2 I 3 I 4 I 5 I  I  I 
о V 1963  792 5,7 мм
х" == 25  3,14 \5'0415'2515'3615'4815'60 I I 1
р,   
х I О I 3 I 4 I 5 I 6 I 7 I  I 
о 25  V 1963  1020 7,7 мм
х,,== 3,14 16,50 16'9217'0717'22\7'3917.56 I I
Р.  
х I о I 6 I 7 I 8 I 9 I 10 I 11 I 
0== 25  V 1963  1405 11,4мм
х" 3,14 18,95110,1 \10'4110'6\10'9111,2111'51
Р. 
х2 == 25 M.l! I Х I О I 8 I 9 I 10 1 11 I 12 I 13 I 
Р,о 112,5 114,8 115,2 115,6 116,0 116,4 /16,9 I 
х2 == 25 мм I х I 14 1 15 I 16 I 17 1 18 I 19 I 20 I 25
Р,о 17,4 \17,8 118,4 18,9 119,51 20,1 1 20,9 1 25
ОТкуда
2 (fK fKl) == zhl K + ZhlKl'
1  2(fKfK1)
К  zh IKl'
Коrда коэффициент расхода изменяется плавно и приращение
сечения fK  fKl также изменяется постепенно, приближенный
профиль, построенный прямыми, сравнительно леrко заменяется
плавной кривой. В тех случаях, коrда коэффициент расхода изме-
няется по сложной кривой, приращение сечения fK  fKl также
претерпевает большие изменения, и приближенный профиль окна
МОжет получиться с зубцами. В этом случае необходимо увеличить
число сечений на сложном участке, уменьшив величину h,
Построение предварительноrо пофиля можно производить И
t: ПОмощью прямоуrольников (рис, 338, 6), В этом случае
1 == fKfKl
К zh
следовательно,
503

о)
Рис. 338. Построение профиля окон полоrо плунжера: а  rro
методу трапеций; б  по методу прямоуrольников
б)
 . 
6)
I
1
 
...
Рис. 339. Построение окон в полом плунжере: aCYM-
марнан площадь окон; б  распределение площадей
в односедельном клапане; в распределеЕие площадеЙ
в двухседельном клапане
504

Точность построения профиля в значительной степени зависиТ
от числа расчетных сечений, в связи с чем рекомендуется выби-
рать ero по возможности большим. Особенно важно на большое
число сечений разбить нижнюю часть профиля.
В тех случаях, коrда окна получаются слишком узкими, что
усложняет технолоrию изrотовления плунжера и может вызвать
ускоренный износ ero в процессе эксплуатации, целесообразно
сократить число действующих окон на определенном отрезке хода
с целью увеличения их площади. Это осуществляется путем после
довательноrо введения окон в /J,еЙСТВIIе. Вначале производится
построение O/\Horo окна с общей суммарной площа,'1,ЬЮ и с профи-
.!!...
N
пoNN
А
Рис. 340. Приближенное построение сечений cerMeHTHoro
плунжера с плоским срезом
лем, соответствующим заданной конструктивной характеристике
(рис. 339, а), затем полученная площадь распределяется по отдель
ным окнам, число которых должно быть четным. На рис. 339, 6
представлен случай применения 4 окон в односедельном клапане.
В двухседельном клапане, соrласно рис. 339, в, изrотовляется
по 4 окна в каждом седле с попарно равными профилями.
Сеrментный плунжер. Площадь OTKpbJToro сечения в седле
при cerMeHTHoM плунжере с плоским срезом (рис. 340) может быт ь
приближенно определена по формуле
1
t" == '2 [l r  а (r  11)] cos ер
или
r 2 ( ла )
{к ==:2 180  sin а cosep.
Для построения более точноrо профиля может быть использо-
Ван способ равновеликих площадей (рис. 341). Расчет и построение
профиля производятся в следующем порядке.
1. Ход Шlунжера делят на п частей (обычно п == 10) и для каж
Доrо положения плунжера по высоте определяют значение fK'
2. Для каждоrо из положений плунжера из точки А (рис. 341,6)
проводят линии под различными уrлами а (а 1 == о; а 2 == 10°;
о.а == 200; а 4 == 30' и т. д.).
505

3. Для каждоrо значения а определяют величину Ь 1 , которая
вычисляется как высота cerMeHTa эллипса с полуосями r и r cos а.
Основание cerMeHTa равно CD (рис. 341). Он получается как про-
екция площади А 1 CD, образ ующейся в плоскости седла профиль-
ным срезом плунжера,
Ь 1 == Ь cos а.
Высота KpyroBoro cerMeHTa Ь вычисляется по фор муле
rb V
'" == ( 2 arccos   (r  Ь) 2rb  Ь 2 .
r
Для ускорения вычислений MorYT быть использованы таб-
личные данные о площадях и B!COTax cerMeHToB Kpyra с еди-
и) ничным радиусом.
4. На радиусах, проведенных под
различными уrлами, откладывают от-
резки Ь 1 .
5. Строят кривые равновеликих пло-
щадей, соединяя полученные точки.
O)h
ь
Рис. 341, Расчет и построение cerMeHTHoro плунжера
6. Строят оrибающую кривую семейства равновеликих площа-
дей, построенных для разных 'К (при разных положениях плун-
жера по высоте h), которая является искомым профилем среза cer-
MeHTHoro плунжера.
Если на плунжере изrотовляется несколько срезов, то профили
срезов строятся для соответствующих им значений 'К'
При приближенном расчете, с поrрешностью в пределах 5
1 0%, кривые равновеликих площадей MorYT быть заменены отрез-
ками дуr окружностей, радиусы которых равны соответствующим
значениям Ь.
CerMeHTHbIe плунжеры обычно применяются лишь для реrули-
рующих клапанов малых размеров, имеющих малую пропускную
способность.
Выше рассмотрены расчеты реrулирующих клапанов так назы-
BaeMoro общепромышленноrотипа при работе их на жидкой среде и
перепаде давлений до 25 кr/см 2 . При расчете реrулирующих клапа-
нов, условия работы которых значительно отличаются от указанных
выше, необходимо учитывать влияние дополнительных факторов.
506

4. ДРОССЕЛЬНbJЕ ВЕНТИЛИ
Дроссельный вентиль предназначен для понижения давления
среды в условиях, коrда перепад давлений имеет значительную ве-
личину
АР? О,5Р 1 .
Профиль плунжера в подавляющем большинстве случаев не
рассчитывается, а выбирается приближенно. Наиболее часто плун-
жеру придают форму конуса (рис. 342), иноrда, значительно реже,
он имеет вид цилиНдра с клиновыми канавками, создающими про
ход дросселируемой среде.
Большие скорости движения среды
в седле между корпусом и плунжером
вызывают быстрое разрушение поверх-
llOстей этих деталей  так называемое
явление эрозии. Известны случаи, коrда
плунжеры по этой причине выходят из
строя через 23 дня после начала ра-
боты.
Чтобы по возможности уменьшить
влияние эрозии, плунжеры изrотовля-
ются из эрозионностойкоrо материала
(ХI8НI0Т, стеллит и пр.), и им при-
дается обтекаемая форма в виде конуса Рис. 342. Профиль плунжера
С уrлом при вершине 14180. Это одно- дроссельноrо клапана
временно дает возможность работать на
сравнительно больших подъемах клапана, так как дросселирова-
иие на малых щелях, как правило, не рекомендуется. В связи
с этим приобретает значение правильный выбор размера дрос-
сельноrо вентиля.
Диаметры проходных отверстий (входноrо D 1 И выходноrо D 2)
определяются в зависимости от расхода среды, давления, темпе
ратуры и перепада давлений при дросселировании.
Для пара или rаза можно пользоваться формулами:
D 1 ==1,88 V G см
"1'\'1
и
V 
Dz == 1,88 
"2'У2
откуда
СМ,
D 2 == Dl V "1'\'1 СМ или D 2 == D 1 V "IРl СМ,
"2'\'2 "2 Р 2
rДе G  расход среды, m/ч;
t'l и V 2  скорости пара на входном П вы
одномM отверстиях,
м/ сек;
507

v 1 И V 2  удельный вес среды при заданной температуре и
соответствующих давлениях Р 1 И Р 2 (ата).
Не всеrда диаметры проходных отверстий берут в соответствии
с результатами расчета. Иноrда в целях нормализации размеров
деталей и удешевления производства (при скоростях потока до
1015 м/сек) принимают Dl == D 2 . При больших перепадах дав-
ления, создающИх скорость потока свыше 15 м/сек, берут D 2 ==
== 2D l'
Диаметр отверстия в седле корпуса должен быть выбран таким,
чтобы расход среды был обеспечен при ИСПО.'IЬзовании около 70%
площади отверстия с учетом допустимой скорости среды, которая,
например, для воды не превышает 60 м/сек.
Большой диаметр выбирать не рекомендуется, так как в этом
случае работа вентиля будет протекать на малых щелях, что уси-
лит эрозию плунжера. При малом диаметре может оказаться He
обеспеченным резерв пропускной способности, необходимый иноrда
в процессе эксплуатации вентиля.
В связи с этим расчетную пропускную способность (G б ) прини-
мают примерно в 1,4 раза больше заданной. Для расчета можно
использовать данные, приведенные в rл. 11, п. 1.
При отсутствии точных данных о сопротивлении рассчитывае-
Moro клапана для определения диаметра отверстия в седле при
дросселировании несжимаемой жидкости можно использовать
общую формулу
О 6 == 5,04f-tтtc V др,,? т/ц,
[де G б  наибольший расход среды при открытом вентиле, т/ц;
f-tm  коэффициент расхода при расходе G б ;
{с  площадь седла вентиля, см 2 .
В условиях сверхкритическоrо истечения rазов и пара приме
няются формулы
/ k 2 
G б ::::::. 6f-tтtc 1 k + [ Рl"?l ( k + 1 )kl т/ч,
или
1/ k ( 2 ) 
G б ::::::. 1,2О у V l k + 1 РIУl k + I "l т/ч;
при k
1,4 и k
1,3
О 6 ::::::.- 3f-tтfc V Рl"?l т/ч,
или
С б ::::::.- 0,6О у }I Рl"?l т/ч.
При расчете диаметра седла Dc, как указано выше, расчетную
пропускную способность вентиля рекомендуется принимать рав-
508

ной 1,4 заданной, а коэффициенты расходов седла для предвари-
телЬНЫХ расчетов MorYT быть приняты равными:
D у в мм I 6+[0 I [5+25 I 32 + [ 00
 1 I I
J.tm 0,30 0,35+0,40 0,60+0.70
Внутренняя характеристика дроссельноrо вентиля с кониче-
ским плунжером может быть определена, исходя из данных,
приведенных в rл. II, п. 3. Упрощенное решение сводится к сле
дующему.
Площадь OTKpbIToro сечения между коническим плунжером и
седлом (см. рис. 342) принимается равной (приближенно)
fK == Jt ( Dc t d ) [,
Для предварительных расче-
тов коэффициент расхода прини
маем в пределах от 0,9 до 0,5,
используя значения tK для одно-
седельных реrулирующих вен-
тилей Dy == 40 ----:--- 50 мм.
При расчете внутренней xa
рактеристики задаемся подъ-
емом клапана, выраженным BДO
лях диаметра, и затем опреде-
ляем площадь fK OTKpbIToro сечения между плунжером и седлом
ПО вышеприведенной формуле. По значениям {к == 1{ подбираем
у
соответствующие коэффициенты расхода tK' с использованием
которых определяются величины
или
{к == Jt (DGh sil1 а cos а) h sil1 а,
h
2,0. Е е
1.8 Е е
/,6 Л е
/,4Л е
/,2Л е
1,0. Ре
0.,8 lJ е
0.8 Р е
а4Р е
0.2Р е
О.

I
,/
" ./
./
, /'
......

10 20. зо 40. ба 60. 70 80. 90 100.
&6. r.
Рис. 343. Внутренняя характеристика
дроссельноrо клапана. Плунжер KO
НУСlIЫЙ С уrлом 2а == 16°
G  ОК  t1{fK
 06  tmfc'
В табл. 95 приведены результаты расчета дроссельноrо вентиля
с конусным плунжером, имеющим уrол 2а == 16°,
На рис, 343 приведена внутренняя характеристика TaKoro вен-
тиля, на основании которой можно утверждать, что в вентиле
с уrлом плунжера 2а == 16° реrулирование (до 95% 06) протекает
при ходе плунжера до 1,4D c ' Дальнейший подъем плунжера не-
значительно сказывается на расходе среды,
509

Расчетные данные дроссельноrо вентиля
с конусным плунжером, имеющим уrол 2а  160
Таблица 95
1, I f" I  f" I I ti" I  О"
Dc  f  /.1 к O
D" ,, F У 06
с
0,2 0,086 0,11 0,90 0,077 0,196
0,4 0,166 0,21 0,89 0,148 0,377
0,6 0,242 0,31 0,87 0,210 0,534
0,8 0,313 0,40 0,84 0,263 0,670
1,0 0,380 0,48 0,80 0,304 0,776
1,2 0,440 0,56 0,78 0,343 0,875
1,4 0,495 0,63 0,74 0,366 0,935
1,6 0,548 0,70 0,69 0,378 0,965
1,8 0,595 0,76 0,65 0,386 0,985
2,0 0,636 0,81 0,61 0,388 0,990
5. ШЛАнrОВblЕ КЛАПАНbI
Эксплуатационные качества шланrовых клапанов, выражаю-
щиеся в малом коэффициенте rидравлическоrо сопротивления,
возможности использования их на коррозионных и аrрессивных
% ТШ 
80
БО

со
>.с; 40
о
10 40 БО дО %
f'(jcxoiJ
Рис, 344. Расходные характери
стики шланrовоrо клапана с ДАУ х-
сторонним пережимом
О
t
Рис 345. К расчету сечения
шланrа
средах, а также на средах высокой вязкости, шламах и пульпах
с ВЫСOlшм содержанием твердых фракций способствовали их быст-
рому развитию и широкому применению. Такие клапаны исполь-
зуются и как реrулирующие. Конструктивная характеристика
шланrовоrо клапана с двухсторонним пережимом (см. рис. 109)
представлена на рис. 344 [3], она занимает среднее положение
510

между рабочими расходными характеристиками для rаза и для
жидкости. Площадь OTKpbIToro сечения в проходе клапана опре-
деляется формулой (рис. 345).
F 0== r (2! + лr).
Здесь r  радиус дуrовой части;
l  расстояние между центрами дуr.
Расчет условной пропускноЙ способности шланrовоrо клапана
с двухсторонним пережимоы при работе lIа пульпе с учето[ этих
специфических условий предлаrается вести по следующеЙ [eTO-
ди ке r 3 1.
Здесь
Q  KтeQ М 3 /Ч.
у  К у VPol"
Q  наибольшая расчетная пропускная способность кла-
пана, м 3 /ч;
др м  наименьший перепад давлений, создающийся в кла-
пане при наибольшем реrулируемом (расчетном)
расходе, кr/см 2 ;
К у  учитывает удельный вес реrулируемой жидкости
при рабочей температуре, определяется по табл. 96;
Kт  коэффициент, учитывающий содержание твердых
частиц в пульпе
К атв
те == G ж '
rде aт  вес твердых частиц в единице объеlа;
G ж  вес жидкости в единице объема.
Таблица 96
Значения коэффнцнента К у
у I Ку 11 у I Ку I1 у I Ку
0,070 3,779 0,55 1,350 1,30 0,877
0,080 3,535 0,60 1,290 1,40 0,895
0,090 3,333 0,65 1,240 1,50 0,817
0,100 3,126 0,70 1,195 1,75 0,756
0,138 2,691 0,75 1,155 2.00 0,707
0,15 2,581 0,80 1,1 [7 2,25 0,664
0,20 2,240 0,85 1,081 2,50 0,633
0,25 2,000 0,90 1,055 3,00 0,577
0,30 1,825 0,95 1,025 4,00 0,500
0,35 1,688 1,00 1,000 4,5 0,472
0,40 1,586 1,05 0,972 5,0 0,447
0,45 1,489 1,10 0,953
0,50 1,414 1,20 0,923

511

13 случае rаЗОБоrо потока с твердыми частицами, имеющеrо
место при пневмотранспорте, расчет выполняется с применением
следующей формулы
Q KmeQ 3 /
у == V  м ч,
О, 143PKvKTKcKp дР м
rде К"  коэффициент, учитывающий удельный вес rаза; опреде
,'1яется по табл. 96 в заВИСШЮСТII от '\'  1.r  ОТНОIIlе
'\'8
ния удельноrо веса rаза, реrулируемоrо при рабочеЙ
температуре, к уделыlOМУ весу воздуха при t 20 с;
КТ  коэффициент, учитывающий влияние темпер атуры на
u . , . V 293  1 ! 293 .
удельныи вес rаза, KT. т .. / 273 + t ' прини
мается по табл. 97;
КС  коэффициент, учитывающий условия расширения rаза;
принимается по табл. 98 в зависимости от величины
k == !J!... '
Си '
К р  коэффициент, учитывающий влияние перепада давле-
ний на клапане; принимается по табл, 99 в зависимости от
 др
f..p == Т, rде Р  давление (абсолютное) rаза на
входе в клапан.
tO с
20
Значення коэффициента КТ
Таблица 97
зо
Кт
1,205
1,158
k
1,001
1,02
КС
1,000
1,095
10 О 1+20 I +40 I +60 1+80 1+100
1,114 11'072\1'000 I 0,9361 0'931\ 0,9021 0,875
Таблица 98
Значення коэффицнента К с
1,04 11,08\1,1 11,2 11,4 11,6 11,8
1,016 11,02911,03811,07011,13011,18211,203
Значения коэффициента Кр
Таблица 99
др-\! 0,5

Кр 1,0
512
0,94
0,3
0,15 1 0,10 I 0,051 0,02
0,76 I 0'65\ 0,451 0,25
0,25
0,20
0,90
0,84

При расчете следует учитывать, что минимальная скорость
в трубопроводе на входе в клапан должна иметь величину не ме-
нее v == 1,5  3 м/сек для жидкости и не менее v 1 =- 6 -7-- 10 м/сек
для rаза. Перепад давлений
на клапане не менее I1P ==
::== 0,2Р. Расчетная величина
расхода должна быть при-
нята Q == 1,3Qб'
При чистых жидкостях и
rазах Ку == 1 и К тв == 1.
В зависимости от получен-
ных значений Qy выбирается
диаметр условноrо прохода
шланrовоrо клапана с двух-
сторонним пережимом, ис-
пользуя табл. 100.
Пропускная способность
шланrовоrо клапана Dy ==
== 50 мм показана на рис. 346, [де приведены результаты испы-
таний конструкции, соответствующей рис. 108. В таких клапанах
ход шпинделя составляет Bcero 20 мм, поэтому при полностью
поднятом шпинделе шланr частично перекрывает проход.
С"ffI;l ч '- "T..  " . ,-._...,
120  ,,  'I. ,
/00 
80 [ I:' ,
60 1=::t I
i JJ..
5 Ю Ш N
Рис. 346. rрафик изменения условноЙ
ПРОПУСJШОЙ снос06IIОСТИ О у шлаIIrовоro
клапана D у .. с 50 ,\t,И при подъеме плу 11-
жера
Таблица 100
Значения Qy для шланrовых клапанов в .м 3 /ч (для воды в m/.t)
Dy в мм 115120 125/32140 150 170 180 110011251150 1200
Qy в .113/'1 I 12 1 20 1 32 1 50 1 80 1 125 1 200 1 320 [ 500 1 800 1 1250 1 2000
(для' ВОДЫ В т/'1)
6. rИДРАВЛИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЗАТВОРОВ
Затворы предназначены для работы либо в полностью открытом,
либо в полностью закрытом виде. Использование их не по назна-
чению (в качестве дроссельноrо opraHa) может привести к аварии
Из-за поломки клина задвижки или тарелки клапана вследствие
сильных вибраций, либо к преждевременному выходу из строя
Вследствие эрозии на малых щелях.
Ниже приводятся данные о rидравлических характеристиках
затворов, которые MorYT быть использованы при уточненных сило-
8Ых расчетах приводов и для оценки работы затвора.
В в е н т и л я х величина открытой площа)JЛ fK зависит от
КОНструкции клапана и ero подъема над седлом.
При плоской поверхности уплотнения (рис. 347, а) величина
ОТКрытой Площади может быть приближенно определена по фор-
Муле
33 Д. Ф. fурсвич
fK == :п: Dch CA<t 2 .
513

При конической форме клапана (иrольчатыи клапан, рис. .347, 15)
применима формула
tK ==о :rt (Dc  h sin а cos а) h sin а см 2 .
Плоский клапан с фаской (рис. .347, 6) занимает промежуточное
положение. При малых подъемах клапана, коrда дно клапана Не
а)
;/
]}с
/
б)
/.
8)
Рнс. 347. Форма тарелок в вентилях: а  плоская; б  плоская
с фаской; в  конусная
подымается над плоскостью седла, применима формула для кони-
ческоrо клапана. При большом подъеме величина f" приближается
к значениям, определяемым формулой для тарелки с плоским
уплотнением, но при этом подъем
тарелки следует вычислять по рас-
стоянию между дном тарелки и
верхней плоскостью сеДiIа.
Экспериментальные данные по
rидравлическому сопротивлению
некоторых вентилей в зависимости
от подъема тарелки над седлом
приведены на рис. .348.
В прямоточных вентилях (с на-
клонным шпинделем) коэффициент
rидравлическоrо сопротивления 
изменяется в зависимости от подъе-
ма тарелки клапана над седлом так,
как это представлено в табл. 1 О 1
для Dy ==о 38 мм и Dy "=' 200 мм.
Представленные выше данные
относятся к автомодельной об-
ласти, при R.еD>'з. 105, коrда вели-
чина  не зависит от числа Рей-
нольдса R.e D . Для друrих обла-
стей, при R.eD < 3.105, можно Использовать данные, приведен-
ные в табл. 102. В этом случае Re == ЧJ И G y Re "=' ЧJGG у '
В табл. 103 приведены данные (ориентировочно) по величинаJ\1
меСТlюrо сопротивления в седлах вентилей, отнесенные к скорости
среды в трубопроводе при Dy == Dc.
514
,
\

" ............ А
""- /2
35
за
25
20
15
10
5
о
10 20 JO O 50 50 'и,т
Рис. 348. [рафик изменения коэф
фициента сопротивления  в зави
симости от ПОДъема h тарелки:
I  венТИЛЬ ПРОХОДНО!r 15ч 14бр D у 
 100 мм; 2  Вент:иль прямоточныЛ
Dy  100 "\1.\1

Таблица 101
Коэффициеиты сопротивления 6
для иекоторых прямоточиых вентилей
h I I I I I I 1 I 11'2 1 1,4 I
Dy 0.2 0,3 0,4 0,.1 0,6 0,7 О,Н 1,0
D y == I 12 I 4,4 I 2,6 I 2,0 I 1,7 I 1,5 I 1,3 I 1,1 I 0,951 0,85
== 38 мм
D  I 13 I 5,8 I 3,2 I 2,0 I 1,4 I 1,0 I 0,8 I 0,5 I 0,4 I 0,36
== 200мм
Таблица 102
Значения поправочных коэффициентов Ф и Фа
для малых значеиий Re[)
ReD I 5.10' I 1.10' 1 2.10' I 5.10' I 1.10' I 2,10' I 3.10'
I
'Ф I 1,40 I 1,07 1 0,94 I 0,88 I 0,91 1 0,96 I 1,00
Фа I 0,85 I 0,97 I 1,04 1 1,07 I 1,05 I 1,02 I [,00

Таблица 103
Коэффициенты MeCTHoro сопротивления в сед.пах вентилей
(приближенно)
Эскиз 1 Формулы и таблицы значений коэффициента сопротивления


33*
( D ) 2
c == 0,75 + 0,155 +
c 10'06\ 0,081 0,101 0,1210,1410,[610,1810,2010,2210,2410,25
c 14з,8124,8116,3\11,518,716,815,514,614,0 1З,41З,2
( Dc ) 2
c == 1,35 + 0,21 
c 10,0610,0810,1010,12\ 0,141 0,161 0,181 0,201 0,221 0,241 0,25
c 160,0134'212I6jj96J:'8 '6615,O 14,8
515

Продолжение табл. \03
э
I ф
б
фф
СКИЗ ормулы И та лицы ЗнаТIеllИЙ КОЭ ициента СОПРОТИВЛС'!J иЯ
I
 c2,60,8( c ) +0,\4( c )2
;;с 10,0610,0810,\010,\210,\41 Щ 6 1 0,\81 0,201 0,221 0,241 0,25
ос
c 128,21\4,518,615,714,01з,\ 12,512,\ 1\,9[\,71\,6

( Dc )2
 c  0,6 + 0,\5 h
c 10'0610'08\ 0,\01 0,121 0,\41 0,\61 0,\81 0,201 0,221 0,241 0,251
c 142,з124,01\5,61\\,018,з16,5\5,3 14'4\3'7\3'2\3,0
При м е ч а н и е. Ь С  КО,эффнциент сопротивления, характеризующиЙ по
терю напора На клапане, OTHecCHHbIi't 1{ C(OP;T)2cpeды в ТРУБО(РВОД)4ПРИ Dy 
, Dc (Ь в  Ь с )' При Dy* Dc Ь в - Ь с F; или Ь в  Ь С D .
Таблица 104
Расчетные значения ве.личин fK и 
h
в зависимости от D для задвижек
у
h I 0,051 0,\0 I 0,151 0,20 i 0,251 0,30 I 0,351 0,40 I 0,451 0,50

Dy lк  ;: 1 0,051 0,1з1 0,19 [ 0,251 0,3\ I 0,371 0,441 0,50 I 0,551 0,6\
 I  I  I 53 I 28 117 111 I 7,0 I 4,5 I 3,0 I 2,0
11 I 0,551 0,60 I 0,651 0,70 I 0,751 0,80 1 0,851 0,90 I 0,951 1,00

Dy тк  ;Ку I 0,661 0,71 I 0,761 0,81 I 0,861 0,90 I 0'93\ 0'96\ 0,9811,00
 11,5 11,0 1_jJ 0,3 I 0'25\ 0,221 0,20 I 0,20 I 0,20
516

В 3 а Д в и ж к а х с круrлым диском площадь oTKpblTnro cc
lfенИЯ может быть определена по формуле
D 2 ( ла. о ,
fK == Т 90"" + Sin2a) см 2 ,
rде уrол а определяется из условия
. "
sш а ==  .
Dy
h  подъеl\l диска в см;
Dy  диаl\lетр прохода в задвижке в C;,l.
В табл. 104 ПрlIвс;ены
значения ; и  (орие!IТИрО
у
вочно) для раЗЛIlЧНЫХ поло-
жениЙ диска задвижки в зави
l!
симости от высоты D отно-
у
ситеJIьноrо подъема диска.
На рис. 349 представлен
rрафик ИЗl\lенения коэффи-
Здесь
"
li8

t-O
88
32
28
24
20
18
12
8
11
о
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 О, 7 0,8 0,9 1,0
h
ву
Рис. 349. Изменение коэффициента cOr!pO
ТИВJJения  в задвижках 30ч6 в зависи
l!
Мости от относительноrо подъема т:
у
I  Dy  100 JIJI; 2  Dy  76 -",\!; J 
D у  50 -"м
(/o
!. 
!
100
80
60
" . T  l
10 t i J
.;. LJ
о 20 ;и 60 80 71,'1.
Рис. 350. Сравнение rидравличе.
СЮIХ характеристик затворов:
1  проходноЙ пробковыI1 кран; 2 
вентиль муФтовый; 3  задвижка Па-
раллельиая; 4  вентиль типа Косва
(муФтовыil); 5  вентиль прямоточныii
(фЛанцевыМ
u.иеНта сопротивления  в зависимости от величины относитель-
Horo ПОДъема диска  I3 дисковых 33.1внжках 30'16.
!j
517

Сравнение rидравлических расходных характеристик затворов
разных типов Dy == 50 ММ приводит К результатам, приведенным
на рис. 350. Наиболее плавное реrулирование расхода обеспечи-
вает кран, наихудшие условия реrулирования создает прямоточ-
ный вентиль, у KOToporo дросселирование создается лишь в самом
конце хода,
7. СМЕСИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
Смесительные клапаны реrулируют подачу двух сред OДHOBpe
менно, например подачу холодной и rорячей воды, с тем чтобы из
менение температуры смеси при перемещении плунжера подчи
нялось определенному заранее заданному закону.
Одна из распространенных конструкций смесителей показана
на рис. 40, б,
В таких смесительных клапанах имеются два седла  верхнее
и нижнее. Подача Сl\lешиваемых компонентов производится через
верхнее и нижнее седла в расположенную между ними камеру CMe
шения, откуда смесь через выходной фланец поступает по назна
чениlO.
В результате испытаний установлено, что взаимное влияние по
токов, переходящих через верхнее и нижнее седла, незначительно.
На пропускную способность клапана при прохождении среды
через верхнее седло не влияет поток из нижнеrо седла. В связи
с этим расход через клапан рассчитывается как сумма расходов
G == О ! + G п .
Если общие площади окон полоrо плунжера для BepxHero и
нижнеrо седла равны, то общая пропускная способность клапана
остается постоянной на всем протяжении хода, в противном случае
пропускная способность клапана изменяется с ходом плунжера.
На рис. 351 приведен схематический rрафик изменения услов-
ной пропускной способности смесительноrо клапана при опуска-
нии плунжера с неравновеликими окнами в верхнем и нижнем
седле.
Для Toro чтобы обеспечить постоянный расход на клапане при
линейной характеристике плунжера, необходимо выдержать усло-
вие
I1Pr == ( Gуrlб  G yr !", ) 2 1!.!,
!1PII GУIб  GY!M 1'1
[де I:\P j и I:\PlJ  перепад давлений на верхнем и нижнем
седле;
'У! и Уп  удельный вес среды, поступающей через
верхнее и нижнее окна;
G уIб , G yI . 1t И G y1I6 , GYIIM  наибольший и наименьший условный
расход среды через верхнее и нижнее
седло.
518

I
I
I
I
а)
о} Су т/ч
б) С у .т/'1
дО
БО
40
10
hMM D 10 20 JU 40 50 6011,1111
\
Рис. 351. Смесительный клапан: а  конструкция; 6rраф!!к из:vrенения условной ПРОПУСКIIОЙ способности
G y т/'I при опускании плунжера с неравновеликими верхними и НИЖНЮIИ окнами при отсчете /r от крайнеrо
BepXHcro положения; в  rрафик из:v!('нения условной ПРОПУСКНОЙ способности смесительноrо _ клапана Dy 
 100 .1C\t при различной площади сечения окон т  ln.!:...
Ру
cl1


В числе разработанных ЦКБА конструкций имеются смесители
с разноЙ условной пропускноЙ способностью в следующих преде
лах:
Dy, htht
G y , m/ч
25 I 50 I 80 I 100 I 125 I 150 I
512,6 114,7521 35,6IIЗ I 4516 2 II012521147362
Ниже рассматривается расчет сечений плунжера смесителеЙ
rорячей и холодной воды применительно к конструкции, приве
денной на рис, 351.
Примем следующие обозначения:
Наименование I Для среды I Для среды I )(ли смеси.,
, l'
I
Температура в ос ; " 'и t
I
Теплоемкость в ккал/кz.zрад С, С,! С
Давление в кТ/см 2 Р, Р и i Р
I
Удельный вес в Т/см 3 '\'! '\'rr '\'
Расход в т/ч о, а и G
I
При реrулировании температуры жидкоЙ капельноЙ среды
имеют место следующие условия:
сумма расходов rорячей и холодной ВОДЫ ПОСТО5IНШl И равна
расходу смеси
а I + а н == о;
количество тепла, потерянноrо rорячей водой при охлаждении
ее до температуры смеси t, равно количеству тепла, полученному
t холодной водой при наrревании ее до
температуры смеси t
GjCj (tj  t) =се ансн (t  t H );
[/
t/l
о
h п
Рис. 352. [рафик изменени я
теlпературы , (к примеру
на стр. 522)
h
если смешиваются одинаковые
жидкости (вода), то их теплоемкости
равны (с}  Сн) и можно считать при-
менимым отношение
'!  ,  
,  'II  а, .
Для I\онструирования н расчета сые-
сителя необходимо задаться заI\ОIIОМ из
менения температуры смеси с подъемом
плунжера. В большинстве случаев применим линейныЙ заI\ОН изме-
нения температуры смесн при подъеме плунжера t == f (h)  С1\!.
рис. 352. Тоrда температура смеси может быть выражена ФОРl\iУЛОЙ
t  t II ! lzh,
520

rде
k == 11  (н .
l1n '
h n  полный подъем плунжера при Te!I1epaType { н .
Задача расчета состоит в том, чтобы определить открытые
сечения fK как функцию подъема плунжера 11. Для этоrо следует
выяснить, как должны изменяться расходы О 1 и G п с подъемом
плунжера, чтобы была выдержана заданная зависимость t  f (h).
Для линейной зависимости (рис. 352) из полученноrо ранее
отношения следует
Заменив
G  l.. (t  111)
1  tIt
О н == G  G 1 , имеем
О 1 == (G  GI) (t  111)
tI t
О I ( 1 + 1  t H ) == G (   tlI ) .
11  1 11  1
откуда
в результате получаем
G == G (1  Iн) и О, == G ( 1  t  tJl ) ,
1 IIIII 11 tItH
Т. е. получаем линейную зависимость О 1 и О н от t.
Если при прямоуrольных окнах в полом плунжере принять
приближенно постоянным коэффициент расхода, то величины О I
и ОП будут также иметь линейную зависимость от хода плунжера h.
Величина площади OTKpbIToro сечения определяется по фор-
мулам
f GI 2.
кI == см ,
5,04f.tK V t"P 1 Yl
f Gп Q
кВ == СМ".
5,04f.tK V t"РПУJI
Величины коэффициентов расхода flr. MorYT быть определены
ПО формуле
rде t,n == ;! .
У
Значение flm соответствует коэффициенту расхода при fK
== fm, т. е. при наибольшем открытии окон данноrо седла, II oc
тается постоянным для Bcero хода плунжера.
В общем случае rидравлический расчет смеснтелн выполняется
В такой последовательности.
Ход плунжера h n разбивается на п частей; для каждоrо из
Положений плунжера определяют температуру смеси t, значение О I
R ПЛощади открытых сечений fr.l; по данным fKI находят размеры
521
1
flK == Lm ==  (  ) O i) 8 "'
101т ,""

окон в верхней части плунжера; вычисляют величины расходов
С н == G  С!; определяют значения 'КП в нижней части плунжера
и по ним вычисляют размеры нижних окон.
При расчете сечений 'К! и 'КН' за отсутствием более точных
данных, приходится принимать
I1.P I == Р!  Р, I1.P H == Р Н  Р.
в частном случае, коrда смешиваемые среды имеют одинаковую
теплоемкость, а температура смеси изменяется по линейному
закону, достаточно принять форму окон прямоуrольной и опре
делить сечения окон при нижнем и верхнем положениях ПЛунжера.
При этом коэффициент расхода для каждоrо типа окон прибли-
жнно принимают постоянным, независимым от положения плун
жера.
При м ер. Рассчитать размеры окон в смесительном клапане
Dy == 50 мм с полым плунжером для смешивания rорячей и xo
лодной воды. Температура смеси с подъемом плунжера должна
нзменяться по линейномv закону.
Исходные данные:' .
rорячая вода (I!c 800 С) . PlO,07 KпCM
Холодная вода (tH  200 С) Рll'с(),4 KпCM
Ход плунжера . . . ' . . hl!40 мм
Расход смеси . , , . ' , , 0'''9,4 т/'1
Реш е н н е . Принимаем форму окон прямоуrольную. Опре-
,'l,еv'Jяем сечение окон в верхней части плунжера для rорячей воды
по формуле
Ir.!== Ol 9,4 ==11,8см2.
5,04tK! V P!Y 5,04.0,6 V 0,07
Здесь !\Оэффициент расхода принят равным f.1r.! =" 0,6 при
fm =. т =се 0,6, по результатам испытаний данной конструкции.
у
Принимаем число окон равным 4, получаем ширину каждоrо
из окон
В! == !;: == 11} == 0,74 см == 7,4 ММ.
Соответственно для холодной воды получаем:
I  АН 9,4 , 3 47 2
КН   V  , СМ .
5,04tK VPHY 5,04.0,85 0,4
Здесь по данным испытаний tK!! принят равным 0,85 при
 {т
'т == т == 0,176.
у
Принимаем число 01{ОН равным 4, получаем ширину !{аждоrо
нз окон
В == fKI! == 3,47 == 0 2 2 2 2
11 п/l" 4,4 ,СМ == , ММ.
522

r л а в а 111. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
1. ВВЕДЕНИЕ
rидравлический расчет предохранительноrо клапана сводится
к определению ero пропускной способности. Перепускные клапаны
по конструкции близки к предохранительным и методику pac
чета предохранительных клапанов в известной l\Iepe можно ис-
пользовать для расчета перепускных с учетом величины давле
ния за клапаном. Вместе с тем необходимо учитывать особенности
условий работы каждоrо из этих типов клапанов.
Расход среды через клапан с тарельчатым плунжером зависит
от подъема тарелки клапана.
Зная величину подъема тарелки, можно определить и расход
средЫ; таким образом, задача расчета пропускной способности
предохранительноrо клапана сводится к задачам, которые pe
шаются при расчете реrулирующих клапанов.
Неизвестной величиной здесь является высота подъема та-
релки, которая при заданных допустимых пределах превышения
давления зависит в основном от конструкции клапана.
В связи с этим предохранительные клапаны можно разделить
на малоподъемные  с ходом тарелки h  0,05 De, среднеподъем-
ные  с ходом тарелки 0,05 De < h < 0,25 De и полноподъем
ные  с ходом тарелки h;?: 0,25 De.
В связи с тем, что ход тарелки в среднеподъемных клапанах
не rарантируется, но в зависимости от конструкции может из
меняться в больших пределах, эту rруппу клапанов по пропуск
ной способности причисляют к малоподъемным и рассчитывают
их пропускную способность исходя из хода тарелки 0,05 Dc'
Превышение фактической пропускной способности клапана над
расчетной идет «в запас».
Пока еще нет точноrо аналитическоrо решения, учитывающеrо
влияние всех факторов на пропускную способность предохрани-
теЛьноrо клапана. До настоящеrо времени расчет пропускной
способности предохранительноrо клапана по существу произво
дится эмпирическим способом, исходя из принятоrо хода тарелки
клапана ориентировочно в 0,05 Dc для малоподъемных и больше
для друrих типов.
Применяемые для этой цели формулы, рекомендуемые нормами
rосrортехнадзора, обычно обеспечивают запас пропускной спо
собности, что делается с учетом большой ответственности назна-
чения предохранительных клапанов и недостаточной их изучен-
Ности.
Ниже рассмотрен анализ условий работы предохранительных
Клапанов и приведены некоторые выводы, получаеl\lые на основа-
нии этоrо анализа.
1)23

2. РычАжно-rРУ30ВЫЕ МАЛОПОДЪЕМНЫЕ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ
КЛАПАНЫ
Эти клапаны (рис. 353) обладают существенным недостатком 
значительной инерцией массы rруза и рычаrа. Положительной
стороной этой конструкции является постоянство величины уси-
лия при данном весе rруза.
Для удержания тарелки клапана на седле, если за клапаном
давление равно атмосферному, что наиболее часто имеет месТо, при
номинальном давлении среды должно быть выдержано условие 1
Qo  KoPoF",
[де Qo  усилие в кТ, стремящееся прижать тарелку клапана
к седлу; представляет собой вес rрузов и друrих по-
движных чаией, приведенный к оси клапана;
Ко  коэффициент переrрузки клапана;
р о  номинальное (начальное) дапление в установке в кПсм 2 ;
Р"  площадь тарелки (по среднему Л,И31\lетру уплотняющих
колец) в см 2 .
При правильно отреrУЛII[)Qванных и хорошо притертых уплат-
L4 няющих кольцах клапана
l Ко""! (Kol,02I,05)

 Чr.r
1:
L3
L2
L I
чр
t Gn
Рис, 353. Схема рычаЖIюrрузоrзоп)
ыаЛО110дъемноrо предохраНlIтельно
ro клапана
Рнс, 354, Схема движения среды
!IРИ ПОДъеме тареJIКИ кланана
При повышении давления свыше номинальноrо тарелка кла-
пана отделяется от седла, приподниыается над нны и открывает
проход среде (рис. 354).
В этом положении на тарелку клапана действуют следующие
силы:
1) усилие Qo, стремящееся прижать тарелку клапана к седлу;
2) усилие от давления среды на тарелку клапана Qcp, действую-
щее под вл иянием разности давлений под клапаном и над клапаНОl\I;
1 Во всех формулах, приведенных в этоii rлаве, давление СЛЕ'дует понимать
как избыточное.
524

3) воздеЙствие на тарелку клапана движущейся среды (сила
удара струи) Qдв;
4) инерционные усилия J, возникающие в механизме (приве-
денные к тарелке клапана) вследствие наличия ускорений в про
цессе движения клапана;
5) сила трения Т, приведенная к оси штока клапана.
Полное уравнение равновесия тарелки клапана имеет вид
Qo :t J :t Т === Qcp + Qae'
Знак перед величинами Т и J принимается в зависимости
от направления движения клапана  при открывании знак ПЛюс,
при закрывании  минус.
При тщательном анализе явлений, сопровождающих работу
предохранительноrо клапана, необходимо помимо величины J
учесть также и влияние емкости и производительности котла или
arperaTa, на котором данный клапан установлен. Качество работы
предохранительноrо клапана можно определить точно лишь
в том случае, если рассматривать ero как реrулятор JI построить
кривую затухания с учетом чувствитеЛЬНОСТJI реrулятора. KOH
структор арматуры обычно лишен этой возможносТII.
Если рассматривать работу клапана в стационарном потоке
и пренебречь влиянием J и Т, то можно записать
Qo === Qcp + Qae,
rде
Qcp === ер I'1P ,J к;
(IF кУ
Qдв ==  20g
или
и2 ( : )2 FKy
Qдв ==  20g
Здесь I'1P K  разность давлений под тарелкой и над тарелкой,
являющаяся функцией подъема тарелки;
ер  коэффициент, учитывающий уменьшение давления
под тарелкой клапана в связи с увеличением CKO
рости потока и влияние частн тарелки клапана,
выступающей за пределы среднеrо диаметра колец
(коэффициент использования площади); опреде
ляется экспериментально;
Р К  площадь клапана по среднему диаметру колец в см 2 ;
РС  площадь отверстия в седле в см 2 ;
V c  скорость среды в отверстии седла в м/сек;
у  удельный вес среды в псм з ;
  коэффициент, учитывающий влияние формы тареЛЮI
клапана и ее положения над седлом на сопротивле-
ние потоку (определяется ЭJ(спеrllментально).
525

v
/' 1/'/
< / ,1
\\.' / /
(," \"'/ / /
@ \  ., ";(; 0,'" / / 7
 J / O/  q\;:/ / / V V
2 2 '" ";(,/ ,/ ,1
 / / {Ъ\ ')t/ v,v I
1 '// /jfl/ J'I
1 9  /. ."" .....J.  ./<' \
О, . /. '\) '\)" /
08 ,/.
) _,/ 7 '>'' ",,'о
  . /.
D,б /' /' ')"1 , ,," /1
/ /' ,/./ ./ '\. ' ""С:О,;
О, / .//./ .<:у-:, ";
0,4 / / / ,/ /""'
/ / V .<:y"l'/
по/ / / / j
" /// /
/ / ,// /
O,Q / / /
;,- lf
----
'"
с.:;
40
&  I i  Т/ +
.... I Ф + /V v,/
T / / v
Ifij I  l/V / //
1ь Д
зо
20
10
9
8
7
6
5
7
/.
/'.
/.
/'
1/
1/
,1
,1
./
/
v
l/,v
)/
,/
1/.
/'
t.
ti
i +!
2 3 lf 5 Б 7 8 9 10 12 14 IБ 1820
Начальное iJадленuе РО KI/C/'(,E
J
Рис. 355, rрафик пропускной способности рычажно,rРУ30ВЫХ пре.
дохранительных клапанов (рабочая среДа  насыщенныЙ пар)
526

На рис. 355 дан rрафик пропускной способно:ти рычажно
rрузовоrо предохранительноrо клапана приведеннои конструкции
(построенный по данным таблицы каталоrа 1 51 [. б. фирмы
«Шеффер и Буденберr») для случая, коrда средои ЯВЛяется Hacы
щенный пар при превышении давления на 10% (К == 1,1).
3. ПРУЖИННЫЕ МАЛОПОДЪЕМНЫЕ
ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
Отличительной чертой этих клапанов (ри. 356) является нали
чие пружины, которая обладает определеннои жесткостью, в СВя:Jи
с чем усилие пружины изменяется по мере подъема тарелки I{ла-
пана. В соответствии с этим расчетное
уравнение пропускной способности полу-
чает несколько иной вид.
Уравнения равновесия
Qo + 10ch:t J :t Т == Qcp + Qae,
если не учитывать влияния сил трения
и инерции, имеет вид
Qo + 10ch == Qcp + Qae,
[де Qo  начальное усилие пружины в
момент закрытия клапана;
h  высота подъема тарелки кла-
пана в см;
с  жесткость пружины
Qcp  усилие от давления
тарелку в кТ;
Qao  динамическое действие струи
на тарелку в кТ.
Llля увеличения производительности
пружинноrо предохранительноrо клапана
необходимо выбирать по возможности
наиболее мяrкую пружину с наименьшим
значением жесткости пружины. Во всяком случае производитель
насТь пружинноrо предохранительноrо клапана всеrда будет не-
сколько ниже производительности TaKoro же рычажно-rрузовоrо
клапана изза влияния жесткости пружины.
На рис. 357 и рис. 358 представлены rрафики пропускной
способности пружинных предохранительных клапанов приведен
ных конструкций при работе клапанов на воде и насыщенном
паре и превышении давления на 10% (К == 1,1), построенные
по данным таблиц каталоrа 1951 [. б, фирмы «illеффер и Буден-
берr» 1.
в кТ/мм;
среды на
р
Рис. 356. Схема пружин
Horo малоподъеМlIоrо пре
дохрапительноrо клапана
1 При определении необходимоrо числа предохранительных клапанов над-
лежит руководствоваться расчетными формулюlИ по нор\!ам rосrортехнадзора.
fрафики на рис, 355, 357 I! 358 штяются вспо!Оrательны! спраrJOЧI!Ы\! MaTe
риалом.
r;,'!.7

/'
/'
/ '
E i
/1 I
  /L
.\),/ I '
",'':Z( ,/
",(:/\ 1 . 7'
/' .
сД ,/
/./ I ,\)И
/' ,
/' /'
V 1 '/' l ' ,V7L
5 L ' ./ I \)t
4 1/ I \)9:/ ..
V V,/V 1//
, ;/   C/ ":Y'
/ vr 1J1
100
95
90
Ш I.fш
 ...l..
:  .. 1.
55 
. I '"
5с .;; 1'1'/
: li l  \)C ... о
j . " \O.
'.'\-......, ,\о \)
40 ./ 'r/'I \)'\ ..ш r.rj', ,
, 1J N \).
3б ='lJ ' .....4 .J \) ',li
!I ' k'\'f I
32 ......c...C' /'  """'7 \)1}-
28 /./ I ,,\
24 z"=:zу ш=,ъ..\)l
Ш77 ШШШШ ' ш7С-Шш I
,шfшшш. ш 'J
,/ / шшш/ Ш ,..... '(\''/
7 /' '10',07
". ш..'
, /'.:ш .., .
 //
:,.
--..
"
<:.. 20
 18
'"
 !б

i3 14
'"
'"
'" 12
<>;
'"
 11
'"
9
'"
8
Ш /'
/
/
б
2
1
./
/'
/'
/'
,"
2 3 4 5 6 7 8 9 iO 12 14 16 18,!О
Начальное iJоолеffuе Р f ,кf/см 2
Рис. 357. rрафик пропускноЙ способностн пружинных
Iалоподъемных предохраНl!тельных клананов (рабочая
среда  вода)
!')2t-;

"
о
[) II
о I
v /
V 1/
[) ( ,   l
g ----
8
7 jЛ
  ! " /
6 У.У  /
"
17 1/
fj  7 /
If I 1./ !7
! ,,'\.;,; / V
3 V/ 1/ / 1/
' <;,'"
 ,,\;)\:J' "''' V / /
'" "\\" \>;
2 'Io 10". -<1/ / /
,\'I.:., ,\'J V V l/
/ ,; \'\) '"
,"" " 1o'tJ / / /
/ /" 'tf[ 1 /
'" '
/ ' .:;"'''>'' . t / /
/
.
I  (\:J'
,)  
, '" 'l"o .
8 .,
,77"/ / " /
" " . r .; "\
} 7 " " /
5 / " / ,' ,'\."'/
/ / I с!\..,
I / / / v 'z
,i lZ 7 / ';b' .   
,З  / 1/ Y}
[7 L/17/ / А  .
/ /
 .
"
z
".
'

.о
1::
'"
<:>

<:>
...

<.>
'"
'"

<>

"

о
4
о.
о.
О,
[)
о.
О,
1
3
'1 :; ь 7 8 9 1[) 12 1'1 18 1820
PO,Kr/Cf>1 2
РИс. 358, [рафик пропускноЙ способности пружинных М3ЛОПОДЪЕ'\I
ных предохранительных клапанов (рабочая среда  насыщен.
ный пар)
34 Д, Ф. rУрОВ1iЧ
  J
529

Силу, действующую на тарелку предохранительноrо клапана
в сторону подъема, можно представить как функцию /),р к В виде
формулы
Qn == rPr /),Р к или Qn -== pQcp,
[де Qп  подъемная сила в кТ;
r  коэффициент подъемной силы, определяемый экспери-
ментально.
I

 и 
I 
ъ-
",-
c.z

Тип б (IjЛljvшенный)
Дy50; Д С 40
i'r
IE,= . '-'-=::-J
" ",'
с
Тип А
П ц щ D c o4IJ
Рис. 359. Результаты испыта
ний рычажно-rрузовых пре-
дохранительных КЛaflаlЮН
9,0 1
,1,2
8,8
8,1;
ЯД
7,8
 - 
I
l(Jaпall  Кq(Jлан I
! отКРыR аr ,1(Ч /ЗJкР\r6аст r9 j l
 т  i 
+  1 J 
 Il
I 1,
rпrrп [j 1
f,2
6,8  .
G,4
6,0
,),6
 5,2
 11,8


4,1; типА /
е i, 1 -f 
 1
 3,2 к пзпаll T
 2,8 зщы8а I : +
j ;    rеrn . ся  : З:::Н/, 
и;  _  I Ва етfЯ
, 1
1,2 . .........j.-
0,8 . 
0,4 1
1 Клапан
-  1 отКР6/8а 
1 етrя
 I I Клiiriiill'
 зкр;;8мт:5lf
клаl/;Н I Ц
oт!:(JbIfacтcil f+
t I_
 ::tt
13
11;-
]jи 8Лf?/(,'jр е r,'птП,п,
По данным исследований [16], величина р изменяется в зна-
чительных пределах и зависит от конструкции тарелки клапана,
седла, корпуса предохранительноrо клапана и некоторых друrих
элементов.
Одним из важных требований, предъявляемых к предохрани-
тельным клапанам, является требование посадки тарелки на седло
при давлении, близком к давлению открывания. При конструиро-
вании ЭJIеыентов, обеспечивающих повышение подъема тарелки,
неоБХОДIШО учитывать, что некоторые мероприятия, пре;I,ПРИНИ-
маемые с этой целью, повышают Л,авление поса;'IКII.
5ао

Одним из рациональных мероприятиЙ по обеспечению доста-
точно BbIcoKoro подъема тарелки является использование явления
инжектирования для понижения давления над тарелкой. С этоЙ
цельЮ камера над тарелкой, отделенная стакаНО1\! пружины на
боковой поверхности, снабжается отверстиеl\I, направленньш в сто-
рону потока среды (усилить это действие можно инжектирующей
насадкой). При возникновении потока в отводящем патрубке
блаrодаря инжектирующему действию падает давление над Ta
релкой. При понижении давления по мере уменьшения потока
отводимой среды инжектирующее действие снижается и клапан
садится на седло.
На рис. 359 представлены результаты испытаний двух кон-
струкций предохранительных клапанов. Уменьшение сопротив-
ления клапана путем удаления направляющих золотника и пере-
несения направления на верхнюю часть, а также улучшение rидро
динамических качеств корпуса и др. значительно улучшают
свойства предохранительноrо клапана, увеличивают ero про пуск-
ную способность и уменьшают разницу давлений в котле при
открывании и закрывании клапана.
В связи с тем, что пропускная способность предохранительных
клапанов колеблется в больших пределах в зависи:\IOСТИ от oco
бенностей конструкции и качества изrотовления, нормами [ос-
rортехнадзора предусматривается расчет пропускной способности
клапанов, обеспечивающий достаточный запас. Размер и коли-
чество предохранительных клапанов определяются исходя из
следующей величины пропускной способности предохранитель
Horo клапана:
G == 0,220РРата V  m/ч,
rде F  рабочее сечение клапана в см 2 , рапное: ,1,ля полно
подъемных клапанов и с импульсным управлением
F == 0,785 D (D y  условный диаметр прохода в см);
для тарельчатых клапанов малоподъеl\IНЫХ F ==
== 2,22 Dch (Dc  внутренний диаметр седла в см;
h  высота подъема клапана в см);
Рата  абсолютное давление среды в кr/см 2 ;
М  молекулярный вес про ходящих через клапан паров
или rазов (для водяноrо пара М == 18);
Т  абсолютная температура, Т == 273 + t v С.
Приведенная формула rарантирует запас пропускной способ
Ности клапана.
Зададимся условием, что при определенной веJ1Ичине коэф-
фициента переrрузки клапана (например, К о == 1,1) и превышения
давления К в пределах, допускаемых существующими правилами,
подъем клапана будет обеспечен на определенную требуе:\,ую
34* 531

высоту (например, h == 0,05 DJ. Тоrда определение расхояа
среды через клапан можно вести по условной пропускной способ
ности клапана с помощью формул, ранее приведенных для pery
лирующих клапанов (с тарельчатым плунжером), приняв коэф
фициент расхода равным f.t == 0,6. При повышении подъема
тарелки до h == 0,1 Dc коэффициент расхода снижается до
f.t == 0,5'
Пропускную способность малоподъемнorо предохранительноrо
клапана Dy == 10-..;-.200 мм конструкции, приведенной на рис. 360,
при h == 0,05 Dc можно определить с помощью формул типа
D 2
а у == .; , [де Dy  в мм;
при Dc == Dy
DZ
а у == 210 т/ч;
при Dc  0,8 Dy
D 2
а у == 31 У 8 т/ч.
В соответствии с эти!\! при вы-
боре предохранительноrо клапана
по заданному значению а у можно
использовать следующие формулы:
при Dc == Dy
Dy == 14,5 у а у мм;
при Dc == 0,8 Dy
D y == 17,8 у а у мм.
Рис. 360, Малоподъемный пружи!!
IIЫЙ предохранительныЙ клапан
При подъеме клапана до h == 0,1 D с пропускная способность
предохранительноrо клапана увеличивается в 1,67 раза (увели
чение в 2 раза в связи с увеличением подъема вдвое и снижение
5
в 6 == 0,835 в связи с уменьшением коэффициента расхода от 0,6
до 0,5).
4. ПОЛНОПОДЪЕМНЫЕ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
в полноподъемных предохранительных клапанах тарелка
поднимается на высоту не менее 0,25 Dc. Обычно ПОЛНОПОi\ъемные
предохранительные клапаны изrотовляются с сужением в седле,
при котором диаметр седла в 1 ,52,0 раза меньше YCJJOBHOrO
диаметра прохода. Чтобы обеспечить достаточный подъем тарелки
клапана и необходимую пропускную способность, перед сеДЛОl\!
!{лапана создают конусный переход  конфузор с плавными
закруrлениями на подводе среды, а выход среды осуществляется
через се/1.ЛО, выполненное в ВИ;l,е СОlJла с высокими П!;l,jю.Il,il!Iа!и
5:12

qескИМИ свойствами  сопло Лаваля, Блаrодаря этому в сеДЛе
создаются высокие скорости среды, обеспечивающие образова
иие значительной подъемной силы, действующей на тарелку
клапана,
Подъем тарелки клапана в 0,25 Dc в связи с высокими скоро-
стями среды в седле не исчерпывает полностью возможности
предохранительноrо клапана, ero пропускная способность раст:ет
до хода h == 0,4 Dc'
Исследования пропускной способности полноподъемных пре
дохранительных клапанов для компрессорных установок выпол-
нены в НИИхиммаше [16],
При выборе полноподъемноrо предохранительноrо клапана
необходимо не только определить ero условный диаметр прохода
и подъем тарелки, но и следует выяснить, обеспечивает ли он
в принятых условиях работы (значения К о и l() тр('буемую про
пускнуlO способность.
Расчет ПРОПУСКIIОЙ способности полнопuдъеiМIЫХ предохраНI1
тельных клапанов ведется по площади отверстия в седле исходя
из Toro, что тареЛl,а клапана поднята на высоту до 0,4 Dc, а коэф
фициент расхода имеет значение f1 == 0,85 -7- 0,90. Для точноrо
расчета расхода среды через предохранительный клапан необхо
димо учитывать сопротивление ПОДБодящеrо патрубка и отводя-
щеrо трубопровода.
В табл. 105 приведены приБJIИженные значения условной
пропускной способности О у для различных предохранительных
Dc u
клапанов при разных отношениях D и при разнои высоте подъема
у ,
тарелки в полноподъемных клапанах. Как видно из таолицы,
увеличение пропускной способности клапанов при C = 0,5
у
происходит с подъемом тарелки до h =. 0,4 Dc'
5. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ С ИМПУЛЬСНЫМ
УПРАВЛЕНИЕМ
Клапаны с импульсным управлением срабатывают при воз
никновении импульса, созданноrо вспомоrательным oprallol\! управ
ления (вспомоrательный предохранительный клапан, электро-
маrнит и т. д.); при этом рабочая среда направляется в COOTBeT
ствующий приво)l" который производит открывание OCHoBlIoro
клапана.
Пропускная способность предохраНlIтельноrо клапана с им
пульсным управлением определяется только раЗ'vlерами и сопротив
лением OCHoBHoro клапана.
При выборе размера полноподъемноrо предохранителы:оrо
клапана с импульсным управлением можно использовать данные
табл. 105.
533

Таблица 105
Условная пропускная способность Су предохраннтельных клапанов
Малоподъемные \ 1 !ОЛНОIlодъемные
h0,05D с
пу
в мм Dc0,8Dy I DcDy I I hO, 1Dc I hO,2D с I h0,3D с I hO,4[) с
Dc в .и",
Gу,вт/ч G у в т/ч
б  0,[7 3  0,20 I 0,25 0,29
10 0,315 0,474 5 0,28 0,49 I 0,66 0,80
15 0,700 1,0б 7,5 0,66 1,10 1,50 1,80
,
20 1,21 1,90 10,0 I 1,40 2,20 2,80 3,20
25 1,90 2,96 12,5 2,20 3,30 4,20 5,00
I I
32 3,22 4,85 16,0 3,50 I 5,80 7,БО 8,10
40 4,85 7,БО 20,0 5,50 9,20 11,50 12,50
50 7,89 11,8 25,0 I 8,БО 14,0 17,50 20,0
50 7,89 11,8 30,0 12,6 20,0 25,5 29,0
I
70 14,9 23,2 32,0 14,0 23,0 29,0 33,0
80 19,4 30,4 40 22,0 36,0 46,0 53,0
80 19,4 30,4 50 32,0 56,0 72,0 80,0
100 31,5 47,5 60 45,0 76,0 100 115
125 49,4 74 75 77,0 12() 160 175
150 71 106 90 I 95,0 170 I 220 I 2()()
I
175   1О() I 136 220 I  I 
200 121 190 I    I  I 
6. ОТСЕЧНАЯ АРМАТУРА
Быстрое развитие трубопроводноrо транспорта, рост протяжен
ности трубопроводных систем, в том числе маrистральных трубо
проводов, вызвали развитие арматуры, предназначенной для
быстроrо отключения участка трубопровода в случае возникно-
вения в нем аварийных условий. Коrда происходит быстрое по
нижение давления в связи с утечкой среды (разрыв трубы и т. п.),
должна быть произведена отсечка аварийноrо участка; арматура,
предназначенная для выполнения этоrо действия, получила Ha
звание отсечной (отсекатели).
Отсекателем может быть клапан, задвижка, кольцевая задвижка
кран или заслонка при условии, что привод обеспечит быстрое
срабатывание. В маrистральных трубопроводах чаще Bcero для
534

привода отсекателей используется энерrия транспортируемой
средЫ, но отсекатели MorYT работать и от друrих источников
энерrии (электропривод и пр.).
Управление отсекателем может осуществляться с помощью
автоматическоrо устройства, срабатывающеrо, например, при рез
ком понижении давления, либо посредством дистанционноrо управ
лениЯ из диспетчерскоrо пункта.
Отсекатели MoryT быть использованы также Л,ЛЯ отключения
участков трубопровода при ремонте, испытании или ликвидации
аварии. Их устанавливают на ма-
rистральных трубопроводах через
каждые 2040 к.м.
Ниже приведены два примера
применения отсекателей [1 1. На
2
з
.
Рис. 36[. Схема использования крана
в качестве отсекатеЛя:
1  аккумулятор rаза; 2  диафраrма; 3 
двухходовоЙ кран: 4  клапан для сброса
rаза; б  манометр; б  поршневоЙ нривод
2
Рис. 362. Схема использования за-
движки в качестве отсекателя:
1  самописец диФФеренциальноr() дав-
ления; 2  клапан управления обрат
НЫМ потоком; 3  предохранительныЙ
клапан; 4  реrулятор; б  обратныЙ
клапан; 6  обратныЙ поток; 7 IIРЯ.
моН поток; 8 пнсвмопривод: 9 кла 
nall управлеl[ИЯ прямым IJOTOKOM
рис. 361 приведена схема использования крана в качестве отсе-
кающеrо устройства. Кран имеет поршневой привод, действующий
от давления rаза, транспортируемоrо по трубопроводу.
На рис. 362 показана схема использования задвижки в Ka
честве отсечноrо устройства. Срабатывание задвижки происходит
при возникновении повышенной скорости среды в месте ее YCTa
новки, либо в случае возникновения обратноrо потока, при этом
сама задвижка используется в качестве д-ифференциальноrо
измерительноrо устройства.
rидравлический расчет отсекателей сводится к установлению
пропускной способности арматуры и определению перепада
Давлений, при котором отсекатель должен сработать.
:iJ5

r JI а в а IV. КОНДЕНСАТООТВОДЧИКИ
1. УСЛОВИЯ РАБОТЫ КОНДЕНСАТООТВОДЧИКА
При rидравлическом расчете конденсатоотводчика определяется
еl'О пропускная способность для OTKpbIToro клапана. Пропускная
способность конденсаТООТВОДчика зависит от диаметра отверстия
в клапане и rидравлическоrо сопротивления выпускной части.
Клапан периодически открывается и закрывается, Периодич-
I1ОСть срабатывания к,Т]апана определяется пропускной способ-
ностью конденсатоотводчика, перепа,1,ОМ давлений до н после
I<лапана, объемом поплавка и количеством поступающеrо кон-
денсата. При срабатывании клапана конденсаТООТВО,1,чика MorYT
возникать rидравлические удары в системе. Кроме Toro, удары
клапана по седлу УСI<ОРЯЮТ износ уплотняющих поверхностей;
поэтому следует принимать меры для уменьшения частоты сра-
батывания клапана, С этой целью размеры l<онденсаТООТВО;1,чика
выбирают таким образом, чтобы он имел небольшой запас пропуск-
ной способности.
Расчет пропускной способности конденсатоотводчиков до на-
стоящеrо времени ВЫПОЛняется приближенно, без учета большоrо
числа сложных явлений, которые имеют место при движенин
пара и I<онденсата. Наиболее часто расчет ведут по холодной воде
и с учетом полученных данных оценивают расход конденсата
при заданных условиях,
Конденсатный поток, состоящиЙ из пара и воды, может дви-
rаться в трубопроводе с паровыми или водяными «пробками»,
с размещением пара и конденсата слоями, а также в виде змульсии
пара и воды. На разных участках создаются различные условия
и различные сочетания потоков. В результате падения давления
часть конденсата самоиспаряется, блаrодаря чему образуется
пар вторичноrо вскипания. В связи с этим процессы, имеющие
место при выделении, транспортировке и отводе конденсата,
приобретают сложный характер.
Конденсат и вода MorYT увлеl<аться движущимся паром, что наб-
людается при движении насыщенноrо пара со скоростью порядка
2030 Лl/сек и переrретоrо пара со скоростью 5080 лt/сек и более.
В конденсатопроводе скорость движения конденсата обычно
принимается примерно O,32,O м/сек, меньшие скорости исполь-
зуются в конденсатопроводах меньших диаметров,
2. РАСЧЕТ КОНДЕНСАТООТВОДЧИКОВ С МЕХАНИЧЕСКИМ ЗАТВОРОМ
При расчете количества проходящеrо по трубопроводу не-
ох,!ажденноrо конденсата во избежание чрезмерноrо усложнеНIIН
расчетов считают, что пар !I конденсат образуют Эi\IУЛЬСИЮ с удель-
ным Beco! конденсатной смеси
1 r :)
Ус,и ==" /(и п /см,
536

rде
"(ем  удельный вес пароконденсатной смеси (Э!lIУЛЬСИИ)
в Пем 3 ;
V n  удельный объем пара в ем 3 / Т;
G
К  доля пара; К ==  (о n  количество пара; G  об-
щее количество конденсата).
Давление смеси определяют по формуле
Рем == PK'
Уем
rде Рем  давление смеси;
Р к  давление конденсата;
'\'к  удельный вес конденсата
Расход смеси определяют исходя
формуле
в Т/ем 3 .
из расходов !ЮJIденсата по
G == G V YCM
СМ " У" '
rде О см  расход смеси;
О К  расход конденсата.
Для расчета расхода конденсата через кондеlIсаТООТI30ДЧ нк
при ero работе на охлажденном конденсате можно воспользоваться
обычной формулоЙ расхода воды (несжимаемой жидкости при у  1)
Св == 5,r)4fft V I1Р т/ч,
rде I1Р  перепад давлений на конденсаТООТВОДЧИl\е  разность
давлениЙ до и после конденсатоотводчика во время ero
работы с учетом возможноrо повышения давления
за ним за счет rидравлическоrо сопротивления дренаж-
Horo трубопровода.
Коэффициент расхода колеблется от t' 0,82 для малых
диаметров отверстий при значительной относительной ДЛИНе
отверстия до ft == 0,5+0,6 для больших диаметров (в клапанах
крупных конденсатоотводчиков).
Следует иметь ввиду, ЧТО В условиях, коrда KOHДE'HcaTO
отводчик работает на неохлажденном конденсате, имеет !lIeCTO
самоиспарение конденсата в связи с падением давления в дpoc
сельном отверстии.
Если YCJIOBHO принять, что общая площадь отверстия f в кла-
пане должна быть равна сумме площадей сечений для пропуска
пара {n и' для пропуска воды {в' то получим формулу f == tn +1в,
rде дл я ЕОДЫ
f  CM;
в == 5,04 ft C 5.p
Для пара
f с M.
n == 2,27pGVfiVt
537

с; кr/ч
'!:'1r J1 : ftj
6000 
5000
/:-   \
', Ш 1  ,
t
700
600
500
400 ./
v
./
..,//
/
ь..,.,.. 1"1"- /1.-". /
 '  l.../ .
//----10"J:/ //
 )?5 У 1. 
././'" ,"b'O ./
./ :, 1 ./
/,' ЗI'I I I -",,' /
 1JV "' /'
./  ,I"- /
./ o.I" I /'
/'" to1!'1 O\\/'"
/' ,,25 ",li, 
J) 1'1f'\/;"'- . ./
 ZO () 11"
/ 119 ! (\.
300 ./....V :
/./
?оо/
//
l/
/V
 \) I
:"
'О'(!-
'1>'(\ (:-
\ <:J'Ot:
100 Ус\\\) <J''Y,
90  \} (О'"
8С  \,
70 ./
ЕО /
50/
0,1
ri .' оиаметр отберстия
е /(лапаllе
чООО 
3000
2000
1ООО
gOO
Вй'?


0,2
О,З
0,4 0,5 0,6 О,7 0,8 0,9 1,0
2,0 3,0
11р, /((/ст 2
Рис. 363. Пропускная способность конденсатоотводчиков
538

Здесь G B == G  G n (G  общий расход смеси);
р == р 1  f1p  давление (абсолютное) образования пара
вторичноrо вскипания;
f1p == (1  ер2) (Р 1  Р 2) кТ! см 2  перепад давлений на
конденсатоотводчике (ер::::::: 0,9  коэффициент ско-
рости);
Yl  удельный вес пара в установке.
На рис, 363 приведены некоторые данные о фактической про
пускной способности конденсатоотводчика с открытым поплавком
конструкции, изображенной на верхней части диаrраммы.
Пропускная способность конденсатоотводчиков с открытым
поплавком для энерrетических установок может быть прибли-
женно определена по формуле
21/
G B == 0,032D c v f1p m/ч,
[де D с  диаметр отверстия в седле клапана в MJt;
f1p  перепад давлений на конденсатоотводчике.
В табл. 106 приведена пропускная способность на холодноЙ
воде конденсатоотводчиков с поплавком колокольноrо типа (см. рис.
91, в). При работе на rорячем конденсате пропускная способность
Таблица 106
Пропускная способность на ХОЛОДНОЙ воде конденсатоотводчиков
с поплавком колокольноrо типа
15, 20, 25
Dy n мм
32, 40
СтупеНlI перс
падов давлениii
!!.Р м 1I !!.Р б
n кТ/см'
MaKCll
мальная
пропуск
ная спо.
собность
G б n т/ч
ДlIаметр
отверстия
n седле
Dc n мм
Макси 
малъная
ПРОi1УСК
нзя спо
собllоеть
G б в т/ч
Диаметр
отверстия
n седле
Dc n мм
От 0,5 до 1,5
Свыше 1,5 до 4
» 4 »8
» 8 »13
6,35
5,90
4,10
2,95
2,4
2,2
1,5
1,2
9
6
4
3
14
10
7
5,2
50
\
I 1
пропуск
ная спо.
собность
G б В т/ч
Диаметр
отверстия
в седле
Dc в мм
20
14
10
8
7,80
8,20
6,90
6,30
в 34 раза меньше, чем указано в табл. 106. Значения наиболь-
шей пропускной способности G б , указанные в табл. 106, соот-
ветствуют наибольшему перепаду давлений f1Р б . При работе на
друrих перепадах давлений f1p Ф фактическая пропускная спо-
собность конденсатоотводчика G ф определяется по формуле
lf РФ
G ф == G б  Рб '
539

Пропускная способность на ХОЛОДНОЙ воде конденсатоотвод-
ЧИI<а, изображенноrо на рис. 92, а, приведена в табл. 107. На
rорячем конденсате пропускна51 способность в 23 раза \еньше,
чеы )'Еазано в табл. 107.
Таблица 107
Пропускная способность на холодной воде
термостатных конденсатоотводчиков с сильфоном
! 0'11 0':11 0'51 0'71 0,'011'°1 :\ I :rr8T11t1
10'1+' 25[0'34[0' 40:0,4510 48:0'8+'08: 1.1711 ,>711,3811,5.11, 6611'8+'15
[0'2010'45[0'6010'7010'78:0'8311'411' +,0:;12, :012,Зф. 661:. \:0[,.151 i, 751
IIсрспад давлен иЙ.
",р в Kr/CAI'
D!/  15 мм
G в т/',
D у  20 МА!
rидравлический расчет конденсатоотводчиков сопловоrо типа
(рис. 93, 6) сводится к следующему. При пропуске охлажденноrо
с50
600
s:f::!/oiJ
Рис, 364. HOMorpaMMa i  s для расчета KOHдeHcaTOOTBOД
чика сопловоrо типа при Р 1 == 11 ата
конденсата пропускная способность раССЧIIтывается, как обычно.
При пропуске пара через цилиндрическую насадку и\еет место
критический перепад давлений с соответствующей ему оrрани-
ченной скоростью истечения пара.
Для определения режима работы сопла пользуются диаrраI-
мой i  s. Энтальпия i  теПЛОСО,l,ержание; энтропия s  O.l,IIH
540

из параметров состояния rаза, определяемый условием
dq
ds == т'
rде ds  бесконечно малое изменение энтропии;
dq  бесконечно малое изменение I<оличества тепла;
т  абсолютная температура.
Также
cdT
ds == ,
rде с  истинная теплоемкость rаза.
Размерность энтропии та же, что и теплоеМКОСТII,ккал/кz .срад.
На рис. 364 приведен участок диаrраммы i  s для пара при
давлении Р 1 == 11 ата и rрафически показан процесс расширения
пара при одноступенчатом и мноrоступенчатом сопле. При про-
хождении пара без конденсата через сопло происходит ero расши-
рение по линии АЕ дО критическоrо давления. При этом кине
тическая энерrия превращается за соплом обратно в тепловую
энерrию с ПрИрОСТОl\I энтропии вдоль линии ЕВ. Понижение дaB
ления пара при ero вихревом движении за соплом обозначено
на диаrрамме сплошной линией на участке от В дО Ж.
Штриховые линии соответствуют процессу расширения пара
при мноrоступенчатом сопле. В случае применения пяти ступеней
ни в одной из них не будет звуковой скорости, образующейся
при критическом перепаде давлений. Весь тепловой напор будет
распределяться на пяти перепадах. Опыт подтверждает, что при-
менение большоrо числа ступеней нерационально, хотя и ведет
к некоторому уменьшению потерь пара.
При одном сопле скорость будет высокой, но сопло блаrодаря
простой форме может быть леrко изrотовлено из эрозионностой-
Koro материала.

РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
СИЛОВОЙ РАСЧЕТ АРМАТУРЫ
r л а в а 1. ПЛОТНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
1. КЛАССИФИКАЦИ5I ПЛОТНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Силовой расчет служит для определения усилий и моментов,
необходимых для управления арматурой: сил сопротивлений,
возникающих в различных элементах арматуры при управлении
ею (трение в сальниках, трение на уплотняющих кольцах, трение
в сопряжениях привода и т. д.), усилий вдоль шпинделя задвижки
или вентиля, усилий на маховике, необходимых для управления
задвижкой или вентилем как при ручном управлении, так и при
наличии электроприводов. Силовым расчетом также определяются:
характеристики пружин предохранительных клапанов, реrулирую
щих клапанов и друrих устройств, размеры мембран в приводах
реrулирующих клапанов, размеры рычаrов, величины rрузов их pac
положение в реrулирующих и предохранительных клапанах и т. д.
Среди соединений деталей арматуры имеется особая rруппа
соединений, к которым помимо обычных требований, предъявляе-
мых ко всем соединениям в отношении прочности, жесткости,
долrовечности и т. д., предъявляются еще требования, имеющие
специфический характер. Они заключаются в том, что между
соприкасающимися поверхностями деталей, образующих сопряже
ние, не должна проходить жидкая или rазовая среда, находящаяся
обычно под давлением, Такие соединения называются плотными
или rерметичными (абсолютно плотные с непроницаемой стенкоЙ).
Требования, предъявляемые к плотным соединениям, иноrда
смяrчаются тем, что за определенный промежуток времени до-
пускается пропуск HeKoToporo обычно небольшоrо количеСТВа
среды.
Физические свойства и условия обеспечения плотности этих
соединений изучены еще далеко не полно, хотя имеется ряд работ,
посвященных исследованию этих вопросов.
Условия работы, конструкция элементОв соединений для раз
личных условий работы и методы обеспечения плотности в соеди-
нениях MorYT быть различны.
Плотные соединения можно разделить на следующие rруппы,
542

1. По степени плотности:
абсолютно плотные (rерметичные) соединения, через которые
протечка rаза или жидкости совершенно не :опускается;
условно плотные соединения, через которые допускается про
пуск HeKoToporo количества rаза или жидкости.
2. По характеру действия:
неподвижные соединения с постоянным уплотнением (фланце
вые соединения, пробки, резьбовые муфты и пр.);
подвижные соединения с постоянным уплотнением (сальники,
поршни, пробки кранов п пр.);
подвижные соединения с периодическим уплотнением (заl\lКИ
затворов, обратных и предохранительных клапанов и т. п.), KOTO
рые, в свою очередь, MorYT быть подразделены на соединения с по-
ступательным, вращательным или винтовым движением. При посту-
пательном движении подвижной детали соединения разъем замка
может осуществляться путем перемещения ее в плоскости уплотне-
ния  арматура золотниковоrо типа (задвижки) или перпенди
кулярно к плоскости ушютнения  арматура клапанноrо типа
(вентили).
3. По форме уплотняющей поверхности:
с плоской уплотняющей поверхностью (фланцы, кольца за
движек, кольца вентилей и пр.);
с цилиндрической уплотняющей поверхностью (поршни, саль
ники и пр.);
с конической уплотняющей поверхностью (краны, конусные
затворы и пр.);
с уплотняющей поверхностью смешанноrо типа (сферические,
ножевые, рифленые, rофрированные и т. д.).
4. ПО свойствам уплотняющей поверхности:
с жестким металлическим контактом без промежуточных
упруrих элементов, уплотнение в которых обусловлено тщатель-
ной обработкой соприкасающихся поверхностей (уплотняющие
кольца задвижек, вентилей и пр.);
с упруrо деформируемыми элементами (кольца поршней, ко-
жаные и резиновые манжеты, шлаrовые уплотнения и пр.);
с упруrопластичеСЮI деформируемыми элементами (про-
кладки, набивки и пр.).
5. По характеру температурноrо режима:
работающие при постоянной нормальной температуре;
работающие при постоянной высокой температуре;
работающие при переменном температурном режиме.
6. По наличию смазкиуплотнителя:
соединения без смазкиуплотнителя;
соединения со смазкойуплотнителеl\1.
Классификация (см. схему) облеrчает и уточняет вопросы
Исследований и расчетов плотных соединениЙ, так как более четко
очерчивает Kpyr соединений, имеющих общие свойства.
543

СХЕМА КЛАССИФИКАЦИИ ПЛОТНых СОЕДИНF:НИЙ
I Плотные соедин.еНIIЯ [
По стеЛен и Плотности
Абсолютно Плотные I Условно плотные
.
]]0 xapaKepy
I д ейств ин
I I I ' 
Подвижные с IIер{toДИЧЕ'СКИМ
уплотнение!\!
I НеПОДilНЖllые
с Настоянным
ЛОТIIеннеi\1
11
Подвижные
с ПОСТОЯННЫ:,l
уплати ев и ем
I с посту  11
па телыI ым
ДlЗlIжеll нем
Пр и нерем: I !Цеп ни'
IlОДВНЖIlОН ;еТ<JЛII

с \\раща
тельным
движение:Vl
11
II
11
спинта.
ПЫЫ
ДlЗиженнем
в ПлосКОСТII
замка
(золотники)
11 ПерпеНДИКУJIЯрНО
плоскости замки
(клапаны)
ПО форме уплотня'uщеi'r поверхности
LП JIОСКОЙ
\ I с ЦИ.1\1l1дрическuй 11
с кониче('коЙ
\ \ Смешанноrо типа
I
По свойствам УПЛОТ\lIяю щ ей повеРХIIОСТII
с жестким МСТ[lЛЛII
ческим КОНтактом
\ I
с упруrодеформируе
мыми элементами
11
с упруrо -плаСтически-
деctормируемыми
'7леМЕ>НТilr...rн
По характеру темпеllратурноrо режима
I
Работающие при
постоянной нормальноЙ
температуре
11
Работающие при постО 
ЯННОЙ высокой или
низкой температуре
IL
Работающие при
nepeMeHIIOM темпера.
ТУРНО'! режиме
По lIаЛИЧII!О смазки-l УПЛОТНl1телн
I
I
! Работающие со С),iазк i.уп.10IlНТСЛl !
  .
Работаю:.цие uез смаЗКИУплотннтеля
544

2. УСЛОВИЯ, ОБЕСПЕЧИВАЮЩИЕ ПЛОТНОСТЬ СОЕДИНЕНИЙ
Отключение одной части трубопровода от друrой при помощи
затворов (запорной арматуры) обеспечивается в том случае, коrда
уплотняющие кольца клина, диска или тарелки, плотно сопри-
.касаясь с уплотняющими кольцами седла корпуса, образуют
непрерывный уплотняющий контур  замок, через который среда,
находящаяся в трубопроводе, пройти не в состоянии.
В затворах наиболее часто применяются жесткие металличе-
ские уплотняющие кольца, образующие плотные соединения
с плоской поверхностью сопри
косновения. Эти соединения
относятся к подвижным соеди
нениям с периодическим уплот
нением. Изучив условия обеспе-
чения плотности в них, можно
мноrие из выявленных свойств
и закономерностей учитывать
при решении задач обеспечения
плотности и в друrих типах
уплотнений.
Рассмотрим плотное соедине
ние с плоской металлической
уплотняющей поверхностью де- РИС, 365. Схема плотноrо соединения
талей.
Если сосуд 1 (рис. 365), наполненный жидкой или rазовой
средой, находящейся под давлением, перекрыть диском 2, то на
Hero будет действовать сила rидростатическоrо давления cpeд
Qcp == рр кТ,
rде F  площадь действия среды на диск в с.м 2 ;
Р  rидростаrическое давление в сосуде (избыточное)
в кТ/с.м 2 .
Чтобы удержать на месте диск 2, необходимо приложить к нему
снаружи усилие Q == Qcp в направлении, перпендикулярном
к Плоскости соприкосновения сосуда с диском. При этом условии
обеспечено лишь прилеrание торцовых поверхностей и среда не
будет проходить между двумя соприкасающимися поверхностями
NИШЬ в том случае, если уплотняющие поверхности представляют
собой идеальные плоскости. В реальных условиях обработанные
поверхности имеют определенную степень шероховатости и те или
Иные отклонения от идеальной плоскости. Все применяемые
СПособы притирки лишь уменьшают эти отклонения, но не унич-
ТОжают их полностью, Кроме Toro, в условиях эксплуатации
ВОЗНИкают причины, которые вызывают появление дополнитель
lIblx искажений плоскости: коробление и упрvrие деформации
под действием сил. "
35 Д. Ф. rуревич
545

Чтобы обеспечить rидравлическую плотность соединения,
необходимо создать силовое взаимодействие между уплотняющими
поверхностями, т. е. прижать с силой диск к сосуду.
При действии силы Q> Qcp на соприкасающихся уплотняю-
щих поверхностях создаются определенные удельные давления,
блаrодаря чему имеющиеся неровности деформируются.
Если деформация происходит в пределах упруrости материала
и при этом создаются незначительные остаточtIые деформации, то
плотное соединение может оставаться плотным в каждом случае
приложения силы Q.
Для создания таких условий необходимо обеспечить тщатель-
ную обработку уплотняющих поверхно_стей.
Если на уплотняющих поверхностях отклонение от плоскост-
ности велико и шероховатость значительна, то для обеспечения
плотности соединения следует приложить большие усилия, кото-
рые создадут на уплотняющих поверхностях большие остаточные
деформации. .
Считая, что плотное соединение не будет пропускать среду
лишь тоrда, коrда зазоры между уплотняющими поверхностями
будут меньше диаметра молекулы среды" приходим к выводу,
что для предотвращения пропуска воды через плотное соединение
необходимо обеспечить величину зазоров менее 0,003 МК. В то же
время rлубина бороздок на тщательно обработанных и хорошо
притертых поверхностях металла, обеспечивающих плотность
соединения, превышает 0,1 МК, т. е. более чем в 30 раз превышает
диаметр молекулы воды. Отсюда следует, что приведенный выше
упрощенный подход к вопросам обеспечения плотности является
не.правильным. Плотность соединения обеспечивается совместным
действием большоrо количества сложных физических явлений,
мноrие из которых еще изучены очень слабо.
Современное представление о свойствах плотноrо соединения
сводится к следующему.
Абсолютно плотное соединение на практике осуществить тр удно,
и оБЫЧНО даже через плотное соединение с течением времени лро-
сачивается или испаряется какое-то КЩIИчеtтво среды, но при
хорошем уплотнении соединения это КОЛИЧ,ество просочившейся
среды бывает ничтожно малым и им можно пренебречь.
Величина расхода среды (протечки) через плотное соединение,
образованное двумя соприкасающимися плоскими металличе-
скими поверхностями (замок затвора), зависит:
1) от качества поверхности уплотняющих колец (микроrео-
метрии уплотняющей поверхности, волнистости и степени откло
нения ее от идеальной плоскости);
2) ширины уплотняющих колец;
3) разности давлений внутри и снаружи уплотняемоrо кон-
тура;
4) материала уплотняющих колец и ero состояния;
546

5) свойств среды;
6) смачиваемости (rидрофильности) или несмачиваемости (rи-
дрофобнасти) уплотняющих поверхностей;
7) наличия смазки-уплотнителя между соприкасающимися по-
верхнос'rЯМИ;
8) конструкции затвора;
9) силовоrо взаимодействия уплотняющих колец  величины
удельиых давлений, создаваемых на уплотняющих кольцах.
В начальный период работы плотноrо соединения количество
просачивающейся через соединение среды не остается постоннным,
Блаrодаря явлению облитерации (зарастанию щели) количество
а)
Рис. 366. Микронеровности двух соприкасающихся поверхностей:
а  до приложения усилия; б  после приложения усилия
протекающей через зазор среды со временем уменьшается и через
некоторый промежуток времени приобретает постоянное значение.
Протечка среды может при известных условиях со временем пре-
кратиться, если блаrодаря облитерации щели зазор заполнится
фиксированным слоем полярных молекул. Это возможно лишь при
зазорах, не превышающих 0,02 ММ.
Значение перечисленных выше факторов неодинаково.
Для объяснения связи между количеством среды, протекаю-
щей через плотное соединение, и свойствами соприкасающихся
поверхностей предложена следующая теоретическая схема.
Представим себе поверхности двух соприкасающихся уплот-
няющих колец в увеличенном виде до (рис. 366, а) и после
(рис. 366, б) приложения наrрузки. В последнем состоянии вер-
шины rребешков несколько смяты, а имевшиеся ранее зазоры
уменьшились. Между поверхностями остались извилистые зазоры,
через которые может проходить среда.
Если принять, что образованные проходы представляют собой
капиллярные трубки диаметром d, то расход среды через каждый
сантиметр уплотняющеrо контура соединения будет равен
d 4 'у
G == nb'--rj (Р1  P),
35*
(17)
547

[де п  число трубок, расположенных на одном санти-
метре уплотняющеrо контура;
Ь  длина трубки (ширина уплотняющеrо кольца);
V  удельный вес среды;
11  динамическиЙ коэффициент вязкости среды;
р 1  Р 2  разность давлений по обе стороны уплотнения.
Если принять, что зазоры между поверхностями представляют
собой ШIOские каналы, то расход среды через каждый сантиметр
уплотняющеrо контура будет равен
h 3 у
о== (J)b'YI(PlP2), (18)
[де h  зазор между уплотняющими поверхностями;
(J)  коэффициент, учитывающий степень заполненности за
зора.
Влияние капиллярных явлений можно учесть путем увеличе-
ния или уменьшения разности давлений на условную величину
давления, зависящую от свойств смачиваемости или несмачивае-
мости уплотняющих поверхностей средой и от размеров щелевых
зазоров.
Эти теоретические предпосылки пока не привели к результатам,
приrодным для практическоrо использования, так как исходные
схемы лишь условно отображают реальные условия. На самом деле
в обеспечении плотности соединения иrрает роль БОЛ9шое коли-
чество факторов, среди которых важное место занимает величина
силовоrо взаимодействия между уплотняющими кольцами (удель
ное давление), учесть которое при помощи формул (17) и (18) не
представляется возможным.
3. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНblХ ФАКТОРОВ НА ПЛОТНОСТЬ СОЕДИНЕНИЯ
В ЗАМКАХ ЗАТВОРОВ
Качество уплотняющих поверхностей
иrрает решающую роль при удельных давлениях на кольцах
примерно до 400 кпсм 2 . Исследование зависимости величины про-
течки воздуха через плотное соединение с жестким металличе-
ским контактом от чистоты поверхности дало результаты, при-
веденные на рис. 367. Образцы имели диаметр 50 мм, дав.п:ение
воздуха Р == 5 кТ/см 2 .
rрафики показывают, что при малых удельных давлениях на
уплотняющих кольцах протечка воздуха быстро возрастает с yxyд
шением чистоты поверхности, в то время как при больших удеЛh-
ных давлениях на кольцах влияние чистоты поверхности на вели-
чину протечки значительно меньше.
Это объясняется тем, что при больших значениях удельноrо
давления q поверхности уплотняющих колец сrлаживаются более
интенсивно, чем при малых значениях, и разница в зазорах между
кольцами д.lIЯ различных классов чистоты становится небольшой,
548

Влияние волнистости поверхности уплотняющих колец и
влияние степени отклонения поверхности от идеальной плоскости
на плотность соединения также велико, однако до настоящеrо
времени данных по этому вопросу не имеется.
Ширина уплотняющих поверхностей со-
е Д и н е н и я определяет длину капилляра, и, следовательно,
с увеличением ширины увеличивается сопротивление движению
жидкости, а также вероятность создания мест закупорки каналов
путем деформации бороздок. Qтч
Увеличение ширины уплот 200
няющих колец с.пособствует
уменьшению износа колец от 160
эрозии в арматуре BbIcoKoro да-
вления.
Увеличейие ширины уплот-
НЯЮЩих колец вызывает прямо 80
пропорциональное увеличение
длины пути просачивающейся 1;0
жидкости и, следовательно, co
rласно формулам (17) и (18),
должно пропорционально умень-
шить величину протечки. В дей
ствительности это не имеет места,
так как вследствие деформации
деталей в обеспечении плотности
участвует не вся ширина уплот-
няющеI'О кольца в одинаковой степени, Зазор становится пере-
Менным по длине пути движения жидкости между поверхностями.
Разность давлений внутри и снаружи
к о н т у р а (до седла и за седлом), СОrласно формулам (17) и
(18), должна оказывать прямо пропорциональное влияние на ве-
личину протечки. Однако выполненные опыты показали, что при
прочих равных условиях рост протечек «обrоняет» рост разности
давлений и связь между протечкой и разностью давлений может
быть выражена приближенно формулой
G == М (N I1р2 + s I1Р),
120 
q =30 f/CM2
q =55 r/CM2
10 9 8 7 б
Классы чистоты oopoииткu
Рис, 367, rрафик влияния чистоты ПЛО-
ских ыеталлических \'плотняющих по-
верхностей на протеч"ку воздуха Q при
различных удельных давлениях на
КО,1ьцах q
rде М, N и S  постоянные коэффициенты, зависящие от ма-
териала, качества обработки уплотняющих по-
верхностей, величины удельных давлений на
уплотняющих кольцах и прочих условий.
Материал уплотняющих колец и ero со-
с т о я н и е оказывают значительное влияние на величину про
течки. Плотность соединения обеспечивается тем, что две поверх
ности подходят друr к друrу настолько близко, что оставшиеся
зазоры в виде капиллярных щелей затрудняют проход жидкости
или rаза. Величина оставшихся щелей зависит ОТ Toro, наскольКО
541)

деформируются rребешки микронеровностей поверхностей дета-
лей. Поэтому, чтобы обеспечить одинаковую степень плотности
в соединениях, образованных кольцами из твердоrо металла
(сталь) и кольцами из мяrкоrо металла (латунь), в первых необ-
ходимо создать большие удельные давления, чем во вторых.
Процессы, связанные с уплотнением соединения: деформации
rребешков, изменение размеров и rеометрии зазоров и друrие
явления протекают в поверхностном слое металла. Как известно,
свойства nOBepxHocTHoro слоя MoryT резко отличаться от свойств
OCHoBHoro материала. На свойст-ва поверхностноrо слоя значи-
тельное влияние оказывают rеометрия инструмента и режим обра-
ботки. Изменения, связанные с влиянием обработки, MoryT ска-
заться на толщине слоя до 50 М/С При притирке поверхностей
основной металл почти не обнажается, и в работе участвуют по-
верхностные слои с измененной по сравнению с основным слоем
металла структурой. Поэтому один и тот же образец, будучи
дважды испытан, после двух различных режимов обработки даже
при одном и том же Kacce чистоты поверхности может дать раз-
личные результаты. Это приводит к тому, что влияние свойств
материала по сравнению с влиянием rеометрии и микроrеометрии
оказывается небольшим и разброс точек на кривой, отображающей
результаты экспериментов, оказывается значительным даже для
одноrо и Toro же образца, последовательно обработанноrо примерно
под один и тот же класс чистоты. При этом разница, вызываемая
различием металла, зачастую перекрывается влиянием друrих
факторов, что наиболее характерно для работы уплотняющих
колец при сравнительно небольших давлениях. При больших
удельных давлениях (свыше 400 кпсм 2 ) влияние чистоты поверх-
ности на плотность соединения уменьшается, а влияние материала
несколько возрастает.
Поэтому удельные давления на металлических уплотняющих
кольцах, необходимые для обеспечения плотности в замках затво
ров, не имеют между собой большоrо различия.
В л и я н и е с в о й с т в ж и Д к о с т и на величину про-
течки определяется в основном ВЯЗКОСТью. В одном и том же
соединении, при одних и тех же условиях более вязкой среды
пройдет через зазор значительно меньше, чем менее вязкой,
Еще большая разница наблюдается при сравнении rаЗОБОЙ и
жидкой сред.
При прохождении жидкости через капиллярные зазоры и ка-
налы, образованные уплотняющими поверхностями, rазовые пу-
зырьки «засоряют» проходы и затрудняют движение жидкости.
При прохождении же rаза капельки жидкости, попавшие в ка-
налы, засоряют их и затрудняют проход среды.
С м а ч и в а е м о с т ь n о в е р х н о с т е й ВJlияет на про-
течку в силу известных свойств капилляров. Известно, что даже
незначrrтельный слой жира на уплотняющих поверхностях уве-
550

личивает давление, необходимое для прохождения воды через
замок затвора. Блаrодаря хорошему смачиванию металлических
поверхностей керосин леrко проникает через зазоры и щели в отлив
ках, соединениях и др., поэтому керосином пользуются для rи
дравлическоrо испытания плотности соединений и отливок в наи-
более ответственных случаях. Считают, что испытание плотности
керосином без давления примерно соответствует проверке плот-
ности водой под давлением 34 кп см 2 .
Достаточно тщательных опытов по изучению влияния смачи-
ваемости поверхностей на плотность соединений еще не было про-
ведено.
При с у т с т в и е с м а з к и - у п л о т н и т е л я между
поверхностями соединения при низких давлениях заметно сказы-
вается на ero плотности. Во-первых, присутствие смазки ухуд-
шает смачиваемость поверхностей соединения рабочей средой, что
требует большей разности давлений, необходимой для прохожде-
ния среды через капилляры. BOBTOpЫX, при наличии rустой
смазки как бы закупориваются пути прохода среды, что способ-
ствует созданию плотности соединения.
Применение смазки в кранах значительно улучшает их эксплуа-
тационные качества. В отдельных случаях смазка применяется
и для уплотняющих колец задвижек.
При применении смазки конструкция затвора должна преду-
сматривать возможность возобновления слоя смазки, уменьшаю
щеrося в процессе эксплуатации.
Применяемая смазка не должна растворяться в транспортируе-
мой по трубопроводу среде, не должна испаряться или подвер-
rаться каким-л»бо химическим изменениям.
Жесткость и конструктивные особе н-
н о с т и з а т в о р о в влияют на плотность в силу упруrости
деталей. В связи с тем, что детали затвора, обеспечивающие ero
плотность и образующие замкнутую силовую цепь, не являются
абсолютно твердыми телами, а обладают определенной упруrостью,
их размеры изменяются под действием усилий, связанных с давле-
нием среды. Это влечет за собой изменение силовоrо взаимодей-
ствия уплотняющих колец.
Для лучшей компенсации влияния этих изменений на плотность
затвора желательно, чтобы уплотняющие кольца имели малую жест-
кость, т. е. чтобы упруrая осевая деформация колец была бы по воз-
МОжности большой. Это подтверждает хорошая работа полых уплот-
НЯющих колец из металлическоrо листа с асбестовой набивкой.
Величины деформаций, искажающих rеометрическую форму
деталей, особенно значительны в деталях арматуры больших про
Ходов, например в деталях больших задвижек.
Для лучшеrо обеспечения условий плотности упруrиЕ' дефор-
мации соприкасающихся точек разных деталей (например, корпуса
и клина в задвижке) должны быть равными.
551

Рассмотрим влияние жесткости деталей на работу вентиля,
Д.JIЯ чеrо представим себе вначале вентиль «абсолютно жесткОЙ»
конструкции, который закрыт до подачи давления в корпус. Для
плотноrо перекрытия TaKoro вентиля достаточно к шпинделю при
ложить усилие Qy, т. е. усилие, определяемое лишь величиной
удельноrо давления на уплотняющих кольцах, необходимоrо для
создания плотности. В случае подачи давления в корпус под
клапан силовое взаимодействие уплотняющих колец в рассматри
ваемом вентиле не изменится, и он
сохранит состояние плотноrо пере-
крытия.
Иная картина будет при нали-
чии упруrих деталей в вентиле.
Усилие Qy будет недостаточным
для сохранения плотности после
подачи давления в корпус; потре-
буется усилие, равное QQy+Qcp,
так как усилие давления среды Qcp,
возникающее дополнительно и дей
ствующее на золотник, в резуль
тате деформации шпинделя разrру
зит уплотняющие кольца и оставит
на них действовать лишь усилие Qy.
Нами рассмотрена схема в наибо
лее упрощенном виде и в элемен
тарном изложении, на самом деле
влияние упруrих свойств деталей
на работу вентиля сложнее. Но
несомненным остается положение,
что упруrость деталей имеет боль-
x x  подача среды под клапан; шое значение и оказывает значи
oo подача среды на клапан
тельное влияние на величину уси-
ЛИЙ, необходимых для управления арматурой. На рис. 368 при
веден rрафик изменения количества пропускаемой вентилем среды G
при повышении давления р, Кривые отображают влияние жест
кости конструкции деталей вентиЛя на величину протечки.
т е м пер а т у р а также оказывает значительное влияние
на плотность соединения. С повышением температуры уменьшается
вязкость среды и изменяются линейные размеры деталей. Дефор-
мация деталей приводит к нарушению плотности ранее притертых
соединений. Исследования показали, что плоская поверхность
диска при HarpeBe ero в одном месте до температуры 600 С иска
жается и становится не плоской. В связи с этим в наиболее OTBeT
ственных случаях (например, в предохранительных клапанах,
[де необходимо обеспечить минимальные удельные давления)
окончательную притирку уплотняющих колец целесообразно
производить при рабочей температуре. Это позволит создать такие
552
Q,CM3j.'<IIM
2,0
*,5
*,0
0,5
о
300 400
P,/rfjCM 2
Рис. 368. rрафик изменения коли.
чества среды при повышении дан.
ления в вентиле Dy25 M,I после
закрывания с разными моме!!таhlИ:
100
200

поверхности, которые с учетом возможных деформаций от действия
температуры обеспечат плотные соединения в рабочих условиях.
Силовое взаимодействие уплотняющих
к о л е Ц является управляемым фактором. Изменение удельных
давлений на уплотняющих кольцах используется для создания
необходимой плотности в соединениях арматуры при различных
условиях.
4. УДЕЛЬНЫЕ ДАВЛЕНИЯ НА УПЛОТНЯЮЩИХ КОЛЬЦАХ
ноrие обстоятельства иrрают роль в обеспечении плотности
соединений деталей арматуры, но не все они с должной степенью
точности MorYT быть учтены и выявлены.
Обычно конструкция затвора и размеры уплотняющих колец
определяются конструктором сообразно назначению изделия; при
силовом расчете затвора требуется определить усилие, с которым
одно уплотняющее кольцо должно быть прижато к друrому для
Toro, чтобы обеспечить плотность замка при
данных условиях. Величина этоrо усилия MO
жет быть определена лишь на основе исполь
зования экспериментальных данных.
Обычно считают, что для данноrо типа
затвора (вентиль, задвижка и т. д.) величина
усилия, необходимоrо для обеспечения плот-
ности, зависит лишь от ширины уплотняю
щих колец, их материала и давления среды
(перепад или разность давлений принимается
равным избыточному давлению среды). При
этом считают, что состояние уплотняющих
поверхностей соответствует какой-то средней
величине, обеспечиваемой путем притирки.
Для определения величины удельных давлений, обеспечиваю
щих определенную степень плотности замка затвора, проведено
большое количество исследований; однако это еще не привело
К созданию общепринятых норм вследствие большой разницы
в результатах исследований.
Для обеспечения плотности клапанноrо сопряжения необхо-
Димо иметь Q Q > 1, [де Qo  осевое усилие, действующее на
ер
Тарелку клапана в сторону закрывания, кТ; Qcp  усилие от
давления среды, кТ.
При определении значения Qcp == РсрР == O,785D2P кТ не-
обходимо установить истинное значение Рср  площади действия
среды, которая зависит от площади проникновения среды между
уплотняющими поверхностями (рис. 369). При отсутствии про
течки между кольцами, коrда вся площадь, заштрихованная на
рис. 369, находится под действием давления Р, площадь действия
среды равна площади проникновения. Величина РеР зависит от
РИС. 369. Площадь дей
СТВИЯ среды между
УПЛОТНЯЮЩИИ коль
цаl\!И
553

степени совпадения rеометрии поверхности уплотняющих колец,
их макро- и микроrеометрии, а также от силовorо воздействия на
клапан как со стороны шпинделя, так и со стороны действия
среды. ОНа определяется контуром уплотнения, создаваемым уплот-
няющими кольцами, который зависит и от степени соосности
шпинделя с клапаном.
Коrда клапан закрыт без давления среды, под действием цeH
трально приложенной силы он деформируется так, как это преk
ставлено на рис. 370, т, е. раскрытие кольцевоrо сопряжения
замка происходит снаружи. Под действием давления среды, воз-
никающеrо под тарелкой клапана, эта деформация еще больше
усиливается. В этих условиях наибо
лее вероятно значение D, близкое
к Dr.
Коrда клапан закрывается под
действием давления в начальный MO
мент соприкосновения колец, пло-
щадь действия среды определяется
наружным диаметром, т. е. D  D H .
По мере увеличения удельных давле-
ний на уплотняющих кольцах раз
мер D должен приближаться 1{ Dc.
Однако для Toro чтобы выдавить
среду, оставшуюся в тонком зазоре
между кольцами, необходимо повышенное усилие и определенный
отрезок времени. Это действие называется «обрыв струю>.
При силовом расчете арматуры принимают, что действие среды
распространяется до средНеrо диаметра уплотняющей поверх-
ности колец D K ; с учетом этоrо рассчитываются усилия от давле
ния среды Qcp. Если исходить из этоrо, то следует считать, что
на площади колец, [Де действует среда, не действуют удельные
давления и если давление среДЫ распространяется в пределах
диаметра DK' то усилие QC/J передается на оставшуюся половину
ПЛощади, по которой происходит непосредственное соприкоснове-
ние колец. Такое суждение имеет определенное основание, Однако
следует иметь в виду, что контур площади проникновения среды
между кольцами имеет сложную форму, что сами поверхности не
идеальные плоскости, что фактические удельные давления на
соприкасающихся (контактирующих) поверхностях значительно
отличаются от расчетных, что площадь действия среды по мере
увеличения усилия вдоль шпинделя уменьшается, а площадь
соприкосновения колец увеличивается, и т. д, Поэтому значения
необходимых удельных давлений qy имеют определенный услов
ный характер и опираются в основном на практические данные.
Уменьшив расчетную величину площади соприкосновения колец,
необходимо соотвеТственно увеличить удельные давления. В связи
с этим обычно в технике необходимые удельные давления qy и
,
f}
I
Рис. 370. Схема деформации Ta
релки клапана
554

фактические удельные давления q/(, относят ко всей площади
колец.
Обозначим в условиях обеспечения плотности клапанноrо
сопряжения
Qo == Qcp + Qy,
[де Qy  усилие, на которое Qo превышает Qcp, достаточное для
обеспечения плотности сопряжения, т. е.
Qy == Qo  Qcp.
Таким образом,
Qd == Qcp + Qy == 1 + Qy .
Qcp QcP. Qcp
Обозначим 1 + Q Qy == к о, тоrда Qo == К oQcp.
ер
Назовем К о коэффициентом переrрузки. Величина К о за
висит от упруrих свойств клапана и rеометрических параметров
плоскости соприкосновения уплотняющих поверхностей.
Для обеспечения плотности кольцевоrо сопряжения необхо-
димо создать замкнутый контур уплотнения. Рассмотрим условия
создания ero при отсутствии влияния упруrости шпинделя, _ кор-
пуса и друrих деталей вентиля, как это имеет место на rрузовых
испытательных стендах, коrда Qo, передаваемое на испытываемые
образцы, постоянно.
MorYT быть предложены две rипотезы и соответственно два
критерия, определяющих достижение плотности клапанноrо сопря-
жения.
1. Образование замкнутоrо контура уплотнения и обеспечение
плотности сопряжения достиrается при создании достаточных
удельных давлений qy на уплотняющих поверхностях колец.
2. Образование замкнутоrо контура уплотнения и обеспечение
плотности сопряжения достиrается при создании достаточной
поrонной наrрузки ql по периметру уплотнения.
Здесь
ql == qyb.
При закрывании клапана без давления среды с усилием Qo,
достаточным для уплотнения, создается величина уделыюrо дав-
ления на кольцах
Qo
q"o == nD"b .
При подаче среды под клапан с металлическими уплотняющими
КОЛЬцами можно приближенно считать
Qo  Qcp
q "с ==
nD"b
555

Для клапана с упруrими уплотняющими кольцами (резина,
пластикат полихлорвиниловый и др.)
Qo
qr.c == лD"Ь '
JtD
Заменив Qo == KoQcp == КО  Р,
получаем
qo == Ko !l'i И q ==: (К .1 ) Dr.P
r. 4Ь I\C О 4Ь'
Таким образом, при одинаКОВО1\! значении К о, т. е. коrда уплот-
няющее усилие Qy == лDr.Ьqу составляет определенную часть
усилия от давления среды Qy == (К о  1) Qcp, величина удель-
Horo давления до подачи среды и после при разных диаметрах
различна и зависит также от давления среды Р. Если принять
для всех колец постоянную ширину Ь, то удельные давления qr.O
И q"c будут пропорционаJtьны произведению Dr.P, Чтобы сохра-
нить постоянство удельных давленийдля различных диаметров Dr.,
необходимо, чтобы ширина колец увеличивалась пропорцио-
нально D", Это на самом деле в конструкциях не имеет места
(в вентилях и клапанах Ь:::::::; O,15V D,,) , следовательно, при по-
стоянном значении К о с увеличением Dr;, удельные давления
будут возрастать, отношение будет равно
QKC
Qr.o  КО
Ik-;  Ko 1 .
Рассмотрим случай, коrда для обеспечения плотности' необ-
ходимо создать на кольцах удельные давления, равные qy == qr.c ==
еР
== Ь ' что соответствует условиям, коrда поrонная наrрузка по
периметру колец не зависит от ширины кольца. Тоrда
еР D"P Р ( D" )
qKO== Ь + 4Ь==т С+ 4
и
откуда
CJKO == 1 + D K ,
qr.c 4е
4е
Ko==1+.
Dr.
Следовательно, в последнем случае
Qo == ( 1 + : ) Qcp.
Исследования плотности плоских кольцевых соединений BЫ
явили следующую закономерность изменения величины удельных
давлений, необходимых для обеспечения плотности от давления
среды (рис. 371) для малых и средних давлений.
556

При повышении давления среды Р удельные давления q воз-
растают по кривой, показанной жирной линией. На участке до qKP
имеет место значительный разброс экспериментальных данных
(заштрихованная площадь). При достижении критическоrо удель
Horo давления qKp микронеровности и друrие дефекты поверхности
настолько взаимно сrлаживаются, что при повышении давления
их влияние мало, а решающим фактором оказывается влияние
упруrости элементов конструкции. При давлениях свыше Р А
повышение давления вызывает пропорциональное повышение не-
обходимых удельных давлений. После обжатия уплотняющих
поверхностей с удельным давле .KIlC'" 11.
нием qKP обеспечение плотности ./. I
соединения достиrается более
низкими удельными давлениями
(штриховая линия ОА и далее
по линии Al). Таким образом,
после обжатия с удельными дав-
лениями свыше qKP зависимость
qf (Р) выражается прямой ли-
нией ll. Чтобы обеспечить
необходимую плотность сопря-
жения, величину удельных дав-
лений приходится выбирать,
исходя из оrраничивающей пря
мой llll с применением коэф-
фициента запаса. В соответст-
вии с этим при давлениях,
близких к нулю, удельное давление не должно быть ниже qmlп'
Если учесть, что арматура работает после производства rидрав-
лических испытаний на плотность, выполняемых при давлении, рав-
ном условному Ру, и что при испытаниях имеют место удельные
давления на кольцах qKo' создающие в известной мере обжатие
уплотняющей поверхности, так как QKO> Qy, то величина Qmш
может иметь сравнительно малое значение.
Из последней формулы видно, что при принятом выражении Qy
значение К о уменьшается с увеличением D K и, следовательно, при
больших значениях D K величина К о будет приближаться к еди-
нице, а Qo к Qcp. При изменениях Р (rидравлические импульсы,
удары и пр.) может иметь место момент, коrда Qcp станет равной
или даже будет превышать Qo. Таким образом, при одинаковых
допустимых колебаниях давления и при постоянном значении Qy
особое значение имеет коэффициент запаса для арматуры больших
диаметров прохода. Для определения структуры формулы, опре-
деляющей величину Qy, в первую очередь необходимо знать зави-
симость Qy от Р и Ь.
Линейная зависимость между Qy и Р при тщательно притертых
и предварительно обжатых поверхностях установлена рядом
557
9кр
9ппп
о
Р А Р. К{/СЛl!
Рис, 371, Схематический rрафик необ
ходимых удельных давлений на уплот.
няющих кольцах

исследований при малых и средних давлениях и серьезным сом-
нениям не подверrается, MorYT быть лишь разные мнения о коэф-
фициенте пропорциональности. Меньше выявлено влияние ши-
рины колец.
Из схемы работы колец, представленноЙ на рис. 370, видно, что
в работе по обеспечению плотности участвует не вся ширина кольца,
а часть ее, в связи с этим длительное время считалось, что зави-
еР
симость qy от Ь выражается соотношением qy 0== Vb ; это нашло
свое отражение в соответствующих формулах. Некоторые экспе-
рименты показали возможность испольЗования такой зависимости,
однако последние наши исследования, выполненные с плоскими
кольцами одинаковой ширины от 1 до 7 ММ, выявили более резкое
еР
влияние ширины колец, соответствующее зависимости qy 0== .
ь
rде х находится в пределах от 1,2 до 1,7, причем полученные
данные для колец шириной 45 мм сравнительно хорошо совпа-
дают с применяемыми значениями qy' Более широкие кольца по-
казали меньшие, а более узкие большие значения qy.
еР
Рассмотрим зависимость qy   . К,оrда х 0== 1, величина Qy
не зависит от ширины колец и, следовательно, Qo также не за-
4е
висит от Ь; /(0 0== 1 + Dr. ' как было выведено выше.
При х < 1 с увеличением ширины колец увеличиваются ве-
личины Qy и Qo. При узких кольцах усилие, необходимое для
закрытия клапана, меньше, чем при широких.
При х> 1 с увел.ичением ширины колец уменьшаются вели-
чины Qy и Qo' В этом случае при широких кольцах усилие, необ-
ходимое для закрытия клапана, меньше, чем при узких.
Нами рассмотрены условия работы вентиля и клапана при
подаче среды «под клапан», как наиболее часто применяемые.
При подаче среды «на клапан» переrрузка колец создается после
подачи среды, В этом случае
q кО :::= q;f.
+ DKP
q"c'== qy 4Ь'
Величина qy может приниматься небольшой для обеспечения
плотности при малых давлениях, коrда самоуплотнение сопря-
жения еще не достиrнуто. Такое же положение имеет место при
работе задвижек в условиях одностороннеrо самоуплотнения.
Заслуживает внимания проблема установления оптимальной
ширины уплотняющих колец. К,акими должны быть кольца:
широкими или узкими? Имеются сторонники и Toro и друrоrо
решения. Положительными качествами широких колец являются:
меньшие удельные давления на кольцах, в связи с чем требуется
меньшее усилие закрывания (при х> 1) и меньшая Опасность
558

задирания и прихватывания металла (для задвижек); меньшая
опасность эрозионноrо износа при протечках.
Положительными качествами узких колеи являются: меньшие
размеры деталей арматуры (корпуса, тарелки клапана или клина
и пр.), упрощение проиесса притирки и достижения наиболее
полноrо совпадения поверхностей, а также большие возможности
ззаимноrо обжатия и достижения qKP'
В некоторых случаях, например в предохранительных клапа-
нах, узкие уплотняющие кольиа диктуются необходимостью
обеспечить четкий обрыв струи и идентичность срабатывания
клапана, в друrих случаях, например в задвижках, широкие кольиа
обеспечивают запас долrовечности и создают возможность выпол-
нения повторных притирок.
Таким образом, определение оптимальной ширины колеи
должно про изводиться с учетом влияния иелоrо ряда конструк-
тивных, технолоrических и эксплуатаиионных факторов.
С увеличением размера арматуры ширина колеи увеличивается,
хотя и не пропориионально D K . Если принять для всех размеров
еР
арматуры значения ql о=: сР, что соответствует qy == Ь' то на
1 см периметра уплотняющеrо контура колеи придется одинаковая
наrрузка независимо от DK' а значение К о с увеличением D K
будет уменьшаться, между тем на уплотняющих кольиах большоrо,
размера достичь TaKoro же качества притирки, как и на малых,
Труднее, да и поrрешности формы на больших кольиах больше,
чем на малых. Чтобы учесть размерный фактор иелесообразно
ввести поправочный коэФФиииент K D , учитывающий необходи-
еР
масть увеличения qy в случае qy о=: Ь . Эrо обстоятельство в не-
которой степени может быть учтено, если принять зависимость
еР 
qg '== Vli ' при которои значение ql с увеличением ширины кольиа
В 4е Vb
возрастает. этом случае К о о=: 1 +  и некоторое увели-
чение Ь с увеличением D K частично компенсирует уменьшение К о
ДЛЯ больших размеров арматуры.
В связи с указанным впредь до получения новых досто-
иерных данных рекомендуются для применения величины qII'
приведенные ниже, уже используемые в течение иелоrо ряд лет
и показавшие положительные результаты при силовом расчете
арматуры.
Для определения величины необходимых удельных давлений
на уплотняющих кольиах запорной арматуры для жидкости при
нормальной температуре служит общая формула:
е + kP 2
qy == Vli кпсм,
(19)
559

[де с  постоянная величина. для данноrо материала колец;
k  коэффициент, учитывающий влияние давления среды на
величину удельноrо давления при заданном матриае
колец;
р  рабочее давление среды в кЛсм 2 ;
Ь  ширина уплотняющей поверхности кольца в см.
В табл. 108 приведены частные формулы (19) и некоторые
цифровые данные для определения qy для жидкости при нормаль-
ней температуре в зависимости от материала уплотняющих колец.
При пользовании этими формулами необходимо иметь в виду
сЛедующее.
1. Величины удельных давлений отнесены к 1 см 2 поверхности
уплотняющих колец.
2. Данные приведены для колец с плоской поверхностью со-
прикосновения.
3. Приведенные данные предназначены для обеспечения надеж-
ной ПЛОТНОСТI1 при уплотняющих кольцах с тщательно притертой
поверхностью до 10-ro класса чистоты, работающих в технически
чистой воде или друrой жидкой среде (кроме бензина и керосина),
не заrрязнеююй посторонними твердыми примесями.
4. При уплотняющих кольцах, изrотовленных из разных
материалов, величина qy принимается по наиболее мяrкому ма-
териалу.
5. Формулы применимы для определения величины удельных
давлений не свыше qy == 700 кЛсм 2 .
6. Для отдельных жестких конструкций вентилей и при очень
тщательной притирке колец (примерно ll-й класс чистоты) до-
пускается снижать удельные давления на 25 %.
7. Повышение температуры требует увеличения удельных дав-
лений. Так, по некоторым данным, увеличение температуры воды
с 15 до 1000 С потребовало увеличения удельных давлений при-
мерно до 2 раз.
8. Приведенные в таблицах величины удельных давлений отно-
сятся к арматуре 23-ro классов плотности (см. табл. 112 и 113).
Ориентировочно можно считать, что для обеспечения соответ-
ствующей степени плотнОсти нужно обеспечить на уплотняющих
поверхностях колец чистоту поверхности:
для l-ro класса плотности  не ниже ll-ro класса чистоты
» 2-ro» » »10-ro»»
» 3- [о» » »» 9- [о» »
9. В ответственной арматуре l-ro класса ПЛОТНОСТI1, предназна-
ченной для весьма аrрессивных сред, а также для текучих сред 
водорода, rе,,!ия и т. п., реК9мендуется значения указанных выше
удельных давлений увеличивать в 1,8 раза.
10. Влияние посторонних примесей в среде на величину удель-
ных давлений не может быть точно учтено, так как оно зависит
от их физических свойств, размеров и степени заrрязненности среды.
560

'"
о>
Необходимое удельное давление qy (в Kr/CM 2 ) на уплотняющих кольцах затворов
для жидкости при нормальной температуре
Таблица 108
)::1
е
Сталь н твердые сплавы qy 
35+ р
УЬ
18+0,9Р
Алюминий н ero сплавы, ПОЛllэтнлен, вННИПласт qy  Vb
Резииа среди ей твердоти, пластнкат полнхлорвиннловый
4 + О,БР
V-Б-
q 
у
"1
'<
'о
'"
'"
'"
..
30 + р
Чуr).-н, бронза н латунь q у  Vb
ь I qy для чуrуна, латуни и бронзы при Р в Kr/CM'
в мм  4,0 I 6,0 I 10 I 16 1 25 1 40 I 64 I 80 /100 1160
ь
в мм
I 6 I
qy для стали и твердых сПлавов ПрИ Р В KrfcM'
10 I 16 I 25 I 40 I 64 I 80 1100 1160 I 2251 2501 3201400
2,0 75 80 85 I 90 100 120 160 210 250 290  2,0 I 90 100 115 1130 170 220 '260 300 440 580 640  
2,5 65 70 75 80 90 110 140 190 220 260  2,5 80 90 100 120 150 200 230 275 390 520 570  
3,0 60 65 70 75 85 100 130 170 200 240  3,0 75 80 90 110 140 180 210 245 355 475 520 650 
3,5 55 60 65 70 82 90 120 160 190 220  3,5 70 75 85 100 130 170 190 230 330 440 480 60С 
4,0 50 55 60 65 75 90 110 150 175 200 300 4,0 65 70 80 95 120 155 180 210 310 410 450 560 690'
5,0 45 50 50 60 65 80 100 130 160 185 270 5,0 55 65 70 85 105 140 160 190 275 370 400 500 620
6,0 40 45 45 50 60 70 90 120 140 170 245 6,0 55 58 65 80 100 130 150 175 250 335 370 460 560
7,0 40 40 45 50 55 65 85 110 130 155 230 7,0 50 55 60 75 90 120 140 160 230 310 340 425 520
8,0 35 38 40 45 50 60 75 105 120 145 215 8,0 45 50 55 65 85 110 130 150 220 290 320 400 485
10,0 32 34 36 40 46 55 70 95 110 130 190 10,0 40 45 50 60 75 100 115 135 195    
12,0 30 31 33 37 42 50 64 85 100 120  12,0 37 41 47 55 68 90       
14,0 27 29 30 34 39 46 60 80 92   14,0 35 38 43 51 63 84       
16,0 26 27 28 32 35 42 55 75    16,0 32 36 40 47 60        
При м е ч а н н е. Значения qy' получаемые по приведеиным формулам, применимы при нормальной температуре для
всех жидкостей, кроме бензина н керосина. Для rазообразиых сРед (воздух, пар и пр.), для бензина и керосина при нормальной
температуре, а также для жидкостей (кроме масел и друrих вязких сред) при температуре свЫШе 1000 С удельные давления уве-
личиваются в 1,4 раза.
сп
ф
.....

Следует признать, что величины qy в значительной степени
диктуются экономическими факторами. Современное машино
строени располаrает технолоrическими возможностями для полу
чения поверхностей уплотняющих колец весьма высокой степени
чистоты и плоскостности, при которых значения qy MorYT быть
снижены по сравнению с обычно применяемыми. Однако высокая
стоимость изrотовления таких поверхностей заставляет искать
оптимальное решение: обеспечить плотность арматуры, не при-
беrая к чрезмерно большим усилиям на маховике, и в то же время
сохранить возможность обработки уплотняющих поверхностей
в условиях серийноrо производства.
В результате ручноrо управления и изменениЙ давления среды
после закрывания вентиля на уплотняющих кольцах MorYT воз
никнуть и часто возникают удельные давления, значительно
большие, нежели qy. Необходимо предусмотреть при расчете,
чтобы фактические удельные давления qK не вызывали бы значи
тельных пластических деформаций и не изменили бы rеометрии
поверхности, полученной притиркой.
Для этоrо необходимо выдержать условие
qy < qK < q,l>
[де qy  удельные давления, необходимые для обеспечения
плотности соединения;
qK И qn  соответственно фактические и предельно допусти
мые удельные давления.
Значения qn для вентилеЙ приведены в табл. 109.
Уплотняющие кольца задвижек работают в условиях значи-
тельiю более тяжелых, нежели уплотняющие кольца вентилей,
так как относительное перемещение колец вызывает износ уплот-
няющих поверхностей, а при больших удельных давлениях воз-
никает опасность заедания (задирания). При расчетах задвижек
для определения qy рекомендуется пользоваться формулами
табл. 108,
Предельно допустимые удельные давления на уплотняющих
кольцах задвижек приведены в табл. 110.
В кранах контакт между уплотняющими поверхностями в про-
цессе работы не нарушается, кроме TorO в них применяется смазка
уплотняющих поверхностей. Все это создает блаrоприятные усло
вия для работы крана и требует для обеспечения плотности зна-
чительно меньшнх удельных давлений, чем в вентиле и задвижке.
Испытания стальных серийных кранов со смазкой заводскоrо
изrотовления при конусности 1 : 7, выполненные автором, пока
зали, что для обеспеения плотности на воздухе при давлениях
до 25 кпсм 2 (при нормальной температуре) достаточно удельное
давление на уплотняющей поверхности
qc == о,045Раб кпсм 2
562

Таблица /09
Предельно допустимые удельиые давлеиня qn (в "r/CM 2 )
иа уплотияющих кольцах веитилей при t  2000 С
Материал колец I Марка t Состояиие I Твердость I qn
материала
Латунь ЛС59-1 Про кат Н В 8095 800
ЛМцС58-22 и отливка
Латунь кремни ЛК803 I Отливка НВ 951l0 [000
стая \
Бронза БрАЖМц103[,5 Про кат НВ 120170 1000
и отливка
Сталь коррозион- Х18Н10Т Про кат, НВ [40170 1500
ностойкая ЭИ654 отливка, HB155170
ЭИ628, ЭИ629, наплавка НВ 135185
ЭИ448
Сталь нержавею 2X13 То же Н В 200300 2500
щая 1Х17Н2
Сталь леrирован 35ХМЮА Азотиро HV 8001000 3000
lIая 38ХМЮА ванная
Твердый сплав Стеллит В3К Наплавка Н RC 4045 2500
(наплавка) н ЦН2
Твердый сплав I Сормайт N2 1 [ Наплавка I н RC 4851 11500
Резнна, пластикат 2P-II Листовая Средней 50
полнхлорвиннловый твердости
При м е ч а н и я:
1. Да иные приведеиы для коиструкций веитилей, у которых при закрываиии
ие происходит отиосительиоrо крусовосо перемещеиия поверхиостей уплотняющнх
колец тарелки клапана и корпуса.
2. Для конструкций вентилей. У которых тарелка клапана жестко связана
со шпинделем (изrотовлеиа заодно) и при закрыванин вентиля происходит отно-
ситеЛьное KpyroBoe перемещение поверхностей уплотняющих колец тарелки кла-
пана и корпуса, значения qn ПРИПJIмаются, как У задвижек, по даниым табл. 110.
3. Приведеиные зиачения qn являются ориентировочными.
36*
563

Таблица 110
Предельно допустимые удельные давления qn (в "r/CM 2 )
на УПЛОТНЯЮЩIIХ кольцах задвижек при t  2000 С
Материал колец I Марка I Состояние I Твердость I qn
материала
Чуrун серый I СЧ1532 и др. I Отливка I н в 170220 I 300
Латунь ЛС591 Прокат, Н В 8095 200
ЛМцС58-2-2 отливка
Лб2

Латунь кремни- ЛК803 Отливка НВ 95110 250
стая
Бронза БрАЖМц1031,5 Прокат, НВ 120170 350
БрАЖН1044 отливка
Сталь уrлероди- 25Л Отливка Н B170 300
стая
Сталь леrирован 20ХМЛ Отливка НВ 135180 350
ная
То Же 35ХМЮА Азотиро HV 8001000 800
38ХМЮА ванная
Сталь кислото Х18Н10Т I Про кат, НВ 140170 150
стойкая ЭИ448 отливка, Н В 135185
ЭИб54 I наплавка НВ 155170
ЭИб28, ЭИб29 НВ 135185
Сталь нержавею- 2Х 13 (ЭЖ2) Про кат, I Н В 200300 250
щая отливка, I
наплавка
Твердый СПЛав ! Стеллит В3К I Наплавка I н RC 4045 I 800
н ЦН2
Твердый сплав I СОрМайт Ng 1 I Наплавка I н RC 4851 I 500
При м '" ч а Н Н я:
1. Приведенные значенИЯ qn являются ориентировочными.
2. ЗначеJ:lия qn даны в преДIlоложении, что oGa уплотняющих кольца изrо
товлеIiЫ из ОДно о и 1'oro же материала.
3. Для аустеНИТI!ЫХ сталеЙ XJ8HJOT и др. отсутствие задираниЯ I!е может
быть rараитировано.
564

с учетом запаса можно принимать qc == о,06Раб кпсм 2 ; qc опре-
делялось так:
q == Qy кТ;см 2
с Fq ,
[де Qy  осевое усилие вдоль пробки в кТ;
Fq  проекция конусной поверхности пробки в см 2 ;
Fq==  (DD) см 2 .
Здесь D6 и D H  наибольший и наименьший диаметры конусной
части пробки в см.
Таким образом, используя приведенные значения qco осевое
усилие вдоль пробки можно определить по формуле
Qy == qcFq кТ.
Помимо плоских кольцевых уплотнений в арматуре приме-
няются также конусные (рис. 372) с уrлом ер от 30 до 450. Конус-
ные поверхности труднее при Ц
тираются, так как в этом слу-
чае нельзя использовать пло-
скипритиры; KpoMeToro, при
малых значениях уrла ер тем-
пературные колебания MorYT
привести к защемлению та-
релки, а при больших диа
метрах седла и больших уси-
лиях расклинивающее дейст-
вие становится настолько
большим, что может дефор
мировать вставные кольца.
Однако в конусном уплотне-
нии менее вероятно защемле- Рис. 372. Схема Действия сил в конусном
ние твердых засорителей, а седле
удельные давления при тех
же осевых усилиях обычно большие, чем в плоском. В связи с этим
при малых диаметрах прохода и ответственной арматуре приме-
няют и конусное уплотнение.
ИЗ рис, 373 следует, что
Q == 2N sin ер + 2Т cos ер,
[де N  реакция KOHycHoro кольца;
т  силы трения на поверхности кольца.
Так как Т == I-1KN, [де I-1K  коэффициент трения, то
Q == 2N (siп ер + 1-11' cos ер),
или
Q == 2N sin ер (1 + tr.fjJ )'
565

Но (см. рис. 372)
2N == лDкlq,
1==
D H . Dc
2 sin q; ,
D K == DHt Dc
Следовательно,
Q ==  q (D  D) (1 + (КЧJ )'
откуда
q== Q
 ( D2  D2 ) ( 1 +  ) .
4 н с tg q;
Обозначим : D  D) == F q, rде F q  проекция конусной
поверхности на плоскость отверстия седла. Тоrда
q == Q .
Fq ( I+ )
tg q;
Величина Q/ F q представляет собой удельное да-
q вление, получаемое от деления oceBoro усилия на
проекцию уплотняющей конусной поверхности. Обо-
значим :: == qc'
q
Тоrда
РИс. 373.
Мноrоуrоль
ник сил
q==.
1+
tg q;
Чтобы обеспечить на конусной уплотняющей поверхности
удельные давления, равные qy' в соответствии с табл. 108 при
расчете можно пользоваться формулой
Qy == лDr.Ьпqу,
rде D K == Dc + Ь;
Ь  ширина проекции седла (см. рис. 372);
п==I+.
tgq;
Для вентилей BbIcoKoro давления, уплотнение в которых выпол-
няется в виде конуса на золотнике и фаски 0,40,6 мм под уrлом
450 в корпусе, расчет также ведется по данной формуле, с уче-
том п == 1,3, а необходимые удельные давления принимаются
равными:
ПриРу==320к[/см 2 ,...
» Ру =ос 700
Для стали 11 стеллита В3К
. , . . . . , . qy =ос 920 кПсм 2
. . . , . , , . qy' 1150
допускается bпqy  1200 Kr/C,1f.
566

в арматуре применяются также уплотнения с линейным KOH
тактом (рис. 374). В реальных условиях уплотнение происходит
не по линии, а вдоль полоски небольшой ширины, поскольку под
действием усилия вдоль шпинделя соприкасающиеся поверхности
уплотняющих колец деформируются.
Расчет приведенных на рис. 374, а и б соединений ведется
с учетом необходимости обеспечения определенноrо усилия на
единицу длины соприкасающихся поверхностей Qy === лDкqz. Зна
чения qz приведены в табл. 111.
а) l Ll о) IQ
  4
I I
I
])к JJ К
I I
д) I q
.fт 
'! \ IJ
}f \ lL,
с\'
,'...1
\1

I
Рис. 374. Уплотнения с линейным контактом: а  lIоже
вое уплотнение радиусноrо профиля; б  ножевое уплот,
нение уrловоrо профиля; в  конусное уплотнение с ли
нейным контактом
Так называемые ножевые уплотнения (рис. 374, б) исполь-
зуются в арматуре для заrрязненных твердыми частицами сред.
При линейном конусном уплотнении (рис. 374, в)
Qy == лDкqz sin <Р -( 1 + tK\p ),
Расчет производится по формуле
Qy == лDкпzqz.
Для стали и стеллита ВЗК: допускается qz  1200 кТ/см.
Таблица 1//
Необходимые удельные давления qz для уплотнений
с линейным контактом при давлении среды РРаб  25 «r/cM 2
Материал более мяrкоrо уплотняющеrо кольца I qz в Kr;CM
Мяrкая резина и пластикат qz  0,4+0,6Р ра б
Фторопласт и полиэтилен qz  1,0+Рраб
567

5. КЛАССИФИКАЦИЯ ЗАТВОРОВ ПО СТЕПЕНИ ПЛОТНОСТИ
Как указано было ранее, плотное (условно плотное) соедине
ние иноrда пропускает KaKoeTO количество среды. Если эта Be
личина протечки практическоrо значения не имеет, то соединение
считается плотным.
Техническими условиями на изrотовление арматуры обычно
предусматривается, каКой пропуск среды допускается при испы-
таниях при закрытом положении затвора.
Для обеспечения высокой степени плотности затворов необ-
ходимо добиваться чрезвычайно тщательной притирки уплотняю-
щих поверхностей, увеличения удельных давлений на уплотняю-
щих кольцах, повышения жесткости конструкции и т. д.
Опыт эксплуатации арматуры показывает, что в ряде случаев
нет необходимости предъявлять к арматуре особо высокие требо-
вания в отношении плотности, так как иноrда вполне допустима
некоторая незначительная протечка среды, которая не отразится
на эксплуатационных качествах арматуры. В то же время обеспе-
чение высокой степени плотности этих изделий значительно услож-
нило бы технолоrию изrотовления и повысило бы их стоимость.
Чтобы установить определенную систему в назначении и выборе
затворов по степени плотности разработана классификация арма-
туры по степени плотности, основные положения которой при
ведены в табл. 112 и 113 (по [ОСТу 954460).
Таблица 112
Распределение арматуры по классам плотиости
(rOCT 954460)
Класс
ПЛОТ
нОСТИ
Назначение
Среда для
испытания на
плотность
Арматура для опасных сред, энерrетических
и ответственных установок, а также концевая
арматура
Вода
Керосин
Воздух
11
Арматура для безопасных сред
Вода
Воздух
III
Арматура для безопасных сред на Py40 кпСА4 2
Вода
11 Р и м е ч а н 1I е. КласснфикаЦllЯ распространяется На все внды затворов
(запориоЙ арматуры) с D у';;; 2000 мм и На Ру';;; 200 r.r;с.и'.
568

Таблица 113
Допускаемый про пуск среДЫ при испытании на плотность
(по rOCTy 954460)
Dy в мм
Класс До I I 80 I 125 I 200 I зоо I 500 I 800 11200 11600
ПЛОТ 50 70 100 I 150 250 400 I 600 1000 1400 2000
насти
Пропуск через затвор для воды н KepocHlIa (8 см' IJ.ШН)
И для воздуха (в дМ'/Мl1Н) не более
1 I Не допускается * \ 1 I 3 I 5 I 7
11 I Не допускается * I 1 \ 2 I 3 I 5 I 8 I 12 ! 18
III Пропуск 1 2 3 7 I 12 20 I 40 I 70 100
не допу I I
скается * i
* Допускается образование росы нз краях уплотняющих поверхностей, Не
превращающейся в стекающие каплн (при испытаниях RОДОЙ и керосином). Допу
скается образование неотрывающихся пузырьков (при испытаниях воздухом).
При выборе класса плотности и установлении допустимой про
течки следует учитывать, что в арматуре высоких давлений про-
пуск среды между уплотняющими поверхностями вызывает эро-
зию поверхностей, а при наличии аrрессивной среды происходит
разъедание металла в месте протечки. По мере увеличения щели
протечка быстро возрастает и арматура выходит из строя. Поэтому
к арматуре, работающей при высоких давлениях или на аrрессив-
ной среде, следует предъявлять повышенные требования в отно-
шении обеспечения плотности.
r л а в а 11. САЛЬНИКИ
1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В арматуре наиболее часто применяются сальниковые уплотне-
ния с мяrкой набивкой из пеньки или асбеста. В реrулирующих
клапанах для уменьшения сил трения применяются сальники со
смазкой. Высота сальниковой камеры, высота набивки h и тол-
Щина кольцевоrо слоя s выбираются с учетом целоrо ряда факто-
ров: давления, температуры, степени ответственности изделия
и пр.
569

Величина h выбирается обычно в пределах от 4s для неответ-
ственных изделий при низких давлениях до 10s  для уплотне-
ния среды при высоких давлениях.
Толщина набивки выбирается в пределах от s -=:::::: 0,7 V d c до
s с:=:= 1,5 / dc , [де d c  диаметр шпинделя в мм.
В связи с уплотнением материала набивки при сборке пер во-
начальная высота наб\iВКИ, т. е. занимаемый ею объем, умень-
шается. Наибольшее Изменение претерпевает набивка из шнуро-
Boro асбеста и из пеньки; даже в заранее подrотовленных сальни-
ковых кольцах высота также уменьшается. под действием усилия
Таблица 114
Значения коэффнцнента k h
для набивок дс и ДПП (НВДТ)
Рис. 375. Схема сальниковоrо уплот
нения
.<:::
k h
Давле-
lIие Р при сечеllИН I при сеченнн
в KrjCM 2 кольца кольца
4х4 Мм 6х6 мм
50 0,88 0,85
100 0,77 0,70
200 0,62 0,52
400 0,50 0,41
600 0,46 0,37
900 0,42 0,33
--:
затяжки. В табл. 114 приведены экспериментальные значения
коэффициента снижения первоначальной высоты набивки k h ,
Из табл, 114 ясно, что с увеличением сечения набивки усадка
материала увеличивается.
При силовом расчете сальниковых уплотнений требуется опре-
делить необходимое усилие затяжки сальника и силу трения между
сальниковой набивкой и шпинделем.
Рассмотрим процесс уплотнения сальника мяrкой набивкой
(рис. 375).
При нажатии втулки сальника 2 набивка, уплотняясь, раз-
дается в стороны и плотно охватывает ШПИНДель 1. Одновременно
с этим набивка прижимается к стенкам крышки 3, блаrодаря чему
создается уплотнение между IIOДВИЖНЫМ шпинделем 1 и крышкой 3.
Выделим кольцевой элемент набивки высотой d y и рассмотрим
действующие в сальнике усилия.
Под действием усилия, передаваемоrо втулкой, в упруrой на-
бивке возникает осевое давление Ру, величина KOToporo в связи
с наличием сил трения изменяется по высоте набивки.
Блаrодаря упруrости набивки возникает радиальное давле-
ние Р х> величина KOToporo также изменяется по высоте.
570

Величина Ру больше Р).. Примем P/j  пР л [де п  коэф-
фициент пропорциональности, больший единицы, Величина п не
является постоянной, так как она зависит от упруrих свойств
материала набивки, степени уплотнения набивки и ряда друrих
факторов. Для мяrких набивок АС и АПП (НВДТ), изrотовлен-
нЫх в виде колец, были получены значения коэффициента п,
приведенные в табл. 115. Из таблицы видно, что с увеличением
давления и с увеличением сечения колец пластичность набивки
увеличивается, в связи с чем при прочих равных условиях YBe
личиваются и значения Р Х'
Таблица 115
Значения коэффициеита n
для набивок АС и АПП (НВДТ)
n
Давле-
ние Р при сечении I при сеЧенин
в Kr/CM' кольца кольца
4Х4 мм 6х6 мм
50 5 3,0
100 3 2,2
200 2,3 1,8
400 1,7 1,6
600 1,5 1,5
900 1,4 1,4
Таблица 116
Соотношение
между коэффициентами ft2 и ft1
Давле Для набивки Для иабивки
иие р АI1I1 АС
в Kr/CM'
200 ft2 1,2ft1 ft2 1,6ft1
400 ft2 1,4ft1 ft2 1,8ft1
600 ft2 1, 5ft1 ft2 2, Oft1
800 ft2 1, 6ft1 ft22,2ft1
Характер изменения Ру (а следовательно, и Р Х при постоян
нам значении п) по высоте набивки показан на рис. 375. Изменение
величины Ру зависит от коэффициентов трения: I-tl  между
сальниковой набивкой и шпинделем и ft2  между сальниковой
набивкой и крышкой, причем ft2> ftl'
Соотношения между ft2 и ftl для сальниковых колец сечением
4 х 4 мм при одинаковой чистоте поверхности шпинделя и саль
никовой камеры приведены в табл. 116.
2. УСИЛИЕ, НЕОБХОДИМОЕ ДЛЯ ЗАТЯЖКИ СА.IJbНИКОВОЙ НАБИВКИ
Чтобы определить усилие, необходимое для затяжки сальника,
будем исходить из следующеrо условия. Плотность сальниковоrо
соединения будет обеспечена при условии, что на нижнем кольце
вом участке радиальное давление сальниковой набивки должно
превышать рабочее давление среды.
Выше было показано, что пластичность набивки и коэффи-
циенты трения зависят от давления и размеров сечения сальника,
К этому следует добавить, что созданное усилие затяжки со
571

временем снижается в связи с пластичностью материала набивки
примерно вдвое за 20 .мин для набивок АПП, на 30 % дЛЯ АПРПП
и АС и на 25 % для фторопласта. Со временем снижение давления
уменьшается и величина давления приобретает постоянное зна-
чение.
Точный расчет с учетом влияния изменений всех вышеуказан
ных факторов чрезмерно усложняет вычисления, поэтому для
решения практических задач приходится принять некоторые упро-
щающие расчет допущения.
Примем значение п постоянным для всех сечений рассматри
BaeMoro сальника. Будем в качестве расчетной величины прини-
мать усредненное значение коэффициента трения  == ).-11 t ).-12 , дей-
ствующим на поверхности ШПИНДеля и поверхности сальниковой
камеры.
Тоrда уравнение равновесия кольцевоrо элемента набивки
будет иметь вид:
л (D + d e ) рР х dy ==  : (D 2  d;) dP у.
Р
Эта формула после подстановки в нее РХ ==  и преобразова-
п
ния примет вид
dPy
р-;;==
4).-1dy
п(Dde) .
Для обеспечения плотности, соrласно принятым условиям,
необходимо иметь в сальниковой набивке РХ == Р раб при У == h.
Для Toro чтобы определить давление Ру в сечении, находя-
щемся на расстоянии у от линии АА (рис. 375), интеrрируем диф-
ференциальное уравнение и находим интеrрал для участка от у
до h, так как давление в сечении зависит от трения, действующих
на участке ниже этоrо сечения
ln== 4).-1 . hy
пРРаб п Dde.
11. Dde
Примем  == f и 2 == s; тоrда
2f hy
Ру == пР рабе s
Давление Ре, необходимое для затяжки сальника, получим
при условии у == о, откуда
2f !!-..
Ре == 11 Р рабе s
Для удобства выполнения расчета можно использовать выра-
жение
Ре == ([JР раб ,
2f !!-..
[де ([J == пе S  коэффициент пропорциональности (табл. 117).
572

Необходимое усилие затяжки сальника
Qc == : (D 2  d) Р С кТ.
Как следует из табл. 115, значение п == 1,4 соответствует усло-
виям наибольшей пластичности набивки, чему способствует повы-
шение давления и увеличение величины s. Принимая п == 1,4,
получаем наименьшее значение необходимоrо усилия затяжки.
Для определения ер при друrих значениях п достаточно значе-
ния ер, приведенные в табл. 117, умножить на i == 14 ' Значе-
Таблица 117
Значения коэффициентов fjJ и Ф
h
при п == 1,4 для различных Р р аб И 
. s
Рабочее
Давление h 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 и
Р раб s БОJlее
в Kr/CM'
До 25 fjJ I 2,1з1 2,281 2,451 2,6з1 2,821 з,02/ З,251 3,41 1 3,72
«(1== 0,1) Ф 11,1411,3911,65 J 1,94 I 2,221 2,55 ! 2,90 I 3,26 I 3,65
2663 fjJ 11,8911,981 2,091 2,20 I 2,31 I 2,42 I 2,55\ 2,68 I 2,82
(f.t== О, 07) Ф I 0,77\ 0,92 11,0811,25 \1,43\ 1,61 11,80 I 2,00 I 2,24
64159 fjJ 11,7з1 1,80 [ 1,86 11,93 , 2,01 I 2,08 I 2,151 2,23\ 2,31
«(1==0,05) ф I 0,53 , 0,62 I 0,7з1 0,84 I 0,95 I 1,06 , 1,19/1,30 I 1,43
160349 qJ 11,5911,6з11,671 1,70 I 1,73 I 1,77 I 1,8[ 11,851 1,89
I
«(1==0,03) ф I 0,31 I 0,35 I 0,42 I 0,46 I 0,53 I 0,59 I 0,66 I 0,70 I 0,77
350500 qJ 11,52 I 1,54 I 1,56 11,581 [,60 I [,621 1,64 I 1,66 I 1,68
(,...== О, 02) Ф I 0,181 0,22 I 0,26 I 0,29 I 0,3[ I 0,35 I 0,37 I 0,41 I 0,44
При м е ч а и и е. При Р раб> 500 Kr ICM' следует ПРИllимать (jJ  1,4,
1))  0,4.
пия ер, приведенные в этой таблице, определены из условия, что
В самом нижнем кольцевом слое путем затяжки сальника создается
давление на шпиндель, равное рабочему давлению среды, бла-
rодаря чему среда не в состоянии отжать набивку и просочиться
между ею и шпинделем, Это условие может привести к завышен-
573

ным значениям 'Р. в особенности для сальниковых, уплотнений
u б h
в арматуре высоких давлении. имеющих ольшие значения s'
Величину 'Р можно несколько снизить, учитывая следующие
обстоятельства.
1. Уплотнение набивки при сборке создается обычно путем
затяжки сальника не по всей высоте сразу. а отдельными слоями
друr за друrом, что значительно облеrчает условия обжатия на-
бивки.
2. Давление среДЫ, Действующее на сальниковую набивку
снизу. может в некоторых случаях создать усилия, при которых
сальниковое устройство самоуплотняется, т. е, плотное обжатие
шпииделя набивкой обеспечивается действием давления среды.
3. В сальниковых уплотнениях с большой высотой набивки,
h
т. е. с большим значением отношения , нет необходимости созда-
s
вать условия Рх == Р раб при У == h, так как нормальная работа
сальииковоrо уплотнения обеспечивается и при меньших у.
Для запаса прочности болтов сальника должно быть выдер-
жано условие
Ре?: 1,2Р раб кТ/см.2,
что относится, rлавным образом, к арматуре BblcoKoro давления,
так как при низком давлении это условие всеrда обеспечеио.
Для быстроrо ориентировочноrо определения необходимоrо
усилия затяжки сальника иноrда применяют выражеиие
P == zp раб кТ/см. 2 .
Значения коэффициента z указаны в табл. 118.
Таблица 1/8
Значения коэффициента z
Рабочее давление 2,5 6 10 16 25 I 40 64 I 100
Рраб в Kr/CM 2
I
Коэффициент z I 3,0 I 3,0 I 2,6 I 2,2 I 2,0 11,5 I 1,3 I 1,2
3, СИЛА ТРЕНИЯ МЕЖДУ САЛЬНИКОВОЙ НАБИВКОЙ И ШПИНДЕЛЕМ
Сила трения между элементом набивки и шпинделем
dT == :rrd e dyP x/-t.
[де dy  высота элемента набивки;
/-t  коэффициент трения.
574

Эта формула после преобразования и интеrрирования примет
вид
h
J 2! hy
Т == л dc!!P раб е S dy,
о
откуда
При n == 1,4
( 2! Jt... )
Т == О,5л dcsпP раб е S  1 .
( 2f Jt... )
Т == 2,2 dcsP раб е S  1 ;
( 2f h )
1jJ == 2,2 е S  1 ,
Т == 1jJ dcsP раб'
Значения 1jJ даны в табл. 117, в которой принято, что коэффи-
циенты трения между набивкой и шпинделем уменьшаются с по-
вышением давления (это подтверждено экспериментами). Кроме
Toro, в арматуре для высоких давлений обычно применяются
шпиндели с более тщательно обработанной поверхностью, часто
закаленной, шлифованной и полированной, что уменьшает силу
трения.
При выборе друrих значений п величины 'Ф, принятые по
табл. 117, следует умножить на коэффициент i == 14 '
При расчете сальниковых уплотнений со смазкой, используе-
мых в реrулирующих клапанах, применяется следующая фор-
мула:
обозначим
тоrда
т =со 1 ,5Р тл dch кТ,
[де Р т == 0,025 кпсм 2  удельная сила трения, приходящаяся
на единицу уплотненной поверхности штока;
d c  диаметр штока в см;
h  высота набивки в см.
r л а в а 111. СИЛЬФОНЫ
1. УСИЛИЕ, СОЗДАВАЕМОЕ СИЛЬФОНОМ
Быстрое развитие химии и атомной энерrетики вызвало потреб-
Ность в арматуре, работающей на аrрессивных и радиоактивных
средах. К этой арматуре предъявляются повышенные требования
в отношении плотности всех соединений. Помимо этоrо должна
быть обеспечена безопасность дистанционноrо обслуживания и
предусмотрена возможность дистанционноrо монтажа и демонтажа
арматуры. Сальниковые уплотнения с мяrкой набивкой не удов-
летворяют этим требованиям, так как они требуют периодической
575

подтяжки, а иноrда и замены набивки. В связи с этим быстрое
развитие получила так называемая сильфонная арматура, в KO
торой уплотнение соединения шпинделькрышка обеспечивается
сильфоном (при поступательном, а иноrда и вращательном дви
жении шпинделя). Сальник в этом случае либо Вовсе отсутствует,
либо иrрает 8спомоrательную роль.
Используются сильфоны также и дЛЯ BЫ
r полнения задач прИ,вода, в этом случае силь
фон заменяет цилиндр с поршнем. Иноrда Ис
пользуют упруrие свойства сильфона и для
замены пружины, что имеет место при необ
ходимости установки сильфона.
Первоначально сильфоны в арматуре
использовалис.ь для целей привода в TepMO
статных конденсатоотводчиках, в настоящее
время наибольшее применение они имеют
Рис, 376. Сильфон в вентилях,
цельный Сильфоны изrотовляются из полутомпака
Л80 и из коррозионностойкой стали Х 18Н 101
И друrих марок, а также из неметаллических материалов (фтор,()
пласт и др.). по числу слоев сильфоны бывают однослойные и
мноrослойные. К сильфонам предъявляются обычно требования,
по которым они должны обеспечить определенный ход при рабо
чем давлении и rарантировать HOp
мальную работу изделия в течение
достаточноrо срока, т. е. иметь необ
ходимую долrовечность. Очень часто
к ним предъявляются также требо
вания по антикоррозионной устой
чивости.
До настоящеrо времени нет ДOCTa
точно простоrо и удобноrо для прак
тическоrо применения аналитиче
cKoro метода расчета сильфонов.
Некоторые из имеющихся практи
ческих данных, которые MorYT быть
использованы при расчете, приведены
ниже. Следует иметь в виду, что эти
формулы и rрафики дают прибли
женные велИчины жесткости и долrовечности и В праКТИКе MoryT
иметь место отклонения от полученных расчетным путем.
По методу изrотовления сильфоны MorYT быть цельНЫМ!l
(рис. 376) и сварными (рис. 377); их упруrие свойства различны,
С точки зрения упруrИХ свойств сильфон (при отсутствии дав-
ления среды) можно приравнять к пр уж ине с жесткостью С о, r:Le
С == QyC КТ / ММ
о ". '
...,.
576
)
пв

"""
I
t
//,
п н
Рис. 377. Силы.рuн l:ВарНОЙ

rдe Qyc  наrрузка, кТ (сила упруrосТИ сильфона  без дей-
ствия давления среды) в кТ;
л  упруrий ход сильфона в мм.
На основном участке (упруrоrо хода) жесткость С о является
величиной постоянной, следовательно, приближенный rрафик
изменения силы от проrиба будет иметь вид прямой линии, про-
ходящей через начало координат (рис. 378). Такой rрафик не вполне
точно отвечает свойствам сильфона в связи с наличием петли
rистерезиса (штриховая линия), но для практических целей он
вполне применим.
Жесткость целыюrо однослойноrо сильфона (рис, 376) при
отсутствии давления среды может быть определена по фОРlуле
2,5ED H ([ + 0,01з(2) 62,45
СО == (D D ) '.з'
п H 8
rде D H и D8  наружный и внутренний диаметры сильфона в мм;
t  шаr rофра в мм;
6  толщина стенки сильфона в мм;
п  число rофров в сильфоне;
Е  модуль нормальной упруrости в кТ/мм 2 .
Модуль упруrости полутомпака Л80 равен 11 600 кТ/мм 2 ,
стали Х18Н10Т  20 200 кТ/мм 2 .
Для упрощения вычислений разработана HOMorpaMMa значе-
ний у == 2,5 (1 + 0,013t 2 ) 62,45, приведенная на рис. 379.
С использованием HOMorpaMMbI формула для определения
жесткости приобретает вид
С EDH Т/
о == n (D H  D8)3 У к ММ.
Как видно из формулы, на жесткость сильфона большое влия-
ние (степень 2,45) оказывает толщина стенки 6, Вследствие слож-
ности технолоrическоrо процесса изrотовления сильфона толщина
стенки получает местные изменения и не может быть выдержана
в жестких допусках. Во всяком случае колебания толщины стенки
в пределах 10 % считаются вполне допустимыми. Это дает значи-
тельные отклонения фактической жесткости сильфона от расчетной.
Для получения более точных результатов рекомендуется
в формулу подставлять уточненные значения 6  6', полученные
путем усреднения толщины стенки в соответствии с фактическим
весом сильфона:
б О Ф
б'   "!"'
 ОН "т,
rде 6 н  толщина стенки по нормали в мм;
он  расчетный вес сильфона по нормали;
Оф  фактический вес рассчитываемоrо сильфона.
Если жесткость сильфона подсчитана по толщине стенки 6 н ,
т. е. имеется теоретическая жесТ1{ОСТЬ сильфона, то уточнение
37 Д. Ф. rуревич 577

,Усилие Qyt
, /
I /
/ /
/ /
/ '
/ I
о} /
f!' ш
   ..
i\.
РИС. 378. ХараlИlрИсшКа Сl!льфона
(j нм
28 '
{,ММ
. JO
0,2fj
r
25 '102
15
9
0,24
20
0,22
0,18
fO
9
8
 7
8
o,f"
:
:3 :
t;
tf
7
ffб
2
0,12
D,JO
Рис. 379. HOMorpaMMa для опре;!еленин коэффициента у.
Пример: Дано о =со 0,2 М/Н t =со 5,5 .1/.1/; liаходш,r; у . 6,5 '1 o 
578

жесткости по усредненной толщине стенки {)' можно произвести
( 6' ) 2 45
путем умножения на соответствующее значение е;;; ,т. е.
C == СО ( : )2'45 кпмм,
rде C  уточненное значение Си.
При действии rидростатическоrо давления снаружи и,,!и внутри
сильфона последний деформируется под действием усилия Qcp ==
== PP€, [де Р;.:  ПJIOщадь деЙствия rIlдrаВJIическоrо /l,3ВJlения
в см 2 . Обычно считают
F == 0,785[)\
J о
rде
D  D" + D"
,, 2 см.
в подавляющем большинстве случаев сильфоны работают
в сжатом состоянии и лишь в реДЮIХ случаях, На некоторых
участках хода,  в растянутом.
При сжатом СИJIьфоне сила упруrоrо сопротивления сжатию
действует в сторону действия усилия от давления среды, при рас-
тянутом сильфоне  в обратную сторону.
Это условие J\ЮЖНО представить в виде фОрJ\!УЛЫ
Qсф == QC{J ='= QyC'
[де Qсф  сила, передаваемая сильфоном, в Kr.
Знак «плюс» принимается для сжатоrо сильфона, «минус» 
для растянутоrо.
В аналоrичных случаях (расчет мембран) пользуются понятием
«эффективная площадь», которая учитывает общий резу.ТIьтат
действия rидравлическоrо давления среды и силы, вызываемой
Силами упруrости. Принимают Qсф == РF э .
Приравнивая РF э == Qcp ='= QyCO получаеl\!
F == !lE'.  Q !/С Ch/ 2 .
э Р
в тех случаях, коrда усилие от жесткости сильфона имеет
незначительную величину по сравнению с усилием от действия
среды величиной Quc пренебреrают и ПРИНИJ\!ают Q((/1 == Qcp.
На рис. 380 приведен пример расчетноrо rрафика из ЧIlсла
Применяемых при расчете сильфонов.
rрафик дан для двухслойноrо сильфона с наружным диа-
метром D H == 27 ='= 0,84 млt и внутренним D a == 17,3 Л/М. Шаr
rофра t == 2,5 мм, Р" == 3,75 С,11 2 .
37* 579

ел
(XJ
с
Р, KrjCM
50
I z .
Ртах "55к(/см
TlrT I     r\      r7  \        
  \ J з
2
RR \ 1 1/ '\
  / '\
h r\
n п
\ 1/ \

L J :\ [арантиро8анное число \
              --'    
циклоВ 10000 J
I I 1\
J I \ :\
I I
, I
1/ I \  '\
I 1
1 I I
/ I 1 \
I I '\ I
I I
V 1 1 \ J \
: I 1
25
о
Линейный ХОIJ ). ,М'" 5 10
Устаноб. iJлина /",ММ 20 '10
lКecтKocтb Cp,KrjN"" 2 4
Рис. 380. Расчетный rрафик сильфона HC27-12-0,16 х 2:
J  лннейный ХОД л; 2  жесткость Ср' 3  установочная длнна L

2. долrОВЕЧНОСТЬ СИЛЬФОНОВ
Долrовечность сильфона определяется числом циклов, ко-
торые он может сделать до разрушения. Разрушение сильфона
вызывается напряжениями, MHoroKpaTHo возникающими в нем
на сrибе материала, и зависит от величины этих напряжений.
Напряжения в сильфоне определяются действующим давлением
среды и ходом (проrибом) сильфона.
I
IOF 100 

90 '" 90 
 во 
::, 80 
I::j :::t 5 '"
'2 70 ". '"
 60 '" 10 70 ;;; 
'-'
<; 15 60 
'"  20 
"" 
 50 . .() 50 50 '" 
.()  r-   '" 100 ""
">40  '-' ШВа чо  
 
 30 ". 10000 30 <?; 
'"  100000   
'"
  20 ...  '20  
'"
?J? 10 '"
<:::{ 10 CR .
f---. О О 
I
Рис. 381. HOMorpaMMa для определения долroвечности однослойных
сильфонов из полутомпака
Наибольшие напряжения в стенке однослойноrо сильфона
от проrиба MorYT быть определены по формуле
А ЕDн. V 
(J == t-' (Dн.  D e )3 .  11"
А ==  ( 1  21па ) . а== D Dн. в . ,
t-' 2л: а 2  1 '
'\' == 2,5 (1 + 0,013/2) 62.45
(определяется по HOMorpaMMe на рис. 379);
л  ход сильфона в мм;
б  толщина стенки сильфона в мм.
На основании приведенной формулы можно оценить влияние
различных параметров сильфона на величину возникающих
напряжений, а следовательно, косвенно и на долrовечность силь-
фона.
До настоящеrо времени не получено аналитическоrо выра-
жения для определения долrовечности сильфона в зависимости
от различных действующих факторов.
Для приближенноrо определения долrовечности цельноrо
сильфона из полутомпака в зависимости от величины хода и дав-
ления, выраженных как части от наибольших допустимых, может
быть использован rрафик на рис. 381.
[де
:)81

При м е р. Определить долrовечность сильфона D H == 34 М.М
при 12 rофрах для работы с ходом на сжатие в 4 ММ и при внутрен-
нем давлении 0,6 кПсм 2 .
Реш е н и е. По табл. 119 определяем наибольший допустимый
ход для сильфона данных размеров  он равен 8 ММ, следова-
тельно, мы используем 50% наибольшеrо хода. Наибольшее до-
I1устиыое давление, COrJlaCHo той же таблице, составляет 3,0 KF/CM 2 ,
Сilе,т\овотельно, рабочее даВ,1ен!!с в даННОIlI случае иыеет величину
в 2()(!\, от нанБОс'lhшеrо.
Таблица 119
Данные сильфонов отечественноrо производства
IIЗ I10ЛУТОМПЗlШ Jl80 (по МИ 42064), однослойных,
с внутренними посадочными поверхностями
:r
'C)
"'о-
 
>-  
о.  "'"
C'i:I C'i:I ;;
"
11:'"
)::: 
C)
"'о-
'" ,..
0-",
 
"''' ""
  с:1
" '" I а;
 ru  '" .д  c..
'" .е.  ,,"-- ;ЗS
о- '" ,..>!а 2 Ij) :::::
.е- о '"<:о ""' O  k:" :::: о CI.) Q)j
о '"'  .... "''1: E-<::to.::::
'"' '" S";;! '" '" " '" " о :::G:;C ::r: 
--1 "'S'N '" '"
'"'''' ::: " ::t >&0  t;\Q ",,:>! t.::;'>-'::tk...
ro '" :: а; "' оо.с:1с:1:(:
8", ;::0 O  .е- '" "  О,"  О" ....,.'" '"
,.J С'.. bu'" (!)" " (,)'" (.)'" >t::t ::::  с:1

::::::;
,.. ...
Iд
5 rt
....,.0
, с'<
1:2
lб
16
20
28
28
28
34
34
48
52
60
7,0
9,0
9,0
10,8
18,0
18,0
18,0
20,8
20,8
30,7
34,6
36,0
1,0  I 0,14 21
1,2 " И,О9 14,.5
1,2 20 0,09 29,5
2,2 13 О, II 34
2,0 8 0,12' 23
2,7 12 0,12 40
1,8 16 0,12 35,5
2,2 6 0,1520,5
2,2 12 0,15 33,7
3,5 5 0,14 27
3,4 15 0,12 60,5
4,8 11 0,18 63
0,75
1,27
1,27
1,96
4,3
4,3
4,3
6,1
6,1
12,2
15,0
18,5
3 ')
,
0,70
О,4И
0,08
0,25
0,30
0,16
0,13
0,34
0,17
0,31
0,10
0,13
10,3
6,0
2,0
3,0
4,0
3,5
3,0
4,0
2,1
0,71
0,29
0,45
0,90
0,65
0,53
1,12
0,56
0,87
0,20
0,29
1,7
5,0
4,8
2,8
6,6
4,5
2,5
3,2
5,4
3,2
11,0
11,5
2,5
2,0
2,5
Соединяя прямой линией точки, соответствующие 50 % на
шкале хода и 20% на шкале давления, ыы среднюю шкалу пере-
сеl(аем в точке, соответствующеЙ 1000 000 ЦИКilOв, это И составит,
приближенно, долrовечность сильфона при данных условиях.
Для определения долrовечности сильфонов I1Юl'УТ быть по-
строены rрафики, один ИЗ которых представлен на рис. 382.
rрафик выполнен для однослойноrо сильфона с наружным диа-
метром D H == 38 ММ 1I толщиной стенки {) == 0,22 ММ при
12 rофрах.
Аналоrичноrо типа rрафики строятся для каждоrо типоразыера
сильфона отдельно и отражают влияние на долrовечность только
наrРУЗQЧНЫХ факторов (давление и ход сильфона). В деЙствитель-
ности ДОJlrовечность СИJlьфона определяется ero напряженно-
582

50
1;.0
 30 
"-
'"
'1::.' 20
\с
"':

'"
'" 10

.{g 8
""' 7
 6
2 5
:z:
cq 1;.
3
01
IJ)
CN 
I I I I I
I ---L I i I
I I 't-- t--L I
[---.-1 I I T
'! ....;... 1
\! I it-----.-..
i! 11
...............
+
, 1 I ,1
i i , iL
111 'i:1
............. 1: I I I
1--.............1 ! I I
,.............. I I i I
, !. I i!' б,: : I
. ...c..oo,"llrJ
.............. !............... 111 ' l ....... I
t--.............I .--.............,.rОtl,у 1, . 
...................... I 1I.?лtлt I I :----:: 1 lт лtлt I : 1
I ......'--.... ,.ro  i I +---..... 1
 ;............... I  i
: . '+ j
I ..........
I   i ;----, J i
i I Н 1, 1 I . i!iitt::: I
I 1liП1 liillrrп   !
................
1.........
1
1
I
1
11
, I
:::::::1--- 
I

i ,
Т
Т I
". co('('
; ч 5 67 a9IOCOD!J!J
2000 ЗООО чООО 5000 70110 9IXIO/СООО ZO 30 чО 5060 i080901000D]
ДолzобеЧIIDсть В циклах
Рис. 382. [рафик дощовечносТlJ СIlльфона HC3812O,22
200 ,?ОО чШ 500 ШО 80й 1000

деформированным состоянием, которое зависит от большоrо
числа параметров: наrрузочных факторов (давление ,и ход), [eo
метрических данных (размеры rофров, закруrлений, толщина
материала и пр,) и механических характеристик материала (мо-
дуль упруrости и коэффициент Пуассона),
Расчет сильфонов на основе теории оболочек представляет
собой очень трудоемкую работу и реализация ero в инженерных
N расчетах стала возможной лишь
400000 С применением электронно-вы-
числительных машин (ЭЦВМ).
В настоящее время методика
TaKoro расчета разработана и
применяется в ЦКБА для OДHO
слойных сильфонов [1 О]. Разра-
200000
100000
дО 000
БО 000
40000
\
\
"-
"-
\
\
'\
20000
10 000
дООО
6000
4000
2000
1000
500
JO
40 50 50 70 8090100 б н ,к(/нн 2
Рис, 383. rрафнк завнснмостн между
долrовечнОСТЬЮ снльфона N (числом
циклов) н напряженнем (JN
L
Рис. 384. Сильфон мноrослойныЙ с
резьбовымн втулкамн
ботан алrоритм расчета напряженно-деформированноrо состояния
сильфона, по которому составлена проrрамма дЛЯ ЭЦВМ типа
БЭСМ-ЗМ, Расчет производится для rруппы сильфонов, имеющих
общую rеометрическую модель. В результате расчета для каждоrо
из сильфонов определяются все величины, характеризующие на-
пряженно-деформированное состояние сильфона (линейные и уrло-
вые деформации, напряжения, эффективная площадь и пр.). Кри-
терием оценки долrовечности сильфона является величина (JN 
меридиональное напряжение на опасном участке rофра (в районе
возле BHYTpeHHero радиусноrо закруrления), которое определяется
на основании данных ЭЦВМ.
ПО значению (JN определяется ожидаемая долrовечность N,
выраженная в количестве рабочих циклов или наrружений, ко-
торые сильфон может выдержать до разрушения, Для этой цели
используется экспериментально установленная зависимость
между N и (JN, представленная rрафически на рис, 383. Эта за
висимость выражается формулой
N==
иХ
N
584

Для стали ОХ18НI0Т К == 11.1011 И Х == 4,42.
Таким образом, для однослойных сильфонов из стали ОХ 18Н 1 ОТ
N == 11.1011
а 4 . 42 .
N
Потребная долrовечность сильфонов, установленных в постоян-
но действующих реrулирующих клапанах, зависит от условий их
работы и назначения. Она может колебаться от 10000 до 1000000
ЩiКЛОВ. В особо тяжелых условиях работы сильфонов иноrда
оrраничиваются долrовечностью в 1500 циклов.
Некоторые данные о сильфонах отечественноrо производства
приведены в табл. 119, 120, 121 и 122.
Таблица 120
Данные сильфонов отечественноrо производства
из прлутомпака Л80 (по МИ 42564), мноrослойных,
с внутренннми посадочнымн поверхностям н

'" Жесткость ,,"
Диаметр " '" '1: О'"
'" ro СО ",,,,
ro ,,
В .м.м   '" " в Kr/MM
",'" о >,,,, "f
'"  '" ч " "-'" о
N t: "''1: К
'" "'''' '" "'"
I ..  о " '" '"
"- ...<O " '" '" '" '" "" ,'"
.. '" :о -е () о '" '" '" '" о :I:: :о
:1i '" "- о ",'" " " '" а а :;;"'''' :;;
'" -е .... ",О u '1: ,,- '" '" ","" "
'" " О "," '" ...'" " '" 1- o..k::' ...
" "- .... О S-U О '" " О " K U
>, ... .... " " S- .8-'" \о :;; >'",
"-  >, " '" U ,,8 () " '" 5 g",
'" " \о -е '"
Q Q s :r 00 :r о '" '" 1:1:",c., 1:1:'"
1--'1: (1) '" '"
12 6,6 1,0 15 0,14 2 21,2 0,75 5,25 1,20 13 1,1
28 17,5 2,6 8 0,12 2 28,0 4,3 2,50 0,50 8,2 3,1
34 20,9 2,2 6 0,12 2 20,5 6,1 1,30 0,36 7,0 2,1
38 24,2 2,9 6 0,11 2 25,0 7,95 1,00 0,36 5,0 3,2
38 24,2 2,9 8 0,11 2 32,5 7,95 0,60 0,25 3,0 4,0
38 26,0 2,7 6 0,15 2 23,5 8,2 3,65 1,10 7,0 2,2
38 26,0 2,7 8 0,15 2 30,5 8,2 2,74 0,82 7,0 2,1
38 26,0 2,7 17 0,15 2 53,4 8,2 1,00 0,39 7,3 7,2
40 26,2 3,0 16 0,17 3 60,0 8,8 1,52 0,74 10 5,8
50 33,9 3,5 10 0,14 2 43,5 14,1 0,97 0,38 3,0 5,6
56 36,2 4,3 11 0,20 2 55,6 17,1 1,25 0,47 4,0 7,0
585

Таблица 121
Данные сильфонов отечествеиио,"о производства из СТЗJIИ Х18ИI0Т
(по МИ 42964), одиослойные с внутренними посадочными
поверхностями
...............
/И a::\le rp
13 .И.Н
"' " .
. '. '" "
'"
Q. ... '"
:о -а- u "
'53  Е: о " 
"' t1:
'" ;;; о '"
'" Q. "' U S- '"
» ... "'  9">;
 ::t 5? D С' U :3 '"
" ",,>;
,,::::) "С) а ::r [--<<о О'"
4 0,12 15,0
6 0,16 19,0
8 0,12 22,7
10 0,12 27,0
10 0,14 27,0
12 0,12 30,5
15 9,5 1,9 12 0,14 30,5
14 0,12 34,5
14 0,14 34,5
[4 0,16 34,5
I 16 0,[2 38,0
I
I 16 0,14 38,0
18 0,12 42,0
I 18 0,14 42,0
I
[i
I 6 0,12 20,5
I 6 0,14 20,5
6 0,22 20,5
18 11,5 2,2 10 0,12 30,0
10 0,14 30.0
18 0,18 46,0
22 0,18 56,5
6 0,12 27
10 0,12 40
21 13,5 3,2 10 0,14 40
10 0,18 40
12 0,10 46
14 0,14 53
586
;,;
ЖеСl КОСТЬ С о I
н кr/Дlt
,,"' I
o. 
. " '"
'" '" "'
"
" '" "  c.. 
" "
-" а i3  I
-" -"
t1: " '" t--a::....:;:; r-
" О  u '"<> u
s' 'g :>.=:---- »
о g " .,
" " '" о;,;
" '" N:"'t1:'" Ч",
8 6,0 1,6 17 1,0
8 12,0 4,6 25 1,5
8 3,0 0,9 17 2,4
8 2,4 0,7 17 3,2
8 3,4 1,3 21,5 2,9
8 2,0 0,6 17,0 3,8
8 2,9 1,0 21,5 3,5
8 1,8 0,5 17,0 4,5
8 2,5 1,0 21,5 4,2
8 5,3 2,0 25,0 3,9
8 1,5 0,4 17,0 5,2
8 2,1 0,8 21,5 4,8
8 1,4 0,4 I 17,0 5,9
8 [,9 0,7 I 21,5 5,5
3,2 1,2 17,0 3,0
4,4 1,8 21,5 2,8
7,9 4,5 31,0 2,4
1,9 0,6 17,0 5,4
2,8 1,3 21,5 5,2
3,0 1,0 26,0 5,4
2,5 0,8 26,0 6,7
4 2,9 1,2 11,5 3,3
! 1,7 0,8 11,5 6,0
4 2,2 1,0 [6,0 5,6
4 4,7 2,0 20,0 4,8
4 1,2 0,2 8,0 7,7
"
"
",,-

...
""
'"
х
cтi
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,1
1,[
[,7
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
1,7
2,3
2,3
2,3
2,3
2,3
2,34 2,0
16,0
8,0
0,7

Диаметр
в ММ
'"
:о
"

»
о. '"
C!
27
38
,'"
"
"
"
'-'
о.
....
» '"
C!
17,5 3,3
25,5

"
:о
о.
.е-
е
'-
'-
'"
а
'"
о.
.е-
е
'-
е

u
"
::r
:;;
"
'-'
....
u
'"
"
,,"
::f"
3'"
1--<<0
...)
'"
;:;
"1
'"
"
<о'"
О'"
Продолжение табл. 12 [
...;
",'"
'" '"
""--
"
,.Q
...."1
"'"
g
.e-
(1')",
Жесткие 'ъ (; п 1 1
н кТ/.'О!
.
'" '"
'" "
::1 ::1
.д .д

е
<о
;; I
4 0,14 22 3,88 4,8 1,4
8 0,1435,53,88 2,0 0,7
8 0,16 35,5 3,88 2,8 1,1
10 0,14 42 3,88 1,6 0,5
10 0,16 42 3,88 2,1 0,7
12 0,14 48,5 3,88 1,3 0,4
12 0,16 48,5 3,88 1,7 0,6
4,2
4,2
4,0
4,5
4,5
4,0
4,5
4,2
4,0
4,0
2
6
6
10
10
10
10
12
12
16
40 1 29 I 4, О [12 I
6
45 33,5 3,7 8
8
16
6
G
0,16 18
0,15 35
0,22 34
0,12 i 55
0,14 55
0,22 49,5
0,35 52
0,16 60
0,22 58
0,22 73,5
0,22 [ 60,0 \
0,161ЗЗ,5
0,18 1 33,5
0,22 33,5
0,18 41,0
0,22 41,0
0,22 70,0
7,94
7,94
7,94
7,9,1
7,94
7,94
7,94
7,94
7,94
7,94
5,0
1,6
4,!)
9,42
0,71
0,91
I
3,00 I
9,00
I
0,80 I
2,50
I 1,80 I
14,50 I
. 4,50 1
5,50
9,00
4,20 I
7,00
3,40
12,00
12,00
12,(10
12,00
12,00
12,00
2,:> I
O.)
2,:
0,15
0,30
1,20
6,00
0,40
1,00
0,80
I
2,70 I
2,20
4,20
ёJ
:;
:::;
;:
,,:::
,,"
'-'
 ;:-0..
;
u ,""
>.:::: C.J.........
'"  l..
oc)
ч: 
,:О;

....
u
i?"
е'"
ei",
'1:
е
.<
12,5
12,5
15,0
12,5
15,0
12,5
15,0
2,2
5,0
4,6
6,5
5,9
7,9
7,2
11,5 1,1
II,fi 5,6
16,0 4,8
7,5 10,8
8,:1 10,8
16,0 8,6
20,0 10,7
11,5 12,3
16,0 10,6
16,0 14,4
12'OI
1,80
9,0 4,0
!О,О 4,0
12,0 4,0
10,0 5,6
12,0 5,6
12,0 12,0
1,30
1,70
0,85
587

Продолжение табл. 121
Жесткость С о . 
Диаметр  i1:
в МА! '" "' в "Т/ММ :>.'" <1:
0.'"
'" :< ч " ",О: О
  О: '" ",'" О: О: '"
'" '"
"" :J'\ о. .... О: '" '" '" '"  f:c.. ,"
u = o:k. '" '" :J'\
"" = о. -& <; а  QJN 
:J'\ О: о '" '" а
-& <1: =-"
О: О: О L. О: ....<1: -" -" t-<I!I;S:
'" =" '" <; О: ....
:!i L. О :<'" u 0:" u
О. <; g" '" " "'Е! о '" >'=L: >-"
:>. .... L. 'g :Е
о.  :>. " '" u 3'" Л'" -&0 g :3 '"
Q Q а = -&<; '" '"
:J' f-<<o О'" (!)t:: О: О: r:to: <1:'" r:t",
3 0,16 25,5 15,80 5,50 2,00 8,0 2,3
6 0,22 39,0 15,80 5,80 2,30 11,5 4,7
37,5 4,5 9 0,16 52,0 15,80 1,80 0,50 8,0 9,1
9 0,22 52,0 15,80 4,20 1,70 11,5 7,5
14 0,16 75,0 15,80 1,20 0,30 8,0 14,7
I
I
52 14 0,14 99,0 14,40 0,50 0,15 7,0 20,8
33,5 6,2
14 0,16 99,0 14,40 0,60 0,17 8,0 20,5
137,5 4,5 14 0,22 75,0 15,80 2,40 1,00 11,5 12,1
4,5 17 0,16 88,0 15,80 0,95 0,30 8,0 18,2
I
47,5 5,1 6 0,16 42,5 24,0 2,20 0,90 6,0 j 5,6
5,1 8 0,22 53,0 24,0 3,30 1,00 8,0 5,4
45,5 4,0 8 0,26 44,0 23,1 3,50 1,40 10,5 6,5
63
9 0,16 58,0 24,0 1,5 0,6 6,0 9,0
9 0,22 58,0 24,0 3,2 1,7 8,0 6,1
47,5 5,1 9 0,26 58,0 24,0 5,2 2,3 10,5 6,4
15 0,16 88,5 24,0 1,0 0,3 6,0 15,8
15 0,22 88,5 24,0 2,5 1,0 8,0 10,7
I
65 50,6 5,0 4 0,30 36,0 26,1 12,0 3,0 11,0 2,3
78 55,5 7,1 10 0,16 87,5 35,2 0,7 0,2 5,5 15,8
125 101,0 6,1 8 0,16 75,5 100,2   2,0 7,0
160 129,0 10 12 0,50 40,0 165,0   3,0 22,0
I
588

Таблица 122
Данные сильфонов отечественноro производства И3 стали Х18НI0Т (по НАС 35059).
Мноrослойные с резьбовыми втулками (см. рис. 384) для температуры среды t  4500 С
Диаметр в .мм <: <O '" Условия Рhботы
... .,.
 " "'" ",,,  о
о "'о " А'" \.)  ""
'" А ,. .; '" '" ,.;
'" '" :о -е- "" о -е-'" ,., о cl, :о о"
:о '" А О "'о .; о", ,. a)N ="", А'" Шифр снльфона
-е- '- " '-о 15"' ",,,,
" " о ",- f-o:r:S::  ;:'"
'" ","'" ,.",,,
!I: А '- О "'о о ,,"'" ;:-5. и:E  ;;." "00
» ,. '-'" .; S'ot", .; :S::ro a3iЪ 6' '>1 ",,,,,;
А  » ., "'''' " '" " <::ot А,,:.:
'" '" ';0 ,, о",,,, 00 ",,,,,,,
o ::50 а" ::r 1--<:':" ::r i:iАЧ i:i",ot" i:i>: .....,,:;
17,3 3,8 12 0,16 2 44:1:: 1 4,0 25 7 5000 HC27120, 16Х 2
17,0 3.8 9 0,14 3 35:1:: 1 6.0 30 7 1500 НС27 9O, 14 Х 3 *
17,0 3,8 12 0,16 3 44:1:: 1 6,0 40 6 5000 HC27120, 16Х 3
27:1:: 1 16,5 3,8 10 0,14 5 37:1:: 1 7,0 160 4,5 1500 HC27IO0,I4x5
16,0 3,8 4 0,14 6 16:1:: 1 29,0 225 2 1500 HC2740, 14Х 6м
16,0 4,0 9 0,16 6 36:1:: 1 19,0 225 5 3000 HC2790,16x6 .
16,0 4,0 13 0,16 6 51:1:: 1 13,0 225 6 3000 HC27130, 16X 6 *
24,6 5,5 16 0,2 3 89:1::1,5 4,0 30 17 3000 НС38160,2хЗ *
38:1::1,5 24,6 5,5 12 0,2 3 66:1::1,5 5,5 50 8 5000 HC38120,2x 3
24,2 5,5 12 0,2 4 66:1:: 1,5 7,0 80 8 5000 HC38I20,2X 4
23,5 5,5 13 0,2 6 72:1::1.5 10,0 225 10 I 3000 HC38130,2X 6м
I
32,8 5,1 10 0,2 2 52:1::1,5 3,0 25 10 3000 HC48100,2X 2
32, О 5,1 16 0,2 4 82:1::2 4,0 50 12 5000 HC48I60,2X 4м
32,0 5,1 10 0,2 4 52:1:: 1,5 6,0 50 9 5000 HC48100,2X 4
48:1::1,5 31,3 5,1 10 0,2 6 52:1::1,5 10,0 80 8 5000 HC48130,2X 10
30,0 7,0 13 0,2 10 93:1::2, О 21.0 200 12 3000 HC48I30,2X 10 *
31,3 5,1 16 0,2 6 82:1::2,0 6,0 80 8 5000 HC48I60,2x6
01
00
ф

ci1
Ф
о
Продолжение табл. 122
Диаметр в /.1М I I ::: I <o ,",словия работы I
'" I "'о: N ,;, С,)О
 О "'о " '" I '" о
о- о. '" ,,>
 ::; .... " '" о а., ::;
-е- Uu  -е- "' OU
;Q О. О o о'=: .... ;2'" ;2 0."'
-е- '-- U '--о  ....... :::: о (1) 1:'1 ! :=: ='" Шифр сильфона
 о:; о ::: ... :;: Е--о:::::::::  ...." t.. (l) ro
о. ... о O о :::s:::;;; ,О  ffi  U OO
" ""1: " E--оQ""" »"
» .... ...  '"  t:: ,......t:; l... ",,,,,,
о- » " '"  U 3 U """ О О. ro  5 0.",..
"' '" c:. :3" "' " "о ,,::; 4 Q: " ('\j::::
",с:. ::r ......'" ::r t:[ a....J 4Х :::f
44,0 9,0 1 О 0,2 2 I 921:2, О 1,8 I 20 I ] 5 I 5000 I HC63]00,2X 2
43,3 7,б 10 0,2 4 I 771:2,0 5,6 40 I 15  HC63100,2X4M
43,3 9,0 12 0,2 4 1101:2,0 3,0 40 18 I 1500 HC63120,2X4
43,3 7,6 12 0,2 4 921:2,0 4,7 40 18 6000 НСБЗ 12 o, 2 Х 4"
41, О 9,0 1 О 0,2 8 901:2,0 8,0 140 1 12,5 1500 HC63100,2X8M
631:2,0 i
40.0 9,2 12 0,2 1 О 1121:2,0 9,0 200 ! 12 I 3000 HC63120,2X 1n'
40,0 9,2 I 16 0,2 10 1301:2,0 8,0 I 200 16 I 1 c,on HC63160,2X 1n'
43,8 8,9 I 20 0,2 1801: 2, О 0,3 20 I 30 3000 HC63200,2X 2 ,.
:2 I I
41,8 7,7 I 12 0,2 6 92:t2, О I 5, G 80 I 12 З0ОО HC63120,2x6 "
I 1 I
I I I I I I I
54, О 6,5 13 0,16 5 85::t2.0 ::;,0 35 I 12 5000 HC3130,16X5M
731:2,0 53,5 I 6.3 I 8 0,2 6 541:2, О 6,0 50 8 3000 HC7380,2X 6 *
53,6 G,S I 13 0,2 6 86:,:2,0 3,8 50 15 1500 HC73130,2X 6
71,5 I 8,0 I 11 I 0,2 I 4 90:t 2, о 5,5 25 15 I .3000 НС92  11 o, 2 Х 4
71,2 8,0 15 0,24 4 1221:2,0 5,0 25 25 1500 HC92150,24X 4
92:,:2, О 71, О 8,0 11 \ 0,2 5 90:t2, О 7,5 35 15 1500 HC92 11 0,2 Х 5м
I 71.0 I 8,0 I 15 0,24 I 6 122=2,0 7,3 60 20 3000 EC92150,24X6M
I I I I I I HCI26120,3X 4 '
8. О 12,5 I 12 0,3 4 1551: 2, О 4,0 30 40 3000
120:t2, О 87.5 I 12, j I 12 0,3 6 I 155:,:2,0 5,5 45 40 3000 НСI26120,зхG*
I I
1 o:,:2, О I 142 1 17,2 I 8 I 0,3 I 4 I 142:::2,0 I 5,5 I 15 I 30 I 3000 I HCI9080,3X 4 .
I
Il р 11 М е ч а н 11 Я:
1 Снльфоны испытываются на 1, 25Р.
;J.. Д,'j;. СIi.1Ьq:.сно13, ПОl".IсчеlIНЫХ звездочкой, t  3500 С.

r л а в а IV. ПОТЕРИ НА ТРЕНИЕ В ПЕРЕДАЧАХ
Силы трения 13 арматуре достиrают значительной веЛIIЧИНЫ
и должны быть учтены при расчете арматуры и оценке усилий,
необходимых для ручноrо или механическоrо управления арма-
турой.
Особое значение силы трения приобретают при работе автома-
тически действующей арматуры, [де ПРЩIal'аемые усилия приво-
дав cTporo рассчитаны.
Учет сил трения может производиться двумя методами: HC
посредственным подсчетом величины сил трения, действующих
в данном узле, и введением коэффициента полезноrо )\ействия
к. п. Д., который представляет собой отношение работы получен
ной к работе затраченной.
В мсханизмах управления арматуроЙ используются различ
ные передачи: винтовая, зубчатая, червячная, цепная и др.
СиловоЙ расчет необходимо про изводить с учетом условий ра-
боты передач в арматуре.
Ниже приведены некоторые данные по расчету I1рименяемых
в арматуре передач.
1. ВИНТОВАЯ ПЕРЕДАЧА
Винтовая передача обычно рассматривается как преобразо-
ванная наклонная плоскость. Развернем винтовую линию резьбы
шпинделя на плоскость и представим rайку в виде rруза А, пере-
мещаемоrо по наклонной плоскости, образованной развернутой
винтовой линией (рис. 385).
В работе рассматриваемой передачи следует различать два
случая:
1) винт (или rайка) перемещается в сторону, противоположную
направлению действия сил сопротивления, что имеет место при
закрывании вентиля, коrда среда действует «под клапан», и при
закрывании задвижек независимо от направления движения среды;
2) винт (или rайка) перемещается в ту же сторону, куда на-
правлено усилие, что происходит при открывании вентиля, коrда
среда действует «под клапан».
Представим осевое усилие Qo, передаваемое rайкой, прило-
женным к резьбе шпинделя в точке 1\1 на среднем диаметре
резьбы d cp (рис. 385) и рассмотрим взаимодействие всех сил,
приложенных к шпинделю и приведенных к этоЙ точке.
В точке 1\1 усилие Qo вызывает появление реакции N и силы
трения Т == ftN, rдe ft  коэффициент трения. Силы N и Т можно
заменить их равнодействующей R, наклоненной к оси шпинделя
под уrлом а + р, [де а  уrол подъема винтовоЙ линии резьбы
lUПИнделя, р  уrол трения, определяемый из условия tg р === ft.
I( точке 1\1 следует приложить усилие Qd' создаваемое моментом,
Приложепным к маховику при ручном управлении арматурой
или к шестерне при наличии электропривода.
591

Таким образом, следует считать, что к точке М приложены три
силы: осевое усилие Qo, реакция шпинделя R с учетом действия
силы трения и окружное усилие Qd'
Рис. 385. Схема винтовой передачи
00
При равномерном вращении винта треуrольник сил, образуе-
мый этими силами, должен быть замкнут (рис. 386, а). Из тре-
уrольника сил видно, что
Qd == Qo tg (а + р) KF,
а момент на шпинделе, необхо-
димый для закрывания затвора,
имеет величину
d
МО == Qo с; tg (а + Р) KF 'СМ,
Рис. 386, Условия равновесия сил rде d 2 cP tg (а + р) == L  услав-
в винтовой передаче
ное плечо момента (табл. 123).
Во втором случае при открывании вентиля, среда в котором
действует «под клапаю>, усилие Qo сохраняет направление, а на-
правление действия силы трения изменится на противоположное,
так как шпиндель будет вращаться в обратную сторону.
В соответствии с этим треуrольник сил будет иметь друrой
вид (рис. 386, б), а величина окружноrо усилия выразится фор-
мулой
а)
б)
flO 
С(+ R
Qd
Qd == Qo tg (а  р) KF.
При условиях самоторможения, коrда Р> а, направление
окружноrо усилия изменится на обратное (рис. 386, в), и, приняв
592

Таблица 129

00
Значения L и L' (8 см) для шпинделей с трапецеидальной резьбой по rOCTy 948460
д

о. d cp d
..", Резьба L'  tg (р' a)
 L =' tg (а+р) 2
C:rI
<i Q '" "-     
"'"  
"" '" "   с..  с.. .... "" "" 00
:О'" "'" <i ""Со со> "" ""о ""о о'" "" о'"
",О: '" ""о. о :З о"" "":? о'" "" ""О ""О "" "'
g" "" ""ф "" ."'
iIi:;:( с11 =.. " ""'" o' o o C o""
"''' 0:8 oOO "" c . o'
;>,'"  11  11 11 11 1111 11II 11 I1 \\ 11
0.= <-.   о'" 11 \\ 11 \1 11 1\
"''' '" -'6. - '6. -'6. - '6. -'6.
:r:a а о. = .  ::..9: ::..9: ::..9: ::..9: ::..9:
U<i'" ::. ::. ::. ::. ::.
10 3 8,5 60 25' 0,113 0,122 0,136 0,159 0,181 0,057 0,065 0,077 0,097 0,117
12 3 10,5 50 12' 0,128 0,139 0,156 0,183 0,212 0,082 0,091 0,106 0,132 0,158
14 3 12,5 4° 22' 0,143 0,156 0,176 0,208 0,241 0,106 0,119 0,137 0,[66 0,196
16 4 14,0 5° 12' 0,171 0,185 0,208 0,244 0,282 0,109 0,123 0,142 0,[75 0,209
18 4 16,0 4° 32' 0,186 0,203 0,227 0,269 0,311 0,134 0,[50 0,173 0,2[0 0,249
20 4 18,0 4° 03' 0,201 0,219 0,247 0,294 0,341 0,158 0,176 0,201 0,245 0,258
22 5 19,5 4° 39' 0,229 0,249 0,279 0,330 0,381 0,161 0,180 0,208 0,255 0,301
24 5 21,5 4° 14' 0,244 0,266 0,299 0,355 0,410 0,186 0,206 0,238 0,289 0,341
26 5 23,5 3° 53' 0,259 0,283 0,319 0,380 0,440 0,211 0,234 0,267 0,324 0,380
28 5 25,5 3° 34' 0,274 0,300 0,339 0,405 0,470 0,236 0,261 0,297 0,359 0,420
30 6 27 4° 02' 0,301 0,328 0,371 0,441 0,511 0,238 0,264 i 0,304 0,368 0,432
I I
32 6 29 30 46' 0,316 0,347 0,392 0,465 0,541 0,263 0,291 0,348 0,403 0,472
34 6 31 3° 31' 0,330 0,362 0,410 0,490 0570 0,288 0,318 0,363 0,437 0,512
36 6 33 3° 19' 0,346 0,380 0,431 0,515 0,600 0,312 0,345 0,382 0,472 0,551
38 6 35 3° 07' 0,360 0,397 0,450 0,540 0,630 0,338 0,372 0,422 0,507 0,592
40 6 37 2° 57' 0,376 0,413 0,470 0,565 0,660 0,362 0,398 0,453 0,542 0,631
'"1
'<
."
'"
'"
=
'"
<:il
Ф
с.:>

Q1
'"

"'- d
i-- Резьба
Q.) L 4 tg (0;+ р)
:2'"'
:;a:I
i'i: 
'" '" "- 
.:10:: " "," ::- ф с., с., с.,
'" '" "1: g3 g? og" о 0-;; L':J ;?
?'" ::;;:: а. о ""о "''"
7.:r:( C/J 0:... " C'<I C'>1 OO ;s -
:::" ,,8 OOO оф - о,
>.::: t:! ;;; о 11 11 1111 11,11
0.0: ;;; g  е'" 1111 1111 1111
,,"
:r:" а u;:C", >oiiJ ::t:= ::t:= :iЗ ::t:= ::t:= ' Q.
::t
42 6 39 2048' 0,390 0,431 0,490 0,591 0,690 0,387
44 8 40 30 38' 0,432 0,473 0,535 0,638 0,740 0,367
46 8 42 30 28' 0,446 0,490 0,555 0,663 0,774 0,392
48 8 44 ЗА 18' 0,462 0,506 0,574 0,687 0,800 0,417
50 8 46 30 10' 0,476 0,523 0,594 0,712 0,830 0,442
52 8 48 з0 02' 0,492 0,541 0,615 0,737 0,862 0,467
55 8 51 2" 51' 0,514 0,566 0,645 0,773 0,905 0,50!
60 8 56 2036' 0,551 0,608 0,694 0,838 0,980 0,566
Продолжение ,аб.l. 123
d
L' p tg(p'a)
 
;... с.,
....0 о'" ,.
C'<Iij, &-
o o-
I 11,11 11 I1 I
, Q. ''о. ,
::t ::t
0,426 0,482 0,576
0,406 0,464 0,560
0,433 0,494 0,595
0,460 0,525 0,6:30
0,486 0,554 0,665
0,514 0,583 0,699
0,555 0,629 0.752
0,622 0,703 0,840
::-
,
"'Z"
cr,
o-
\\
00
о'"
O
--=-АС:;;
 I\
, Q.
::t
::t3
0,672
0.656
0,695
0,7:36
0,775
0,-315
0,873
0,974
62 I 10 57 30 12' I 0,591 0,650 0,737 0,885 1,030 I 0,545 0,601 0,683 0,822 I 0,959
65 I 10 60 30 02' I 0,615 0,675 0,768 0,920 1,077 I 0,583 0,643 0,729 0..R75 I 1.020
70 10 65 20 48' 0,651 0,718 0,817 0,985 1,150 0,645 0,710 0,805 0,961 ],118
I 1
I I I
75 I 10 70 2036' 0,689 0,760 0,867 1,045 1,225 0,707 0.777 0,880 1,048 1.218
78 10 I 73 2030' 0,712 0,785 0,898 1,082 1,270 0,74:) 0,816 0,915 I,ICO I 1,279
ьО 10 I ,, 20 26' 0,721 0,802 0,918 1,109 1,301 0,770 0,845 0,954 1,135 1,317
,о
j
I
I
I
I
I
[
I
i 85
I 90
I
(.
\ )3
I !()О
12 79 2046' 0,790 0,870 0,991 1,200 1,395 0,788 0,865 0,981 1,170 1,360
12 84 20 36' 0,828 0,913 1,040 1,255 1,470 0,850 0,932 1,054 1,2;39 i ,41)[
12 89 20 27' 0,865 0,955 1,090 1,319 1,545 0,912 1,000 1.129 1,348 1,:=:60
12 94 2020' 0,902 0,996 1,142 1,380 1,620 0,973 1,066 1,205 1,430 1,660

ЭТо направление ПОJ!ожительным, можно представить усилие Qd
в виде
Qd == Qo tg (р  а) KF.
Момент на шпинделе для этоrо случая
Мо == Qo dp tg (р  а) кТ ,СМ.
Коэффициент полезнOI'О действия винтовоЙ передачи 1] можно
представить отношением:
для первоrо случая
tg а
1 1 ==tg(aIP)
для BToporo случая
 tg(ap)
Y}..
tg а
Ориентировочные значения коэффициентов трения при дви-
жении для расчетов резьбовых соединений арматуры приведены
в табл. 124.
Таблица 124
Величины коэффициентов трения в резьбе !.1
для стальных шпинделей, применяемые
при силовом расчете арматуры
:КОЭффИЦИСIlТ ТрСIlИЯ IJ. I
Резьба вне среды
. Реgьба BIfYTPIl
при ХnрОШF-Й 1 1I Р И С.i1[J\()Й нзд.лlIН I
смазке С1,13ЗКе (п среде)
 ."
I
I
I
0,15
0,]7
0,200,25
Материал саНКII
Бронза, латунь, чуrун
l
O
пластик I
0,25
0,300,35
Сталь
Древеснослоистый
ЩСП)
0,10
0,12
ПрII троr::шии с l\!eCT3 расчеты арматуры l\lOrYT ПРОВОДI!ТЬСЯ
с применением коэффициента трения, приБЛI\iкеНI!О paBHoro
fl' == t + 0,1.
В арматуре, работающей на трубопроводах переrретоrо пара
высоких и сверхвысоких параметров, резьбовая пара шпиндель
rайка также наrревается, в связи с чем уменьшается зазор в резьбе
и увеличивается коэффициент трения. Прп температурах резь-
бовоrо соединения свыше 2000 С зазор в резьбовой паре шпин-
деЛьrайка должен быть увеличен по сравнению с нормальным
зазора!\! во избеж::шие зае,'ЩНИЯ резьGы.
38* 595

Некоторые значения коэффициента трения при повышенных
температурах (при сухом трении) приведены в табл. 125.
При троrании с места коэффициент cyxoro трения увеличи-
вается на 30%. В этом случае значения f1, приведенные в табл. 125,
следует умножить на 1,3.
Таблица 125
Наибольшие значения козффициеита cyxoro трения 11
для иекоторых материалов при различных температурах
/-! пр!! t n ос
Материалы деталей I I I
20 120 225 300
ХI8Н10ТБрАЖМц 0,25 0,28 I 0,28 0,34
ХI8Н10ТЖЧ2 0,27 0,26 0,35 
lХI7Н2БрАЖМц 0,28 0,28 0,29 0,37
1 Х 17Н2ЖЧ2 0,31 0,31 0,33 
2Х [3ЛМцС 0,30 0,37  
2ХI3БрАЖМц 0,25 0,30 0,30 0,34
2Х[3ЖЧ2 0,28 0,28  
Ст,5ЛМцС 0,27 0,31  
40ХБрАЖМц 0,27 0,31 0,33 0,36
40ХЖЧ2 0,22 I 0,25  
2. ЗУБЧАТАЯ ПЕРЕДАЧА
Учет потерь на трение в зубчатой передаче обычно осуще-
ствляется с помощью к. п, Д., который определяется по формуле
Мв
1'] == Mni '
rде Мв  момент на ведомом валу;
М п  момент на ведущем валу;
i  передаточное отношение зубчатой передачи.
Величина к, п. д. зубчатой передачи в основном зависит
от типа передачи, материала зубчатых колес, способа и качества
обработки поверхностей зубьев.
В качестве средних величин можно принять для арматуры
данные значений к. п. д. одной пары зубчатых колес, приведен-
ные в табл. 126.
596

Таблица 126
Значения к. п. д. ОДНОЙ пары зубчатых колес,
прннимаемые при расчете арматуры
Тип переда.,и
Обработка зубьев Цилиндрическая I Коническая
с прямыми зубьями С прямыми зубьями
Зубья чуrунные литые HOBыe0,8; при HOBыeO, 75;
работавшиесяО, 9 приработавшиеся
0,85
» фрезерованные 0,96 0,95
» стальные шлифован- 0.97 I 0,96
ные
При последовательной работе нескольких пар зубчатых колес
общий к. п. д. передачи определяется из произведения
'1') == '1')1''1')2''1')з'' ''I')m
rде 'у] общий к. п. д. всей передачи;
'r)1' 'r)2, '1')3, ..., 'r)пK. П. д. пар зубчатых колес, составляющих
передачу.
Эта формула не распростра-
няется на планетарные передачи.
ЦО20
rде а  уrол подъема винтовой
линии червяка
р  уrол трения;
'r)o  к. п. д. опор.
При подшипниках качения при-
НИмают 'r)o==0,99, при подшипни-
ках скольжения 'r)o == 0,94.
На рис. '387 (кривая 1) показано изменение коэффициента
трения !-t между стальным закаленным шлифованным червяком
и бронзовым колесом в зависимости от скорости скольжения.
Кривая 2 показывает коэффициент трения между стальным
закаленным шлифованным червяком и червячным колесом из
древеснослоистоrо пластика (ДСП).
3. ЧЕРВЯЧНАЯ ПЕРЕДАЧА
Коэффициент полеЗНоrо дейст-
вия червячной передачи опреде-
ляется по формуле
8 tg а:
'у] == 0,9 'r)o tg (а: + р) ,
4°40
4030
о
405
2,5
5 510
v, м/сек
Рис. 387. rрафик зависплюсти коэф-
фициента трсния fL от скорости
скольжения ,1 в червячноЙ паре
597

Применительно к условиям работы арматуры получено: для
пары стальной червякбронзовое червячное колесо t:=:::::: 0,08,
для пары стальной червякчервячное колесо из ДСП !t :=:::::: 0,05.
4. ЦЕПНАЯ И I\АРДЛННАЯ ПЕРЕДАЧИ
В арматуре наиболее часто применяются цепи сварные тяrовые
калиброванные, которые обычно используются для руЧноrо управ-
ления арматурой, расположенной в труднодоступных местах.
Для oAHoro блока с подшипником скольжения
можно принять 11 , 0,92-.;--0,94.
Схема простейшеЙ карданноЙ передачи привс-
дена на рис. 388.
Этот тип передачи применяется для дистанЦIIOН-
Horo управления арматурой как при ручном управ-
лении, так и при электроприводе.
R.. п. д. одной карданной пары выражается
формулой
11 == 1   r 1 n tg (  + + ) + tg l' ] ,
rAe !-"  коэффициент трения;
r  радиус шипа вилки кардана;
R  расстояние от оси вала до серединЫ
опоры шипа;
'у  уrол между осями.
5. ПОДШИПНИЮ-I И ПОДПЯТНИI\И
Условия работы IIOДIШIIIННКОВ и ПОДПЯТIШКОD
В арматуре имеют свои особенности, которые за
ключшотся в том, что работа их часто протекает
при недостаточноЙ смазке, на открытом воздухе,
при отсутствии тщательноrо ухода, с длитель-
ными перерывами в работе и т. д. В связи с этим
значения КОЭффИЩIента трения Должны быть приняты такими,
чтобы они в полной мере отражали эти условня и обеспечивали бы
надежную эксплуатацию армзтуры.
MOI\!CHT трения в ЦИJIlШ/l,РНЧРСКО;VI IIО,'l,IIIИПНlIке скольжения
определяется по фОРl\lуле
1\:1 т == I'"Q .. кТ. (',Н,
[де Q  наrрузка в кТ;
tп  коэффициент трении в подшипнике;
d  диаметр вала в см.
Средние значения коэффициента трения в подшипниках сколь-
жения при обычно пршеняемых удельных ,1l,авлениях указаны
D табл. 127.
fr1
I
Рис. 388. Схема
кзрДaII110Й HE'
рЕ'Д3ЧИ
598

Таблица 127
Средние зиачения Il' принимаемыс варматурс
I Материал Коэффициент TpNIlIH 13 11
--
валС:1 I ВТУ лки Хорошая СМаЗКа I Слабни СМаз
Бронза O,050,IO , О, IO0,2
Сталь ЧуrУII 0,060, 12 О, 120,2
Сталь 0,100,15 О,15О,2
UДШl:lrJIIlIках "п
Ка Tl'elll!e 1I0ЮJЯ
о O,l5O,30
О О, 160, :32
5 O,200,40
Для упрощения расчета часто потери на трение в подшипни
ках скольжения приближенно учитывают введением в Hero к, п, Д.l1,
который ориентировочно можно принимать:
Для подшипников скольжения при особо хорошей смазке. 1] == 0,98
Для ПОДшипников скольжения при нормальной смазке. , 1']  0,96
Для подшипников качения ,.','...'"", 1']  0,99
Опоры для деталей при осевых наrрузках  подпятники 
В конструкциях арматуры применяются rтшным образом Б виде
Таблица 128
Значения коэффициента треиия 6'
прннимаемые при расчете арматуры
Материал I
I Мб
бурта опоры
Сталь Бронза 0,20
» Чуrуи 0,22
» Сталь 0,30
Латунь Чуrун 0,20
Рис, 389, Схема работы пяты: а  коль
цевоЙ; б  шаровой
кольцевой пяты  на шпинделях, rайках и маховиках (рис. 389, а)
и в виде шаровой пяты  на шпинделях вентилей (рис. 389, б).
Для кольцевой опоры, изображенной на рис. 389, а, при со-
Пряжении заплечика шпинделя и крышки с вполне достаточной
степенью точности момент трения можно принять равным
dб r
М б == /lБQ 2 к .СМ,
rде Q  осевое усилие;
d б  средний диаметр опоры; d б  d 1 t d :
/lб  коэффициент тренип в опорах IlIП!ll-I,:елеii, сре,l,I1 не
значения KOToporo приведены в табл. 128,
599

Для шаровой опоры (рис. 389, б) момент трения вычисляется
по формуле
М ш == 0, 25 !-tшQd ш ,
Расчет момента производится исходя из TOrO, что в месте
контакта rоловки шпинделя с опорой создается площадка диа-
метром d ш (рис. 389), который определяется по формуле
з,.
d щ == 1,76 V 2i" см.
Принимая !-tщ ...= 0,3, получаем момент трения в шаровой опоре
типа шпиндель  тарелка при одинаковых материалах этих
деталей
... зr 2QR"
Мш0,132Q V  кТ.см,
[де Q  осевое усилие в кТ;
Rc  радиус rоловки шпинделя в см;
Е  модуль упруrости в кr/см 2 .
При разных материалах шпинделя и тарелки клапана приме-
нима формула приведенноrо модуля упруrости
Е 2EIE2
пРИ8 == Е 1 + Е 2 '
[де Е 1 И Е 2  модули упруrости материалов шпинделя и тарелки.
r л а в а V. силовоЙ РАСЧЕТ ВЕНТИЛЕЙ
1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ НА ШПИНДЕЛЕ,
НЕОБХОДИМЫХ ДЛЯ УПРАВЛЕНИЯ ВЕНТИЛЕМ
Величина и направление усилий на шпиндеЛе, необходимых
для управления вентилем, определяются силами сопротивлений,
действующих в вентиле при перемещении тарелки. Силы сопро-
тивлениЙ создаются в результате rидравлическоrо давления
на тарелку и шпиндель, трения в сальнике и резьбе, трения между
rоловкой шпинделя и тарелкой и т. д. Помимо этоrо для надеж-
Horo перекрытия вентиля необходимо на уплотняющих кольцах
создать достаточное силовое взаимодействие, определяемое вели-
чиной удельных давлений на уплотняющих поверхностях КОJIец,
600

Величина и направление действия сил сопротивления зависит
от TOrO, производится ли закрывание или открывание вентиля
и подается ли среда под клапан или на клапан (рис. 390).
/1
Р,.,
Рис. 390. Схема вентиля и коиструкция узла ШПИИДеля
с тарелкой клапана
Закрывание вентиля при движении среды под клапан
В начале хода закрывания, коrда тарелка клапана находится
в крайнем верхнем положении, силами сопротивления являются
сила трения в сальнике Т и сила действия давления среды на попе-
речное сечение шпинделя Qшп, стремящаяся вытолкнуть шпиндель
из вентиля.
По мере закрывания вентиля тарелка клапана, приближаясь
к седлу, перекрывает проход, вследствие чеrо давление за клапа-
ном уменьшается и, таким образом, увеличивается перепад дав-
лений на клапане. Наибольшей величины этот перепад достиrнет
в закрытом вентиле; коrда за тарелкой давление снизится до нуля,
перепад давлений на клапане будет равен рабочему дав,'!ению Р раб '
В это время давление среды, действующее на тарелку клапана,
Создает силу
Qcp == о,785DРРПб KF,
rде DIC  средний диаметр уплотняющей поверхности колец в см,
В связи с уплотнением соединения действие среды считают
распространяющимся не на всю поверхность уплотняющих колец,
а на часть ее, оrраниченную средним диаметром, значение KOToporo
Вводится в формулу,
601

По мере закрывания вентиля в результате уменыпения дaB
ления за клапаном сила, выталкивающая шпиндель, Qщп YMeHЬ
шается и при наличии перепада давлений на клапане, равном Р раб
становится равной НУЛЮ.
Сила трения в сальнике Т принимается постоянной по величине
независимо от давления, действующеrо в данныЙ момент в вентиле,
и Bcerдa направлена в сторону, противоположную перемещению
ШПИНделя относительно набивки. Поэтому в зависимости от
xapaI\Tepa ДВJ!ження шпинделя (врющнелыlOЕ', винтовое или посту
r,I пательное Jвиженrjе) СОСТLJБМ!ЮIЦие силы ТрСНИЯ бу/у r
u иметь различную веЛIIЧИНУ.
Для Toro чтобы вентиль в заКРЫТО1\! виде НС пропу
скал среду, необходимо, как было указано ранее, создать
силовое взаимодеЙСТJ3ие уплотняющих колец, при KOTO
PO! удельные давления на них имели бы величину не
меньше qy' для чеrо следует прнло
жить усилие, равное
Q!/ === 3,14D K bqy KF,
Рис. 391. Схематический rрафик
ИЗlенения усилия ВДОЛЬ ШПИН
деля при закрывании вентиля
[Л,е b. ширина уплотняющнх ко-
лец в с.м;
qy  удельное давление на уплот-
няющих поверхностях KO
лец, кr/см 2 ,
С перемещением тарелки luraпаНD,
по мере закрывания общее усилие на
шпинделе увеличивается, достиrа51
наибольшей величины при полном перекрытии вентиля. XapaK
тер изменения этоrо УСИЛИЯ по!(азан на рис. 391. Относительное
перемещение тарелки h/ Dc определяется отношением подъема
тарелки над седлом 11 к отверстию в седле Dc. [рафик дан для
условий, коrда через вентиль прохо;ц!Т среда, и давление за
тарелкой падает по мере закрt,шания вентиля, что создаст Hal!
большие усилия, необходимые ДЛЯ управления вентилем, но не
всеrда имеет место в ус'lОВИЯХ ЭКСIlлуатацин.
В вентилях наиболее часто применяется шпиндель, ввинчи
ваемый в rайку, расположенную на крышке, а тарелка сое.l,И
няется со шпинделем шарнирно, как показаI!О на рис. 390. ДiIН
такоЙ конструкции наибольшее усилие, которое надо СОЗЩJТ!>
IЩОЛIJ шпшще<lЯ, чтобы обеспечить плотное пеРЕ'крытне веНТНJlН,
будет раrшо
о
. I I I ,
q05 q1 0,15 420 Ц2Н/Л с
Откры8аНIJе
...
Qo Qc:,: Q!I + т sin а.
Здесь а  уrол подъема винтовоi'r <'IИНИИ резьбы шпинделя.
При расчете по приведенной формуле предусматривается соз-
дание на уплотняющих I\ольцах удельных давлений, равных Чу
и необходиыых ;l/iЯ обраЗОВ<lНИЯ П<10Тноrо замка в затворе. Такие
602

удельные давления в действительности будут созданы, если Bыдep
жаны предусмотренные при расчете условия, а именно: закры-
вание вентиля происходит при движении среды, под давлением,
и в отключенной части трубопровода давление понижается до нуля.
При работе вентиля в друrих условиях и при изменении давления
под клапаном удельные давления не будут сохранять величину qy,
предусмотренную расчетом, а будут иметь KaI{OeTO значение q",
величина KOToporo зависит от упруrости деталеЙ вентиля.
Чтобы выявить влияние этоrо фактора на работу вентиля,
рассмотрим вентиль, закрытый с усилием Qo ПрII отсутствпи среды
в трубопроводе, Под действием этоrо усилия во всех деталях
";: <- '-;/
'"
"- А
 tQcp 
" " "-' ,
, , , , , ,
ш
Рис. 392. Схема перемещения плоскости соприкос!!овеllllЯ уrиоrняlOЩИХ
колец в веНТllле:
/  положение в момент соприкосновения; 1 1 . после БоздеiiСТБИН усилин.
передаваемо]'о ШПИIlделем; 1I/  после подачн среды под давлением
вентиля, создающих силовое замыкание цепи, в котороЙ распо
ложены тарелка и корпус, возникнут упруrие деформации,
При подаче давления под клапан величина деформации деталей
изменится, тарелка несколько переместится, произойдет пере
распределение усилий в деталях, и удельное давление на уплот-
няющих кольцах снизится.
Положение уплотняющих колец в момент их соприкосновения
(рис. 392, 1) изменится после приложения усилия (рис. 392, 11).
Таким образом, плоскость АА переместится на величину л: == : ;
одновременно с этим произоЙдет упруrая деформация шпинделя
, Qo
на величину Л Ш == С ш .
Величина С"  жесткость цепи деталей, поддерживающИх
УПлотняющее кольцо корпуса, и определяется жесткостью эле
ментов деталей, деформация которых при увеличении давления
среды уменьшается. Величина С Ш  это жесткость цепи деталей,
поддерживающих кольцо тарелки клапана; она определяется жест-
КОстью элементов деталей, деформация которых увеличивается при
ПОвышении давления среды. rлавное значение здесь имеет жест-
кость Шпинделя. После Toro как будет создано давление под
603

тарелкой, л уменьшится до величины л: (рис. 392, 111), а цепь
шпинделя увеличит деформацию до л.
Обозначим усилие взаимодействия колец в данный момент
(переменную величину) Q,,; тоrда на верхний узел будет действо-
вать усилие Q" + Qcp, а на нижНий  QK'
Определим величину Q" в зависимости от Qo' Qcp, с" и с ш :
л"  Q" и л"  Q,,+Qcp
"C" ш  С ш '
причем
л;:, == л;" + (л  л).
Сделав ПОДстановку
Q,,+Qcp +
С lIl  С ш С" С" '
получим
Q" === Qo Q(P Сщ С" .
(20)
Таким образом выражается влияние подачи давления среды
в вентиль на величину силовоrо взаимодействия колец (а следо-
вательно, и на величину фактически действующих удельных
давлений) в зависимости от жесткости элементов вентиля.
Анализ этоrо выражения приводит к следующим выводам:
1) для вентиля со шпинделем малой жесткости (упруrим)
при жестких кольцах
С К ----- 1
Сш+С" ----- ,
и выражение (20) приобретает вид
Q/, === Qo  Qcp,
из KOToporo видно, что в таком вентиле давление среды оказы-
вает большое влияние на величину удельных давлений и, чтобы
(вследствие действия давления среды) не произошло недопустимой
разrрузки колец, необходимо всеrда закрывать вентиль с уси
лием не менее
Qo === Q" + Qcp;
2) для вентиля с жестким шпинделем и упруrими кольцами
С К О
С I С ;:;::; ,
шi ."
и выражение (20) приобретает вид
QK;:;::; Qo'
из KOToporo видно, что в TaKOl\I вентиле давление среды почти
не оказывает влияния на величину удельных давлений. Это соз-
604

дает блаrоприятные условия для управления вентилем; так,
для закрывания вентиля при отсутствии потока среды достаточно
приложить усилие, необходимое для обеспечения плотности,
Qo == Qy,
и возникновение перепада давлений на закрытом клапане не нару-
шит плотности замка.
Отсюда становится понятным стремление конструктора соз-
давать упруrие эластичные кольца с применением резины, асбеста
и тому подобных материалов.
Открывание вентиля при движении среды под клапан
Для обычноrо вентиля (рис. 390) усилие открывания равно
Q == т sin а  Qcp.
Здесь Т siп а  вертикальная составляющая сила трения в саль-
нике в кТ.
Если при работе рассчитываемоrо вентиля может иметь место
падение давления под клапаном и сохранение давления над
клапаном, то при открывании будет преодолеваться сила дей-
ствия rидравлическоrо давления на тарелку и необходимое усилие
получит величину
Q == Qcp  Qшп + т siп а.
Здесь Qшп == 0,785dРраб  усилие, выталкивающее шпиндель;
оно вызывается действием rидравлическоrо давления на площадь
поперечноrо сечения шпинделя диаметром d c .
Закрывание и открывание вентиля при движении среды
на клапан
Усилие, необходимое для закрывания вентиля в условиях
движения среды на клапан, равно
Qo == Qy + Qшп  Qcp + т sin а;
усилие, необходимое для открывания вентиля, имеет величину
Q == Qcp  Qшп + т sin а.
Приведенные выше величины усилий, необходимых для управ-
ления вентилем, соответствуют наиболее распространенной кон-
струкции (см. рис. 390). Во мноrих случаях конструкции венти-
лей и условия эксплуатации имеют особенности, требующие при-
менение друrих формул, что должно быть учтено при расчете.
В табл. 129 даны различные наиболее часто встречающиеся
варианты конструкций вентилей и приведены соответствующие
им формулы для определения необходимой величины усилия
ВДоль шпинделя при закрывании вентилей.
605


с>

Изделие
Вентиль
зап ор ны й
С ВВИНЧИfJае
мым шпин
делем
\
Эскиз
Формулы для силовоrо расчета вентилей различных конструкций
Таблица 129
изделия
узла

Рассматри 
ваМЬ1Й
момеНТ
управления
вентилем
Конечный
моу,ент
закрывания
Начальный
момент
открывания
Наибольшее
усилие ВДОЛЬ
шпинделя
НаибольшиЙ I
К:еi:Й I
на :<,.l<1ХQвике [
Qn  Qcp, М  Мо +
+ Qy  Т sina, ,Mc + M"'I
! I
i
!
Q  Qo
I
I
I
i
I
I
\
л;(  Al + i
, I
+Mc+M"'i
I
I
I
ФОРМУЛЫ
;':силие от давления среды
Qcp  0,785DP
Усилие, необходимое Д,1Я I
Уil.10тнения.
Qy  ;r;D"bqy
СИ<1а трения в сальнике
т  1jJd c sP
MO:-Iент в резьбе
.110  (20 d;p tg (а + р)
.\\OleliT трения в са,1ЬНlше
" Т dc
J1 c  Т cos а
MO\leHT трения в пяте
3( 2QoR e
l\l1 ш  0,IЗ2Qо 1/ E
:\\O\leHT в резьбе
, d cp ,
MQQo 2tg(P и)
MO:-Iент трения lJ пяте
Зr
' [ 0 ' 6Q a, 2QoR2
";,,'== ,11 о ,/ Е

Вентиль
запорный
с ввинчивае-
мым шпин
делем.
Тарелка
с разrрузоч-
ным клапаном.
Движение
среды 
«на клапан»
ф
с>
'"-J

"  gl
I
\ JJk";  
JJK
Конечный
момент
закрывания
Начальный
момент
открывания
тарелки
большоrо
клапана
в потоке среды:
при Qy> Qcp
Qo  Qy 
Qcp+ Qшп+
+ т sin а
при Qy < Qcp
Qo  Qcp 
 Qшn  Tsina
Без потока
среды
Qo  Qy +
+ Qшn+
+ т sin а
М  Мо + I
+ Л1 с + М и1
В потоке среды
, , M'Mo+
QoQcp +Мс+Мб
 QШ/l + т sin:a
Без пото!(а
среды
Q  Qo
M'Mo+
+Mc+M
у СИ.lие от давления среды
Q ер  О, 785DP
д/С!J.lие, необходимое для
УП.l0тнения,
Q!J  лDr.Ьqу
СП,lЗ, выталкивающая
ППП! нде,l Ь,
Qшп  0,785dP
СН,l<1 трении 13 са,ЫШJ(е
т  'ФdсsР
Мо'.!ент в резьбе
d
А10  Qo  tg(a+p)
Мо:\!ент трения в сзльНIШС
d c
JI c се Т 2 cos а
MO\leHT трения 13 бурте
d 1 + d z _
_ИЙ C Qo  1\0
:"СИ,lне от Д3I3,lения среды
п' 0785D2p'
'--t'cp , к
(Р'  перепад давлеНIIЙ
НЗ !(лапане)


с>
00
Изделие
Вентиль
запорный Ma
лоrо пр{)хода
с ввинчивае
мым шпинде
лем
lIзделия
ЭСКlIЗ
узла
+
Рассматри -
ваемый
МОМеНТ
управления
вентилем
КонечныЙ
момент
закрывания
Начальный
момент
от!':рывания
Наибольшее
усилие ВДОЛЬ
шпинделя
Наибольший
крутящиЙ
момент
На маховике
QoQcp+ MMo+
+Qу+Тsiпа +мс+м"
Q  Qo
M'M+
+Mc+M
ПРО,J,О.lжение таб.l. 129
ФОР'IУЛЫ
у СИ.lие от давления среды
Qcp  0,785DP
Усиие, необходимое для
уплотнения,
Qy  "D"bqy
Сила трения в сальнике
т  'фdеsР
MOieHT на шпинделе
d cp ,
Мо =се Qo 2 tg (о: т р)
Момент трения в са.lьнике
d c
Мс =с Т  cos о:
2
MOc.ieHT трения на кольцах
D"
M,, Q,, fl"
Момент I3 резьбе
, (i ep ( ' )
Mo Qo Ttg Р a
Момент трения на кольцах
, D",
M"...=Q"/l,,

$
)::1
э
.,
'<
""
<1>
'"
::::
ос
Вентиль
запорныЙ
с разъемным
шпинделем

с
ф
Конечный
момент
закрывания
Начальный
момент
открывания
Qo == Qcp +
+Qy+1'
Qo '"' Qo
м == мо +
+м ш
м' ==M+
+M
Усилие от давления среды
Q ер == 0,785DP
Усилие, необходимое для
упаотнения,
Qy == лD"Ьqу
СИ,lа трения в сальнике
т == фdсsР
Момент в резьбе
d cp )
Mo==QoTtg(a+p
i\\O\leHT трения в пяте
/И Ш ==
 . ') ,. 3! 2QoRlR2
 о, 13Qo V Е (R 1 R2)
N.O:lleHT в резьбе
, d cp , )
,н о == Qo Т tg (р  а
Мо\!ент трения в пяте
, 4
_Н'" ==:3 м ш

ф
..-
с
Изделие
Вентиль
дроссельный
с выдвижным
шпинделе\1
Эскиз
изделия
узла
Рассматри -
ваемый
моМент
управления
вентилем
Конечный
момент
закрывания
Начальный
момент
открывания
Наибольшее
усилие вдоль
шпинделя
Qo == Qcp +
+ Qy + т +
+Т шп
Q==Qo
Наибольший
крутящий
момент
на маховике
м == Мо +
+Мб
M'==M+
+M
Продолжение таб,1. 129
Формулы
';СИ.1ие от давления среды
Q,p == 0,785DP
у СН.1 не, необходимое для
УН.10тнения,
Qy == лDкЬqу
СН,1а трения в сальнике
т == 1jJd c sP
CII,1a
трения в шпонке
Qep + Qy + Те
Rшп 1
JщпRср tg( а+р)
Момент в резьбе
' 1 dcp
,yo==Qo  tg (а+р)
Т шп ==
MO\leHT трения в бурте
dб
,\16 == Qо!-tб 
2
MO\leHT в резьбе
, d cp ,
Мо == Q02 tg(p a)

CQ
со
*
Вентиль
сильфонный

.....
.....
'.11'
К:онечный
момент
закрывания
Начальный
момент
открывания I
Qo  Qcp +
+ Q у + Q ус +
+т шn
при работе
сильфоиа толь
ко на сжатие
и при D K > Dcp
Q  Qo
м  мо +
+Мб
м' M+
+M
о
Усилие от давления среды
Qcp  0,785DP
(если Dcp > DK' то вместо D K
следует подставлять
Dcp  D H t D s )
У силне, необходимое для
уплотнения,
Qy  JtDKbqy
Усилие СИ.lьфона
Qyc  СрА
(С р  жесткость сильфона;
А  велнчина поджатия
сильфона)
Сила трения в шпонке
Т шп  см. выше
Момент в резьбе
d cp ,
MoQo tg(a.TP)
MOleHT трения в бурте
М d"
8 == Q 0[16 ..
2
Момент I3 резьбе
, d cp ,
Мо  Qotg(p .a.)

ф Продолжение табл_ 129
...

Эскиз Рассматри - Наибольший
ваеМЫй Наибольшее крутящий
Изделие момент уснл не вдоль момент Формулы
нздели я узла управления шпинделя на Маховике
вентилем
Усилие от давления среды
Qcp  0.785DP
Усилие, необходимое для
Конечный Qo  Qcp + м == Мо + уплотнения,
момент +Ql/+Q.II+ +М й Qy  лD/(Ьqу
закрывания + Q'np + Т шn
Усилие мембраны
Q.IICM. rл. х
Вентиль Усилие пружины
с выдвижным Qnp  см. rл. Х
шпинделем Сила трения в шпонке
и с металли
ческой мем. тшnсм. выше
браной
Момент в резьбе
d
Мо  Qo ....3!....tg(a+p)
2
Начальный М == M +
момент Q==Qo Ь\омент трения в бурте
открывания ,-M d6
Мб =со Qv  !-t6
2
Момент в резьбе
M == Q о d cp tg (р'  а)
2

Вентиль
запорныЙ
с резиновой
мембраной
1L\
j .\.

. '-.. .....

Конечный
момент
закрывания
Начальный
момент
открывания
Qo == Qэ +
+QIJ
Q + Qo
м == Мо +
+Мб
м == M +
+M
Уснлие от давления среды
и сопротивления мембраны
Qэ==РFr:pС, rде r:p и C
коэффициенты
Усилие, необходимое для
уплотнения,
QIJ == fKqlJ
Момент в резьбе
d cp
Mo==Qo 2 tg(a+p)
Момент в бурте
dб
М6== Qo  116
2
Момент в резьбе
, d cp ,
Мо == Qo 2 tg (р  а)


w
При м е ч 3 н I! С. При IIflЛИЧИИ R крышке BepXHero УПJlотнения сальника следует ВЫЧИС'ЛИП) YCHJHIf-': на ШIшнде.пе. нсо6.
ходнмое длн lI';IOTHoro llере[(рытия сальника.

2. МОМЕНТЫ НА МАХОВИКЕ, НЕОБХОДИМЫЕ
ДЛЯ УПРАВЛЕНИЯ ВЕНТИЛЕМ
Величина крутящеrо момента, который должен быть приложен
для Toro, чтобы создать УСИJlие, необходимое для закрывания
и открывания вентиля, зависит от типа механизма, преобразую
щеrо вращательное движение в поступательное.
Q!vI,xr
140
;; / I  I I
/r-r 1 I I'
I I I
j 1 i---1  I i- - 
t  .
 I -, I
-T-v I --o-- I
I ---1--J ,!  
I I I J
t=1l
LL
300 {IOO 600 600 700 SO(Jj!
Наиболее часто этот механизм представляет собой, как и на
рис. 390, винт и rайку. Здесь имеет место следующая зависимость:
Мо:=О= Qo d tg (а. + р),
120
100
80 '
ВО
40
20
О 100 200
Рис. 393, Диаrрамма иаи-
больших усилий, которые
может приложить человек
со средними физическими
данными к маховика\! раз
IIЫХ диаметров:
1 одии .,еловек обеими ру,
ками; 2ДBa ЧеловеКа обеи
ми руками; Зодии Человек
одной рукой
[де М о  крутящий момент в кпсм;
Qo  усилие вдоль шпинделя в Kr;
d cp  средний дИаметр резьбы ШпиНдеЛЯ в см;
а  уrол подъема винтовой линии резьбы ШПИНДеЛЯ;
р  уrол трения tg р == [1;
t  коэффициент трения в резьбе.
Подсчитанные значения dp tg (а + р) . L  условноrо плеча
момента для шпинделей с трапецеидальноЙ резьбой по [ОСТу
948460 приведены в табл. 123.
Усилие на маховике QA! имеет величину
2М
Q.H== D Kr,
,и
rде D. H  диаметр маховика в см.
Для выбора размера маховика можно ВОСПО:lьзоваться диаr-
раммой, изображенной на рис. 393. Она показывает веЮIЧИНУ
усилия, которое может быть приложено к маховИКУ в зависимости
614

Таблица 130
Максимальное усилие и крутящие моменты на маховиках
'" При I При управлении
'" управлении Прн управленин обеими рукамн двумя операто-
" одной рукой рамн
'"
Q Расположение маховика
'"
:.: Вертнкальное
'" rоризонтальное rоризоитальное
" Любое (на уровне срудн
о (на уровне rруди) (на уровне срудн)
>< или пояса)
'"  .
:>1
'" '"
... <!) . ...>; <!) . ...>; <!) , ... <!) , ...>;
<!) '" '" ,,<> '"   l.. '" ,, i: ffi 
:>1 <:l.. !:.Ф( <:l.. »::;:  l... ... а; ;:; <:l..
'" >-,,, :>1 l..
'" '" ",,,,:>1,,, '" о.:С о ::':: ,,'" о.х3( '" o..:S:c
t::( ;>,,, ::r  ;>,,,  ":Е " ;>,,, ::.:: 5:>1 '" ;>,,, ::.:: :r :>1 "
50 19 47,5 [9 47,5 18 45  
65 21 68 24 78 23 75  
80 23 92 32 128 30 120  
100 25 125 38 190 36 180  
120   44 264 41 246 2 2
140   50 350 45 315  
160   56 448 50 400  
180   64 575 55 495  
200   68 680 57 570 [00 1000
225   71 800 6[ 686  
240   75 900 62 744 [10 1320
250   75 938 62 775  
280   80 1120 64 896 118 1652
320   83 1328 65 1040 128 1968
360   85 1530 66 1188 [28 2304
400   85 1700 68 1360 132 2640
450   82 1845 65 1462 135 3040
500   75 1875 61 1525 136 3400
560   75 2100 61 [708 [36 3810
640   75 2400 61 [952 136 4352
780   75 2700 61 2196 139 5004
800   75 3000 61 2440 139 5560
900   75 3375 61 2745 139 6255
1000   75 3750 61 3050 139 6950
При м е ч а н и е. Диаметр маховика не должен превышать О, В строитель-
Ной ДЛННЫ арматуры,
615

от tro диаметра человеком со средними физическими даю!ыми.
Более точные значения приведены в табл. 130.
Указанные в таблице усилия являются максимальными
и для нормальной эксплуатации арматуры желательно, чтобы
4
расчетное усилие на маховике имело бы величину 5 усилия,
приведенноrо на диаrрамме; поэтому при выборе маховика реко-
мендуется крутящий момент,
полученный расчетом, Y:-'lНo-
жить на 1,25.
Приведенные усилия на ма-
ховике допустимы лишь как
кратковременные; длительное
управление арматурой при та-
ких условиях недопустимо. По-
этому эти данные применимы
лишь для сальниковой армату-
ры, rде наибольшее усилие соз-
дается в конечный момент закры"
вания или начальный момент
открывания. Для сильфонной
арматуры, rде значительные
усилия вдоль шпинделя дейст
вуют на протяжении Bcero хода
шпинделя, следует принимать
при расчете усилия, уменьшен
ные в два раза по сравнению
с данными диаrраммы на рис.
393 и табл. 130.
ФОрМУJ1Ы для определения
крутящих моментов при откры-
вании и закрывании вентилей
различнЫХ конструкций приве-
дены в табл. 129.
Для быстроrо ориентировочноrо определения величины KPy
тящеrо момента на маховике и вентилях размеров от Dy == 15 мм
дО D/j :== 100 мм при рабочих давлениях 16, 25, 40, 64 Kr/CM 2
на рис. 394 приведены rрафики, построенные по расчетным данным.
1-1', /M
l/J !.
100 .
9'0
80 .
7,0 
6,0
5,0
4,0
3,0
1,0 .
0,80
070
0,60
0,50
15
20 25 32
40 60
70 80 то
пу,ММ
Рис. 394. rрафик расчетных крутя
щих моментов на маховике, необхо
димых для закрывания некоторых BeH
тилеЙ
r.'1 а в а VI. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ РЕrулирующих
и ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫХ КЛАПАНОВ
1. РErУЛИРУЮЩИЕ КЛАПАНЫ
Реrулирующие клапаны имеют два основных элемента: дрос-
селирующее устройство в виде седла и плунжера и привод, слу-
жащиЙ для перемещения плунжера. В некоторых случаях плунжер
б1G

перекрывает седло не непосредственно, а с помощью мембраны
(мембранные или «диафраrмовые» клапаны  см. рис. 102) или
шланrа (шланrовые клапаны  см. рис. 108). Если плунжер
рвзrружен от усилий, создаваемых rидравлическим давлением
среды, то силовая характеристика реrулирующеrо клапана цели
КОМ определяется приводом. Если плунжер частично или пол
ностью не разrружен и воспринимает давление среды, то он ча
стично или полностью принимает на себя функции привода,
И силовая характер'истика реrулирующеrо клапана определяется
результатами cOBMecTHoro действия сил на плунжере и при-
воде.
Реrулирующие клапаны MorYT управляться с помощью элсктро
MOTopHoro ИСПОJIНительноrо механизма либо пневматическоrо И.1И
rидравлическоrо (мембранноrо или поршневоrо) привода. Электро
моторный привод осуществляет двустороннее движение шпин
деля и не требует применения rрузов или пружин. Мембрана
и поршень обычно используются в реrулирующей арматуре как
источник одностороннеrо движения, для возврата требуется
обеспечить силовое замыкание, что осуществляется rрузом, пру
жиной или мембранным устройством с противодавлением. В Ka
честве источника энерrии для привода можно использовать либо
давление сжатоrо воздуха специальной системы управления
(реrулирующие Юlапаны), либо давление рабочей среды, TpaHC
портируемой по трубопроводу (реrуляторы прямоrо действия).
Задача привода реrулирующеrо клапана заключается в том,
чтобы создать определенную зависимость
h == f (Р),
rде h  ход плунжера в мм;
Р  давление на приводе в кr/см 2 .
Зависимость между давлением в трубопроводе и давлением
На приводе обеспечивается в реrуляторах непрямоrо действия
соответствующей системой преобразования; в реrуляторах пря
Moro действия давление на приводе равно отреrулпрованному
давлению в трубопроводе.
В реrулирующем клапане в процессе реrулирования все время
обеспечивается равновесие между усилием привода (включая
Н усилие неуравновешенноrо плунжера) и усилием наrрузки,
созданным rрузом или пружиной.
Силовой расчет реrулирующеrо клапана с мембранным приво-
дом сводится К определению основных размеров мембранно
ПРУжинноrо привода и к выявлению нечувствительности клапана.
Давление воздуха над мембраной в процессе работы клапана
Нзменяется от Р 1 В начале хода до Р 2 В конце хода. Каждой вели
Чине давления между Р 1 И Р 2 должно соответствовать определен-
Ное положение плунжера. При проектировании следует обеспе
чить с наибольшей точностью пропорциональпую заВИСИI\ЮСТh
\Н7

между приращением давления среды, деЙствующеЙ на мембрану,
и приращением хода плунжера (т. е. приращением хода мембраны).
Характер реrулирования режима движения среды по трубо
проводу определяется характеристикоЙ плунжера. Иноrда в цe
лях корректировки или изменения характера реrулирования
между мембраноЙ и клапаном устанавливают преобразующиЙ
механизм.
СиловоЙ расчет мембранноrо привода приведен в rл. Х.
ДЛЯ расчета привода должны быть подrотовлены данные о зна
чениях Р 1 И Р 2' величинах хода плунжера и перестановочноrо
усилия Q. Давление P 1 представляет собой давление троrания
с места и в существующих конструкциях принимается равным
0,2 кПсм 2 . Давление Р 2 принимается равным 1,0 кПсм 2 . Таким
образом, Р 2  P 1 =се I1P o == 0,8 кПсм 2 .
Величина I1P a представляет собоЙ д и а паз о н и з м е н е -
н и я к о м а н Д HO r о Д а в л е н и я на приводе и равна изме-
нению давления на мембране, необходимому для перестановки
плунжера из одноrо крайнеrо положения в друrое.
При выборе привода желательно использовать мембрану наи
меньшеrо диаметра, что обеспечивает возможность применения
пружины с наименьшим усилием. Однако применение такоЙ MeM
браны вызывает увеличение неравномерности движения плунжера
в связи с большим влиянием изменения эффективной площади
мембраны на усилие, передаваемое тарелкой, и увеличение зоны
нечувствительности реrулятора при тех же силах трения.
Необходимое перестановочное усилие определяется в зависи-
мости от схемы работы реrулирующеrо клапана: «нормально от-
крыт»  схема НО или «нормально закрыт»  схема НЗ.
ДЛЯ реrулирующих клапанов, работающих по схеме НО,
наибольшее необходимое перестановочное усилие привода (в конце
хода без учета жесткости пружины) будет равно
Qб == I1Pt  G + т кТ,
rдe I1.P  перепад давлений на плунжере, т. е. разность давлений
до и после плунжера при закрытом ero положении,
в кпсм 2 ;
t  неуравновешенная площадь давления среды на плун-
жер в см 2 ;
G  вес деталей, соединенных со шпинделем и плунжером
(rрибок и др.), в кТ;
т  сила трения в сальнике в кТ.
Реrулирующий клапан не должен выполнять функции затвора,
запорноrо opraHa, поэтому нет необходимости на уплотняющих
кольцах создавать значительные удельные давления, обеспечи-
вающие плотность клапана.
Для двухседельноrо клапана
( 2 О )
f == 0,785 D 1  D3 см 2 ,
618

rде D 1  средний диаметр уплотняющеrо кольца большеrо седла
(верхнее) в см;
D 2  средний диаметр уплотняющеrо кольца меньшеrо седла
(нижнее) в см.
Наименьшее необходимое перестановочное усилие привода
(в начале хода) без учета жесткости пружины равно
QM  Т  G KF.
Нечувствительность реrулирующеrо клапана определяется раз-
ностью усилий, необходимых для переlены направления движе-
ния плунжера на обратное при одном и том же ero положении.
Нечувствительность создается силами трения в сальнике, в на-
правляющих плунжера и внутренним трением в материале мем-
браны.
Наибольшая сила трения создается в сальнике, который в pery-
лирующих клапанах с целью уменьшения трения конструируется
таким образом, чтобы шток, проходящий через набивку, имел ми-
нимальный диаметр и был бы обеспечен смазкой. Трение в саль-
никах подобноrо типа (см. rл, II) определяется по формуле
т .. 1,5Р , лd с h.
Зона нечувствительности, определяемая изменением давления
на мембрану, необходимым для изменения направления движения
плунжера на обратное, определится по формуле
/1.PT ;: кпсм 2 ,
rде !J.Pr  разность давлений на мембране в кПсм 2 , необходимая
для перемены направления движения плунжера;
F э  эффективная площадь мембраны при данном ее поло-
жении в см 2 .
Отношение зоны нечувствительности I1Р r к диапазону измене-
ния командноrо давления на мембране !l.P д определяет степень
нечувствительности
,  АР т 1 00 0'
Вт  Pд . /0 .
Степень нечувствительности реrулирующих клапанов с типовыми
сальниками, а также мембранных шланrовых клапанов не должна
превышать 5%, а клапанов с фторопластовыми сальниками или
с сильфонами  3 %.
Привод должен, как правило, обеспечивать пропорциональ-
ную зависимость между ходом и давлением над мембраной; однако
в результате искажений характеристики пружины и характери-
стики мембраны, а также вследствие влияНия неуравновешенности
ПЛУнжера и действия друrих факторов линейная зависимость
ход  давление искажается.
619

ОтклонеНl-!е фактической характерис'tИЮl ход плунжера 
давление на мембране от линейной зависимости носит название
не.тrинейности. Степень нелинейнасти Bh определяется отношением
максимальной разности между фактическим ходом плунжера и
теоретическим, соответствующим давлению на мембране !1h A ,
к полному ходу плунжера h n
e h == Ll }  .] OOn.
1"
в серийных реrулирующих клапанах степень нелинейности не
должна превышать 5 % .
В реrулирующих клапанах с меl\Iбранным приводом и пр ужин-
ной наrрузкой, снабженных позиционным реле, командное давле
ние подается в позиционер, а на мембрану через позиционер по
дается управляющее давление, которое дросселируется в позицио-
нере и подается на мембрану в отреrулированном виде. Оно
увеличивается до тех пор, пока плунжер не станет в требуемое по-
ложение, соответствующее величине командноrо даВJIения. Исход
ное управляющее давление, подводимое в позиционер, равно
2 кПсм 2 .
При наличии позип:ионера степень нечувствительности кла-
пана не должна превышать 0,5 %, а степень нелинейности  не
более 0,5%.
Исследования работы реrулирующих клапанов выявили влия-
ние конструкции плунжера на работу клапана. Так, в двухседель
ных клапанах со стержневым плунжером, несмотря на статическую
уравновешенность конструкции, при больших перепадах давле-
ний плунжер в результате динамических воздействий среды
испытывает значительные осевые усилия, что в конечном итоrе
искажает рабочую характеристику клапана, С целью повыше-
ия степени уравновешенности и улучшения технолоrичности
конструкции применяются реrулирующие клапаны с полым плун-
жером, на которых при работе хотя и возникает крутящий момент,
но он сравнительно мало сказывается на работе реrулятора.
Вместе с тем следует иметь в виду, что стержневой плунжер более
приrоден для работы на вязких и заrрязненных средах.
2. РЕrУЛЯТОРЫДАВЛЕНИЯ
Реrуляторы давления MorYT работать по схеме «ПОС.1!е себя»
(см. рис. 53, а), коrДа участок трубопровода за клапаном, считая
по направлению движеиия среды, соединен с приводам и при уве-
личении давления клапан уменьшает подачу среды, и по схеме
«до себя» (см. рис. 53, б), коrда с приводам соединен участок
трубопровода до клапана, при этом с повышением давления клапан
уве.'шчивает подачу среды.
620

Силовой расчет реrуляторов прямоrо действия имеет MHoro
общих элементов с расчетом реrулирующих клапанов, но при этом
следует иметь в виду, что в первых на приводе действует давление
среды, транспортируемой по трубопроводу, а рабочее положение
клапана должно обеспечивать заданный расход при поддержании
необходимоrо давления, В связи с этим рабочий перепад давлений
должен создаваться при каком-то среднем положении ПЛунжера,
при котором ero перемещение вверх или вниз обеспечивает увели-
чение или уменьшение давления при заданном расходе.
Расчетные формулы и порядок расчета зависят от конструкции
реrулятора и от заданной пропускной способности, определяющеЙ
среднее положение плунжера над седлом.
Реrуляторы прямоrо действия с мембранным приводом (испол-
няющим роль чувствительноrо элемента) и пружинной наrрузкой,
а также с поршневым приводом и пружинной наrрузкой обладают
определенной степенью неравномерности, определяемой по фор
муле
б J!!!:...
 h '
rде h n  полный ход плунжера в мм;
h  проrиб (поджатие) пружины в ММ, необходимый для со-
здания усилия пружины, отреrулированной на заданное
отреrулированное давление.
При выборе пружины привода следует учитывать величину б.
3. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
При силовом расчете малоподъемных рычажноrрузовых и пру-
жинных предохранительных клапанов определяется усилие, необ
Ходимое для создания плотности, что будет обеспечено, если к
шпинделю приложено усилие
Q  Qcp + Qy  G,
rДе Qcp  усилие, создаваемое давлением среды в Kr;
Qy  усилие, необходимое для уплотнения в Kr, создаваемое
давлением
Qcp == O,785DP.
Здесь D K  диаметр уплотняющих колец по среднему диаметру
уплотнения в см;
р  давление среды в кr/ см 2 .
Усилие, необходимое для уплотнения,
Qy == 3,14DK Ь qy'
rде qy  удельное давление в кr/ см 2 ;
Ь  ширина УШlOтняющих колец в 01,
621

Нормами rосrортехнадзора установлены предельно допусти-
мые давления пара в котле Ртах, при которых предохранительные
клапаны должны быть открыты и должны обеспечивать требуемую
пропускную способность и соответствующий расход среды:
Р рай Р lIшх
 3 кпсм 2 Р рап 0,5 кТ/см 2
,,;: 60 » 1 ,15PI'''''
> БО » 1,1 Рри"
Разность I1Р lIlах = Ртах  Р рl1й может быть использована для
создания удельных давлениЙ на уплотняющих кольцах с целью
обеспечения плотности закрытоrо предохранительноrо клапана,
а также для подъема тарелки клапана с учетом преодоления сил
инерции, сил трения и жесткости пружины.
По нормам rосrортехнадзора предохранительные клапаны
должны открываться в котлах с давлением до 13 кпсм 2 при
Р ра6 + 0,2 кпсм 2 ; в котлах с давлением более 13 кпсм 2 до
40 кпсм 2  при 1,03Р р ",: н в котлах с i(авлением свыше
40 кпсм 2  при 1,05Р рай '
Следовательно, в наихудших условиях находятся предохрани-
тельные клапаны низкоrо давления  на Р Рl10  13 КТ/СМ 2 , для
132
которых коэффициент переrрузки составляет К о == 13:0 1,015.
В этом случае усилие уплотнения
Qy == 0,2Р к кТ,
[де р к  площадь Kpyra по диаметру уплотняющих колец в см 2 .
Фактические удельные ,т\авления на уплотняющих кольцах
в этом случае будут равны
Qy O,2F к 0,2D K
q 
К  :с(ОкО  лDкЬ  4Ь
или
qK == 0,05 K кТ/см?'.
Приняв ширину уплотняющеrо кольца клапана Ь
== 0,1 см, получаеы
1 мм
[де D"  в см.
Таким образом, для предохранительных клапанов диаметром
Dc == 10 ММ qK  0,5 кпсм 2 , для клапанов Dc == 100 мм q" 
 5 кпсм 2 .
При таких малых значениях удельных давлениЙ добиться
плотности можно лишь весьма тщательной притиркоЙ. Для уплот-
нения сред с относительно невысокой температуроЙ используют
фибру, эбонит и некоторые друrие l\Iатериалы.
622
q" =с 0,5D" кпсм 2 ,

с повышением рабочеrо давления среды допустимые удельные
давления на уплотняющих кольцах возрастают, но одновременно
усложняются и условия обеспечения плотности.
Приняв К о == 1,05, имеем
1,05Qcp == Qcp + QK или QK =C 0,05Qcp'
Таким образом, 3,14D K bqK == 0,05.0,785DPo, откуда
0,0 [25D K P О
qK == Ь
Для обеспечения п "отности при таких условиях требуется
весьма тщательная притирка колец. Величина qK увеличивается
С увеличением DK' Рои уменьшением Ь. Следовательно, для улуч-
шения условий работы предохранительноrо клапана целесообразно
уменьшать ширину колец Ь, к чему обычно в практике и при6е-
rают. Вместе с тем следует иметь в виду, что чрезмерно узкие
кольца создают блаrоприятные условия для эрозионноrо износа
вследствие неплотности при работе клапана на повышенных и вы-
соких давлениях.
При силовом расчете рычажноrрузовых клапанов оrраничи
ваются определением веса rрузов и их положения (см. рис. 353)
по формуле
Q  Oq!l -+ Op l 2 -+ Опlз -+ Ос. o/'l r
о  II К ,
[де G q , О р , а п , а с . 2  вес в Kr соответственно: поступательно
движущихся частеЙ, рычаrа, подвижноrо
реrулирующеrо и rлавноrо rруза;
[1' [2' [3' [4  расстояния от оси вращения рычаrа до
точки приложения соответствующеrо
rруза в см.
Наличие трения в шарнирах рычаrа и направляющих штока
несколько увеличивает силу, необходимую для подъема клапана.
С целью уменьшения трения в шарнире применяют призматические
опоры,
При подъеме рычаrа точка приложения силы несколько сме-
щается (рис. 395, а), что ухудшает условия подъема клапана.
Рычажная схема, обеспечивающая постоянство направления
(рис. 395, б), хотя и имеет принципиальные преимущества, однако
Не получила распространения из-за сложности. Кроме Toro,
rрузовые предохранительные клапаны обладают большей инер
цией, при срабатывании создают сильные удары по уплотняющим
Кольцам, поэтому постепенно вытесняются предохранительными
клапанами с пружинной наrрузкой.
Силовой расчет пружинноrо малоподъемноrо предохранитель-
Horo клапана также сводится к определению силы Qo == к oQcp,
по которой определяется установочное усилие пружины с учетом
Веса Подвижных деталей.
623

Таким образом; установочное усилие пружины при предвари-
тельном поджатии пружины равно
Qnp == KoQcp  G Kr,
[де G  вес подвижных деталей, действующий на тарелку кла-
пана.
В связи с увеличением усилия при сжатии пружины стремятся
применять возможно мяrкую пр ужину, имеющую наибольший
диаметр и наибольшее число витков, допускаемые данной кон-
струкцией,
 
 d .'
" "///,
//;/, , "/,..,/1'''
с5
 - 
",./" ;'":
"/'/',/>, 1,"//
Рнс. 395. Схема ПОДъема клапана: апрн IIрОСТОМ шарнире; 6IIРН
улучшенном
СИJIOВОЙ расчет полноподъемных (пружинных) клаIIанов ОТШ1-
чается от СИЛОвоrО расчета малоподъемных тем, что жесткость
пружины должна иметь оптимальную величину, так как при чрез-
мерно мяrкой пр ужине закрытие полноподъемноrо клапана
происходит с запозданием.
В полноподъемных предохранительных клапанах достаточный
подъем обеспечивается конструкцией клапана и соответствующим
ходом струи, создающей дополнительную подъемную силу,
r л а в а VH. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ ЗАДВИЖЕК
1. УСЛОВИЯ РАБОТЫ ЗАДВИЖЕК
По расположению уплотняющих колец задвижки можно раз-
делить на две rруппы.
1. Клиновые задвижки, уплотняющие кольца которых распо-
ложены под уrлом и образуют клин (см. рис. 15). К этому типу
Относятся задвижки с цельным клином (рис. 15, а) и с клином,
образованным двумя дисками (рис. 15, б).
2. Параллельные задвижки, уплотняющие кольца которых
расположены параллельно друr друrу (рис, 14).
624

Величина уrла при вершине клина (2ЧJ) оказывает важное влия
иие на эксплуатационные свойства задвижек. При малых уrлах
уменьшается величина усилия, необходимоrо для закрывания
задвижкИ, но увеличивается вероятность заклинивания клина
В корпусе при деформациях трубопровода, вызываемых колеба-
ниями температуры.
Обычно при t раи < 1200 С применяют
клинья с уклоном 1 : 20 (ЧJ==2°52'), а при
t раб > 120° Cc УКJlOном 1: 12 (ЧJ =се 50).
Во избежание защемления клина в KOp
пусе необходимо, чтобы клин не был caMO
тормозящим; это выполнимо при условии
f..tK < tg ЧJ, [де f..tK  коэффициент трения.
Для задвижеI( с уrлом ЧJсс2052' tg (P
==0,05, для задвижек с уrлом ЧJ50 tg (P
Рраб. KrjCM 2
за 
!l
;1
,I
I  .. i', .
IО6ласmь саМОIj/l/lOmЩ'НilН I ,
I I J.
,2 I I  I
I I 1=
700 800 900 10М
lJ!/. мм
Рис. 396. Диаrрамма Давлений среды, обеспечивающих caMO
уплотнение задвижкн:
J  ДJIЯ задвижек СО стальными УПЛОТНЯЮЩИМИ кольцамн; 2для
задвижек с латунными кольцами
25 
20
15
10
5  Облость aaOIle 
нии, не обеспе"и 
бающих саМОljПЛО/Тl.
нения
О
100 200 300
1;00
===0,09. В реальных условиях эксплуатации клиновых задвижек
коэффициент трения больше указанных величин, поэтому клино-
ВЫе задвижки обычно работают в условиях самоторможения клина.
В параллельных задвижках уrол распорноrо клина имеет вели-
чину порядка qJ == 200. Такие значения qJ обеспечивают отсутствие
самоторможения клина (при хорошей чистоте поверхностей клина и
дисков).
Силовые расчеты задвижек производятся с учетом условий,
В которых создается плотное перекрытие среды задвижкой. Pac
смотрим основные из них.
При о д н о с т о р о н н е 1\1 с а 1\1 о У П л о т н е н и и удель-
lюе давление на уплотняющих кольцах, необходимое для f)беспе-
чеиия плотности, создается давлением среды, ,'l;ействующим на
диск. Для этоrо должно быть выдержано условие Qc!, > Qy, т. е
УСИЛие, создаваемое давлением среды на клин или диск, должно
быть больше усилия, необходимоrо для обеспечения плотности.
40 Д. Ф. rуреви'l
625

Для обеспечения плотноrо перекрытия задвижки удельное
давление, фактически действующее на уплотняющих поверхностях
колец, должно быть больше удельноrо давления, необходимоrо для
обеспечения плотности:
q" > qy'
Если задвижка работает в условиях саМОУШIOтнения и уплот
няющие кольца клина и корпуса соприкасаются на полную ширину
наиболее узкоrо из колец, то
Qcp
q" == лD"Ь
и
Dr. P
4Ь?"= qy
или
:::>, 4bqy
p.
При давлении ниже указанноrо ШIOтность задвижки не будет
обеспечена. Таким образом, в задвижках при одностороннем
самоуплотнении плотность обеспечивается лишь начиная с опре-
деленной величины давления и выше; при давлении ниже этой
величины плотность задвижки не rарантируется.
Для ориентировочноrо определения условий, при которых воз-
можно самоуплотнение задвижек, приведен rрафик на рис. 396.
Данные этоrо rрафика соответствуют значениям qy из табл. 108,
В этом случае полости корпуса и крышки заполнены средой
даже при закрытой задвижке. Конструкция задвижек, предназна-
ченных для работы в таких условиях, иноrда не предусматривает
разжимающих элементов для дисков в параллельных задвижках
(клин, винт, кулачки и т. д.), вследствие чеrо между уплотняю
щими кольцами диска и корпуса сохраняется зазор со стороны
входа среды.
Если такая задвижка перекрыта в трубопроводе снеподвижной
средой, то независимо от величины давления в трубопроводе
плотность перекрытия ее не будет обеспечена до начала движения
среды. При этом части трубопровода не будут разобщены до тех
пор, пока не начнется движение среды через задвижку и пока
расход среды не достиrнет величины, создающей перепад давле
ний, при котором возникнет усилие, достаточное для перемещения
диска к кольцу корпуса и плотноrо прижатия ero. Во избежание
TaKoro недостатка задвижки, даже предназначенные для работы
в условиях самоуплотнения, очень часто снабжаются распорным
устройством, которое в данном случае служит в основном для
сближения уплотняюших колец диска и корпуса вплоть до их со-
прикосновения.
()26

Управление задвижками, работающими в условиях самоуплот
кениЯ, может производиться с фиксацией достиrнутоrо положения
диска в закрытой задвижке  при помощи концевых выключа
телей.
При о д н о с т о р о н н е м у п л о т н е н и и с 11 О Д Ж а -
т и е м задвижка работает в условиях, коrда давление среды
не обеспечивает самоуплотнения, т. е. коrда Qcp < Qy  усилие,
создаваемое давлением среды на диск или клин, меньше усилия,
необходимоrо для создания плотности. Закрывание задвижки про-
изводится с поджатием клина шпинделем для создания опреЛ,елен
ИЫХ удельных давлений. При низких давлениях задвижка
Не обладает достаточноЙ плотностью и дает протечку. ПЛОТНОСТЬ
задВижки в этих условиях rарантируется лишь при достижении
определенноrо давления. При меньших давлениях нлотность
не rарантируется.
Односторонняя rарантированная нлот-
Н о С т ь в задвижке на всем диапазоне давлений от нуля до Ру
обеспечивается в том случае, если нод действием шнинделя на
уплотняющих кольцах задвиЖКИ создаются удельные давления,
достаточные для создания плотности как нри действии среды, так
и при ее отсутствии.
С возникновением перенада давлений УСИЛИЯ на кольцах ИЗIе
ияются под влиянием унруrости элементов задвижки; нри этом
величина удельноrо давления на кольцах со стороны входа среды
снижается, а со стороны выхода  повышается. Величина этих
изменений зависит от соотношения упруrости дисков и корнуса.
В результате действия среды в этом случае нлотность обесне-
чивается в задвижке лишь на стороне выхода среды, и в нолость
корпуса и крышки может проходить среда.
Задвижки при односторонней rарантированной плотности
должны закрываться путем применения оrраничеННОI'О момента.
Двусторонняя rарантированная нлот-
н о С т ь в задвижке на всем диапазоне давлений от нуля до Ру
обеспечивается тем, что усилие, создаваемое на унлотняющих
кольцах действием шпинделя при помощи распорноrо устройства,
rарантирует плотность как со стороны входа, так и со стороны
выхода среды, независимо от направления ее движения. После
перекрытия задвижки среда в полость корпуса и крышки не про-
ходит.
Закрывание задвижек при двусторонней rарантированноЙ
плотности должно производиться С оrраничением момента.
Следует считать, что для задвижек наиболее надежным является
Последний метод уплотнения, т. е. обеспечение двусторонней
rарантированной плотности; однако для достижения этоrо
задвижки должны быть изrотовлены с особой тщательностью и точ
НОстью И корпус должен обладать большой жесткостью, что зна
Чительна удорожает изrотовление задвижек. ПомшlO этоrо, для
40*
627

обеспечения двустороннеЙ плотности требуется применение боль-
ших усилий, В связи с ЭТИМ обычно оrраничиваются обеспечением
односторонней rарантированной плотности, а для задвижек боль-
ших проходов обычно оrраничиваются условиями самоуплотнения.
Рассмотрим силы, действующие на клин задвижки, и удельные
давления на уплотняющих поверхностях колец,
Для обеспечения плотности задвижки фактические удельные
давления на уплотняющих поверхностях колец q" должны иметь
величину не ниже qtI, т. е. должно быть выдержано условие q,,>qtI,
На величину qK 'и характер распределения удельных давлениЙ
на поверхностях колец за/l,вижек оказывает влияние ряд факто-
f%;/ ров: давление среды, усилие ВДО,1JЬ
шпинделя, силы трения, конструк-
ция корпуса и клина и т. д,
Эпюра распределения удель-
ных давлений qK на кольце кор-
пуса от действия давления среды
на клин будет иметь вид линии
1  1 (рис. 397), расположенной
параллельно плоскости кольца.
При закрывании задвижки и
перемещении клина вниз между
rоловкой шпинделя и клином воз-
никает сила трения Та, которая,
действуя на клин, изменяет рас-
пределение удельных давлений на
кольце корпуса, в результате чеrо эпюра давлений приобретает
вид линии 1 II, Такой характер влияния силы Та на эпюру
удельных давлений будет иметь место лишь при условии жесткой
конструкции клина и корпуса и пропорциональной зависимости
между деформацией и напряжением в уплотняющих кольцах.
Коrда клин при движении вниз дойдет до положения, при кота-
рО1\! он соприкоснется с уплотняющим кольцом корпуса на стороне
входа среды, возникнет дополнительная сила  реакция R l'
действующая на правое уплотняющее кольцо корпуса с эксцен-
триситетом z, зависящим от уrла и расстояния между уплотняю-
щими кольцами корпуса, В результате действия силы R 1 равно-
мерность распределения удельных давлений еще больше нару-
шается, и эпюра давлений приобретает вид прямой 1 1 II 1 1.
Неравномерность распределения дельных давлений, вызван-
ная силоЙ Те на уплотняющих кольцах задвижек, уменьшается
с увеличением диаметра прохода, и для конструкций с большим
диамеТРО1\! прохода она ничтожно мала.
Влияние конструкции корпуса и К,1Jина на распределение удель-
ных давлений на уплотняющих кольцах заключается в следующем,
Под деЙствием давления среды корпус задвижки деформи-
руется, и расстояние между УПЛОТНЯЮЩИМИ кольцами увеличи-
628
" /'i:f%/ [
'/ //"/;
// /// / '/ '/
Рис. 397. Диаrрамма распределения
удельных давлений на уплотняю
щих кольцах задвижки

вае'I'СЯ (рис. 398). Величина деформации в Верхней части корпуса
а в больше, чем в нижней ан., поэтому повышение давления в корпусе
fjызывает увеличение уrла 2ер между уплотняющими кольцами
корпуса на величину 21', что, в свою очередь, сказывается на рас-
пределении удельных давлений на кольцах. В нижней части кор-
пуса удельные давления на кольцах становятся больше, чем в верх-
ней. Этот фактор сказывается особенно значительно в клиновых
задвижках с жестким клином, коrда удельные давлении на коль-
цах создаются не действием среды, а принудит€'льным поджатием
клина. В результате имеют место, напри-
мер, такие явления. При уплотнении за-
движки путем поджатия клина часто за-
движки при испытании дают протечку,
которая с увеличением поджатия клина не
ликвидируется. Однако достаточно шпин-
дель повернуть на полобората обратно, и
плотность задвижки обеспечивается. Это
явление можно объяснить следующими
причинами. Продвиrаясь вниз, клин за-
клинивается между уплотняющими коль-
цами корпуса, причем наиболее сильно вни-
зу. При возникновении давления в корпусе
уrол между кольцами увеличивается, а в
клине сохраняется без изменения. ЭТО BЫ
зывает протечку, так как клин в связи
с малой величиной ер, будучи заклинен
внизу, не может повернуться, чтобы лик-
видировать уrловой зазор. Коrда клин отжат и освобожден от
защемления в нижней части, он под действием rидравлическоrо
давления прижимается к кольцу корпуса, что обеспечивает плот-
ность перекрытой задвижки.
Отсутствие экспериментальных данных пока не позволяет
учитывать в расчете влияние неравномерности распределения
удельных давлений на работу задвижки, и поэтому условно счи-
тают, что они распределены равномерно. Однако анализ влияния
жесткости элементов задвижки на работу замка и раскрытие меха-
низма действия этоrо фактора представляется полезным как для
ПОлучения практических данных, так и для разработки методики
ПОстановки дальнейших исследований.
При работе клина в условиях самоуплотнения, коrда реаКЦИ51
ВХОДНоrо кольца R 1 равна нулю, дефОРl\IaЦИЯ корпуса оказывает
небольшое влияние на плотность задвижки. Существенные изме
нения MorYT иметь место, если деформации корпуса превратят
уплотняющую поверхность корпуса из плоской в криволинейную,
а деформации клина вследствие ero жесткости при рабочем давле
нии не компенсируют искажения плоскости уплотняющеrо кольца
корпуса и между уплотняющими кольцами клина и корпуса
629
-1
;,!
;У
J
I
J
t
"
j;
/>";/>/
Рис. 398. Перемещения
уплотняющих I10верхно
стей корпуса и клина при
деформации задвИжки

образуются местные зазоры. Задвижки с самоуплотнением работают
обычно при больших диаметрах прохода, в этих условиях имеют
место большие деформации корпуса. Опыты показали, что даже
при значительных деформациях корпуса в задвижках с большим
диаметром прохода клин обычно обеспечивает плотное перекры
тие, поскольку ero жесткость (жесткость плиты большой площади
и относительно малой толщины), как правило, невелика.
В процессе работы задвижки на уплотняющих кольцах KOp
пуса и клина создаются усилия, которые вызывают соответствую
щие упруrие деформации, Приложив на клине вдоль оси задвижки
усилие R о, получим деформацию плоскости кольца корпуса вдоль
оси на величину а. Эти величины связаны
между собой зависимостью
Ro == Сай,
[де Са  жесткость собранной задвижки
в кпмм, т. е. коэффициент про-
порциональности между усилием
R о и перемещением а кольца
вдоль оси прохода собранной
задвижки. Общая деформация
корпуса вдоль оси равна 2а.
Клин также подверrается упруrой дефор
мации; обозначим деформацию К.fJина с oд
ной стороны Ь (общая деформация 2Ь), тоrда
Рис. 399, СхеМа опускания
клина R о == СЬЬ'
'//
I
При деформациях корпуса собранной задвижки под действием
клина, перемещаемоrо вниз, имеют место с.fJедующие явления
(рис. 399).
Если после соприкосновения с обоими уплотняющими коль
цами корпуса переместить клин на величину h, то сечение
клина АА займет положение ВВ, При этом корпус и клин полу
чат упруrие деформации и расстояние IА сократится до lв за счет
упруrости корпуса и клина.
Для корпуса
для клина аналоrичнО
ЯО
а == Са '
Таким обраЗОI\!,
I А  1 ] == 2а+ 2Ь == 2Ro + 2Ro == 2Ro (Са  Сl,) .
1 I Са СЬ СаСЬ
b 
 СЬ .
ПОСКО.1ЬКУ для корпуса и клина R о равны, то
С СЬ 
ай == 1, I! Ь  С а .
630

Точка N соприкосновения клина и корпуса после опускания
клина останется на исходной плоскости мм лишь в том случае,
если а  Ь или Са  С ь , что бывает редко. При цельном клине
Са < С Ь И продвижение клина вниз вызовет смещение точки N
вправо от плоскости ММ за счет Toro, что деформация корпуса
будет больше, чем деформация клина. Как указывалось ранее,
жесткость корпуса в нижней части больше, чем в верхней (между
уплотняющими кольцами); поэтому при продвижении цельноrо
клина вниз в нижней части клина сжимающие усилия будут
больше, чем в верхней, и жесткость соединения будет опреде-
ляться в основном жесткостью нижней м
части корпуса и клина, чему соответст-
вуют большие значения Са и С ь .
Уплотняющие поверхности cocTaBHoro
или цельноrо упруrоrо клина, составлен-
Horo из двух дисков, соединеl:IНЫХ в центре
перемычкой или стяrивающим стержнем,
MorYT устанавливаться в соответствии с
изменением yr ла 'Р в рез ультате деформации
корпуса; при этом значения Са И С Ь опре-
деляются конструкцией корпуса и клина
в целом при действии сил вдоль оси про-
хода. При составном клине обычно СЬ<С а
в особенности для задвижек большоrо про
хода, следовательно, Ь>а, и при продви
жении клина вниз точка N будет смещаться
влево от исходной плоскости М М,
ДЛЯ Toro чтобы сечение клина AA заняло место сечения BB,
необходимо, чтобы упруrие деформации металла корпуса и клина
равнялись величине IА  lв, т. е,
IА  lв  2 (а + Ь).
h tg 'Р (рис. 400), тоrда
h tg 'Р  а + Ь,
НсхоfJная
ПЛОСКОСПlЬ
контакта
о
Упруеая
аеформаЦI1Я
КЛllна
Конечная
ПЛоскость
контакта
IJ 8ертl1{1ль"ое
перемещеНl1е
КЛl..Iна
а УПР!l8GЯ fJeфор-
маЦI1Я корпуса
м
Рис. 400. Схема переме
Щения уплотняющих по
верхностей
Но lAlB
2
Таким образом,
h tg 'Р  Ro (Са + СЬ) ,
СаСЬ
откуда
R h t СаСЬ
0== g 'Р Са + СЬ
Этой формулой выражается зависимость между перемещением
клина и rоризонтальным усилием R о на кольцах (без учета сил
Трения между клином и корпусом).
Реакции на кольцах R  R о cos 'Р, тоrда
R h . СаСЬ
==с sШ'Р Са + СЬ .
631

Ранее было найдено для клиновоrо соединения (см. рис, 377)
Ql == 2Rsin ер (1 + ttp )'
[де Ql  усилие вдоль шпинделя.
Подставив найденное значение R, получим
Q 1 == 2h sin 2 ер ( 1 + I.t )
tg p Cb '
отсюда
Il === Ql
2 ( I.t K ) СаСЬ
sin 2 ep 1  
 tg ер Са + Сь
с помощью этой формулы можно определить величину верти
кальноrо перемещения клина под действием силы Q1 в пределах
упруrих деформаций уплотняющих колец корпуса и клина.
Под действием усилия Q1 вертикальная система получает
деформацию Z, которая представляет собой перемещение нижней
точки rоловки шпинделя как результат накопленной упруrой
деформации шпинделя, rайки, буrеля, крышки и друrих элемен
тов, составляющих силовую цепь шпинделя.
Из зависимости Q1 == CzZ следует, что
z == ....9...!.....
С ? .
Значение С ? можно сравнительно несложно опредеJIИТЬ в ре-
зультате измерения величин Q1 и соответствующих им значений Z.
Вертикальное перемещение клина
h === Ql
2 siп 2 <р ([ + t ) CЬ
Реакции уплотняющих колец
R h СаСЬ
=== sin f{J Са + Сь
или
Q,
( 1 + t )
Деформация уплотняющих колец (суммарная) равна
2а + 2Ь == 2h tg ер
R==
2 sin (jJ
или
а+l)==
R tg ер
, СаСЬ
SШ<Р С 'С
(J r 1>
R
СаСь
COS ер
Ca+CI!
6:32

в условиях одностороннеrо самоуплотнения в корпус прони-
кает среда со стороны входа; поэтому вся полость корпуса и
крышки подвержена действию давления.
Деформации корпуса под действием давления среды обычно
не выходят за пределы упруrости материала. Поэтому R p == Саа р ,
rде R p  усилие от действия rидравлическоrо давления, вызы-
вающее перемещение колец корпуса вдоль оси на величину ар.
Величина Са В условиях эксплуатации зависит от жесткости
Toro участка трубопровода, в котором задвижка установлена,
Для Toro чтобы расстояние между КОЛЫLами по оси задвижки
увеличилось на 2а р , необходимо увеличить расстояние между
проходными фланцами примерно на ту же величину. Перемещению
фланцев препятствует трубопровод. В этих условиях
R p == (Са + С Т ) ар,
rде С Т  жесткость трубопровода в кпмм.
Если трубопровод подвешен на опорах, позволяющих свобод-
ные перемещения участков, а задвижка установлена с компенса-
тором, то величина С Т будет невелика по сравнению с Са И во
всяком случае не больше жесткости компенсатора, В трубопро-
водах малоrо прохода или BbIcoKoro давления обычно эти условия
имеют место, и лишь в редких случаях (например, в трубопрово-
дах с большим диаметром прохода) жесткость трубопровода может
оказывать значительное влияние на упруrие свойства задвижек,
которые при малых давлениях и больших диаметрах прохода
имеют небольшие величины Са' В условиях rидравлических испы-
таний арматуры на заводских стендах, коrда одна сторона за-
движки заrлушена диском (без применения стяжных болтов или
стенда, связывающеrо оба проходных фланца), можно считать CT'
== О,
Усилие R p вызывается действием давления СрЕ'ды на стенки
полости задвижки. Представим
R p == FpP,
[де F р  эквивалентная или приведенная площадь поверхности
Rp
полости задвиЖКИ, определяемая из условия F р == р ;
здесь R p  усилие, которое должно быть приложено
вдоль оси задвижки, чтобы произошла деформация ар,
созданная при действии давления Р.
Таким образом,
 Rp  Рр Р
ар  Са  Са .
Величину F Р/С а определить экспериментально не представ-
ляется сложным  путем замера деформаций ар при давлениях Р.
633

В задвижке, закрытой без среды, на кольцах клина и корпуса
создаются реакции R о и соответствующие им упруrие деформации
колец а и Ь. После подачи давления величина реакции изменяется,
так как корпус и клин под действием давления деформируются.
Изменения деформаций зависят от величины давления, упруrосТИ
корпуса и клина и ero конструкции (сплошной или составной) и от
условий работы задвижки  проходит ли среда в полость корпуса
и крышки или плотность обеспечивается на входной стороне и
среда в полость задвижки не проходит.
Рассмотрим задвижку со сплошным клином, коrда среда про-
Лружина растяжения ходит в полость задвижки.
Са / В результате подачи давле-
: ния в пОлость задвижки корпус
1 и клин деформируются, плос-
I кость соприкосновения входноrо
кольца корпуса и клина пере-
местится на величину х и соз-
дастся равновесие сил при новом
положении плоскости соприкос-
новения. Перемещения колец
корпуса и клина одинаковы, но
сила трения на правом кольце
будет больше, так как реакция
модели за
на нем больше на величину Qcp,
С левой стороны это усилие Qp
будет передаваться на корпус не через клин, а непосредственно
(действием на заrлушку или трубопровод). Рассматриваем дейст-
вие сил и деформации корпуса в продольном сечении по оси про-
хода.
В результате заклинивания клина на обоих кольцах создаются
реакции R о' которые вызывают деформацию корпуса на величину
а == : и деформацию клина Ь == : с каждой стороны. После
подачи давления корпус будет иметь упруrую деформацию,
, ,
созданную действием распирающеrо усилия Ro + Qp, а клин
будет сжат действием усилия R + Qcp, rде R  реакция вход-
Horo кольца после подачи давления; Qp  приведенная сила от
действия давления среды в корпусе.
Блаrодаря тому, что при подаче давления расстояние между
кольцами в корпусе увеличивается, реакция R будет меньше
реакции R о'
На рис. 401 представлена схема упруrой модели задвижки
в виде двух пружин: пружины растяжения с жесткостью СиIVlOде
ли корпуса и пружины сжатия с жесткостью С Ь  JI.IOдели клина,
Л1ы рассматриваем условия упруrой деформации корпуса и
клина, образующих замкнутую цепь, коrда плоскости колец кор-
634
11
  I tJa
Сохранилась упруеая Лружина сжатия
IJelfJормация a2tJa
Рис. 401. Схема упруrой
движки

пуса и клина не расходятся; поэтому упруrие деформации корпуса
равны упруrим деформациям клина, но с обратным знаком. После
подачи давления в корпус упруrая деформация корпуса увели-
чится на величину Да, а упруrая деформация клина уменьшится
на ДЬ == Да. Изменение усилия на плоскости входноrо кольца
корпуса равно
R + Qp  Ro == 2ДаС а .
Изменение усилия на плоскости входноrо кольца клина равно
R + Qcp  Ro == 2ДЬCb.
Обозначим Да == ДЬ == Х. ИЗ полученных уравнений иыеем
Qp  Qcp == 2х (Са + С Ь )'
откуда
2x== QpQcp == P(Pp PK),
Са + СЬ Са + Сь
rде F р  приведенная площадь действия давления на корпусе;
р к  площадь по среднему диаметру уплотняющих колец.
Определим значение реакции
R == 2ХС а + Ro  Qcp.
Подставим значение х
R' == CaP(PpPK) + R  рр
о Са+СЬ о р,
откуда
R==Ro+p [ Ca(FpFK) Рр ] .
 Са + СЬ
После преобразований получаем
R == Ro РРР ( 1  1 t \.
1+)
Са /
С помощью этоrо уравнения можно решить ряд практических
задач. Так, приравняв реакцию R нулю, определим давление,
при котором на входном кольце удельные давления будут равны
нулю:
Ro
РР ( 1  1 z )
1 + Са '
Приравняв R == Qy, rде Qy == лDкЬqу  усилие, необходи
мое для уплотнения, можно определить наибольшее давление,
до KOToporo будет сохраняться плотность на входе в задвижку,
Р==
635

закрытую без действия среды, и т. д. Следует отметить, что в дан-
ном случае не учитывается влияние уrла раскрытия у, образова-
ние KOToporo при жестком клине на верхних участках колец может
вызвать раскрытие при давлении меньше расчетноrо Р. При упру
[ом клине уrол у не должен оказывать существенноrо влияния
на работу задвижки,
Рассмотрим задвижку, закрытую плотно без давления среды
в корпусе так, что на уплотняющих кольцах rоризонтальные
реакции R о > Qy. После подачи среды реакция со стороны BXOД
Horo кольца будет равна R, а на выходном кольце R + Qcp.
Подставив в полученную дЛЯ R формулу F p  FK' имеем
R  Ro  PF K . Ro  Qcp.
Таким образом, в рассматриваемом случае реакция входноrо
кольца равна разности между предварительно созданной реакцией
и усилием от давления среды Qcp независимо от жесткости COCTaB
ляющих элементов задвижки.
Все рассмотренное относится к задвижкам с цельным клином.
При работе задвижки с двухдисковым или составным клином при
двусторонней rарантированной плотности в соответствии с урав-
нением R  Ro  Qcp' При односторонней rарантированной
плотности значение R будет несколько отличаться от значений,
получаемых по формуле, так как величина силы упруrости диска
со стороны входа не зависит от давления среды и меняется лишь
с изменением величины деформации корпуса.
2. СИЛЫ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА КЛИН ЗАДВИЖКИ
При перемещении клина в задвижке необходимо преодолевать
силы сопротивления, которые возникают в основном вследствие
трения между деталями задвижки.
Силы трения в задвижке возникают между уплотняющими
кольцами клина и корпуса как со стороны выхода, так и со CTO
роны входа среды. До соприкосновения клина с уплотняющими
кольцами корпуса может действовать сила трения между клином
и направляющими rребнями корпуса, которая создается давлением
среды на клин и моментом на шпинделе, хотя влиянием последнеrо
обычно пренебреrают.
Силы трения между направляющими клина и корпуса и между
уплотняющими кольцами клина и корпуса одновременно дей-
ствовать не MorYT, поэтому в расчете учитывается лишь одна из них.
В конце закрывания и в начале открывания задвижки, коrда
клин еще не коснулся уплотняющеrо кольца корпуса, при нали-
чии перепада давлений действует сила rидравлическоrо давления,
составляющая которой Q помоrает закрыванию и противодей-
ствует открыванию (рис. 402).
636

Вес деталеЙ QG' подвешенных к шпинделю, обычно по сравне-
нию с силами, деЙствующими в задвижке, имеет незначительную
величину и существенноrо влияния на ее работу не оказывает
даже в том случае, если шпиндель задвижки расположен верти-
кально. При rоризонтальном расположении шпинделя вес этих
деталеЙ незначительно увеличивает силу трения между клином и
корпусом. Часть момента, деЙствующеrо на шпинделе, передается
на клин и вызывает изменение силы прижатия клина к корпусу,
увеличивая удельное давление на одноЙ стороне кольца и YMeHЬ
шая ero на друrоЙ. Так как влияние этоrо
фактора сказывается в пределах 24 %, то
при обычных расчетах задвижек он не учи-
тывается.
При силовых расчетах задвижек не учи-
тывается также и сила трения Т;!  между
rоловкоЙ шпинделя и клином, которая также
очень мало сказывается на величине усилия,
необходимоrо для управления задвижкоЙ.
Рассмотрим процесс закрывания и откры-
вания клиновоЙ задвижки и выявим силы,
деЙствующие на клин.
Перемещение клина при закрывании
задвижки в потоке среды протекает следую-
щим образом: клин, опускаясь вниз, постепен- РИС. 402. Схема дейст
но перекрывает отверстие корпуса, вследствие вин СИЛЫ Qz на клин
чеrо увеличивается разность давлениЙ по обе
стороны клина, и последниЙ встречает все большее сопротивление
увеличивающеЙся силы трения Т Н между направляющими кор-
пуса и клина.
В период, коrда клин еще не коснулся уплотняющеrо кольца,
он движется вертикально вниз вдоль направляющих. Сила давле-
ния среды Qcp, направленная нормально к плоскости уплотняю-
щеrо кольца, образует уrол с направляющими клина, блаrодаря
чему создается дополнительное усилие Qz (рис. 402), направленное
в сторону движения клина и равное
Q === QCТJ siп ер.
Клин при движении вниз коснетсн ОДIЮI'О ушютняющеI'О
Кольца и блаrодаря зазору между направляющими начнет дви-
rаться вдоль плоскости уплотняющеrо кольца. В это время сила
давления среды направлена нормально к плоскости движения и
создает лишь силу Т"  силу трения между уплотняющими по-
верхностями. В дальнеЙшем, коrда клин коснется обоих уплот-
няющих колец, к деЙствующим силам сопротивления прибавляется
сила трения Т"l во второЙ паре уплотняющих колец со стороны
входа среды. Величина сил трения между УПЛОТШIЮЩИМИ поверх-
Ноет ями в этот момент зависит не только от силы деЙствия
637

давления среды Qcp, но и от усилия, которым шпиндель дей-
ствует на клин, Q1 (рис. 403).
Таким образом, при закрывании задвижки в потоке среды сле-
,'\ует различать три периода движения клина.
1. Движение клина вниз вдоль направляющих со все увеличи-
ваЮЩИI\lСЯ перепадом давлений. и увеличивающейся силой трения
Т" между направляющими корпуса и клина; это будет происходить
ДО соприкосновения клина с одним из колец корпуса (рис. 403, а).
а) 
f?
:: L"J Q,
tJ) QCfJ б
Б
Т,
91
Рис. 403. Мноrоуrольники сил, деЙствующих на клин ври
закрывании задвижки: Ql  усилие вдоль шпинделя,
необходимое для перемещения клина; Qa  вес подвиж-
ных деталей
2. Движение клина вдоль уплотняющей поверхности кольца
корпуса при действии силы трения Т" между кольцами корпуса и
клина. Сила трения Т" между направляющими корпуса и клина
исчезла, так как появился зазор между ними (рис. 403, б).
3. Движение клина вдоль направляющих между двумя уплот-
няющими поверхностями колец корпуса (процесс заклинивания)
при действии сил трения Т" и Т/о между обеими парам и колец и
при действии реакции кольца R со стороны выхода среды и peaK
ЦИI! R I со стороны входа среды (рис. 403, в).
Силы трения имеют слел,уЮЩУЮ величину:
TI< осе RHtl<' Т К =о, RI1K' Т К1
R 1/1",
[де 111<  коэффициент трения между направляющими;
11"  коэффициент трения между уплотняющими кольцами.
При открывании задвижки подъем клина начинается сколь-
жением ero по уплотняющим кольцам корпуса. Основными силами
сопротивления, действующеrо в этот момент, являются силы тре-
638

иия между уплотняющими кольцами (с учетом коэффициента Tpe
ния покоя). При дальнейшем движении клина вверх вдоль уплот
няющих колец в результате смещения клина под действием усилия
rидравлическоrо давления среды Qcp выбирается зазор между
направляющими клина и корпуса, после чеrо клин начинает дви
rаться вертикально вверх вдоль направляющих. С этоrо момента
действует составляющая Q2 силы rидравлическоrо JJ,авления среды
на клин
Q," Q,p sin Ч',
направленная в сторону, обратную JJ,вижению клина; эта сила
по мере подъема клина уменьшается в связи с уменьшениеl\\ уси
а)
Qcp
'f
j...-.-,
, 1)6
т:
Ii
Q;
р
1 l'
1' БJ С I)С т.
. I Ту. Q; t 11
. 1)6
R
б)
Qc
9/
R
Рис. 404. МноrоуrольниКИ СИЛ, действующих на клин
при открывании заДRИЖКИ
лия Qcp. Таким образом, и при открывании задвижки в потоке
среды движение клина можно разделить на три периода.
1. Расклинивание  коrда клин выходит из соприкосновения
с уплотняющими кольцами и движется вдоль направляющих
вверх (рис. 404, а).
2. Скольжение вдоль одноrо из уплотняющих колец, коrда
клин отжимается в сторону давлением среды, что происходит
до тех пор, пока не выберется зазор между направляющими кор-
пуса и клина (рис, 404, б).
3. Скольжение клина вверх вдоль направляющих, коrда клин,
прижимаемый потоком среды к направляющим, перемещается
вертикально. Основной силой сопротивления движению клина
в этот период является сила трения между направляющими,
которая по мере подъема клина уменьшается (рис, 404, в),
639

:i. РАСЧЕТ УСИЛИЙ, НЕОБХОДИМblХ для ПЕРЕМЕЩЕНИЯ КЛИНА
ПРИ ОДНОСТОРОННЕМ САМОУПЛОТНЕНИИ
Закрывание задвижки
При расчете задвижки для условий самоуплотнения обычно
считают, что клин полностью перекрывает проход и соприкасается
с одним из уплотняющих колец корпуса. Это соответствует мо-
менту, коrда сила давления среды на клин имеет наибольшую
величину. В друrие промежуточные моменты разность давле-
ний среды на поверхносТl, клина меньше и силы сопротивле-
ния имеют также меньшую величину. За расчетныЙ ПрlШИl\lаеТС>l
второЙ пеРИОl закрывания задвижки (рис. 403, б).
Рассмотрим наиболее часто ветре-
т-к чающиЙся случаЙ, коrда задвижка уста-
новлена в трубопроводе вертикально,
маховиком вверх.
Клин, прижатыЙ давлением среды
Qcp к уплотняющему кольцу корпуса, пе-
ремещается под действием силы Ql и си-
 лы собственноrо веса Qo, которые долж-
 ны преодолевать силу трения Т" между
уплотняющими кольцами (рис. 405).
Из мноrоуrольника сил, приложен
ных к клину, составленноrо исходя из
условий paBHoMepHoro движения клина
(рис. 403, б), получаем уравнения
Q1 + Qo == R sin ер + т" cos ер  QCjJ siп ер;
Рис. 405. Схема действия сил
на клин при самоуплотнении R cos ер  Т" sin (р + Qcp cos ер,
из которых после преобразований имеем
p"Qcp Q
Q1== cosCP(1rt"tgcp)  о.
Для задвижек небольшоrо прохода, проектируемых для ра-
боты в различных положениях, можно принять Qo ==с О, тоrда
Q p"Qcp
1 == cos С[' (1  1-1" tg (/,) .
Учитывая малую величину уrла ЧJ, можно для практическоrо
использования принимать
Q1 == !-t"Qср  Qo.
Для уплотняющих колец из бронзы и чуrуна принимается
коэффициент трения !-t" == 0,25; для колец из уrлеродистой стали
!-tr. == 0,30; для колец из стали Х 18Н 10Т !-tr. == 0,35.
Такие значительные величины коэффициентов трения между
уплотняющими кольцами объясняются тем, что в процессе эксплу-
640

атации задвижек уплотняющие кольца изнашиваются, что YBe
личивает силу трения. Кроме этоrо следует учесть возможность
попадания твердых частиц (накипь, песок и пр.) между уплот
няющими кольцами.
Открывание задвижки
Усилия, действующие на клин, при расчете принимаются
направленными так, как показано на рис. 404, б.
Таким образом, при открывании задвижки второй период
движения клина принимается за расчетный. Первый период (рас-
клинивание) в задвижке, работающей в условиях одностороннеrо
самоуплотнения, не должен иметь места. В третий период дей
ствует дополнительно составляющая усилия rидравлическоrо
давления; однако коэффициент трения имеет l\Iеньшую величину,
нежели во второй период, коrда он принят paBHbIl\I коэффициенту
трения покоя. Повышенный коэффициент трения (покоя) f1
оказывает при расчете больше влияния, нежели Qe.
Уравнения равновесия имеют вид (рис. 404, 6)
Q == Qcp sin ер + T cos ер + Qc; . R' sin ер;
R' cos ер == Qcp cos ер  T sin ер.
Преобразуя эти выражения, как и в случае закрывания, ПО,lУ-
чаем
Q ' 1:Qcp I Q
1== ( ,  ) T с;.
COS ер 1 + tK tg [р
Учитывая малую величину уrла ер, l\IOЖНО д.1Я практическоrо
использования принимать
Q == f1Qcp + Qc;.
Коэффициент трения покоя для задвижек можно ПРИНЮ,IaТЬ
равным
IJ: == CK + 0,1.
Большие значения коэффициентов трения при расчете усилий,
необходимых для открывания задвижек, ПрИНИi\lаются с учетом
возможности «прикипания» колец, т. е. увеличения i\Iолекулярноrо
сцепления между материалом кольца клина и l\IатериаЛОi\I кольца
корпуса в результате длительноrо пребывания задвижки в закры
том положении, коrда уплотняющие кольца прижаты друr к
друrу с большим усилиеl\I. Для коррозионностойкоЙ стали
Х 18Н10Т коэффициент трения принят наибольшим в связи с из
вестными ее своЙствами. Коrда эту сталь применяют для работы
при высокой температуре, коэффициент трения l\IOJKeT достиrнуть
величины f1K == 0,5-+0,6.
41 Д. Ф. rуревич
641

Коrда задвижка работает в условиях самоуплотнения и закры
вается перемещением клина до определенноrо положения, изме-
нение давления в пределах условноrо не может вызвать увеличе
ния усилия, необходимоrо для открывания, свыше Q независимо
от Toro, закрыта задвижка под давлением среды или без давления
среды.
4. РАСЧЕТ УСИЛИЙ, НЕОБХОДИМЫХ ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ КЛИНА
ПРИ ОДНОСТОРОННЕМ УПЛОТНЕНИИ С ПОДЖАТИЕМ
Закрывание задвижки
В начале опускания клина в задвижке усилие, необходимое для
перемещения клина при действии среды, имеет такую же величину,
как и в задвижке, предназначенной для работы в условиях caMO
уплотнения без поджатия. Это усилие, как ранее было указано,
будет увеличиваться по мере увеличения перекрытой площади
прохода и перепада давлений, пока не достиrнет величины Q1 ==
== /1" Qcp.
Так как в рассматриваемых нами условиях уплотнение за
движки действием давления среды не обеспечивается, то с целью
достижения плотности перекрытия клин при помощи шпинделя
опускают ниже, до соприкосновения ero с обоими уплотняющими
кольцами корпуса (рис. 403, в).
Уравнения сил, действующих на клин, будут
Ql + Qa == R sin ер + Т" cos ер + Т"l cos ер  Qcp sin ер +
+ R 1 sin ер;
R cos ер == Т" siп ер  Т"l sin ер + Qcp cos ер + R 1 COS ер,
Из этих уравнений получаем
Ql === 2R sin ер (1 + tl )  Qcp siI1 ер [1 + tg (Р4 ; ЧJ) ]  Qa,
[де р"  УI'ОЛ трения, tg Рк == /1r.'
Для Toro чтобы обеспечить rидравлическую плотность, необхо-
димо для наших условий создать R > Qy, [де Qy с= nD"bqy.
При R == Qy
Q 2 Q ' ( I-t" ) Q . r 1 tg (РУ. + [ р ) ] Q
1 == У sш ер 1 + tg <r  ср 5111 ер l + ф  G'
ПО этой формуле усилие вдоль шпинделя, необходимое для
обеспечения плотности задвижки, должно определяться лишь при
Qcp < Qy. в наихудших условиях при Qcp.-';:;:; о и QG'::::::: о
Ql == 2Q y 5in ер (1 + t:,) '
Уменьшение силы Ql при увеличении давления среды объяс-
няется уменьшением величины реакции R 1 И соответствующим
уменьшением трения при сохранении той же величины Qy.
642

Открывание задвижки
При подъеме клина под действием среды в первый момент
движения, коrда он еще соприкасается с обоими уплотняющими
кольцами корпуса, клин движется вертикально вверх. При даль-
нейшем подъеме между клином и уплотняющими кольцами обра-
зуется зазор; давлением среды клин прижимается к кольцу кор-
пуса на стороне выхода среды и движется после этоrо вдоль пло-
скости кольца в пределах хода, допускаемоrо зазором между
направляющими клина и корпуса, после чеrо клин снова движется
вертикально вверх, вдоль направляющих корпуса.
В качестве расчетной принимается величина усилия, необхо-
димая для подъема клина в первый период движения (рис. 404, а).
Уравнения равновесия сил, действующих на клин в данный
момент, имеют вид
Q == Qcp sin ер  R1 sin ер + Qo + T cos ер + Tl cos ep R sin ер;
R cos ер == Qcp COS ер + R1 COS ер  T sin ер + Tl sin ер.
Из приведенных уравнений получаеl\/
Q :=ос 2R sin ер Сч)  1 )  Qcp sin ер r tg (; ер)  1 1 + Qo.
Усилие R (зависящее и от R 1 ) может иметь разное значение
в зависимости от условий, при которых происходит закрывание
и открывание задвижки. В соответствии с этим усилие Q также
зависит от условий, при которых происходит закрывание и откры-
вание, а также от величины Ql'
Рассмотрим основные случаи.
Если задвижка закрыта с усилием, которое обеспечивает соз-
дание удельноrо давления на уплотняющих кольцах, необходи-
Moro для плотноrо перекрытия, то можно подставить R === Qy,
тоrда
Q == 2Q у SiП ер Cep  1)  Qcp siп ер r tg ; ;(р)  11 + Qo.
Значение Q дЛЯ разных конструкциЙ задвижек приведено
в табл. 131 и 132, в которых коэффициенты трения приняты с уче-
том эксплуатационных условий.
Если задвижка закрыта с усилием Ql' превышающим усилие,
необходимое для закрывания ее при деЙствии давления среды, то
усилие взаимодействия между УПлотняющими кольцами клина
и корпуса равно
R == Ql + Qcp COS ер (tg (рк + <р) + tg ер] +- Qo
2 COS ер (tg ер + f.!K)
41*
643

и
R 1 == R , Qcp
K tg ср + 1
в результате получаем
, K  tg <р
Ql == fJ-к + tg ( j Ql + QCIJ CO ер [tg(pr. + ер) + tg ер] + QO} 
 QcpCOS ер [tg (p ер)  tg epl + Qo.
Если закрывание произвести при отсутствии среды, а откры-
вание под давлением, то величина Q; будет иметь иное значение,
зависящее от упруrих своЙств корпуса и клина задвижки.
После закрывания задвижки без среды имеем
R Ql + Qo
 2 cos ср (tg ср + !JK) .
Создав после этоrо давление, получим на входноЙ стороне
R == R" РР pCOS ер ( 1  1   ) ,
1+
Са
на выходнпЙ стороне
R'==R+QcpPFpCOSCP ( l  1 ) .
[+
Са
5. РАСЧЕТ УСИЛИЙ, НЕОБХОДИМЫХ ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ /(ЛИНА
ПРИ ОДНОСТОРОННЕЙ fАРАНТИРОВАННОЙ ПЛОТНОСТИ
В данном случае должно быть обеспечено плотное перекрытие
задвижки для Bcero диапазона давлениЙ от нуля до Ру только
деЙствием шпинделя, без учета деЙствия давления среды. Под
деЙствием давления среды может начаться пропуск среды во вну-
треннюю полость задвижки со стороны входа.
Закрывание задвижки
Расчетным является третиЙ период закрывания, при котором
в соответствии с заданными условиями на уплотняющих кольцах
при отсутствии среды нужно действием шпинделя создать уси-
лие Qy, необходимое для обеспечения плотности.
Из мноrоуrольника сил на рис. 40.3, в с учетоr Qcp == о полу-
чаем
( "к ' )
Ql == 2Qy Sill ер 1 + ч ер  Qo.
При закрывании задвижки в потоке среды необходиыо усилие
Q ==2Rsin rп ( 1 ,.J....  )  Q , sinrп [ 1 + tg(рк+ч') J '  Qo ,
1 ,1 tg ер (р, tg <р
644

которое определено нами ранее из условия cOBMecTHoro действия
шпинделя и среды. В рассматриваемых условиях мы должны обес-
печить уплотнение на кольцах даже в том случае, если в закрытой
задвижке действие среды будет мало, т. е. Qcp  о.
Для Toro чтобы выяснить, какими условиями следует зада-
ваться при расчете задвижки в данном случае, рассмотрим дей-
ствие сил в закрытой задвижке при т. (),
выключенном приводе. К! f
Представим себе задвижку, за-
крытую во время движения потока
среды, на клин которой действует R
усилие шпинделя Q1' Если давле-
ние среды будет снижаться, то сила
трения между кольцами умень-
шится, и клин под действием уси-
лия Ql, передаваемоrо шпинделем,
блаrодаря действию сил упруrости
может перемещаться вперед (вниз).
Усилие Q1 будет уменьшаться, а
реакции R и R 1 по мере переме-
щения шпинделя вниз будут увели-
чиваться. Этот процесс будет про-
должаться до тех пор, пока не наступит новое равновесие сил при
меньшем значении силы Q1' Величину перемещения клина и усилия
на шпинделе и кольцах можно определить с учетом жесткости кор-
пуса клина и шпинделя с помощью приведенных ранее формул.
t Kf
t!(
f}G
f}ep
Оер
Рис. 406, Схема дейстnия сил на
клин при поджатии клина шпин-
делем
Рис. 407. Мноrоуrольник сал, действующих на клин в закрытой
задвижке при наличии давления среды во внутренней полости
Следует заметить, что даже и тоrда, коrда действие усилия Q1
прекратится, плотность задвижки может не нарушиться, так как
уrол <р невелик и tg <р < /l; поэтому клин и корпус образуют
самотормозящуюся пару. В этом случае при действующих силах,
приведенных на рис. 406, мноrоуrольник сил будет иметь вид,
показанный на рис. 407. Силы t K и { К1 ИJ\lеют величину, необхо
ДИмую для предотвращения движения клина вверх под действием
реакций R и R 1 и, таким образом, являются лишь частью сил
Т К и Т К1 .
Из мноrоуrольника сил (рис. 406) видно, что при Q'I)  О
реакции R и R 1 равны, т. е, R == R 1 .
645

Для обеспечения плотноrо перекрытия задвижки необходимо
при отсутствии среды создать условие
R === Rl === Qy'
При закрывании заДВИЖКИ в потоке среды для создания [аран-
тированной плотности расчет Ql следует вести исходя из условий
R === QCfJ + Qy и R 1 === Qy, тоrда из мноrоуrОJlьника сил
(рис. 403, в) получаем
Ql === 2 (Qy + Qcp) ( 1 + t; ) sin q>  Qcp sin ер [1 + tg (: Чi) ]  QG'
Открывание задвижки
Усилие, необходимое для подъема клина в начальный момент
ero движения, Korдa он еще соприкасается с обоими уплотняю-
щими кольцами, имеет величину соrласно мноrоуrольнику сил
на рис, 404, а:
Q; === 2Rcosep (f-ttgер)Qсрсоsер [tg(pq»tgepl + QG'
Если открывание происходит без потока среды после закры-
вания, также выполненноrо без потока среды, то принимая Qcp ===
=== о и R === Qy, получаем ,
Q; === 2Qy siI1 q> ( tKqJ  1 ) + Qo.
Если открывание происходит в потоке среды после закрывания,
также выполненноrо в потоке среды, то принимая R === Qy + Qcp,
имеем
Q; === 2 (Qy + Qcp) ( tKqJ  1) sin q> 
. r tg (p  ср) 1
 Qcp sш 1р L tg qJ 1 J + Qo.
Эта формула принимается в качестве расчетной. Она приме-
нима и для случая, коrда открывание происходит без среды после
закрывания, выполненноrо в потоке среды. Коrда произойдет
падение давления, то блаrодаря упруrости корпуса сила взаимо-
действия колец корпуса и клина (при упруrом корпусе) сохра-
нится. При жестком корпусе величина Q; снизится. ЭТО ОТНОСИ1СЯ
К работе задвижек каК при односторонней, так и двусторонней
rарантированной плотности.
Если открывание происходит в потоке среды после закрывания,
Rыполненноrо с произвольной силой Ql' без потока среды, то
усилие, необходимое для подъема клина в начальный момент дви-
жения, равно
, ['У.  tg qJ " ( " 1
Q 1 === /!!{ + 19 qJ (Ql + Qo) + Qcp COS ер l2t!{  tg РУ.  ер)  t 'Р J  Qo.
646

6. РАСЧЕТ УСИЛИЙ, НЕОБХОДИМЫХ ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ КЛИНА
ПРИ ДВУСТОРОННЕЙ fАРАНТИРОВАННОЙ ПЛОТНОСТИ
Для создания двусторонней rарантированной плотности в за-
движке обе стороны клина должны быть плотно прижаты к уплот-
няющим кольцам корпуса, чтобы во внутреннюю полость задвижки
не моrла проникнуть среда (рис. 408).
Для выполнения этоrо условия не-
обходимо иметь R 1 ;?: QI/'
В закрытой задвижке при OTCYT- =;r=  
ствии силовorо воздействия шпинде-  M 
./lЯ на клин силы, действующие на _ н 
клин, образуют мноrоуrольник, по- ..  .
казанный на рис. 409. Здесь сила ::...-=::.. == =
давления среды Qcp направлена не
параллельно реакции R, а под уrлом
к ней в связи с тем, что при отсутст-
вии давления среды во внутренней
полости задвижки сила Qcp действует
на входную сторону клина.
:f
 R
fl cp
/
. %//
Рис. 408. Направление ДЕ'йствия
усилия ОТ давления среды па
клин при двусторонней rаранти
роваН!lОЙ плотносТI!
t
Рис. 409. Мноrоуrольник сил, действующих на клин в закрЬ!
той заДВИжке при отсутствии Давления среды во внутреннеЙ
полости
Закрывание задвижки
В конце закрывания задвижки схема действия сил на клин
имеет вид, изображенный на рис. 4JO; в соответствии с этим урав-
нения равновесия перемещаемоrо клина будут выражаться сле-
дующим образом:
Q1 + Qa == Qcp sin <р + R sin <р +
+ т к cos <р + Т К1 cos <р + Rl sin <р;
R cos <р == Qcp cos <р + R 1 COS ер +
+ т к sin ер  T K1 sin ер.
После преобразований получим
Ql == 2R cos ер (tg ер + /А-к)  QCТJ cos ер [tg (ер + Pk) 
 tg <р]  Qa.
647

Для Toro чтобы во внутреннюю полость задвижки не моrла
проникнуть среда, необходимо при отсутствии среды в задвижке
создать при закрывании R =сс R 1 == Qy + Qcp, тоrда
Ql 2 (Qy + Qcp) cos ер (tg ер + !-tк)  Qo.
iJ' Эт формула и является pac
R четнои, так как предусматри
вает плотное перекрытие за-
т"
fl, движки независимо от направ
ления движения среды.
Il G
Ilc,o
R,
1;,
Открывание задвижки
7
Рис. 410. МIIоrоуrольник СИЛ, дейст
ВУЮЩИХ На клин Пр!1 закрьшаIIИ!! за
движки в условиях ДВУСТОРОIIllеЙ ra
раН1ированной плотности
При открывании задвижки
без потока среды усилие, необ-
ходимое для перемещения клина
в начальный момент подъема,
Q == 2 (Qy + Qcp) COS ер (!-t  tg ер) + QG.
Работа задвижек в условиях двусторонней rарантированной
плотности имеет большие достоинства, так как при этом обеспе-
чивается повышенная плотность перекрытия (два замка) и в по-
лость задвижки давление не проникает; это улучшает условия
работы сальниковоrо узла и уменьшает распирающее усилие
в задвижке от действия давления среды. Однако обеспечение дву-
сторонней плотности требует применения повышенных моментов и
усилий на маховике. Особенно большая разница в необходимых
усилиях создается при высоких давлениях. Двусторонняя плот-
ность практически леrко осуществима при малых давлениях среды
в задвижках с составным КЛИНОI\I путем весьма тщательной при-
тирки уплотняющих поверхностей. В остальных случаях достичь
ее трудно, и обычно расчет задвижек ведут для условий односто-
ронней rарантированной плотности.
Приведенный выше анаJIИЗ усилий, необходимых для переме-
щения клина в зависимости от условий работы задвижки, позво-
лил установить расчетные формулы и выявить влияние различных
факторов на величину усилий на ШПИнделе, необходимых для
управления задвижкой.
При использовании полученных ФОРМУЛ следует иметь в виду,
что они выводились С учетом определенных свойств задвижки,
характеризуемых упруrостью ее деталей.
Вполне возможные отк:юнения от принятых нами условий
1\10rYT сказаться и на величине усилий, необходимых для управле-
ния задвиЖКОЙ.
В табл. 131 и 132 приведены расчетные формулы для опреде-
ления наибольших усилиЙ, необходимых для перемещения клина
648

Таблица 131
Наибольшие усилия, необходимые для перемещения клина в клиновых
задвижках с уrлом уклона J<лина 'р  2052'
Материал УПЛОТIIЯЮЩИХ колец корпуса и КЛИ на
Условия обеспечения Латунь Сталь Сталь корр 0-
зионностойкая
плотности ИЛИ "усун уrлеродистан Х18Н10Т
J.t K  0,25; J.tK - 0,30; fl K  0,35;
rtK  0,35 J.t  О 40 '(У.  0,45
1", '
,
Конечный Ql  O,25Qcp Ql  0,30Qcp I QJ  0,35Q{p
OДHOCTOpOH момент закры-  Qo - Qo . Qo
нее caMO вания I
уплотнение
(только при НачальныЙ Q; . O,35Q",+ I Q; 0,40Q"I' I Q; .O,45Q,,+
Qcp Qy) момент от-
крывания + Qo + Qo + Qo
I
КонечныЙ Ql  0,60Q y Ql0,70Qy Ql  0,80Qcp
OДHOCTOpOH момент закры  0,35Qcp   0,40Qcp   0,45Qrp 
нее уплот- вания Qo -Qo Qo
нение с ПОk
жатием Q;  0,60Qy -I Q;  0,70Qy  Q  0,80Qy 
(только при НачальныЙ
Qcp < Qy) момент OTKpЫ  0,25Qcp +  0,ЗЩ1ср +  0,35Qcp +
вани я + Qo I + Qo + Qo
КонечныЙ Ql  0,60Qy-+ Ql  0,70Qy + Ql  O,80Qy +
момент закры + 0,25Qcp  +- 0,30Qcp  1-- 0,35Qcp 
Односторон- пания Qo Qo Qo
няя rapaH-
тированная НачальныЙ Q;  0,60Qy + I Q  0,70Qy + Q  0,80Qy +
плотность
момент откры- + 0,35Qcp + I + 0,40Qcp-+ + 0,45Qcp +
вания + Qo I + Qo -+ Qo
в клиновых задвижках с различными уплотняющими кольцами.
Формулы даны для работы задвижек при различных условиях
с учетом применяемых коэффициентов трения для каждоrо из
материалов колец. Значения коэффициентов трения учитывают
сложные условия эксплуатации задвижек. В тех случаях, коrда
средой является вязкая жидкость с хорошей смазывающей спо-
собностью, предохраняющая уплотняющие кольца и шпиндель
от коррозии, коэффициенты трения, припятые в таблицах MorYT
быть значительно снижены вплоть до величины, равной 50 % от
приведенных. Значение Qy для вязкой среды может быть снижено
на 30 % .
При испытаниях задвижек на машиностроительных заводах,
rде происходит их изrотовление, усилия и моменты на маховике,
необходимые для управления задвижкой, также требуются ыень-
ШИе, чем в условиях эксплуатации.
649

Таблица 132
Наибольшие усилия, необходимые для перемещения клина в клиновых
задвижках с уrлом уклона клина <р =: 50
Материал упЛОТН>1ЮЩНХ колец корпуса и клина
Условия обеспечения Латунь Сталь Сталь KOpPO
ПJIOТНОСТИ или чуrун уrлеРОДистая зИОIiностойкая
!t K  0,25; !tK  0,30 Х 18Н 10Т
!t K  0,35;
!t  0,35 !t K  0,40 !1 к  0,45

Конечный Ql == O,26Qcp Ql ос= 0,31 Qcp Ql == 0,36Qcp
OДHOCTOpOH момент закры- QG QG Qo
нее caMO ванин
уплотнение Начальный I '  о 3 Q
(только при Q == O,39Qcp+ Q ос= 0,4 4Q cp+
QcpQy) момент OTKpЫ I Q1  ,4 ср+
ванин + Qo +Qo +Qo
Конечный Ql ос= O,67Qy  Ql ос= O,77Qy  Ql == 0,87Qy 
OДHOCTOpOH момент закры-  O,43Qcp   O,48Qcp   0,54Qcp ..
нее уплот ванин Qo Qo QG
нение с под
жаТJIем I ' I ' Q CC 0,72Q у 
(только при Начальный Ql ==0,52Qy Ql oc=O,62Qy
Qcp < Qy) момент откры. 0,17Qcp + I 0,2IQcp +  0,26Qcp +
вания + Qo + Qo +Qo
, I
Конечный Ql == 0,67Qy + Ql ос= O,77Qy+ I Ql ==(),87Qy+
момент закры- + O,24Qcp  + 0,29Qcp. I + 0,33Qcp 
OДHOCTOPOH вання QG  Qo  Qo
нян rapaH
тированная НачальныЙ Q == 0,52Q у + Q ос= 0,62Qf/ + Q == 0,72Qy +
плотность
момент OTKpЫ + O,36Qcp + + 0,41Qcp + + 0,46Qcp +
вания +QG +Qo +QG
Усилия или моменты, прилаrаемые к шпинделю при ручном
управлении задвижками, в реальных условиях эксплуатации
точно не соответствуют рассчитанным и во мноrих случаях зависят
от физических данных и опыта человека, управляющеrо задвиж-
кой, а коэффициенты трения в большой степени зависят от состОя-
ния задвижки и условии эксплуатации. Поэтому нельзя быть уве-
ренным в том, что задвижка, рассчитанная для условии самоуплот-
нения, в реальных условиях будет работать с поджатием, или
наоборот.
Этот факт не умаляет значения приведенноrо выше материала,
а требует лишь получения для расчетов более тщательно про-
веренных данных об условиях эксплуатации задвижек.
650

7. РАСЧЕТ УСИЛИЙ, НЕОБХОДИМЫХ ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ДИСКОВ
В ПАРАЛЛЕЛЬНОЙ ЗАДВИЖКЕ С КЛИНОВЫМ РАСПОРОМ
Отличие расчета параллельной заДВИЖКИ с клиновым распором
от клиновой объясняется особенностями ее конструкции, которые
заключаются в том, что в параллельной задвижке диски раскли-
ниваются распорным клином, расположенным между ними, под
действием усилия, передаваемоrо шпинделем. Такая задвижка
(рис. 411), так же как и клиновая, может работать при условиях
Рис, 411. ПоложениеДИСКОА
при закрывании парал-
лельной задвижки с кли-
новым распором
Рис. 412. Положение дисков в за
крытой параллельной задвижке
с клиновым распором
одностороннеrо самоуплотнения, самоуплотнения с поджатием,
односторонней rарантированной плотности и двусторонней [аран-
тированной плотности.
Работа параллельной заДВИЖКИ с клиновым распором проте-
кает следующим образом.
При закрывании задвижки шпиндель перемещает вниз диски,
которые несут с собой клин. При наличии потока диск 1 прижи-
мается давлением среды к кольцу корпуса и оказывает сопро-
тивление движению шпиндеЛЯ; диск 11 удерживается заплечиком
шпинделя. После Toro как клин коснется корпуса и остановится,
шпиндель еще некоторое время будет перемещать диск 1, умень-
шая зазоры ZI и Z2 (рис. 411) до нуля, после чеrо клин «выжмет»
диск 11 кверху, и, следовательно, в шпиндель будут упираться
уже оба диска (рис. 412). С перемещением дисков вниз удельные
давления на уплотняющих кольцах все увеличиваются. При дей-
ствии среды величины удельных давлений на уплотняющих коль-
цах дисков 1 и 11 различны.
651

Рассмотрим условия равновесия дисков.
Усилия, действующие на диск 1 (рис. 413):
Часть усилия вдоль оси шпинделя ' ,
Усилие, СОЗДаваемое давлением среды
Реакция уплотняющеrо кольца корпуса
Сила действия клина .",,'.
Сила трения между уплотняющими кольцами
Сила трения между !(лином и ДИСКОI , . . .
Сила трения между rоловкой шпинделя и дисктl
CQl
Qcp
R
N
Ту.
TN
Т 2
Усилия, действующие на диск IJ (рис, 414):
Часть усилия вдоль оси шпинде,ТJЯ .
Реакция уплотннющеrо кольца корпуса . . .
Сила действия клина ..".,.....
» трения между уплотняющю1И КОЛЬЩi1И
трения между клином и диском , . . .
трения между rоловкой шпинделя и КЛИIlO1
(lc) Ql
Rl
N
Т К1
TN
T 21
СЩIа трения между rо,тIOВКОЙ шпинделя и диском Т 2 имеет
обычно небольшую величину и сказывается лишь на распределе-
нии удельных давлений на поверхности уплотняющих колец
задвижек небольшоrо диаметра прохода, и то в сравнительно
небольшой степени. Для Toro чтобы чрезмерно не усложнять
расчет, силу трения Те учитывать не будем.
Характер распределения удельных давлений, создаваемых
силой N на поверхности уплотняющих колец, зависит от точки
приложения этой силы к дискам. Для paBHoMepHoro распределения
удельных давлений необходимо, чтобы точка С (пересечение линий
действия силы N с плоскостью соприкосновения уплотняющих
колец корпуса и дисков) лежала на rеометрической оси проход-
ных отверстий (рис. 415, в).
Действительное положение точки С зависит от rеометрии клина
и дисков, которые изrотовляютсяпутем отливки без механической
обработки и MorYT иметь значительные отклонения от заданных
размеров. Влияние этих отклонений показано на рис. 415, а и б.
Если клин изrотовлен с уrлом qJ большим, чем в диске, то
точка С сместится вниз и уплотняющие поверхности в нижней
части будут лучше уплотнены, нежели в верхней, и наоборот.
Учитывая влияние силы трения Т2' следует признать, что целе-
сообразно иметь в дисках уrол qJ больший, чем в клине,
Для paBHoMepHoro распределения удельных давлений на уплот-
няющих кольцах усилие N должно действовать в вертикальной
плоскости симметрии.
rоризонтальное сечение дисков и клина в обычных конструк-
циях параллельных задвижек с клиновым распором, изображенном
на рис. 416. Поверхность клина здесь может соприкасаться с дис-
ком в двух точках 1 и 11. Практически в обеих точках соприкос-
652

Диск Л
д иск 1
Т К
1C)C,
cfl ,
То
т;;;
Tr Т;у
CP
Rf R
Рис. 413 СХЕ'\1а дЕ'Й Рис.
СТВНЯ СИЛ на ДИСК !!
'Рмина '" 'Раиска lfiJиcкa:> rplUШ:
Рис. 415. Точки приложения силы N при разных уrлах клина
и диска
N
точки соприкосновения клина
и диска
653

новения клина и диска не произойдет (поверхности клина и дисков
литые); следовательно, действовать будет либо сила N r , либо
сила N п , которые приложены к диску на расстоянии т от оси,
что повлечет неравномерное распределение удельных давлений
на поверхности уплотняющих колец. Отсюда' следует, что кон-
струкция плоскоrо клина не может обеспечить хорошей работы
узла. Более правильная конструкция изображена на рис. 415, б
и самая правильная (сферический клин)  на рис. 415, в. Влияние
величин g и т на неравномерность распределения удельных давле-
ний будет тем больше, чем больше g и т и чем меньше диаметр
прохода задвижки. Для задвижек с диаметром D у ;? 500 мм и
а)
2л
2
о)
N
 f,lcp 
Т К
-ТК1
CQ,
(1C)QI
Т"N
R , 9 R
Рис. 417. Мноrоуrольники СИЛ, действующих на диск II ja)
и дисК 1 (6)
больше эти величины по сравнению с Dy настолько незначительны,
что существенноrо влияния на работу задвижки не оказывают.
Расчет задвижек будем рассматривать для наиболее правильной
конструкции (рис. 415, в).
При определении степени плотности закрывания задвижки
решающую роль иrрают величины реакций уплотняющих колец
корпуса R. и R 1, которые для обеспечения плотности не должны
быть меньше усилия Qy, обеспечивающеrо плотность замка
затвора.
Для определения величин R и R 1 строим мноrоуrольник сил
(рис. 417) для диска 1 и диска N.
Уравнения равновесия имеют вид:
для диска 1
R === Qcp + N cos <р  TN sin <р;
CQ1 == N sin <р .+- Т к + т N COS <р  a ;
для диска 11
R 1 === N cos <р  т N si п <р;
(1C)Q1==Nsin<p+ TK1+TNCOS(P a .
654

Имея заданными величины Qcp, Q1' Т К И TN' можно найти
значения R и R 1 , а также с и N.
Рассмотрим действие задвижки при различных условиях.
При о д н о с т о р о н н е м с а м о у п л о т н е н и и
(Qcp  Qy) усилие на шпинделе, необходимое для перемещения
дисков, определяется силой трения между уплотнпющими коль-
цами (без учета QG): при закрывании Q1 ==: f..Lr.Qcp, при открыва-
нии Q ==: f..LQcp.
Работа клина при этом сводится к подводу дисков вплотную к
уплотняющим кольцам корпуса, что особенно необходимо, коrда
отсутствует поток средЫ. Следует учесть, что надежная работа
задВИЖКИ по принципу самоуплотнения может быть осуществлена
лишь при достаточно больших значениях Dy и Р раб'
При О Д Н О С Т О Р О Н Н е м у п л о т н е н и и с п о Д ж а -
т и е м усилие на шпинделе, необходимое для перемещения дисков
при закрывании, определится из уравнения
Ql ==: 2R [tg (ер + PN) + f..LK]  Qcp [2 tg (ер + Рл-) + f..LK]  QG'
которое получается из уравнений равновесип сил, приложенных
к дискам.
. Так как параллельные задвижки обычно бывают с чуrунными
или латунными уплотняющими кольцами, для наиболее распро-
CTpaHeHHoro значения уrла ер == 20° имеем
Ql ==: 2, 14R  1 ,89Qcp  QG'
Здесь принято f..LK ==: 0,25  коэффициент трения между уплот-
няющими кольцами;
tN ==: 0,35  коэффициент трения между клином и
диском (поверхности не обработаны);
PN ==: 19020'  уrол трения, соответствующий зна-
чению f..LN ==: 0,35.
Задавшись R ==: Qy, имеем
Q1 == 2,14Qy  1,89Qcp  QG'
в начальный момент открывания усилие вдоль ШПИНделя
имеет величину и направление силы Q1' При подъеме шпинделя
сначала выбирается «мертвый ход» шпинделя, клин освобож-
дается, так как К,ТIиновое соединение в данной конструкции несамо-
тормозящееся, после чеrо в начале подъема дисков усилие,
необходимое для перемещения дисков, имеет величину
Q; === f..LQcp + QG.
в качестве расчетной должна быть принята величина, наиболь-
шая из этих двух.
655

При о Д н о с т о р о н н е й r а р а н т и р о в а н н о й
n л о т н о с т и задвижки на всем диапазоне от нуля до Р/ }
усилие на шпинделе, необхол:имое для закрывания задвижкiI
без потока средЫ, имеет величину
Ql == 2Q!J [tg ((Р + PN) !-tr.]  QG'
Подставляя Числовые значения, приведенные выше, получае!ll
Ql ==о 2, 14Qy  QG'
При закрывании в потоке среды следует обеспечить УС,lJовие
R === Qy + Qcp, тоrда
Ql ==о 2 (Qy + QC/J) [tg (чJ + PN) + !-t,,] 
 Qcp [2 tg [(р + PN) !-t,,]  QG'
Подставляя принятые числовые значения, имееIII
Ql == 2,14Qy + 0,25Qcp  Qa.
Следовательно, усилие закрывания задвижки в потоке больше,
чем при отсутствии ero.
При открывании задвижки на шпинделе в начальный момент
будет действовать усилие, по величине и направлению равное Ql'
а затем, после Toro как будет выбран «!lIертвый ход» шпиндеЛЯ,
усилие, необходимое для подъема дисков, станет равным
Q;  !-tQср  Qr;.
При д в у с т о р о н н е Й r а р а н т и р о в а н н о й п л о т-
н о с т и на всем диапазоне давлений от нуля до Ру усилие вдоль
шпинделя должно обеспечить таI{УЮ плотность перекрытия, при
которой во внутреннюю полосТь задвижки не проходила бы среда.
При закрывании задвижки без потока среды следует обеспечить
условие R == R 1 == Q!J + Qcp; Torдa при возникновении давления
среды с любой стороны между уплотняющими кольцами будет
продолжать действовать СИЛt! Q!J' обеспечивающая плотность соеди
нения. Для этих условий выражение усилия На шпинделе, необ
ходимоrо для закрывания, ИIIIеет вид
Ql === 2 (Qy + Q'IJ [tg (ЧJ + Pr.) + р" 1  Qa.
При открывании задвижки усилие на шпинделе вначале имеет
величину и направление, равное силе Ql, а ЗClтеIII становится paB
ным Q; == !-tQср + QG. Расчетной ЯВ.ТIяется величина Q; ==о Q1.
Как указано ВЫШе, ввиду больших требуеIIIЫХ усилий расчет на
двустороннюю плотность ведется лишь в ИСК,1ючительных слу-
чаях.
В табл. 133 приведены формулы для определения усилий на
шпинделе, необходимых для управления параллельными задвиж-
ками с клиновым распором прн уrле наклона КШIНа qJ == 200.
656

Таблица 133
Наибольшие усилия, необходимые для перемещения дисков
в чуrунной параллельной задвижке при уrле наклона клина ер  200
УПЛОТНЯЮЩllе кольца
Условия обеспечения плотности ИЗ чуrуна И.ТО; латуни
Il K  0,25; 'K  0,:]5
Конечный момент \ Ql  0,25Qcp  Qo
При одностороннем закрывания
самоуплотнении (только MoeHT I
при Qcp;?: Qy) Начальный Q;  0, 35Q cp + Qo
открывания
Конечный момент I Q  2 14Q  1 89Q  Q
При закрывания 1 , !J ' ер G
одностороннем
уплотнении с ПОДЖа ПРШlИмается наиболь
тием (только при Qcp < Начальиый момент шая величина Q;  Ql
< Qy)
открывания или Q;  0,35Qcp + Qo
Конечный момент I Ql  2,14Q!/ + 0,25Qcp  Qo
При одностороиней закрывания
rарантированной плот момент I
ности Начальиый Q;  Q1 + Qo
открывания
Данные приведены для управления задвижками в эксплуатацион-
ных условиях, коrда коэффициенты трения выше, чем в условиях
rидравлических испытаний на машиностроительных заводах,
изrотовляющих эти задвижки.
При использовании задвижек для вязких сред, [де rидравли-
ческая плотность обеспечивается сравнительно леrко, и для сред,
обладающих хорошей смазывающей способностью, усилия Q1
и Q; MorYT быть уменьшены на 3040% по сравнению с данными
табл. 133.
8. МОМЕНТЫ НА МАХОВИКЕ, НЕОБХОДИМЫЕ ДЛЯ УПРАВЛЕНИЯ
ЗАДВИЖКАМИ
При управлении задвижкой момент на маховике изменяется
в зависимости от сил сопротивления, которые возникают при дви-
жении клина и шпинделя.
Закрывание клиновой задвижки
Считая, что закрывание происходит таки)\[ образом, что клин
движется непрерывно, получаем наибольшее усилие вдоль шпин-
деля и соответствующий ему наибольший крутящий момент на
маховике в конце закрывания.
42 Д. Ф. rуревич
657

В задвижках с выдвижным шпиндеЛбl (не вращаемым) наиболь
шее усилие вдоль шпинделя
Qo == Ql + Qшt! + т,
rде Qщп  усилие от давления среды на шпиндель, выталкиваю-
щее шпиндель из заДВИЖКИ;
т  сила трения в сальнике.
Наибольший момент на маховике при выдвижном шпинделе
М '-== М о + Мб,
rде МО  момент в резьбе;
Мб  момент трения на бурте шпинделя или в шарикопод-
шипнике.
В задвижках с вращаемым шпинделем наибольшее усилие
вдоль шпинделя имеет величину
Qo 0:= Ql'
Наибольший момент на маховике равен
М === Мо + Мс + Мб'
rде Мс  момент трения в сальнике.
Открывание клиновой задвижки
<i'v1oMeHT при открывании отличается от момента при закрыва-
нии тем, что в первом случае необходимо преодолеть инерцию по
движных деталеЙ, и тем, что коэффициент трения при троrании
с места БОJ1ьше коэффициента трения при движении. После дли-
тельноrо пребывания задвижки в закрытом положении кольца
MorYT <<прикипеть», что потребует приложения rювышенноrо уси-
лия вдоль шпинделя; при длительном соприкосновении двух
метаЛЛИ'IЕ:СКИХ поверхностеЙ, прижатых друr к друrу с большим
усилием, и в особенности при высокоЙ температуре, между ними
MorYT возникнуть силы молеКУЛЯРНОI'О сцеП.1ения.
В начале поворота маховика на открывание шпиндель, Harpy-
женныЙ силой Qo и прижатый к клину, начнет разrружаться;
наrрузка при дальнеЙшем повороте дойдет до нуля, и после Toro
как будет выбран <шертвый ход» в rайке и в сопряжении rоловка
шпинделя  клин, усилие на шпинделе переменится на обратное.
На рис. 418 показаны положения шпинделя и действующее на
Hero усилие до и после выбирания «MepTBoro хода» между rоловкой
шпинделя и клином.
Наибольший момент в резьбе, необходимый для подъема
выдвижноrо шпинделя в начальныЙ момент открывания
(рис. 418, а), равен
м , Q dcp t ( ' )
-о === о 2 g Р  а ,
усилие Qo направлено в сторону движения шпинделя.
658

После Toro как будет выбран «мертвый ход» Z (рис. 418, 6),
усилие Qo исчезнет, и для подъема клина потребуется усилие Q.
При этом момент в резьбе, необходимый для подъема шпинделя,
будет равен
, 'd cp
МО == Qo 2 tg (а + р),
усилие Q направлено в сторону, противоположную движению
винта. Обычно M больше Мо, поэтому расчет следует вести
по величине M.
а) 
I
I
(и

I
-
,
P=Q;
I P=Qo
Рис. 418. Схема влияния «MepTBoro хода» z на связь
шпинделя с клином
Для быстроrо определения ориентировочной величины необ-
ходимоrо крутящеrо момента при управлении клиновой задвиж
кой можно воспользоваться приведенным на рис. 419 rрафиком.
Закрывание параллельной задвижки с клиновым распором
Наибольшее усилие вдоль шпинделя имеет величину
Qo == Q 1 + Qшп + т.
Наибольший момент на маховике
М == М о + Мб;
здесь момент в резьбе
МО == Qo dp tg (а + р),
момент трения в бурте
Мб == Qo б /!б.
42*
659

ф
ф
с>
Изделие
Задвижка
параллельная
с ВbIДВИЖНЫМ
шпинделем
Формулы для силовоrо расчета задвижек различных конструкций
Таблица 134
изделия
r.
Эскиз
узла
Рассматри
Ваемый
моменТ
управления
задвижкой
Конечный
MOleHT
закрывания
Начальный
момент
открывания
Наибольшее
усилие ВДОЛЬ
шпинделя
Qo  Ql +
 Qшп + т
Q  Q; 
 Qшп + т
IIаибо.пьший
крутящиЙ
момент
на ;>.Iаховике
М=='Мо+
+Мб
м'  M +
+M
Форму,1J,1
Усилие перемещения кли
на при закрывании
Ql ==' tKQCP  QG
Усилие перемещения кли
на при открывании
Q  IlQcp + QG
Сила, выталкивающая
шпиндель,
Q шп  0,785dP
Сила трения в сальнике
т  'фdсsР
Момент в резьбе
, , d cp
MoQo2 tg(a+p)
Момент трения в бурте
, ,d6'
МбQо тllб
Момент в резьбе
, ,d cp
М о  Q о 2 tg (а + р)
MOjeHT трения в бурте
, ,d o
М 6  Q о 2 116

Задвижка
клиновая
с выдвижным
шпинделем



 E03I
r. :'1
$
i
l(онечный
момент
закрывания
начальный
момент
открывания
Qo  Ql +
+ Qшп + т
Q  Q 
 Qшп + т
м  мо +
+Мб
м'  M +
+M
Усилие переМffЦения кли-
на при закрывании Ql!P 
 2052' (см. табл. 131);
!Р  50 (см. табл. 132)
Усилие перемещения кли
на при открывании Q, !Р 
2052' (см. табл. 131);
!Р  50 (см. табл. 132)
Сила, выталкивающая
шпиндель,
Q шn  0,785dP
Сила трения в сальнУ.ке
т  dcsP
Момент в резьбе
d cp
Мо  Qa  tg (а + р)
Момент трения в бурте
d6
мб  Qo   /lб
2
MOleHT в резьбе
, ,d cp
MoQo 2 tg(cx+p)
MO:\leHT трения в бурте
, ,d6
мб  Qo 2 fl б

а:>
а:>

Изделие
Задвижка
клиновая
с вращаеМЫ1\!
шпиндеЛбl
изделия
"=cc F=3t
Эскиз
узла
.
*
Jb
Рассматри-
ваемый
. момент
управления
задвижкой
Конечный
момент
закрывания
Начальный
момент
открывания
Наибольшее
усилие
ВДОЛЬ шпинделя
Qo  Ql
Q  Q;
Наибольший
крутящий
момент
на маховике
MMo+
+Мс+Мб
м M+
+Мс+
+M
Продолжение табл, 134
Формулы
Усилие перемещения кли
на при закрывании Ql' ер 
 2052' (см, табл. 131);
ер  50 (см. табл, 132)
УсилИl: перемещения кли-
на при открывании Q;, ер 
 2052' (см, табл. 131);
ер  50 (см. табл. 132)
Mo!eHT в резьбе
d cp
МО  Qo  tg (rx + р)
Момент трения в саль
нике
МС  т 
2
Момент трения в бурте
Мб  (Qo + Quт) ; /-1б
Сила, выталкивающая
шпиндель,
Q шп  O,785dP
MO'leHT в резьбе
, ,и ср
MoQu 2 tg(rx+p)
MO,IeHT трения в бурте
, ,dб
Мб  Q о 2 !б

Задвижка
параллельная
с клиновым
распором
и выдвижным
шпинделем
ф
ф
w
Конечны\'!
момент
закрывания
Начальный
момент
открывания
Qo  Ql +
+ Qшп + т
Q  Q; 
 Qшп + т
м  мо +
+М6
I м' M+
+М б
Усилие перемещения ди-
сков при закрывании Ql
(см. табл. [33)
Усилие перемещения ди
сков при открывании Q;
(см. табл. [33)
Сила, выта.1кивающая
шпиндель,
Qli1n == o,785d:P
Си.1а трения в саЛЬНИI,е
т == 'ljJdcsP
Момент в резьбе
MoQo d e...tg(a+p)
Момент трения в бурте
dб
мб  Qo 2 !-\б
Момент в резьбе
, d c p ,
MoQo 2tg(P a)
Момент в резьбе
, ,d cp
1\10 == Qo 2tg (a+p)
при самоуплотненнп
Момент трения в бурте
при ОТКрЫВ:ШНII
М ,  Q d6
б о 2 1-\6

/'-1: KrM
1000
800
600
'!Оо
ЧОО
300
200
150
100
I 
80
60
50
чо
30
/
20
15
10
8
6
5
!j.
3
25
! 100
r
Б
L =t=f
д
150 200 250300 400 500600 800 1000 IМО
.lJ y , мм
Рис, 419. [рафик расчетных крутящих ыоментов, необходимых для
оп<ры!знияя клиновой заДВИЖКИ под ПОЛIIЫМ перепадом давлений прн
односторонне\! саМОУП.10ТIlеlIИИ
    шпиндель вршцаемыИ;   шпиндель выдви}кноii с rаЙкоЙ и
упорным шарикоподшипником; .  значенИЯ крутящих моментов, развивае
МЫ" электроприводами А, Б, В, [, Д
664

Открывание параллельной задвижки с клиновым распором
Величина момента на маховике, необходимоrо для открыва-
ния, определяется выражением
м' == M + M.
В начальный момент открывания до отжатия дисков
M == Qo d tg (р'  а),
В дальнейшем, коrда будет выбран «мертвый ход»,
, ' Q dep
Мо ==!-1х ер 2 tg (а + р).
Расчетной величиной является наибольшая из полученных.
В большинстве случаев первая имеет большую величину и поэтому
обычно считается расчетной.
В табл. 134 приведены формулы для силовоrо расчета задвижек
различных конструкций.
При выборе электропривода следует тщательно проанализи-
ровать условия работы задвижки, с тем чтобы четко установить,
какие требования должны быть предъявлены к данной задвижке
для обеспечения ее плотности. Необходимо выяснить, возможно
ли присутствие в транспортируемой по трубопроводу среде твep
дых примесей, которые MorYT значительно увеличить силы трения,
что вызовет увеличение необходимоrо крутящеrо момента на Ma
ховике.
r л а в а VIII. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ «РАНОВ
1. РАСЧЕТ КОНУСНЫХ (ПРОБКОВЫХ) КРАНОВ
«раны с конусной пробкой изrотовляются без сальника (Ha
тяжные) и с сальником (сальниковые), При силовом расчете Kpa
нов определяется общий момент на оси пробки, необходимый для
ее поворота. В натяжных кранах (рис. 420) в начале закрывания он
равен сумме моментов от уплотнения конуса Мх и на натяжной
шайбе Мб' в конце закрывания к этому добавляется момент от
действия среды на пробку М р . В итоrе имеем
М == Мх + Мб + М р .
Эта величина определяет наибольший момент, необходимый
для управления натяжным краном. В сальниковых кранах
(рис. 421) общий момент на оси пробки равен в начале закрывания
сумме моментов от уплотнения конуса Мх и в сальнике Ме,
а в конце закрывания к этому добавляется момент от действия
давления среды на пробку М р
М == Мх + Ме + М р .
665

Экспериментальные исследования показали, что момент тре-
ния мало изменяется с поворотом пробки. Для краноз малоrо диа-
метра прохода момент почти не зависит от давления среды. С уче-
том этих условий можно считать, что при периодической работе
крана момент в начале открывания крана равен моменту в конце
закрывания, т. е. М' == М.
При длительных перерьrвах в работе пробка «прикипает» к кор-
пусу и для срыва ее требуется увеличенный момент, после чеrо он
приобретает нормальное значение. Испытания стальных кранов
115
Рис. 420. Схема наТЯЖноrо краНа
Рис. 421. Схема С3ЛЫ1Иково-
ro краНа
со смазкой показали, что при длительных перерьrвах в работе
в некоторых случаях имело место двукратное увеличение момента.
Момент трения в сальнике вычисляется по формуле
МС == Т i '
rде Т  сила трения, определяемая по ранее приведенным дан-
ным, в кТ;
d c  диаметр хвостовика пробки в см.
Момент от действия давления среды М р определяется следую-
щим образом:
Q D"
М р == P"2'
[де Qp  усилие от действия среды, Qp =сс F рР;
F р  площадь проходноrо отверстия корпуса, перекрытая
пробкой, см 2 ;
Р  давление среды в кТ/см 2 ;
"  коэффициент трения на КОНУСНОЙ поверхности;
D"  среДНИЙ диаметр конуса соприкосновения пробки и кор-
IIyca (рис. 422)
D,,== D1tD2 ==2Я.
666

Момент на бурте
Мб :== Q6l-tб б ,
rде Qб  усилие затяrа конуса в KF;
tб  коэффициент трения между натяжноЙ шаЙбой и корпу-
сом крана;
d б  средний диаметр опорной кольцевой поверхности со-
прикосновения корпуса крана с натяжной шаЙбой.
Определим момент М" и усилие Qб'
Обозначим уrол конуса пробки 2ер (рис, 422).
Усилие Q, действующее вдоль оси пробки И передаваемое
равномерно на внутреннюю поверхность корпуса, создает реак-
ции, также равномерно распределенные.
Представим результат действия реакций
в ;виде 2N (см. рис. 373), Torдa
Q === 2N sin (р + 2Т" cos ер,
rде Т"  силы трения на конической по.
верхности, соответствующие нор-
мальным силам N.
Заменив Т" === N I-t", получаем
Q === 2N (siп ер + I-t" cos ер),
или
Q ::::; 2N sin ер (1 + t"Ч' ),
Представим реакции 2N в следующем
виде
2N === лD,,1 q,
29

в
IJ 2
Рис. 422, Расчетные раз
меры крана
1 == Dl  D 2 .
2 sin <р ,
rде 1  длина образующей конусной поверхности соприкоснове-
ния
q  удельное давление на поверхности соприкосновения
в кТ/см. 2 .
Учитывая, что D" === D 1 ! D 2 , получаем
Q ===  q (DI  D) ( 1 + "<p )'
О П (D 2 D 2 )
бозначим 4" 1  2 == F q; F q  проекция
верхности на rоризонтальную плоскость. Torдa
Q === qF q ( 1 + t )'
конусноЙ
по-
667

ОТ1{уда
Q 1
q=='
Fq 1+
tg ЧJ
Q
Обозначим F === qc  удельное давление, получаемое от
q
деления oceBoro усилия на проекцию уплотняющей конусной по
верхности на rоризонтальную плоскость, Таким образом,
'/с
q==
l' f1K
1 tg qJ
При IlK === О q == Qc'
Если обозначить qy удельное давление на конусной поверх-
ности, необходимое для обеспечения плотности, то вертикальное
усилие, достаточное, чтобы обеспечить плотность крана, будет
равно
Qy == лDкЬпqу,
[де
п  коэффициент, п ==
Крутящий момент
h == D 1  D 2
 2
1+.
tg qJ
на конусе
М К == 2Т K ,
[де 2Т === 2NIlK'
Но
2N == Q
siп qJ ( 1 + tKqJ ) ,
следовательно,
М К == QDKfJ.K .
2 siп ЧJ( 1 + tKqJ )
Эта формула выведена без учета явления «переноса движения».
Влияние этоrо фактора имеет место и при работе крана, поскольку
усилие Q действует в направлении, перпендикулярном к направ
лен ию движения пробки при ее повороте.
Значение явления «переноса движения» заключается в следую-
щеl\l. Выделим элементарную площадку dF на конусной поверхно
сти пробки (рис. 423), на которую действует усилие dq, прижимаю-
щее поверхность пробки к корпусу крана. При опускании пробки
под действием усилия Q без вращения на поверхности соприкосно-
вения этой площадки с корпусом крана возникает сила трения
dTo == IlKdq, направленная в сторону, противоположную движению
(опусканию) конуса  скорости и о .
668

При вращении пробки вертикально действующее усилие Q
стремится перемещать конус вниз, но в связи с вращением пробки
со скоростью v" действительное направление дви жения поверх-
ности dF будет соответствовать скорости v == V v + v;. . Вели-
чина силы трения на поверхности dF остается неизменной (dT ='=
== /lKdq), но направление ее будет противоположно скорости v
и под уrлом б к rоризонтали.
Таким образом, в этих условиях dT о == dT siп б. Поскольку
вертикальное перемещение очень мало по сравнению с rоризон
тальным, б  О и siп б  О, поэтому и dToO' Отсюда следует,
что при вращении пробки разложение вертикальной силы Q на
.
; V o
Рис. 423. Схема Действия явления «переноса движения»
реакции N можно производить без учета силы трения, Тоrда
Q == 2N siп ер и q == %'
Момент трения на конусной поверхности определяется по
формуле
М К == ZOQR/lK кТ 'СМ,
[де z о  коэффициент усиления при п == 1;
2
Zo == 7(;
К  конусность крана
К==
D 1  D 2 .
l '
Q  продольное усилие, действующее на пробке; для нор-
мальной работы достаточно Q == Qy == qyFq;
/lK  коэффициент трения.
Удельное давление, необходимое для обеспечения плотности
краНа, отнесенное к проекции конусной поверхности пробки,
qy == ср2 кпсм 2 .
Для К р анов лат у нных: D .;:: 25 мм Р  10 кпсм 2 С == 0 , 3 , '
y ,  ,
при Dy  40 мм Р  10 кпсм 2 , С == 0,15.
Для краНО8 (натяжных) алюминиевых с латунной пробкой
Dy  25 мм, с == 0,2,
Для кранов со смазкой стальных с чуrунной пробкой с == 0,065.
669

Проекция поверхности соприкосновения пробки и корпуса
Fq в см 2 определяется по формуле
РЧ == аР,
rде F  проекция конусной поверхности на rоризонтальную
плоскость см 2 ;
F == : (Di  LJ);
а  коэффициент полноты боковой поверхности
Fr..Fo
а== .
Fr.
Здесь Р"  боковая поверхность конуса в см 2 ;
F О  суммарная площадь окон корпуса и пробки в Cht 2 ;
F  2лRl . Р О == 2 ( А + В ) н (см. рис. 422 ) ;
"coscp'
R  средний радиус конусной поверхности в С.М
R == Dl + D 2 .
4
Рекомендуется принимать значения коэффициента трения [t",
приведенные в табл. 135.
Таблица 135
Значения коэффициента трения 11"
для коиусных пробковых кранов
Удельиые давлеиия qy в r.rjCM 2 I
Материал корпуса
и пробки I I I
До 8 812 1220 Свыше 20
I I I I .
Корпус и пробка ла- 0,18 0,15 0,12 0,10
тунные или чуrунные
КорпусаЛЮМIIНIIЙ I I I I
Пробкалатунь 0,22 0,20 I 0,18 0,13
Кран со смазкой I
Корпуссталь 0,15 0,12 0,10 0,08
Пробкачуrун I
I I
СиловоЙ расчет приводов для кранов и расчет на прочность
квадрата пробки следует вести исходя из действия расчетноrо
момента
/11 расч  1 ,5Л1".
670

2. РАСЧЕТ ШАРОВЫХ КРАНОВ
Краны с шаровой пробкой изrотовляются с сальником
(рис. 424). уплотнение этих кранов происходит без oceBoro затяrа.
Удельные давления на уплотняющих кольцах создаются в связи
с действием давления среды на шаровую пробку, которая отжи-
мается к выходному кольцу. Шаровые краны обычно снабжаются
упруrими уплотняющими кольцами в основном из Фтоrопласта 4,
а также из полиэтилена, нейлона, капрона и др. Уплотняющие
кольца имеют обычное сечение, сходное с манжетами, блаrодаря
чему создается дополнительное уплотняющее действие.
В открытом положении удельные '1,
давления на кольцах невелики. Наи-
большее значение момент трения на
пробке имеет при закрытом проходе /1,
в конце закрывания или в начале откры-
вания.
Момент на пробке в этом положении
равен
м == м к + Ме,
rде
М"  момент на кольцах;
Мс  момент в сальнике.
При закрытом положении крана на пробку действует
Q n 2
ер =="'"4 D"P,
Рис. 424. Схема шаровоrо
крапа
усилие
[де D"  средний диаметр уплотняющих колец.
Сила Qep создает на уплотняющих кольцах удельное усилие
на единицу длины (поrонное усилие), равное
Qep DKP
qz == nD" ==.
Таким образом, усилие на еДИНИLLУ длины кольца пропорцио-
нально диаметру колец и давлению. Поэтому, чтобы удельное дав-
ление На кольцах сохранялось постоянным, в кранах разных диа-
метров прохода ШИрИНа уплотняющих колец в сплошном сечении
должна быть пропорциональна произведению D"P. Это диктуется
необходимостью предотвратить расплющивание пластмассовых
колец.
Следовательно, необходимо сохранить условие
Qcp  JtD"bq,,,
[де Ь  ширина колец в сплошном сечении.
Для колец из фторопласта 4 предельно допустимые удельные
давления qn не должны превышать 200 кпсм 2 .
Расчетная схема момента трения на уплотняющеl\! кольце при-
ведена на рис. 425.
671

Выделим бесконечно малый участок длины кольца dl с коорди
натами х и у. На этом участке действует элементарная сила dQ 
==q1dl и соответствующая ей элементарная сила трения dT==[tKqldl.
Момент элементарной силы трения
равен
!J
cj!
"<
11

""
dM K == Rl[tKql dl,
[де
Rl == f (а); dl == R K da.
Общий суммарный момент относи
тельно вертикальной оси вращения равен
л
2
М к === 4 S RKRl[tKqt da
о
или
л
2
М К === 4[tKq l R K 5 Rl da.
о
Для решения задачи необходимо
х установить зависимость Rl от а.
Из рис. 425 следует, что
Рис, 425. Расчетная cxela
шаровоrо крана
R7 == 1I а 2 + х 2 ,
[де а  расстояние, заданное в конструкции;
х == R K sin а, RK == r. .
Таким образом,
, / 2 2 2 I а2 . 
RI == 1/ а + RK Sil1 а == R K 1 R + sin 2 cl,
л
2
М К == 4tKqIR J ( ;; + si1l 2 ada .
о
и
Приведенный интеrрал обычными методами не берется. ЕСJ1И
учесть, что в применяемых конструкциях выдерж ивается
соотношение  == 0,4--:--0,6 и что а == l/R,  R, т. е.
'1 r R,  а
а == R K V J12  1 , получим RK == 2,3--:--1,4. Уrол а находится
к
в пределах О < а < 2л п 0< sin 2 а < 1, Приняв постоянное
. 1 u
среднее значение sш а == T вместо переменнои величины, по
672

лучим возможные наибольшие поrрешносТИ оТ :t: 4 до :t: 12 %.
Учитывая, что в выражении М К стоит сомножителем коэффициент
трения K' который определяется со значительно большей отно-
сительной поrрешностью, можно принять
It 
S 2 ... f a + sin а. da.  S 2 ... f а: +  da.  ; 1 / а 2 2 + + .
V R K V R" V R"
о 11
Усилие q/ равно
Q[P
ql == лD к (siп В -+ рк cos В)'
. А. а
[де sш.... ==  R '
ll1
ИЛИ
DKP
ql== 4(siП-+l1кСОSВ)'
В результате имеем
М к ==
2 ( а 2 1
Л/lкRкР 1 2 + '"2
R K
siп  -+ I1к cos В
Поскольку от точноrо аналитическоrо решения ввиду сложно-
сти пришлось отказаться, можно приближенную расчетную фор-
мулу получить следующим путем. Радиус RI примем равным сред-
нему значению между R/ == а (наименьшее значение) и RI == RIIl
(наибольшее значение). Тоrда
М == QCp/lK (а -+ R IIl )
к 2 (siп  -+ /lK cos М
С учетом обычно применяемых в шаровом кране rеометриче-
ских соотношений получаем
М К == 1,9KRP.
значени MorYT приниматься по табл. 136.
лRРtкRш (1 -+ sin )
2 (siп  -+ /lK COS)
Таблица 136
Зиачеиия коэффициента трення /lK дЛЯ шаровых краиов
Материал колец Полн-
ЧуrУI1 РеЗНI1" Фторопласт 4 хлор-
вИНИЛ
у слови я работы Со В жндко-I в rазе В жндко-\ В rазе Без
смазкоЙ ста стн смазки
1 1 к I 0,1 I 0,3 I 0,4 I 0,05 I 0,1 I 0,2
Момент МС определяется в соответствии с раНее приведенными
данными.
43 Д. Ф. rуревнч
673

r л а в а 'Х. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ ПОВОРОТНЫХ ЗАСЛОНОК
1. ДЕЙСТВУЮЩИЕ МОМЕНТЫ
Поворотные заслонки используются как затворы и как дроссе-
лирующие opraHbI. Область их применения охватывает трубопро-
воды дО D!!  3000 .мм и более, при напоре до 100 м вод. ст.
(Ру  10 KT/('/,t 2 ); поэтому MHorlle из конструкций поворотных
" Q  p заслонок имеют большие размеры, а вес пово
IJ ,/1/1, К " б
IU -- F РОТIIОИ части ПрllО ретает значитеJl[)НУЮ вели
ЧИIIУ.
15  Наиболее распространены КОIIСТРУКЦИИ с [o
РIIЗОIlтаЛl,НЫМ расположениеl\1 оси (см. рис. 35, а);
10 заслонки с вертикальной осью вращения
(см, рис. 35, б) применяlOТСЯ редко в связи с тем,
что при rоризонтальном расположении опоры
оси более доступны для осмотра и ремонта и
их трущиеся части меньше подверrаются износу,
При вертикальном расположении оси тяжелые
абразивные частицы, оседая на дно, попадают
в нижнюю опоруподпятник И вызывают YCKO
ренный износ трущихся поверхностей. В сред-
ней части трубопровода нет тяжелых частиц 
перемещающихся по низу, или леrких  всплы
вающих вверх и движущихся по верху, поэтому
среДНЯЯ зона меньше засорена. В начале OTKpЫ
вания и в конце закрывания создаются малые зазоры, при KOTO
рых образуются большие скорости потока, способствующие выплы
ванию выпавших частиц. В закрытом положении заслонки диск
обычно располаrается под уrлом от 70 до 800 к оси трубопро
вода. Для обеспечения плотности используются упруrие кольца,
шланrи и прочие средства. При металлических уплотняющих
поверхностях, обработанных точением, протечки воды .при Р раб ==
== 10 кr!см 2 MorYT достиrать величин, приведенных на рис. 426.
Величина протечки может быть выражена формулоЙ
 Y H
ДСвд == 4,ЗD!/ 10 л/сек,
5
о
1000 2000 3000
lJ y ,1111
РИс. 426. Протечка
воды в заслонках
с металлическими
уплотняющими
КОльцами (обработ
ка точением) при
Рраб 10 кпсм 2
[де D!!  диаметр трубопровода в .м;
Н  напор водь\ в М,
Для воздуха
дG вз ;::::: 30дG Rд .
При силовом расчете поворотной заслонки должен быть опре-
делен момент на валу, необходимый для управления заслонкой.
Повороту заслонки препятствуют: АIOА[ент, вызываеl\IЫЙ дей
ствием потока на диск, Ме, момент, создаваемый силами трения
в сальнике, "Н е , и момент, вызываеЛIЫЙ трением цапф в опорах
674

под действием веса поворотной части (диска) и перепада давлении
на диске, М Т '
В соответствии с этим общий момент будет равен
М == M + МС + М Т Kr'CM.
Несмотря на симметричность расположения диска, при обте-
кании ero создается несимметричныи поток, вследствие чеrо на
оси заслонки создается момент, изменяющиися с поворотом за
слонки и действующий в сторону закрывания заслонки.
Хотя закрывание заслонки
при полном перепаде давлений
происходит редко, расчет дол
жеи производиться исходя из
этих условий, как наиболее
сложных. Обычно перед OTKpЫ
ванием заслонки с помощью
обвода производится перепуск
среды с целью выравнивания
давлений, что обеспечивает от-
сутствие rидравлических yдa
ров, снижает наrрузки на привод
и способствует повышению ero
долrовечности. Заслонка должна
работать так, чтобы часть ее,
обращенная в сторону поступающеЙ среды, опускалась книзу
при закрывании. На нижнюю чаСТЬ действует большее давление,
чем на верхнюю (разный rидростатический напор), и заслонка
в этих условиях приобретает момент, действующиЙ в сторону
закрывания (рис. 427). Эксцентричное расположение оси может
способствовать увеличению этоrо момента.
На диск закрытой заслонки, расположенный под уrлом 
к вертикали, действует усилие от давления среды, направленное
наклонно; составляющие этоrо усилия: rоризонтальная  Q1
и вертикальная  Q2' При малом диаметре трубопровода и при
относительно большом rидростатическом напоре, коrда по высоте
поперечноrо сечения трубопровода у заслонки давление мало
изменяется, на диск действует усилие
')
Qcp == О,785О у Р I.J.
При больших значениях Dy и относительно малом значении Ha
пора Н (рис. 427) давление на диск заслонки распределяется co
rласно заШТрихованной rоризонтально трапеции. Наrрузка на
диск выражается весом объема косо срезанноrо KpyroBoro цилин-
дра, центр тяжести KOToporo расположен ниже оси трубы на рас-
стоянии
R
е 1 == т'
43*


Рис. 427. rидростатическая наrрузка
на диск заслонки в трубопроводах
болылоrо Д!lаметра
675

R2 tg а
так как е 1 == , а h == R и а.. == 450.
Объем этоrо цилиндра W 1 определяет собой Ql
Q1 == W 11',
[де tt7 1 == лR 2 R === лR3;
l'  удельный вес жидкости (воды).
Помимо силы Q1 В rоризонтальном направлении действует
также сила Qcp, создаваемая давлением Р на площадь поперечноrо
сечения трубы (rоризонтальная проекция диска заслонки). Давле
ние Р соответствует напору на верхней образующей отверстия
трубы, поскольку дополнительный напор по высоте диаметра трубы
учитывается силой Q1' Сила Qcp
не создает момента на заслонке,
но вызывает появление соответ-
ствующеrо момента трения.
Вертикальная составляющая
Q2 действует на заслонку также
эксцентрично относительно оси
вращения, причем создаваемый
этой силой момент действует
Рис. 428. rидродинамическая картина В сторону закрывания заслонки.
в потоке при обтекании днска заслонки Величина Q2 определяется
весом объема жидкости, соответ-
ствующеrо двум цилиндрам эллиптическоrо сечения: одноrо с ос-
нованием F === лаЬ и высотой Н  R, [де а === R, а Ь == R tg ,
следовательно, F === лR 2 tg, и друrоrо, срезанноrо косо, высо-
той 2R. В итоrе
Q2::::::; лR 2 tg  (Н  R + R) l' === лR 2 tg H1'.
Эксцентриситет е 2 приложения этой силы относительно оси вра-
щения диска невелик.
Общий момент, действующий в сторону закрывания при за-
крытой заслонке, равен
М ЗК === М 1 + М 2 === лR 3 1'е 1 + лR 2 Н tg 1'e2
или
2 ( Ю )
М ЗК === лR l' Т + Н tg e2 .
В случае эксцентрично расположенной оси диска значения е 1
и е 2 соответственно изменяются.
При малых значениях R относительно Н общее усилие, дей-
ствующее на диск, равно
2 1
Q:== O,785DyHv  кТ.
cos 1"
При открывании заслонки необходимо преодолеть момент М З 1{'
По мере увеличения площади открытоrо сечения разность дав-
лений до заслонки Р 1 И после заслонки Р 2 (рис. 428) уменьшается.
676

Поток среды, обтекая диск заслонки, образует rидродинамиче-
ское поле, в котором наибольшая скорость и наиболее низкое дaB
ление имеют место в самой узкой части потока; позади диска обра
зуются сложной формы потоки с завихрениями. Направление
результирующей наrрузки Q" не проходит через ось вращения
заслонкИ, в связи с чем создается момент, действующий в сторону
закрывания. Эпюры давлений на каждую из сторон диска приве
дены на рис. 428.
2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ МОМЕНТОВ
Момент, действующий на заслонку, может быть представлен
в виде
М;; == QeR,
[де Q2  усилие, создаваемое скоростным напором;
R  расстояние от точки приложения Q" дО оси заслонки.
Величина Q2 зависит от площади диска и CKOpocTHoro напора
и может быть представлена в виде
D2 уи 2
Q" == Сl12' 20g кТ,
Здесь D  диаметр трубопровода в см;
v  средняя скорость жидкости в ,и/сек;
l'  удельный вес жидкости в псм з ;
g  ускорение силы тяжести в м/ сек 2 .
Расстояние от точки приложения силы Q2 ДО
оси диска заслонки зависит от диаметра заслонки
R == c 2 D.
i R T . 
0/+ I
0,2
О 20 40 50 80 а:'
Рис. 429. ЗiJiI
чеiJИЯ КQЭффИ 
циента k
В результате, заменив С 1 С2 == k, получаем
. D3 уи 2
М 2 == k 12' 20g ,
уи 2
[де 20g  скоростной напор  динамическое давление жидко-
сти на диск заслонки;
k  коэффициент, учитывающий положение диска пово-
ротной заслонки относительно оси трубопровода.
Значения k приведены на рис. 429. Наиб<9льшеI"О
значения k достиrает при а  17° (k ;:;::: 0,785).
В тех случаях, коrда скоростной напор создается столбом
жидкости, можно использовать формулу
D 3
М 2 == k 1 1'Нс'
[де Не  часть общеrо напора, расходуемая на создание скорости
патока жидкости (общий напор за вычетом f!апора,
расходуемоrо на противодавление).
677

Момент трения в сальнике определится из формулы
d
Мс== T'j' кТ,см,
[де т  сила трения в сальнике в кТ (см, rJ1. 11);
d  диаметр цапфы поворотноrо диска в см.
Момент, вызываемый трением цапфы в опорах, равен
MT==Q!I кТ,см;
здесь Q  суммарная наrрузка содаваемая весом ПОВОрОТНоrо
диска и давлением среды на площадь диска, в кТ;
11-  коэффициент трения в опорах (11- == 0,3+0,4).
Суммарная наrрузка Q co
стоит из веса поворотной части
QG и усилия Qp, создаваемоrо
давлением,
Qp == 0,785DI1.P кТ.
Перепад давлений на диске
зависит от положения диска.
При положении диска вдоль оси I1.P  О, при закрытом располо
жении I1.P == Рц или всему напору жидкости в трубопроводе
р == уН. В промежуточных положениях диска I1.P будет изме
няться от О до РУ'
Результирующая обеих сил Qp и QG по величине и направ
лению зависит от уrла поворота а и расположения оси трубопро
вода.
Наибольшеrо значения величина Q достиrнет в закрытой за
слонке (рис. 430), раСПО.10женной в вертикальном трубопроводе.
В этом случае
IXOO   N
==   80п
I 
Рис. 430. Крайние положения заслонки
Q ... Qp )  QG,
о
[де Qp  0,785DP.
В расчете следует принимать Р . 1 ,2Р у, учитывая некоторое
повышение давления у заслонки при ускоренном дросселировании
жидкости во время закрывания (непрямой rидравлический удар).
В последнее время в запорной арматуре получают распростра
нение.поворотные заслонки с эксцентричным расположением
диска. Такие заслонки, получившие название lИСКОВЫХ затворов,
используются как rерметичные затворы. Простота конструкции,
малые rабариты, маJiыЙ вес и относительно низкая стоимость
создают им перспективу для дальнейшеrо развития.
При расчете таких заслонок следует учитывать влияние эксцен
тричноrо расположения диска на усилия и l\Юl\Iенты, создаваемые
весом диска и rидродинамическим действием струи. Изза OTCYT
ствия проверенных эксперимента.1ЬНЫХ данных для заслонок
с эксцентрично расположенным диском принимают приближенно
М, == 1,3М.
678

r л а в а Х. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ ПРИВОДОВ APMATYPbi
1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ПРИВОДАМ АРМАТУРЫ
Трубопроводная арматура все в большей степени оснащается
приводами, которые позволяют автоматизировать управление
арматурой из одноrо или нескольких пунктов, что необходимо для
современных энерrетических, химических, нефтеперерабатываю-
щих и друrих предприятий, атомной энерrетики, судостроения
и т. П.
С целью обеспечения надежной и длительной эксплуатации
арматуры к приводам предъявляются следующие требования,
которые должны быть учтены при расчете.
1. Привод должен создавать момент или усилие, обеспечиваю-
щие надежную работу арматуры, но величина их не должна выхо-
дить за известные пределы, допускаемые прочностью арматуры.
2. Должна быть обеспечена необходимая скорость перемеще-
ния шпинделя.
3. Конструкция привода должна предусматривать использо-
вание заданноrо источника энерrии (электричество, воздух, вода,
rаз, пар или рабочая среда, транспортируемая по трубопроводу)
и ero параметры.
4. Во всех конструкциях приводов, как правило, требуется
наличие ручноrо управления для использования в аварийных
условиях при отсутствии OCHoBHoro вида энерrии.
В связи с большим разнообразием конструкциЙ арматуры
и условий ее работы существуют различные типы и конструкции
приводов. При ручном управлении арматурой помимо непосреk
cTBeHHoro управления маховиком используются также и передачи:
зубчатые цилиндрические и конические, цепная и карданная 
для управления арматурой, расположенной в труднодоступных
местах, зубчатая и червячная  для увеличения крутящеrо
момента.
При механизированном управлении арматурой используется
электропривод с электродвиrателем (иноrда со следящей системой),
электромаrнитный привод, пневматический и rидравлический при-
БОД С цилиндро-поршневым или мембранным устройством, роторно-
пневматический привод и ряд друrих.
2. СКОРОСТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ АРМАТУРЫ
Управление арматурой сводится в конеЧНО:'1 счете к перемеще-
нию или повороту запорноrо или реrулирующеrо opraHa  клина,
тарелки, ПЛунжера, диска и т. д. Открывание и закрывание затво
ров (запорной арматуры) производится либо периодически, со
знчительными интервалами времени, ,JIибо лишь в случае oco
бои необходимости. В реrулирующих клапанах перемещение
Ы9

fIлунжера, как правило, происходит непрерывно в зависимости оТ
хода реrулируемоrо процесса.
Наиболее развитая сеть трубопроводов маrистральных и тех-
нолоrических оснащается большим количеством затворов (запорная
арматура), закрывание или открывание которой должно произво-
диться быстро, но так, чтобы не вызвать возни.кновения rидравли-
ческих ударов. При быстром закрываНhИ затвора в связи с пре-
кращением движения жидкости возникает rидравлический удар
с ударным давлениеы
p. vh,
[де v  скорость движения жидкости до удара;
h  приращение ударноrо давления на каждую единицу сни-
жения скорости.
В трубопроводах возникает прямой rидравлический удар,
если открывание затвора, установленноrо в длинном трубопро-
воде, протекает за период, меньший 2иа, rде L  длина трубо-
провода в м, а  скорость распространения ударной волны в дан-
ном трубопроводе в м/сек. При закрывании затвора за период
времени больше 2L/a возникает непрямой rидравлический удар;
сила удара, выраженная в метрах, оказывается меньше величины
I1h == аи о М
g ,
rде vo  скорость течения жидкости в трубопроводе до закрыва-
ния в м/сек; .
g  ускорение силы тяжести в м/сек 2 .
Во избежание возникновения rидравлических ударов закры-
вание задвижек малоrо диаметра (Dy == 150 мм) должно проте-
кать за время t == 30...,... 40 сек, задвижек большоrо диаметра (D у ==
== 800 мм)  за время t == 140...,...200 сек, Следовательно, закры-
вание задвижек должно про изводиться со скоростью v == 4...,...
...,...5 мм/сек. Задвижки обычно управляются с помощЬю Шпинделя,
снабженноrо резьбой. Если принять шаr резьбы для малых задви-
жек S ==4 мм, а для больших  S == 12 мм, то необходимое число обо-
ротов электропривода на выходном валу будет п == 60...,... 75 об/мин
для малых задвижек и п==20...,...25 об/мин для больших задвижек.
Электроприводы, как правило, имеют постоянную скорость
вращения выходноrо вала, и реrулирование скорости закрывания
в процессе эксплуатации не допускается.
Полное открытие прохода в вентилях достиrается при подъеме
тарелки над седлом на высоту h n == (0,25...,...0,30) Dy, поэтому
полное открытие клапана происходит за путь в 34 раза более
короткий, чем путь перемещения клина в задвижке. Следовательно,
вентили должны закрываться со скоростью в 34 раза меньшей,
чем задвижки. Поскольку вентили обычно используются в трубо-
проводах небольших диаметров, число оборотов на выходном валу
электропривода должно составлять 15...,...25 об/мин.
680

3. СИЛОВЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ АРМАТУРЫ
При управлении арматурой должны быть преодолены силы
сопротивления, создаваемые:
а) rидравлическим давлением среды на элементы затвора или
реrулятора, на тарелку вентиля, на поперечное сечение шпинделя
v 6а в сальнике, на сильфон, на мембрану и т. Д.;
,;СI1Лl1е О/1Ь
lI.iПl1нае/1Я б) силами трения в сальнике, в направ
ляющих клина задвижки, между уплот
няющими кольцами задвижки, в бурте
. шпинделя, в резьбе шпинделя и rайки
и т, п,;
в) упруrими элементами при деформа
ции пружин сильфонов, мембран и т. Д.
'"
 '"
с1
п
п
"-
1 .J
1
'"
<:!f
о
Откры6анце 
ПеремещеНl1е
заПОРНО20 Ор2ана h,111'1
Рис, 431. Силовой rрафик работы ЗiПвороrз
Силовая характеристика вентиля или задвижки изображена
на рис. 431. Линией II можно разделить rрафик на две части 
переменную Qh == f (h) и постоянную Qc == const.
Величина Qh создается действием rидравлическоrо давления
на тарелку вентиля Qcp, силами трения в направляющих Т Н или
между упЛОТняющими кольцами в задвижке Тк, усилием, необхо
димым для уплотнения, Qy, и др.
Постоянная величина Qc образуется силами трения в саль-
нике Т, весом подвешенных к шпинделю деталей QG' усилием,
выталкивающим Шпиндель, QUIIP и пр.
Характер изменения общей кривой Q  f (h) зависит от кон-
струкции арматуры, материала деталей (коэффициенты трения)
и давления среды. Так, в вентилях BbIcoKoro давления, при диа-
метре шпинделя d c , близком к диаметру седла или большем диа
метра седла, силовая характеристика приближается к кривой
IlIl на рис. 431. Это объясняется тем, что усилие, выталкиваю-
681

щее шпиндель, QLUIl имеет почти постоянное значение и относи-
тельно большую величину. Вторая постоянная  сила трения
в сальнике Т также имеет большие значения. Эти две постоянные
силы в основном и определяют характер rрафика.
В задвижках большоrо диаметра, наоборот, наибольшее зна
чение имеет сила трения между уплотняющими кольцами, которая
приобретает максимальную величину в конце закрывания. В этом
случае кривая приобретает круто падающиЙ характер.
4. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ ЭЛЕКТРОПРИВОДОВ
В электроприводах скорость открывания и закрывания apMa
туры и крутящиЙ момент на выходном валу привода определяются
числом оборотов и мощностью электромотора и передаточным OT
ношением механизма привода. КрутящиЙ момент, создаваемыЙ
электромотором при постоянноЙ наrрузке, в момент резкой оста-
НОВки при закрывании затвора резко возрастает за счет исполь-
зования кинетической энерrии ротора. Для оrраничения ;vfoMeHTa
используются муфты или реле оrраничения тока.
Общая схема силовоrо расчета электропривода (статическиЙ
расчет без учета переrрузки и использования кинетической энер
rии ротора) заключается в следующем.
1, Определяется необходимое общее передаточное число pe
дуктора привода
. пH()J!
[== -,
пв
[де n.чОМ  номинальное число оборотов электродвиrателя в ми-
нуту (при номинальной наrрузке);
n в  число оборотов в минуту выходноrо вала привода.
Общее передаточное число привода в зависимости от KOHCTPYK
цИИ и числа пар зубчатых колес разбивается на ряд передаточных
чисел таким образом, чтобы было выдержано условие
i == i1i2i3 . . . i n ,
[де i 1 , i 2 , i з , i n  передаточные числа частных передач.
2. В зависимости от Типа, числа передач редуктора и характера
их выполнения (наличие масляной ванны, открытая передача и пр.)
определяется общий к. п. д. редуктора
1'] == 1'] 11'] 211з, . . ., 1']п'
[де 111, 1']2, 11з, . , ., Чf!  к. п. д. частных передач (к, п. д. пла-
нетарной передачи не равен произведению составляющих).
Значения Ч для различных передач, применяемых в армату-
ростроении, приведены в rл. IV.
3. Опреде"'lяется необходимая !I10ЩНОСТЬ электродвиrателя.
Для приводов арматуры наиболее часто используются Tpex
фазные асинхронные электродвнrатеЮI с повышенным скольже-
682

нием в закрытом обдуваемом исполнении типа АОС, наиболее при-
rодные при периодической работе с ударной наrрузкой.
Механическая характеристика асинхронноrо двиrателя при-
ведена на рис. 432 и рис. 433 п ==о t (М) и М сс= ер (5), т. е. зависи
мость числа оборотов в минуту п от вращающеrо момента М и Bpa
щающеrо момента М от скольжения s.
Скольжение 5 равно
 nс  n 1 00 11
s. (),
nс
rде п с  синхронное число оборотов, зависящее только от частоты
тока (числа периодов в секунду) и числа полюсов элек
тродвиrателя;
п  фактическое число оборотов,
п
11
пс
пном
пкв
М к д
t1 н а.ч
Мном
о
М НОМ М нач I1 к д М
о
SHON SKB
s1 s
Рис. 432. Характеристика
nf (М) асинхронноrо эле
ктродвиrателя трехфазНоrо
тока
Рис, 433. Характеристика
Me!jJ (5) асинхронноrо эле
ктродвиrателя трехфазноrо
тока
При синхронном числе оборотов п с е - 1500 об/мин двиrатели
типа АОС при номинальной мощности дают п/iОлt  1300--;--.
--;--. 1395 06/ мин в зависимости от мощности электродвиrателя.
Из rрафика п =се t (М) видно, что асинхронный мотор допу-
скает значительное превышение 1\I0MeHTa по сравнению с номи
нальным.
В рассматриваемых двиrателях начальный, или пусковой,
момент М нач =се (2,2--;--.2,3) М но ,,,; наибольший момент М н6 .""
(2,3+2,6) МНО.lt .
Так как наибольшая наrрузка в затворах возникает в последний
период закрывания или в первыЙ период открывания, а эти периоды
обычно кратковременны, то выбор электродвиrате.1Я целесообразно
про изводить с учетом коэффициента переrрузки К п (CI, табл. 137).
Расчетная Мощность электродвиrателя может быть определена
по формуле
N  Мвnв
расч  974001]
хит,
683

здесь Мв  момент на выходном валу привода в кТ 'см;
n в  число оборотов выходноrо вала привода в об! мин;
'YJ  общий к. п. д. передачи привода.
С целью экономии мощность электродвиrателя можно прини-
мать равной
N  N расч
дв  К п
По полученной мощности N дв выбирается по каталоrу двиrа-
тель, ближайший по мощности, с тем, однако, чтобы l\ЮЩНОСТI>
выбранноrо электродвнrателя не была бы ниже N дв более чем
на 20 %. В противном случае выбираеТС51 электродвиrатель боль-
шеЙ, чем N дв, МОЩНОСТИ.
Таб,11lца 137
3начення КОЭффНЦИfнта переrрузки К п
у славный диаметр I [( 11 у словный диаметр I [(а
прохода D у в А/М п прохода Dy в .млt
I
150 2,2 500800 1,6
150300 2,0 8001200 1,4
300500 1,8 1200 1,2
I
5. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ ПОРШНЕВЫХ ПРИВОДОВ
Зазоры сопряжения поршеньцилиндр в приводах арматуры
обычно уплотняются резиновыми или кожаными манжетами.
Если рабочей средой привода является rаз или пар с высокой тем-
пературой, не допускающей применения резины, то уплотнение
осуществляется поршневыми кольцами.
При силовом расчете поршневоrо привода вначале приближенно
определяется необходимый диаметр поршня Dn по заданной вели-
чине необходимоrо усилия Qo кТ и давлению рабочей среды
р кпсм 2 .
Из равенства
получаем
Qo=== 1,5РР=== 1,5.0,785.DP
/
Dn  1,t 1/ O СМ.
Коэффициент 1,5 учитывает уменьшение полезной площади
поршня, создаваемое штоком, и влияние сил трения в сальнике
и между поршнем и цилиндром.
После установления конструктивных размеров привода про-
изводится уточненный расчет величины усилия Qn, создаваемоrо
ПРИВОДОl\[,
684

Усилие, создаваемое На штоке rтривода, равно
Qn == Qp  т  Т т
[де Qp  усилие от давления среды на поршень в кТ;
т  сила трения в сальнике в кТ;
Тn  сила трения между манжетами или поршневыми коль-
цами и цилиндром в кТ.
Усилие от давления среды на порruень определяется по фор-
муле
Q р с== 0,785 (o  се) f> кТ,
[де D n  диаметр поршня в см;
d c  диаметр штока, проходящеrо через сальник, в см;
Р  давление жидкости или воздуха (пара) в кпсм 2 .
Сила трения в сальнике определяется по формулам, приведен-
ным в rл. П.
Силу трения между манжетами и цилиндром можно определить
следующим образом:
Тn == 3,14 Dnb!tAlPп кТ,
rде Ь  ширина манжет в см;
tM  коэффициент трения между манжетами и цилинл:ром;
Р  давление рабочей среды привода в кF/см 2 ;.
п  число манжет.
Для кожаных манжет, работающих со смазкой, !tAf == 0,15;
для кожаных манжет, работающих без смазки, !tA' == 0,20...;..-0,40;
для резиновых манжет, работающих в воде, !tM == 0,1.
Сила трения между поршневыми кольцами и цилиндром опре-
деляется по формуле
Тn == 3, 14Dnh!tn (qz + 2Р) кТ,
rде h  высота кольца в см;
!tn  коэффициент трения между поршнеВЫl\!И кольцами и ци-
,ТIиндром;
q  удельное давление, создаваемое упруrостью колец,
в кпсм 2 ;
z  число колец.
Для новых колец !tn :::::::; 0,25, для приработанных колец !tn:::::::;
:::::::; 0,15, для колец, работающих при хорошей смазке, !tn-==
== 0,10...;..-0,15.
u При выводе последней формулы принято, что давление среды
деиствует только на первые два-три кольца, Задавшись на первом
кольце давлением 0,75Р и на втором 0,25Р и принимая во внима-
ние действие давления с обеих сторон поршня, получаем суммар-
ное давление 2Р.
Удельное давление, создаваемое упруrостью колец q, с точ-
ностью, достаточной для силовых расчетов приводов, может быть
принято равным 0,8 Kr/CAt 2 .
685

6. СИЛОВОЙ РАСЧЕТ МЕМБРАННЫХ ПРИВОДОВ С РЕЗИНОВОЙ
МЕМБРАНОЙ
Силовой расчет мембранноrо привода с резиновой мембраной
начинается определением диаметра мембраны, исходя из задан-
Horo хода. При конструировании рекомендуется мембрана наи-
меньшеrо размера, что допускает применение пружины с наимень-
шим усилием. Это условие, однако, не всеrда обеспечивается.
При расчете наиболее важныы является определение изме-
нения тяrовоrо или перестановочноrо усилия 1\1Е'мбраны n зависи-
мости от проrиба l\Iембраны.
Усилие Q" передаваемое мембраноЙ на шток, меньше силы,
создаваемой давлением Р на площади Kpyra диаметра D. Вели-
чина Qэ зависит от размеров D и d, свойств резины и типа мем-
браны. Она определяется по формуле
Qэ  РFЭ!
[де Р  давление среды в КПС-tz 2 ;
F э  эффективная площадь мембраны в с.м 2 .
Таким образом, влияние всех указанных факторов учитывается
величиной F э .
Из rеометрических соотношений можно получить заВИСИМОС1Ь
Р,  J (IJ2 + ла + d 2 ),
[де D  диаметр по окружностн за;J:елки;
d  диаметр жеСТКОI'О центра.
Эту формулу можно применять i\ля приближенноrо определе-
ния при силовом расчете приводов затворов (запорной арматуры),
если ход не превышает ::tO,05D. При расчете реrулирующей арма-
туры требуется более точное определение Р,.
Экспериментальные исследования позволили уточнить эту
зависимость, в связи с чем рекомендуется применять следующую
формулу:
Qэ с.с ерсРР кТ,
[де Р .'C O,785D2  полная площадь мембраны по диаметру за-
J\елки в с.м 2 ;
ер  коэффиuиент эффективности при нулевом про-
rибе мембраны, т. е. при нейтральном поло-
жении ее, равный отношению эффективноrо
усилия, действующеrо на шток, ко всеыу
усилию, действующему на мембрану, от
1 Qэ
давления сре,l,Ы; при с  ер = Q' [де
Q= РР;
с  коэффициент неравномерности, учитывающий
изменение Р э (влияние жесткости мембраны,
зависящее от ве.1ИЧИНЫ проrиба).
686

Для плоских мембран толщиной от 3 до 5 мм с размером D ==
100+300 мм, как снабженных тканевой прокладкой, так и без
нее, получена следующая зависимоСТЬ для коэффициента эффек-
тивности (см. рис. 434):
ер ::::::: 0,14 + 0,8k,
d
[де k == 75 '
Эта зависимость действительна для всех давлений от 1 до
8 кr/см 2 .
Fэ
Коэффициент неравномерности '-Р7
с имеет разную величину для мемб- 1,0
ран D  160 мм и D> 160 мм.
ДЛЯ мембран D160 мм с тка-
невой прокладкой можно прини-
мать (с точностью до :!:: 10 %)
h
с::::::: 1 :!:: D
0,14 +- 0,8k
отсюда при k  0,8
11
с == 1 :!:: 1,2875;
0,5
о
0,5
10 kcl..
, D
при k == 0,7
с==1 11
:!:: 1,431);
при k == 0,6
с==1 11
:!:: 1,6175'
rде h  смещение мембраны от
нейтральноrо (среднеrо)
положения.
Для мембран D  160 мм без тканевой прокладки с::::::: 1
для всех значений k.
Для мембран D > 160 мм с тканевой прокладкой и без про-
КЛадки, для обычно принимаемых величин k == 0,6+0,8 коэффи-
циент неравномерности
Рис. 434, Коэффициент эффектив-
ности (р ДЛЯ плоских резиновых
мембран:
1 . кривая Ilлощадеii по формуле Fэ
  (D' + Dd + d'); 2  криваn
" Ф F лD'
площадеlI по ормуле э  4""""'" х
х (о, '! + 0,8 ; )
11
С == 1 + 2 1 5 
, D'
Знак «плюс» берется в том случае, KOI'}1,a меlбрана смещена от
нейтральноrо положения в сторону уменьшения объема среды,
действующей на мембрану (рис. 435, положение 1), знак «минус» 
коrда мембрана смещена в сторону увеличения этоrо объема
(рис. 435, положение 11).
Плоская собранная (<<вялая») мембрана создается следующим
образом.
67

с
ПОf/OЖ8нuе 1
/
1,2
1,1
I I  Положение Л
f  I  I 1tt
. _l . 1
I .. I
I 1 '
I
1,0
! i
rI I
0,9
h с!;С:::>C'J'-':><.оr:---(XJ h
 ... с::>... 1::::::1'" C:::J'" ... ... С...  с::::, <:::::. с::::, с::::, С) (:::) t::::::J'" а +
D I I I I ? 'т 'т 'f """"""<oi'<:::><::><oi'''''' D
Рис. 435. Значения коэффициента неравномерности с
для резиновых плоских собранных (вялых) мембран
Q,Kr
700
 . 
.  . 
...... " t-- .......... 7
"-  .......... ...ff. " r---...
" ""'- t--.. .......... .........  "'- "
,
'"   i<....Ч -......::'" \
...........з '",-- " 1"...,\, \
2 ;---.. " ........... \
........... "- ,,\  \
...........1--... '"  
f'... ..........1 "  
  '" 
  ФD; ].78 I 
 Ф2 8
I ,
10
20
зо
(fO
50
60
70h.MM
600
500
400
300
200
100
о
РИс. 436. Изменения усилин Q на штоке в заВИСИМОСТlI
от хода для формованных резиновых мембран:
J   == О. 2    О 3 4' 3   o 39' 4
D ' D " D " D
d d d
 0,45; 5  D  0,58; б ])  0,62; 7  D  0,67
6813

Мембрану устанавливают в изделии так, что она не образует
плоской поверхности, а имея слабину, садится мешком. С этой
целью мембрану либо вытяrивают путем подъема или опускания
rрибка, после чеrо закрепляют между фланцами, либо устанав-
ливают на болты по отверстиям в мембране, расположенным на
окружности большеrо диаметра, чем в корпусе и крышке.
В результате испытаний установлено, что для мембран этоrо
типа диаметром D с=с 90...;-.- 130 ММ, изrотовленных из однослойной
резины толщиной 57 мм с одной тканевой прокладкой, при
значениях  от +0,08 до 0,08 для давлений до 12 кТ/см 2
коэффициент неравномерности ориентировочно можно принимать
равным
( h ) 3 ( h ) 4
С == 1 + 200 D + 800 D .
Здесь величина h принимается отрицательной, коrда мембрана
находится в положении J 1, и положительной, к()rда она занимает
положение J,
Некоторые данные о результатах испытаний формованных
мембран приведены на рис. 436.
При расчете резиновых мембран на прочность пользуются
формулой
О,7РР" == лDБТдо!!,
Р  давление среды, дейlтвующее на мембрану, в кТ!см 2 ;
р"  кольцевая площадь; р" == 0,785 (D2  d 2 ) см 2 ;
б == общая толщина резины в см;
Тдо!!  допускаемое напряжение на срез резины в кТ/см 2 .
По результатам испытаний резины с разрывной прочностью
(j == 50 кТ/см 2 установлено, что при использовании ее в виде листов
с одной тканевой прокладкой можно принимать допускаемые на-
пряжения, приведенные в табл, 138,
rде
Таблица 138
Допускаемые напряжения в резиновых мембранах
с одной тканевой прокладкой
Толщина реЗllllЫ б в см I 0,27 I 0,5 I 0,7
Допускаемое напряжение Тдоn, 30 24 21
KFlcAl 2
Ход мембраны рекомендуется выбирать не более О, 15D дЛЯ
плоских мембран и не более (0,20...;-.-0,25) D для формованных
мембран.
Величина диаметра rрибка
от необходимоrо усилия и
« д. ф. rуреВIiЧ
d устанавливается в зависимости
допустимых колебаний усилия,
689

d
передаваемоrо на шток. С увеличением отношения 15 увеличивается
эффективная площадь мембраны, но уменьшается допустимый ход
при заданных изменениях усилия (или увеличивается изменение
УСИ/IИй при заданной величине хода). Наиболее часто используется
d
отношение D , 0,8. Иноrда с целью получения более равномер-
. d
Horo усилия используют отношение D == 0,7.
Мембранный привол, в арматуре наиболее часто работает по
схеме, приведенной на рис. 437, т. е. с пружиной возврата, создаю-
щей необходимую зависимость
h C t (Р),
[де h  перемещение плунжера в мм;
Р  давление рабочей среды привода в кпем 2 .
В приводе конструкции реrулирующеrо клапана, приведенной
на рис. 437, необходимо возможно точнее обеспечить условие
dh
- == const
dP ,
т. е. зависимость '! == еР, что достиrается применением мембраны
с возможно более постоянной эффективной площадью и пружины
с характеристикой, наиболее близкой к линейной. С этой целью
используют сравнительно малый ход мембраны, а пружину опи
рают на шариковый упорный подшипник во избежание дополни-
тельноrо скручивания ее силами трения.
Построение приближенноrо rрафика зависимости усилия,
создаваемоrо давлением воздуха на мембрану, от хода мембраны
производится следующим образом (рис. 438). Начальные и конеч-
ные ординаты соответственно равны
Ql == Р 1 F оэ и QI1 == Р I1 F оэ ;
здесь Р 1 И Р п  давление в кпем 2 на мембрану в начале и в конце
хода h l1 ;
F оэ  эффективная площадь мембраны при проrибе
мембраны, равном нулю.
В результате получаем на rрафике прямую II с уrлом наклона
t  Q/!Ql FОЭ(Р/1Рl)
gct h  h .
" "
На rрафике откладываем постоянно действующие усилия:
1) усилие Qp + Qlll/!' создаваемое перепадом давлении на
плунжере и действующее на разность площадей BepxHero и ниж-
Hero сед,тlа, и усилие, выталкивающее шпиндель, в кТ; это усилие
направлено в сторону действия пружины, поэтому откладываем
ero вверх от нулевой линии  получаем линию IIII;
690

01'"
01'"
*
ф

Рис. 437. КОНСТРУКЦИЯ мемб
paHHoro привода
о р
Рис. 438. Расчетный rрафик мембраНIIоrо лривода
k:>
t:s '"
C:!<
I 1
I
I
I
h/>1M

2) усилие QG  вес деталей, подвешенных к штоку, в Kr;
это усилие направлено в сторону, обратную действию пружины
(принимаем положение реrулирующеrо клапана вертикальным,
что обычно имеет место), поэтому откладываем ero вниз от линии
1 II 1  получаем линию 1 1 II 1 1.
Ординаты II 1 1 дают необходимые значения усилий пру-
жины QYCт В начале хода и Qраб  в конце.
В реrулирующих клапанах с пневматическим приводом наибо-
лее ЧRСТ() ПрИНИ!\Iают Р 1 0,2 кО{'м 2 ; Р" 1 ,О кП{'лt 2 .
а
PIIC. 439. РасчетныЙ rрафик ыeы
бранноrо привода с учетом втlЯ
ния жесткости пружины:
1  расчетная характеристика; 2 
уточненная характеристика; 3 Пр!1
бднженная характернстнка
fз
А
о
h
Рис. 440. Расчетный rрафик
мембранноrо привода с учетом
влияния эффективноЙ плошадн
мембраны:
1  постоянное значеН!1е Q npIJ
F э  const; 2  деЙствнтельная
характеристика мембраны Q 
 f (lz) при Р  const; 3  прнб-
лижениая характеристика ме-мб
раны
Сила трения Т в сальнике и
направляющих плунжера, штока
и привода создает определенную нечувствительность клапана,
заключающуюся в том, что при изменении усилия на штоке в пре-
делах дО 2Т направление движения штока не изменяется. Отложив
от линии II значения Z:. Т, получаем линии IVIV и V V,
оrраничивающие зону нечувствительности клапана.
т
Таким образом, в пределах !!Р == ::t  p изменение давления
03
не вызовет изменения направления движения штока. Для пере
мены направления штока на обратное потребуется изменение дaB
ления в 2!!Р. В соответствии с этим поrрешности в положении
плунжера будут равны !!h =се ::t PД: . При перемене направ
ления движения штока при тех же значениях Р положения штока
будут отличаться на величину 2!!h.
При уточненном расчете MorYT быть учтены отклонения харак-
теристики пружины от линейной и изменение эффективной шю-
Щади мембраны с изменением хода.
С увеличением проrиба пружины сжатия жесткость каждоrо
витка несколько уменьшается, поэтому и жесткость всей пр ужины
692

должна уменьшаться, Это справедливо J\ЛЯ J\ЛИННЫХ пружин.
В коротких пружинах со значительноЙ величиноЙ жесткости,
какие применяются для приводов арматуры, уменьшение Жестко-
сти витков с уве.тIИчением наrрузки не уменьшает жесткость пру
жины; наоборот, жесткость пружины с увеличением проrиба
увеличивается в связи с тем, что число рабочих витков, участвую-
щих в работе, уменьшается, так как краЙние витки начинают
соприкасаться с ()ПОрНЫМIJ виткаJ\!И на все
Q р большеЙ длине. Поэтому, уточненная харзк-
теристик(\ ПРУЖI!I!Ы uулет 1!J\1Е'п, B!I.1. кривuii,
А
о
h r
h
Рис. 441. УточненныЙ rрафик ыембраш!Оrо принода
с учетом COBMeCTHoro влияния жесткости пружины I!
эффективноЙ площади Iембраны:
1 требуемый теоретический rрафик PCll; 2lIзмеIIение
усилия ПРУЖИIIЫ Q  f (h); 3 изменение усилни на мемб-
ране
изображенноЙ на рис. 439. Если мы заl\Iеним расчетную хар3l(
теристику 1 приближенноЙ 3, повернув ее на уrол (;(,1' то поrреш-
ность работы в середине хода несколько возрастет, но !<онечные
УСилия будут совпадать с расчетными.
Эффективная площадь плоскоЙ и штампованной реЗI!НОВОЙ
мембраны не остается постоянной. В начале хода она И:\Iеет боль-
шую величину, в конце хода  меньшую. Постоянство Р, сохра-
Няется лишь при проrибах мембраны, близких f( нулю. Заменив
rоризонтальную прямую прямой АА (рис, 440), наклоненной под
уrлом (;(,2, ПО.lJУЧИМ более точные результаты расчета,
С целью уточнения расчета линию ll (см. рис. 438) це,lJе-
сообразно строить по величинам эффективной площади в точке А
a РИс. 440, а характеристику пружины  по линии 3 на рис. 439.
реЗУльтате получается rрафик, изображенныЙ нз рис. 441,
693

[де прямая 1 представляет собой теоретический линеиный rрафик
Р ='= ch; линия 2 изображает изменение усилия пружины от хода /z
и линия 3  изменение усилия на мембране при изменении давле
ния по прямой 1. Как видно из rрафика на рис. 441, в этих усло-
виях сохраняется требоваиие, предъявляемое к давлениям в точ-
ках А и В; в промежуточных точках линейность rрафика не сохра-
няется.
. Рассмотрим произвольную точку М при проrибе h r . Вместо
теоретическоrо значения УСШIИя Qr пр ужина будет создавать
усилие Qф. Эффективная площадь мембраны при данном h больше
необхо,'I,ИМОЙ; поэтому равновесие установится при /J,aвлеНИII
Qф
РФ=="'F;'
[де F е  эффективная площадь при данной ве.'Iичине хода h.
Величина Р Ф создает на оси ординат неравномерную шкалу.
Используя данные об изменении усилия пр ужины и эффективной
площади мембраны от хода, можно построить уточненный rрафик
h ='= f (Р) или Р ='= qJ (h).
Отклонение хода от прямо пропорциональной зависимости
можно определить следующим образом.
При давлении Р r фактический ход мембраны (привода)
в точке М не равен теоретическоЙ величине h p а больше ее на
величину дh
tlQф
t1h;::::::;
tg а
или
Qr  Qф (Р!  Рф) Fe
дh == ;::::::; .
tg а tg а
Фактическое давление на мембране будет равно
Qф
Р Ф " р;
или
Р  QrtlQф
ф  F э
Помимо рассмотренных сил в реrулирующе1 клапане возни-
кают усилия от rидродинамическоrо воздействия потока на плун-
жер, создающие на стержневом плунжере осевые усилия, стремя-
щиеся закрыть клапан, на полом плунжере  крутящие моменты.
Усилия MorYT достиrать при больших перепадах давления на кла-
пане значительной величины и оказывать существенное влияние
на работу клапана. Величина этих усилий теоретически не рассчи-
тывается, а должна опреде.1ЯТЬСЯ экспериментально.
694

7. силовой РАСЧЕТ МЕМБРАННЫХ ПРИВОДОВ С МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ
МЕМБРАНОЙ
Металлические мембраны в арматуре наиболее часто приме-
няются в импульсных механизмах реrуляторов прямоrо действия.
Принцип действия импульсноrо механизма показан на рис. 442.
Импульсный клапан 1 работает в условиях «нормально OTKpЫ
тый». При достижении определенноrо
давления, создающеrо на rрибке 2
с помощью мембраны 3 усилие, пре
вышающее усилие пружины 4 при
данном ее положении, пружина начи-
нает сжиматься и клапан 1 под дей
ствием пружины 5 перемещается в CTO
рану седла на величину проrиба пру
жины 4. Коrда проrиб станет доста-
точно большим, клапан 1 садится на
седло. Таким образом, в этом pery
ляторе импульсный мембранно-пру-
жинный привод иrрает роль чувстви
тельноrо элемента и привода импульс-
Horo клапана; поэтому параметры
мембраны оказывают большое влия
ние на работу реrулятора.
Пренебреrая усилием, создавае
мым пр ужиной 5 и клапаном 1, KOTO
рое обычно невелико, можно считать, Рис. 442. Импульсный механизм
что rрибок 2 находится в равновесии реrулятора давления
под действием сил, создаваемых пру-
жиной 4, давлением среды на мембрану 3 и упруrостью мембраны.
Поэтому уравнение статическоrо равновесия здесь имеет ви,]
Qn  Qp + QyAt == О,
rде Qn  усилие, создаваемое пружиной;
Qp  усилие, создаваемое давлением среды на мембрану, без
учета жесткости мембраны;
QYM  усилие, создаваемое жесткостью мембраны.
Для удобства расчетов обычно силы Qp и QYM рассматривают
совместно и выражают в следующем виде:
Qэ == Qp  QYM == РF э ,
rде F э  эффективная площадь мембраны в см 2 .
Отсюда следует, что эффективная площадь мембраны является
УСЛОвной величиной, отображающей влияние площади и rеометри
ческой формы мембраны, ее жесткости, диаметра rрибка, радиуса
сферы rрибка и положения мембраны относительно плоскости за-
Жима, на величину рабочеrо усилия, передаваемоrо давлением
среды через мембрану на rрибок.
4
-<:
С95

При любом сочетании прочих факторов диаметр мембраны D
по периметру зажима остается постоянным и вполне определен
ным; поэтому целесообразно величину эффективной площади BЫ
числять относительно площади Р, определяемой диаметром D, т. е,
F э ==со fPF см 2 ,
rде F  площадь мембраны по диаметру D; F ==со 0,785D2;
fP  коэффициент эффективности, показывающий, какую часть
от F составляет эффективная площадь F э .
Коэффициент fP целесообразно представить в виде
fP  с(р о,
здесь с  коэффициент ИЗменения fP, учитывающий влияние хода
мембраны на F э (при h ==со О с = 1);
fPo  начальный коэффициент эффективности, учитывающий
влияние на эффективную площадь прочих факторов;
при нейтральном положении мембраны fP ==со fPo.
В конструкциях типа, приведенноrо на рис. 442, обычно приме-
няют плоские мембраны и rрибки с шаровой опорной поверх
ностью. Мембраны изrотовляются обычно из стали Х 18Н 10 тол-
щиной 5 ==со 0,2 мм (от 5 CC 0,1 до 5 ==со 0,3 мм).
Можно предложить следующую методику определения эффек-
тивной площади плоских металлических мембран диаметром от
D =с 25 мм до D =с= 60 мм из стали Х18Н10 толщиной 0,10,3 МА4.
Коэффициент с выражается формулой
с == 1 :t wch,
!'де w c  коэффициент жесткости мембраны;
h  ход мембраны в мм,
Знак «плюс» соответствует проrибу мембраны от нейтральноrо
положения в сторону рабочей среды, знак «минус»  в сторону
пр ужины.
Величина начальноrо коэффициента эффективности опреде-
ляется по формуле
fPo ==' 0,7k 6 k d kR,k p k).,k,,,
[де частные коэффициенты k 6 , k d , kR" k p , k)., и k n (табл. 139)
учитывают влияние на (Ро соответственно толщины листа 5, диа-
метра rрибка d, раДиуса поверхности rрибка Rc, давления среды Р,
состояния материала и числа слоев п.
Величина коэффициента жесткости мембраны определяется
по формуле
w c  0,4ЛD Л 6 Л ).,IvрЛ,,;
частные коэффициенты ЛD, Л6, Л. Ч ' Л р И Л" (табл. 140) учитывают
влияние на w c соответственно диаметра мембраны D, толщины
листа 5, состояния материала, давления среды Р и числа слоев.
696

Значення частных козффициеИТОII k
k
{, == 0,1 мм
(, == 0,2 )}
(, == 0,3 )}
при R.?  2П
Таблица /39
k6 == 1,05
k6 == 1,00
k6 == 0,92
k.L ... 1,0
!IJ' 0,85
kd для D == 40 мм
d
D  О,Б
d
==06
D '
d
==07
D '
d
==08
D '
d
==09
D '
d
 == о 95
D '
При R.c;? 3D
kd == 0,92
kd==0,98
kd == 1,03
kJ == 1,10
kR
kd == 1, 16
R.c == 2D
R.c == 4D
kR == 0,90
k R == 1,00
р == 100 к.Т/см 2 k p  1,10
D  25 мм Р == 150 )) k p == 1,00
Р  200 )) k p == 1,04
Р o. 60 к.Т/с.м 2 k p == 1,08
kp D == 40 мм Р == 100 » k p == 1,00
Р == 120 » kp == 0,92
р == 20 к.Т/с,и 2 k p "= 1,03
I D == 60 AtM Р == 40 )) k p == 0,98
Р == 60 )) k p C 0,90
 
kAj
Наrартованная
(Н и ОН)
Мяrкая (М)
k n
п==1
п == 2+ 3
k,1! == 1,0
k.1!  1,08
k n ... 1,0
k n == 0,94
697

Значения частных коэффициентов )
Таблица 14IJ
D с== 25 ММ ')п с== 1,25
ЛD D с== 40 }) ЛD с== 0,95
D с== 60 }) ЛD с== 0,60
Ь . О, 1 .1.11 1.6  0,85
ЛI\ h  0,2 » 1.6 C 1,00
Ь ...0,3 » 1.6... 1,15
.
НЗI'артованная Н I Л м ., 1,0
Л", Особо наrартованная ОН I 1..1< С== 1,1
Мяrкая М I Л м С== 0,75
Р  100 Kr/cM 2 ЛрС== 1,0
D "" 25 ММ Р С== 150 » Лр С== 0,80
Р  200 » Лр  0,75
Р С== 60 Kr/cM 2 Лр С== 1,1
Лр D "" 40 М.М Р  100 » Лр 0==0 0,80
Р  120 » Лр"" 0,72
Р С== 20 Kr/cM 2 Ар 0==0 1,0
D""60MM Р  40 » Лр С== 0,95
p 60 » Лр 0==0 0,90
п1 Л п 0==0 1,0
Л п п2 Л п 0==0 1,2
п 3 Л п 0==0 1,4
При выборе величины полноrо хода металлической мембраны
рекомендуется оrраничиваться преДелами, указанными в табл. 141,
Таблица 141
Предельный ход металлических мембран
D в ММ
25
40
60
h n в ,11,11
::t0,12
::t0,16
::tO,22
698

В этих пределах зависимость изменения усилия на rрибке от
высоты подъема мембраны h при постоянном давлении выражается
прямой линией, I3роходящей через точку у  РсроР при х  О,
с уrлом наклона tg а  W C '
При выборе величины хода необходимо учитывать также долrо
вечность мембраны.
Применение двухслойных и трехслойных меl\lбран (из двух
и трех листов) незначительно снижает величину начальноЙ эффек
тивной площади сроР (примерно на 6%), но существенно увеличи
вает жесткость мембраны. Мембрана из двух листов имеет на 20 %,
а мембрана из трех листов на 40 % большую жесткость, чем
такая же однослоЙная мембрана.
В реrуляторах давления с импульсным клапаном мембрана
является приводом импульсноrо клапана, но при этом она также
выполняет задачу чувствительноrо элемента, обеспечивающеrо
изменения давления на поршне в зависимости от изменения давле-
ния в реrулируемом потоке. Чувствительность реrулятора тем
выше, чем выше чувствительность импульсноrо механизма. По
!1h
следнюю можно оценить отношением I1Р , т. е. отношением при
ращения хода мембраны к приращению давления. Поскольку же
сткость мембраны с увеличением хода изменяется, то величина
!1h
отношения I1Р зависит от рассматриваемоrо положения MeM
браны. Для большеЙ определенности приращения хода будем
отсчитывать от нейтральноrо положения мембраны, тоrда, заме
h
нив I'-1h  h, получим отношение I1Р ' [де h  ход l\Iембраны
при изменении давления на величину I'-1P.
Рассмотрим влияние различных факторов на величину хода
мембраны.
Уравнение равновесия rрибка (и мембраны) при подъеме
центра мембраны на величину h имеет вид
Ql + C 1 h  (Q2  C 2 h)  Р 1 срР  О.
Здесь Ql и Q2  установочное усилие большоЙ и малоЙ пружины
(при h  О);
С 1 И С 2  жесткости большоЙ и малоЙ пружины;
Р 1  давление среды, соответствующее подъему l\IeM
браны на высоту h;
СР  коэффициент эффективности при подъеме l\IeM
браны на высоту h.
Заменив СР == ССРо, rде с  1  wch (при подъеме мембраны
вверх от нейтральноrо положения), и учитывая, что Ql  Q2 
== Р осроР (Р о  давление среды при h  О), в результате COOTBeT
ствующих преобразований получаем
 rpoF
I1Р C 1 + C z + wcrpoF (РО + I'1Р)
699

11
С увеличением отношения t;"p увеличивается ход мембраны h
при одном и том же приращении давления, т. е. клапан будет
более чувствительным. Следовательно, чувствительность клапана
возрастает с увеличением начальной эффективной площади сроР
(не пропорционально), с уменьшением жесткости пружин С 1 И С 2
И жесткости мембраны ш с ' При этом, однако, следует иметь в виду,
что с увеличением начальной эффективной площади увеличивается
усилие пружины, а следовательно, изменяется и ее жесткость.
Если пренебречь значением С 2 по сравнению с С 1 И значе-
нием д.р по сравнению с Р о, то получим
 q-оF
t;"p С 1 + wcCPoFPo
или
1
С 1
 F + wcPo
(['о
Таким образом, чувствительность мембранноrо привода зави-
С
сит от суммы двух величин:  F l и шеР о' Из первоrо выражения
<Ро
следует, что увеличение эффективной площади целесообразно лишь
в тех случаях, коrда оно не приведет к пропорциональному увели
чению жесткости пружины С l' Для увеличения чувствительности
также целесообразно уменьшение коэффициента жесткости MeM
браны ш с ' При прочих равных условиях с увеличением Р о чув-
ствительность мембранноrо привода снижается,
Выявим влияние диаметра мембраны D на чувствительность
мембранноrо привода. Примем, что число витков пружины по-
стоянно И средний диаметр пружины пропорционален диаметру
мембраны D.
Эффективная пЛощадь мембраны при постоянном значении СРо
пропорциональна D2. Чтобы уравновесить усилие среды при уве-
личении диаметра мембраны в п раз, необходимо увеличить уси-
лие пружины в п 2 раз. Усилие пружины можно выразить зависи-
мостью
11
t;"p
d 3
Q == сО  D '
ср
I'де с о  обобщенный коэффициент;
d  диаметр проволоки;
Dep  средний диаметр ПРУЖИНbJ.
Чтобы усилие пружины увеличилось в п 2 раз при увеличеюш
диаметра Dep в п раз, необходимо d увеличить в п раз. При этом
жесткость одноrо витка возрастет в п раз, так как она выражается
формулой
с == Gd 4
8D 3 k '
ер 2
700

rдe G  модуль сдвиrа;
k 2  коэффициент (см, п. 9).
Таким образом, с увеличением диаметра мембраны в п раз
:жесткость пружины возрастает также в п раз, а эффективная пло-
С
щадь в п 2 раз, следовательно, отношение ........2..... р . уменьшится в п раз.
еро
Отсюда следует, что с увеличением диаметра мембраны чувстви-
1еЛьность мембранноrо привода увеличивается.
С
Сопоставим значения .........L P и WcP о на конкретных конструкциях
еро
Н выявим относительное значение жесткости пр ужины и мембраны.
Рассмотрим реrулятор давления «до себя» с поршневым при-
водам и встроенным импульсным механизмом на рабочее давле-
ние Р ра6 == 200 кТ/см 2 . В этом реrуляторе установлена мем-
брана диаметром D == 30 ММ из трех листов толщиной б == 0,2 мм
d
при D == 0,97. Радиус сферы rрибка Ra == 90 мм. Большая
пружина имеет жесткость С 1 == 33,3 кТ/мм. В этом случае имеем
 == 1 1  1 == 0,0886.
АР С 1 + Р 33,3 + 053.200 6,73+106
ЧJоР ШС о 7,06.0,7 '
Здесь принято: F == 7,06 см 2 ; СРо == 0,70; W c == 0,53.
Таким образом, С 1 р == 6,73, а wcP о == 106, т. е. влияние жест-
еро
кости мембраны является решающим, а жесткость пружины боль-
шоrо значения не имеет, так как она составляет примерно 6,5 %
BToporo слаrаемоrо знаменателя.
Рассмотрим условия работы реrулятора, рассчитанноrо на
давление Ру == 10 кТ/см 2. Он имеет мембрану диаметром D ==
== 60 мм (Р == 28,27 см 2 ), диаметр rрибка d == 44 мм (отношение
 == 0,74). Жесткость большой пр ужины С 1 == 12,3 кТ/мм.
При толщине мембраны б == 0,2 мм примем СРо == 0,77 и
W c == 0,26.
Подставив эти значения,
h 1
АР  12,3
28,27.0,77 + 0,26.10
В обоих рассмотренных конструкциях жесткость мембраны
имеет большее значение, чем жесткость пружины; однако в пер-
вом случае (D == 30 мм, Р раб == 200 кТ/см 2 ) жесткость мем-
браны примерно в 16 раз больше жесткости пружины, во втором
случае (D == 60 мм, Ру == 10 кТ/см 2 )  примерно в 4,6.
Из приведенноrо анализа следует, что для повышения чувст-
вительности мембранноrо привода в первую очередь следует
обеспечивать малую жесткость мембраны (увеличение диаметра
701
получаем
1
 0,56 + 2,6 == 0,317.

]\!ембраны, уменьшение толщины, применение мяrкоrо HeHarapTo
BaHHoro материала и т, д.); уменьшение же ЖесТКОсти пружины
(увеличение числа витков и пр.) не может дать существенных ре-
зультатов при жесткой мембране.
Полученные данные позволяют определить, какое приращение
давления по абсолютной и относительной величине потребуется
для получения заданноrо хода мембраны.
Подъем импульсноrо клапана при пружинномембранном при
воде с плоской металлической мембраной равен
h == !lP
С 1 + С 2
+ шс(ро + !lP)
Cf'oF
или приближенно
h _______ !lP
 С
 F l + ШСРО
СРо
Для рассмотренных нами случаев приближенное решение дало
результаты: для первоrо
!lP
h == т13 мм;
!lP
f == 3,16 мм.
Если принять ход мембраны в обоих случаях равным 0,2 мм,
то в первом реrуляторе потребуется изменение давления на
I1Р== 113h== 113.0,2==22,6 кТ;см 2 ;
для BToporo
во втором реrуляторе на
I1Р =.= 3,16h ссс 0,63 Kr/ см 2 .
При этих условиях в первом реrуляторе (р о == 200 кПсм 2 ) I1Р
составит 11,3%; во второмреrуляторе (Ро==10 кпсм 2 ) I1Р соста-
вит 6,3%.
8. РАСЧЕТ ЭЛЕI(ТРОМАrнитных ПРИВОДОВ
Силовой расчет электромаrнитных приводов производится до
настоящеrо времени приближенно в связи с недостатком дaHHЫ,
подтвержденных экспериментами.
Чтобы срабатывание электромаrнитноrо !{лапана происходило
быстро, тяrовое усилие электромаrнита должно превышать сумму
сил, противодействующих открыванию.
Дифференциальное уравнение движения тарелки клапана при
ero открывании электромаrнитным приводам может быть выражено
в общем виде формулой
т :.  А ( :; ) 2  Вх  С == О.
Начало отсчета пути х от положения клапана в закрытом виде;
начало отсчета времени t  момент начала открывания.
702

Здесь m  масса ПОДВИЖНЫХ частей, связанных с якорем маrниl'з,
а также масса жидкости, заполняющеЙ клапан и дви
жущейся вместе с клапаном;
А  значение сил, вызывающих повышение давления на
клапан в связи с вытеснением жидкости из надклапан
Horo объема;
В  значение сил, изменяющихся в зависимости от IIОЛО
жения клапана над седлом,  T}!rOBOe усилие маrнита,
усилие от перепада давлениЙ на клапане;
С  значение сил, имеющих постоянную величину,  вес
подвешенных к якорю маrнита .'етаJIеЙ, сила тре!!l1}!
в сальнике и в направляющих.
Поскольку в работе электромаrнитноrо клапана принимают
участие пружины, поршни, мембраны и т. п., силовой расчет дол
жен включать и элемеНты rидравлических расчетов с целью опре
деления скоростей в соединительных каналах и разности давле
ний на клапане, поршне или мембране в различные моменты Bpe
мени и при различных положениях клапанов.
9. РАСЧЕТ ПРУЖИН СЖАТИЯ
в конструкциях арматуры применяются пружины сжатия,
растяжения и кручения. Наибольшее распространение в машина-
строении, и в частности в арматуре, приобрели цилиндрические
винтовые пружины сжатия из проволоки круrлоrо сечения. Это
объясняется большей надежностью их работы по сравнению с дру-
rими и сравнительно простой технолоrией изrотовления.
По требованиям эксплуатации, пружины можно подразделить
на ответственные, 1-ro класса точности, используемые в реrули-
рующих, редукционных и предохранительных клапанах, муфтах
оrраничения крутящеrо момента и т. д., И пружины обычноrо на-
значения, 2-ro класса точности, применяемые в рукоятках, защел-
ках, обратных клапанах как пружины возврата деталей в исход-
ное положение и т. д.
в пружинах l-ro класса точности допускаются отклонен!я i1j:;-:-.
rиба до :t 10 % от номинала для достижения заданноrо усилия илп
пружины изrотовляются по особым техническим условиям; в пру
жинах 2-ro класса точности допускаются отклонения проrиба
:t 15% от номинала для достижения заданноrо усилия.
Ниже приводится расчет только пружин сжатия, как наиболее
распространенных.
Статическое усилие Q, действующее на пружину, вызывает
В каждом из поперечных сечений проволor{и пружины следующее
Суммарное напряжение от среза и кручения (рис. 443):
 4Q -+-- 8QD cp  4Q ( 2Dcp )
't  лd 2 I лd'!  лd2 \ 1 + d .
703

Отбрасывая единицу в скобках, как величину малую по срав-
нению со вторым членом, получаем приближенную формулу
8Q Dcp
't'  KI/MM 2 .
Проrиб пр ужины находим из формулы
8QDpп
F == Gd 4 мм,
[де Dc!,  диаметр пружины по оси сечений витков (средний диа-
метр) в мм;
d  диаметр проволоки пружины в мм;
G  модуль сдвиrа в кПмм 2 .
Для учета влияния дополнительных факторов вводят попра-
вочный коэффициент, и формула напряжений получает вид
2,55Q Dcp
't' == '1 d 3 кпмм 2 ,
rде коэффициент
k == 4т  [ + 0,615 . Dcp
1 4т  4 т' m == Т'
Формула для определения величины проrиба пружины имеет
вид
I 1
k 2 == 1 + 2т  2т2 .
Для нормальной работы пру-
жины следует величину m вы-
Рис. 443. Основные размеры пружины держать в пределах 4т12
сжатия (в виде исключения допускается
3  m  20).
При расчеl' llРУЖИН значительную помощь в смысле наrЛЯД-,
насти оказывают диаrраммы зависимости проrиба пружины F
от деЙствующеrо усилия Q (рис. 444), которые используются для
посдедовательноrо определения параметров пр ужины.
Действительная (уточненная) характеристика несколько отли-
чается от линейной (рис. 445). При увеличении наrрузки жесткость
длинных пр ужин несколько снижается из-за уменьшения yr ла
наклона ВИ'j'КОВ; жесткость коротких пружин, используемых, на-
пример, в реrулирующих клапанах, наоборот, увеличивается
в связи с уменьшением числа рабочих витков при сжатии пр ужины.
Допускаемые напряжения, принимаемые обычно при расчете
пружин, имеют большие значения и находятся обычно в пределах:
для стали  от 40 до 135 кПмм 2 , для бронзы  от 30 до 45 кПмм 2 .
704
8QDpп
F == k 2 Gd 4 мм,
[де

Величина допускаемоrо напряжения зависит от материала про-
волоки и изменяется с изменением диаметра, так как проволока
малоrо размера блаrодаря процессу волочения приобретает повы-
шенные механические качества. Для KaTaHoro материала допускае-
мое напряжение не зависит от диаметра.
Величины допускаемых напряжений, применяемых при рас-
чете пружин из различных материалов, приведены в табл. 142
143 и 144.
Пружины, изrотовленные из
уrлеродистой холоднокатаной ста-
o.c//(; Qпp
h
Н ст {уст
Н ао {рао
Н С !/( {сж ;Fn
Но
Рис. 444, fрафик изменения усилия
при сжатии пружины:
Qycт уснлне предваРllтельноrо под-
жатия, с которым пружина устанавли-
вается в механизме, соответствует иаи
меньшему усилню, с которым пружина
работает в механизме; Qpab наиболь-
шее уснлне пружины, KOToporo она
достнrает в процессе работы механизма;
Qnp  пробная наrрузка прн испыта-
ннн; Qсжусилие пружины при сжатин
ее до соприкосновения витков; I'.Q 
прнращеиие уснлня I'.QQрабQуст;
Р уст ' F раб , Р пр н Fсжпроrибы пру-
ЖllНЫ, соответствующие усилиям Qycm'
Qраб' Qпp н Qсж; h  ход пружины,
равный h  F оаб  F уст
Q1'
"'1
((,If{
[мм
Рис. 445, fрафик Q  f (Р)  характери-
стика пружин сжатия:
1 расчетная характеристика; 2 уточнеНllая
теоретическая характеристика ДЛИННbIХ пру
жни; 3  уточненная теоретическая характе-
ристика коротких пружин
ли (марки В), подверrаются упроч-
няющиму отпуску для снятия на-
пряжений при температуре 240
2600 С с выдержкой в 1 О  30 мин
в зависимости от диаметра прово-
локи. Охлаждение производится
на воздухе.
Пружины из леrированной ста-
ли подверrаются закалке с охлаж-
дением в масле. Температура HarpeBa: для стали 60C2A. 820
8400 С, дЛЯ стали 50ХФА  8508600 С и для стали 4Х13 
10001100° С. Выдержка при HarpeBe в пределах от 8 до 30 мин
в зависимости от диаметра проволоки пружины. После закалки
пружины из леrированной стали подверrаются отпуску в соля-
ной ванне с HarpeBoM, стали 60С2А  4004250 С (НЯС 48
52), стали 50ХФА  4004200 С (НЯС 4650) и стали 4Х13 
4804950 С (НЯС 4650).
Пружины из стали Х18Н10Т подверrают упрочняющему от-
пуску для снятия напряжения при температуре 4004300 С с вы-
держкой 2030 мин и охлаждением на воздухе.
45 Д. Ф. rуревнч
705

Таблица 142
Допускаемые напряжения в пружинах из уrлеродистой стали
I 1'rлеродистая ста.1Ь Дllаlетром 0,28,0 мм
Материал пружины ХОЛОДНQТянутая, без термообработки
ПОСЛе навивки *
Допустимые условия I л тмосфера с нормальной влажиостыQ при
эксплуатации (без покрытий) те\шературе от 400 С до +1200 С
Класс проволоки I Класс 1 I I,ласс 11 I Класс 111
(1 в мм I Тдоп в Kr/MM'
I I I
0,20; 0,22; 0,25; 0,28; 0,30 135 115 I 90
0,32; 0,36; 0,40; 0,45; 0,50; I 135 I 110 I 85
0,56; (0,60) *"
0,63; 0,70; (0,75); 0,80 I 130 I 110 I 85
(0,85); 0,90 I 130 I 105 I 85
1,0 I 125 I 105 I 85
1,1; 1,2 I 120 I 100 I 80
(1,3); (1,4) I 115 I 95 I 75
I

(1,5); 1,6 I 1[0 \ 95 I 75
(1,7); 1,8 I 105 I 90 I 70
2,0 I 100 I 90 I 70
2,2; (2,3) I 95 I 85 I 70
2,5; 2,8 I 90 \ 85 I 65
(3,4); (3,5); 3,6 I 85 [ 80 1 60
3,0; 3,2; 1
.
4,0 I 80 I 75 I 60
I I I
4,5; 5,0; 5,6; 6,0 I 75 70 55
I
 I I
6,3; },О; 8,0 I 75 65 50
I I

'" с прнменеНI1ем УПРОЧН5lющеrо OTI1YCI{3 для СНЯТИЯ IНlпряжеинiI.
""* РиЗМЕ>РЫ, заКJ1Ю(IеlIвые в скобка, примсияп) не рС'кочен"l,УСТСЯ-.
7D6

Таблица 143
Допускаемые напряжения в пружинах из леrированной стали
Марка стали
Материал
В состоянии
поставки
и диаметр
проволоки d в мм
Термообработка
после навивки
Допустимые
условия
эксплуатации
(без покрытий)
Температура
при эксплуатации
d в мм
Проволока 0,20;
0,25; 0,30; 0,35;
0.40; 0,45; 0,50;
0,55; 0,60; 0,65;
0.70; 0,75; 0,80;
0,85; 0,90; 1,0; 1,1;
1,2; 1,3; 1,4; 1,5
1,6; 1,8; 2,0; 2,2; I
2,5; 2.8
0,5; 0,8; 1,0; 1,2; I
1,4; 3,2; 3,8; 4,2; 4,8
I
I
I
I
I
I
I
I
I
3,0;
3,5
4,5
5,5
4,0;
5,0;
6,0
6,5
7.0; 7,5; 8,0
8,5; 9,0; 9,5; 10;
11; 12
10,5; 11,5
13; 14
Прокат 5,0; 5,6;
6,з; 7; 8; 9; 10; 11;
12; 13; 14; 15; 16;
17; 18; 19; 20; 21;
22; 24; 25
60С2
I 60С2А
50Х ФА
Терми.,ески
обработа и а.
Про Кат ,
5 50 М.Н,
ПрОВОJ1О1{3,
0,5I1 А/М
Закалка
и отпуск
HR,C 4650
Атмосфера
с нормаль
ной
влажностью.
Внбраци
онные
наrруз;ш
4Х13
Термически
обработана,
О, 2  6, О ЖМ
Влажная
атмосфера,
пресная
вода,
слабые
растворы
кислот н
щелочей
I От 40 до +2500 С I От 40 до I От 40 до
+ 3500 с +4000 С
I
Про кат,
5
50 ,им
Холодно
тянутая,
3I2 /At
1:доn в кт/.,,_,,'
75
75
75
75
75
75
75
75
75
75
75
75
75
7,j
75
I От I9б до
+ 4000 с
,! }t2 . 
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
45
45
45
45
45
45
X18НlOT
HacapTOn3H
ная ИЛIl
холоднотя-
нутая,
О, 2 8, О МА'
u23 термо-
обработки
I Коrрозион
н ые среды.
Низкие II
высокие
температур ы
90 *.,
90 ..
90 ..
85 ..
85 ..
80 ..
80 ..
-;" 5 *-!<
· Для термически обработанной Т:доn  40 КТ/М.ч'; для HaraproBaHHoii
1:доn  55 кТ/мм'.
* Проволока холод:{отяиутая.
45*
I Закалка н отпуск I
HR,C 4852
Атмосфера
с нормальной
влажностью
75
75
75
75
707

Таблица 144
Допускаемые напряжения в пружинах из бронзы
Марка бронзы I Бр. KMц31 1 Бр.ОЦ4-3 I ББ
Наrартованная
Материал в состоянии
постаВКи и диа метр про I I
ВОJlОКИ в мм
0,210 0,212 0,512
ТерМообработка после I Без термообработки I Облаrораживание
навивКи
Допустимые условия Влажная Влажиая Применяется
эксплуатации (без покры атмосфера, атмосфера, в ИСКJlючительных
тий) пресиая вода, пресная случаях. Во взры
пар. HeMa I! морская воопасных средах.
rнитиа вода, пар Высокая немаrиит.
насть
Температура прн экс. От 40 до +2000 С От 1800 С до
плуатацнн -+ 2000 с
d в 'M I '{доп в кТ/л,м'
0,20; 0,25; 0,30; 0,35; 45 36 HarapTo- Облаrо-
0,40; 0,45 ваllиая рожен-
lIая
0,50; 0,55; 0,60; 0,65; 45 36 38 65
0,70; 0,75; 0,80; 0,90 1,0;
1,1; 1,2; 1,3; 1,4; 1,5 1,6;
1,7; 1,8; 2,0; 2,3; 2,4 2,5;
2,6
0,85; 0,95 I 45 I 36 I  I 
I
I I I I
1,9; 2,1; 2,7; 2,9   38 I 65
2,8; 3,0; 3,2; 3,5; 3,8; 42 31 38 65
4,0; 4,2; 4,5; 5,0; 5,5; 6,0;
6,5; 7,0; 7,5; 8,0
8,5; 9,0; 9,5; 10 I 40 I 31 I 38 I 65
I
11; 12 I  I  I 38 I 65
708

Пружины из проволоки марки Бр.КМцЗ-l подверrают упроч-
няющему отпуску для снятия напряжений при температуре 120
1500 С с выдержкой в течение 12 ч и последующим охлаждением
на воздухе.
Пружины из бериллиевой бронзы марки ББ подлежат закалке
с охлаждением в воде комнатной температуры. HarpeB перед
закалкой  до 7800 С с выдержкой 12 ч. После закалки произ-
водится облаrораживание при температуре 3250 С с выдержкой
25 ч в зависимости от диаметра проволоки пружины.
Для стабилизации размеров пружин, изrотовленных из зака-
ливаемых сталей, и предварительной проверки качества материала
и результатов термической обработки пружины непосредственно
после закалки и отпуска подверrаются заневоливанию на 6 ч
путем сжатия пружины до соприкосновения витков.
Пр ужины, изrотовленные из уrлеродистой холоднокатаной
стали (марки В) без закалки после навивки, после упрочняющеrо
отпуска для снятия напряжений подверrают заневоливанию на 6 ч
либо взамен этоrо производят 35-KpaTHoe сжатие пружины до
соприкосновения витков.
Антикоррозионные и электролитические покрытия пружин и
проrревы, выполняемые после покрытий с целью удаления водо-
рода, MorYT быть источником возникновения хрупкости пружины;
поэтому такие пружины после покрытий подверrаются заневоли-
ван ию на 24 ч до соприкосновения витков. В тех исключительных
случаях, коrда заневоливание путем сжатия пружины до соприкос-
новения витков недопустимо из-за чрезмерно больших напряже-
ний, которые MorYT возникнуть, заневоливание производится на
величину наибольших деформаций, создаваемых в пружине при
ее работе в арматуре.
В связи с тем, что пружина сжатия работает под действием
осевой наrрузки, при проектировании следует обеспечить ее про-
дольную устойчивость против БОКОВОI'О выпучивания.
П u 
родольная устоичивость пр ужины зависит от отношения  D '
ер
'т. е. отношения длины пружины в свободном состоянии к среднему
диаметру пружины, и от способа закрепления конечных витков,
определяющеrо возможность поворота крайних витков пру.
жины.
Следует различать два случая крепления (рис. 446): конечные
витки имеют возможность поворачиваться относительно верти-
кальной оси (1) и не имеют (I J).
Для Toro чтобы пружины не теряли устойчивости при любом
проrибе, необходимо выдержать:
»
»
»
1/
D Ho ::::; 3,0
ер
Но :0:::5 О
D "-""
ер
При закреплении по типу I
709

Расчет пр ужины обычно выполняется методом подбора путем
последовательноrо сближения ряда решений, Для облеrчения BЫ
бора пружины рекомендуется пользоваться табл. 145. В ней при-
ведены значения Q  наrрузки на сжатую пружину при Дости
жении напряжений т и жесткость одноrо витка пружины С l' Вели-
чины напряжений т в табл. 145 соответствуют допускаемым напря-
жениям Т доn при диаметрах от 1 до 2,8 У4М дЛЯ проволоки класса [[
из уrлеродистоЙ стали и при диаметрах от 3,0 .ММ И более для сталей
марок 60С2 и 60С2А. Коrда допускаемое напряжение принимается
иное (друrая марка стали, пружина из бронзы,
особые условия работы), величина Qсж опреде-
ляется по формуле
 q
1Il..<;>7:.7J
:2:
<,.
т-:;;'
 ;;..-...
>
;::>-
<:
1''0
,
m
ла  
ш
, Il
Рис, 446. Схемы за
креплешIП кон.еч
ных витков ПРУЖИН
сжатия:
/ цеНТРIIРОDание r10
оси с ВQЗМоЖНОСТЫО
поворота внтков; // 
Фиксирование по пло-
скости без возмож
Насти ПQворuта ВИТ
ко!!
Q Q 'Сдоп
сж :=:  '
[де Q и т  данные табл. 145.
В табл. 145 приведены также значения жест-
кости одноrо витка пружнны из стали при мо-
дуле сдвиrа при кручении G == 8000 Kr!CJ,t 2 .
В тех случаях, Коrда величина G имеет иное зна-
чение (для стали Х 18HlOT G =се 7000 кТ/см 2 ,
для бронзы G == 4000 кП AHt 2 , для бериллиевой
бронзы G =ос 5100 кпмм 2 ), величина С 1 опреде-
ляется по формуле
С  С G кТ / 'мм.
1 - 1 (табл) 8000
При определении шаrа пружины t зазор между витками б
принимается равным: б  2d при d  5 мм, б ;? 0,1 ,d при d>
( Dco Dcp \
> 5 ММ обычно Т  t "' 2 ).
Число рабочих витков п вьrбирется кратным 0,5 и должн быть
не менее 2, т. е. п >- 2.
Ответственные пружины реrулирующих и редукционных кла-
панов, предназначенные для обеспечения опреДl"ленноЙ расХОДНОЙ
хар'акrеРИСТIIКИ, ДОJIЖНЫ иметь число рабочих витков не менее 5,
т. е. п :> 5.
Методика расчета пружин ДJ1Я одноrо из часто встречающихся
случаев заключается в следующем,
Заданы: усилие предварителыюrо поджатия Q!lcт В кТ; наи-
большая рабочая наrрузка Qr a 6 в /(Т; ход пружины h в AtM; средНИй
диаметр пр ужины Dcp в .мм.
1. Определяют из технических УСЛОВИЙ, а если таковЫХ нет, то
задаются величиной наrрузки при СЖатии пружины до соприкос-
новения витков, которая l\'!Ож: быть ПрИН5Iта, Qсж >- 1,25Q"a6'
Для ответственных пр УЖИh пр 1:н.J:\!ают Qсж:=:::::: 1,ЗQраб'
710

2. Выбирают материал для пружины, исходя из условии ее
эксплуатации, степени ответственности, температурноrо режима
работы и пр., после чеrо задаются наибольшим допустимым для
данноrо материала напряжением 'Тдот соответствующим наrрузке
Qc:нc при сжатии пружин до соприкосновения витков.
3. Пользуясь табл. 145, предварительно выбирают диаметр про-
волоки по величине наrрузки Qсж И среднему диаметру пружины
Dcp с учетом соотношения между принятым допускаемым напряже-
нием 'Тдоп И напряжением, принятым в таблице.
4. Определяют деиствительное напряжение в проволоке пру-
жины при Qсж
2,55k 1 Q сжDср
t == d З KТjMM 2 .
5. Вычисляют необходимую жесткость пружины, исходя из за
данных условии,
,1,Q
Сп == h кпмм,
rде дQ == Qраб  Qycт  приращение наrрузки;
h == Рраб  Руст  ход пружины.
6. Находят жесткость одноrо витка пружины, пользуясь
табл. 145, или вычисляют по формуле
, Gd 4
Cl== кпмм.
8Dcpk2
7. Определяют необходимое число рабочих витков, исходя из
соотношения /i ==  , окруrJ1ЯЯ ero до 0,5 витка при п < 20 и
До 1 витка при n > 20.
8. Вычисляют полное число витков пружины n 1  n + 2.
9. Определяют шаr пружины
t == d + Q мм.
10. Находят длину ПРУЖljНЫ в свободном состоянии, коrда
Конечные витки поджаты и зашлифованы,
Но == nt + 1,5d лtЛ 1 .
11. Проверяют, сохранены ли условпя устойчивости, для чеrо
в свободном состоянии пружины должны быть выдержаны следую-
щие соотношения
При закреплен!!и ПРУЖНI!Ы ПО типу J . . . , . . , . Но  3D cp
:t » »» 1/. . . ' . Но  5D cp
Если это условие не выдержано, то пружину следует составить
из нескольких частей, обеспечив наП}Jавление конечных витков
этих частей с помощью направляющих втулок.
70

3начеlilfЯ Ifаrруэки Q (BepXlfee число) и ЖеСТКОСТИ оДНоrо 8итка С 1
сталь, а ==
Диаметр проволоки d в мм
Напряжеllие't В КТ/ММ'
СредниЙ Дllаметр пружины Dcp
в мм
8
9
1 О
11
12
1з
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
2&
712
I 4,3,;
1,845
I
I
I
I
I
I
,
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
7,01 I 1 822 I 10,1 l ' 12,21 I 14,;;8 I
3,795 5,22 7,05 8,43 11,851
6'27 1 7'48 1 19'24 1 11,16 1 13'381
2,22 3,69 4,90 7,42 8,37 I
5,77 I 6,86 I 8,45 1 10'28 \ 12'22 1
1,97 2,70 3,63 4,75 б,13
1
5,33 I 635 ) 7,81 I 9,48 I 11,34 1
1,48 2:03 2,73 3,59 4,61
4,93 l ' 5,89 I 7,25 I 8,86 I 10,51 I
1,15 1,57 2,12 2,78 3,58
4,60 I 5,51 I 6,80 I 8,30 _ 1 9,9\ I
0,905 1,24 1,67 2,19 2,82
,
б:71 :b81 YJ I I: I : I_
 6:0 I б:У51 Y: I I::JJjtl
3,8 1 4,58 1 5,66 I 6,94 1 1 8,:10 I
0,488 _  904 1,18 1,63
362 1 4,35 / 5,39 ! 6,49 I 7,91 I
0,407 0.560 0,755 0,990 1:
3,44 1 4,1? 1 5,10 1 6,24 I 7,49 f '
0,345 0,413 0,673 0,837 1,08
3,27 1 3,94 1 4,86 I  I  I I
0,293 0,402 0,540 0,710 
5:0 I g:616:51 :?o I :io
3,00 j 3,50 1 1,44 1 5,43 I (;,51
0,218 0,303 0,403 0,527 I 0,683
2,88 I 3,44 / 1, 28 I 5,23 I 6,30 I
0,191 0,262 0,352 0,458 0,595
2,77 I 3,30 I 4,10 ! 5,00 I 6,03 I
0,166 0,229 I 0,308 0,407 0,522
264 1 3,/8 1 3.94 1 4,81 1 \ 5,81 I
0,146 0,185 0,273 0,356 0,461)
_   1 1З,05 3,79 1 4,55 0,59 j
 0,180 0,242 0,316 0,422
1,0
105
3,93
1,31
I :п61
I 4,92 I
1,90
I 4,50 I
1,40
I 4,15 I
1,05
I
15:   51
I :4 1
I 3,35
0,515
/ 3.15
0.419
I
I
3,61
0,956
3,27
0,711
3,07
0,559
2,85
0,439
2,66
0,353
2,56
0,287
2,36
0,237
2,98 I
0,347
2,83 I
0,289
1 2,67 I
0,245
1 2,53 I
0,208
1 2,43 I
0,179
1 231 I
0.156
l ' с ,)С I
0:135
I !
I I
I
2,20
0,198
2,14
0,167
2,03
0,142
1, )25
0,122
1,1
1,4
1,5
1,6
1,2
1,3
100
95
95
95
95
100
Q  наrрузка n Kr при 't в Kr/MM'
с 1  ЖеСТКОСТЬ одноrо ВlIтка JIРужины:

Таблица 145
(нижнее число) для пружин сжатия илн пружин растяжения. Материал 
8000 1<r / .м.м 2
I
 I 
90
I
2,0 2,2 2,5 2,8 3,0
  
90 85 85 85 75
3,5
4,0
4,5
75
75
75
изменение усилия в кТ на 1 мм проrиба
 1 19'00 1 25,1
19,05 28,60
1 17'47 1 22,5
13,33 20,2
1 16, 1 I 21,5
9,75 14,8
1 15,0 1 1 20..2
7,36 11,2
1 14,0 [ 1А,8 23,1
5,70 8,67 12,6
1 13,3 1 7,6 1 21,7 I
4,53 6,85 9,99
I
 1 12,4 ' 1 16,6 1 20,6 I
З,5 5,50 7,78
55,8
99,7
52,7
73,6
24,6
16,3
49,7
55.4
74,1 I
101,6
71,0 I
79,0
5,0
5,5
6,0
99,0 I
133,5
95,5 1
105, О
I
123
135
75
75
75
32,8
22,6
44,6
32,7
47,2
43,0
1 11,7 I 15,7 I 19,5 I 27,8 I 38,0 \ 40,5 I 61,4 87,6 118 I 155 I I
2,95 4,49 6,70 10,8 16,9 22,2 40,8 69,4 110 167
I 11,05 I 14,8 I 18,5 I 26,4 \ 36,2 1 38,6 I 58,5 I 84,3 113 I 149 I I
2,44 3,72 5,42 8,94 14,0 18,4 38,8 57,8 91,0 138
I 10,5 I 14,2 r 17,5 125,2 I 3о.7 I 36,9 I 56,1 I 80,6 110 I 144 I 185 I
2,06 3,10 4,52 7,45 11,7 15,3 28,3 47,9 76,2 115 168

10,0 13,5 I
1,73 2,62
9,55 12,9 I
1,46 2,23
9,12 12,3 I
i,26 1,92
8,72 111,8 I
1i,661
1 8,35 11,3 I
 1,5
1 8,05 109 I
 1:26
1 7,75 105
0,732 1: 11
 1 7'46 I I 
 0,65 0,99
30,9
16,5
42,2
25,8
44,7
33,9
67,1
62,3
29,2
13.2
42,4 \ ---;;:;- 91, О
27,2 50,1 84,8
40,0
20,7
16,7 124.0 33,0 35,3 I 53,9 77,5 1 106 140 I
3.Ц I "33 9,9 13,0 23,9 40,5 64,5 97,5
15,9 1 23,0 31,7 33,8 I 51,7 74,7 1 103 135 ' 1
3.25 5,033 h\42 11,7 20,3 34,4 55,0 83
15,3 1 21,9 30,4 з; ! 1 4 -: 71,Q " 9 1 
2,81 4,5? 7,25 9,52 17,5 2rJ,6 43,3 71,5
14,6 1 21,1 29,2 1 31,2 I 48,0 69,1 I 96,0 1 126
2,42 4,00 6,25 8,25 15,1 25,6 38,3 62

14,1 \ 20,3 \ 28,1 1 30,0 I 46.3 67,0 I 92,3 1 124
2,11 3,49 5,46 7.20 13,2 22,4 35,6 54,0
13,6 1  1 2 1 29'O I 44,7 65,0 I  1
1,85 3,06 4,79 6,30 I 11,6 19,6 31,3 I 47,6
13,0 1 18,8 1 26,3 1 27,9 1 432 6271871 1 116 I
1,63 2,70 4,25 5,56 10:25 17:3 i 27:6 41,9
1i:411:0 12:i5\2:gl 4:66 L7: !J1: 11,1 1
180 223
142 200
173 217
121 172
168 211
1?4 147
162 206
90 127
' 
78,5 111
154
69,0
194
97.2
1 188

1 183
, 75,8
713
149
60.8
145
54,0

Дllаметр ПРОВОЛОКlI d В Af.1!
Напряжение т в Kr/M...,'
Средний Дllаметр пружины Dep
в МА!
26
27
28
29
30
32
35
38
40
42
45
48
50
52
55
58
60
62
714
\
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
I
2,2
I
11,8 I
1,15
12,1
1,27
11,5
1,03
11,1
0,932
10,7
0,841
10,2
0,695
I
I
I
I
7,95 I
0,309
I
I
I
I
I
I
9,32
0,532
8,65
0,414
8,25
0,352
2,5
2,8 I
85 75 I
75
75
3,5
4,0
4,5
75
85
85
Q  наrрузка в "r Прll ,; В "r/MM'
с 1  жесткостЬ ОДНlJrо Битка ПРУЖИНЫ:
17,6 1 24.4 1 26, 1 I 40,3 I 58,8 82'9 1
2,12 3,34 4,41 I 8,0 . 13,7 21,7
Tgo 12:912:4Iз: I 6:g g: I
16,4 1 22,9 1 24,6 1 379 , 55,3 I 78,1 I
1,7\ 2,68 3,52 6:49 11,0 17,5
15,9 1 22,2 1 '23,8 1 36,9 1 53,8 '  \
1,54 2,41 3,18 5,85 9,96 15,8
15,5 1 21,3 12з,1 1 35,7 1 52,4 1 1 '14,1 I
1,39 2, 18  2,88 5,30 8,96 14,3
 1 20'3 1 21,9 1 34,0 1 49,7 I 69,0 I
1,15 1,80 2,37 4,37 7,43 11,8
13,5 1 18,7 1 20,2 31,4 1 46,2 ! 64'2 1 '
0,880 1,38  3,38 5,70 9,10
12,5 1 17,4 1 18,8 29,3 1 43,0 1 59,') I
0,691 1,08 1,42 2,63 4,46 7,11
12,0 ! 16,7 1 18,0 28,1 1 41,1 1 57,5 I
0,593 0,929 1,22 2,26 3,83 6,12
16:12113:озll;:6 2Y:6 13:215jo I
10,7 \ 14,9 1 16,1 1 25,2 37,1 152,2 I
0,416 0,632 0,860 1,69 =L
1 о, ] 1] 4, О I 1.<;. о I -'1 8 3;;,1 I 49, 3 I
:::51 1 1::::i 1 1::99) 2:: l з:::4 4:::6 I '
o,.jU5 0,480 0,6311 1.16 1,97 3,16
\1 б: 26' ; б:6012t: 03 1 3 t: 6 4J21
\ 12,4 1 13,4 \ 21,2 ! 31,1 43,7 I
0,360 0,476 0876 1,49 2,38
12,8 1 20,0 1 29,6 I I '
0,405 0,750 1,27 2,03
12,4 ! 19,5 1 28 6 1 40, '1
0,3671 0,677 1:15 1,84
II:1512I:413?:7

5,0
75
5,5
75
6,0
75
6,5
75
7,0
75
141
48,1
изменение усилия в Kr на 1 M/d проrllба
11,0 I
I 1
I
I
I
I
I
I
137
4,'1, О
105,9
29,G
103
26,5
I 1 , 71
1 1 130 I
34,9
I j27 I
:И,5 I
I I?I ! I
2G, о
1 113 1 1
20,О
/ 106 I
1..7
lO I
13,5 1
97,7 I
11, -;
92,6 I
9,51
87,3 l '
7,87
I
81,4 1
С,98
81,4 I
С,22
77, 7 I
5,26 I
150
23,9
98, О
21,6
92,9
17,0
86,7
13,8
80,9
10,7
\ 7:5 \
17:6c I
17g:41
16::0 I
1 64,5 I
4,78
16:61
1 5g :lo I
56,4 I
3,09

74,3
4,53
54.7 \72' 1
1 ,;;;: I ,;;:
[ 1 178 I
67,7
I I
219
92,8
173
60,8
214
83,4
268
121
261 I
III
169 1 209 I 256
54,5 75,0 100
166 1 204 1 250
49,0 67,5 90,5
161 1 199 I
44,4 61,0
I ci, О 1I K 51
141 1 179 I
28,,3 38,8
135 1 168 I
22, I 30,4
162 I
26,2
156 I
22,7
118 148 I
13,4 18,4
112 140 I
11, I 15,2
136 I
13,5
131 l '
12,0
125 I
10,2
119 I
8,74
116 I
7,90
I
130 I
19,0
125 I
16,5
I
I
108 I
9,85
104 I
8,76
'СО I
7,451
I 95,0 I
I 6,35
1 9,6 I
5,74
\ 90,1 I
5,21
113
7,17
245
81,7
234 I
67,6
I
219
52,0
206 I
40,7
200 I
35,0
192 I
30,4
182 I
24,3
172 I
20,4
167 \
18, I
162 I
16,1
155 I
13,7
148 I
11,7
143 I
10.6
140
9,61
8,0
75
380
210
I
l
I
349 j
138
371
189
363
169
356
153
334
114
316
88
1
I
287 I
59,4
I
I
I
297
69
276
50,4
263
41,8
250
34,6
242 I
30,7 !
I
I
I
236
27,3
225
23,1
215
19,8
210 I
17,9 I
203
16,1
9,0
75
490
270
485
243
474
220
462
199
455
181
430
140
408
110
395
94,5
380
81,:,
364
66,5
347
55,0
336
48,7
327
43,4
313
36,8
299
31,6
291
28,6
284
25,9
10
Продолжение табл. 145
12
75
621
338
599
275
568
212
540
166
523
1  3
507
124
485
101
462
83,5
450
74, О
436
65,9
419
56,0
402
47,9
392
43,4
382
39,4
11
75
75
728
310
693
226
862
342
674
207
844
293
654
179
820
252
624
147
788
207
596
122
754
171
583
108
734
152
GБЗ
96,0
714
135
543
81,5
690
115
522
69,8
664
98,0
509
63,2
648
89,0
498
57,0
б32
80,7
715

Диаметр проволоки d в МАС 6,0 6,5 7,0 8,0
Напряженне 1: в Kr/MM' 75 75 75 75
Средний диаметр пружины Dcp Q  наrрузка в Kr при 1: Н Kr/MM'
в мм С 1  жестКостЬ одноrо витка пружины:
I I I I I
65 86, i 108 134 196 I
4,50 6,23 8,36 14,1
68 I 82,9 I 104 I 129 I 189 I
3,96 5,45 7,32 12,4
70 I 81,0 I 102 I 126 I 184 I
3,64 5,00 6,70 11,4
72 I 78,9 I 99,2 I 123 \ 180 I
3,34 4,58 6,17 10,5
75 I 76,2 95,6 I 119 I 174 I
296 4,07 5,47 9,27
78 I 73,4 92,3 114 I 168. I
2,64 3,63 4,88 8,24
80 I 71,8 I 90,5 1/2 I 164 I
2,44 3,36 4,51 7,65
82 I 70,0 I 88,4 110 I 161 I
2,27 3,12 4,20 7,11
85 I 67,9 I 85,7 I 106 155 I
2,04 2,80 3,77 6,40
88 I 65,9 I 83,0 I 103 151 I
1,84 2,55 3,40 5,77
I 
90 I 64,7 I 81,4 I 101 148
1,72 2,37 3,18 5,41
92 I 63,4 I 79,7 I 98,7 146 I
1,61 2,22 2,98 5,1)5 I
I 61,6 I 77,6 I 96,0 141 I
95 1,47 2,01 2,70 4,60 I
.
98 I 59,7 I 75,2 \ 93,4 I 137 I
1,33 1,84 2.46 4,20
100 I 58,4 I 73,9 I 91,5 I 135
1,26 1,73 2,31 3.95
105 I 56,3 I 70,5 \ 87,8 I 129
I 1,09 1,19 2,01 3,42
110 I 53,8 I 68,0 I 84,2 I 124 r
0,947 1,30 1,75 2.97
i 49,4 I 62,5 I 78,0 I 115 I
J20 I
0,734 1,00 1,35 2,29
При м е ., а н и я;
1, Зна.,еиия 1: соответствуют допуекасмыы аапряжеIJИЯМ 1:доn при диа\lетрах от 1
и более для сталей марок 60С2 и 60С2А,
2. При допускаемых иапряжениях 1:доn  т наrрузка Q соответствует QCOIC  уеи
716

Продолжение табл. 145
9,0 10 11 12 13 14 15
75 75 75 75 75 75 75

измеиеllне уснлнSJ в кТ lIa 1 мм проrиба
I 273 I 367 I 482 I 610 I 760 I 930 I 1116
22,5 34,3 49,5 70,3 96,2 130 170
I 264 I 354 I 463 I 588 I 734 I 898 I 1082
19,7 30,0 43,6 61,5 84,3 113 149
I 257 I 346 I 452 I 576 I 718 I 880 I 1060
18,1 27,5 40,0 56,5 77,5 104 136
I 251 I 338 I 442 I 564 I 703 I 862 I 1039
16,7 25,3 36,8 51,9 71,3 95,5 125
1 243 I 327 I 488 I 546 I 682 I 836 I 1010
14,8 22,4 32,7 46,1 63,1 84,5 111
I 235 I 317 I 415 I 529 I 661 I 812 I 981
13,2 19,9 29,0 41,0 56,2 75,4 99,0
I 230 I 311 I 406 I 519 I 648 I 796 I 963
12,2 18,5 27,0 38,1 52,2 69,7 92,0
I 225 I 304 I 398 I 508 I 636 I 781 I 946
11,4 17,2 25,1 35,4 48,6 65,0 85,5
I 218 I 295 I 386 I 494 I 618 I 760 I 921
10,2 15,5 22,6 31,9 43,6 58,5 77,0
 212 I 286 I 376 I 480 I 600 I 739 I 896
9,20 14,0 20,4 28,8 39,5 52,8 69,0
I 208 I 282 I 367 I 471 I 590 I 726 I 879
8,61 13,1 19,0 26,8 37,0 49,5 65,0
I 204 I 276 I 362 I 464 I 579 I 714 I 866
8,05 12,3 17,8 25,2 34,6 46,3 61,0
I 198 I 268 I 352 I 450 I 564 I 696 I 844
7,34 11,2 16,2 22,9 31,4 42,0 55,4
193 I 261 I 343 I 439 I 550 I 680 I 824
6,71 10,2 14,8 20,9 28,7 38,4 50,5
190 I 257 I 337 I 433 I 541 I 667 I 809
6,30 9,56 14,0 19,7 27,0 30,4 47,6

181 I 246 I 321 I 415 I 519 I 643 I 779
5,46 8,30 12,1 17,1 23,3 31,4 41,2
174 236 I 311 I 398 I 501 I 618 I 750
4,75 7,21 10,5 14,8 20,3 27,3 35,9

I
220
5,56
288
8,14
371
11,5
465
15,7
575
21,1
698
27,7
1
162
3,67
.цо 2,8 мм для проволоки класса I/ из уrлеродистой Сталн и прн диаметрах от 3,0 мм
I!Ю пружниы, сжатой до сопрнкосиовеиия витков.

717

12. Длину пружины В сжатом состоянии (конечные витки под-
жаты и зашлифованы) определяют по формуле
Н сж  (п + 1,5) d мм.
13. Вычисляют наибо,Т\ьший проrиб пружины
F сж =со Но  Н сж мм.
14. Определяют длину заrотовки (без технолоrическоrо при-
пуска)
L  3,3D cp (п + 2) мм.
При м е р. Рассчитать ответственную пружину редукционноrо
клапана, исходя из следующих данных: Qраб =со 80 кТ; Qycm =со
=со 60 кТ; h =со 30 мм; Dcp =со 80--7-100 мм.
Реш е н и е. Qсж =со 1,30Qраб, Qсж =со 1,3.80 == 104 кТ.
Материал пружины  сталь 60С2. ПринимаеМТдоn =со 75 кп,им 2 .
Пользуясь табл. 145, находим, что для пр ужины со средним
диаметром Dcp =со 85 мм из проволоки диаметром d =со 7 мм при
Тдоn =со Т ==: 75 кпсм 2 наrрузка Qсж == Q == 106 кТ, а жесткость
одноrо витка С 1 == 3,77 кпмм. При понижении наrрузки до
Qсж === 104 кТ напряжение в пружине уменьшается примерно на 2 %.
Необходимая жесткость пружины
r === AQ == Q раб  Q уст. С ==: 80  60 == О 67 Т /
""'n h h ' n 30 ' к мм.
Необходимое число рабочих витков
С 1 3,77 5 63
п ==: Сп ==: 0,67 == , .
Принимаем п ==: 5,5.
Полное число витков
п 1 == п + 2; п 1 ==5,5 + 2 -== 7,5.
Шаr пр ужины
t == d + <i;c === 7 + . == 34,6 мм.
Принимаем t =со 35 м.М.
( Условие D;p  t  D;p выдержано).
Длина пружины в свободном состоянии
Но == nt + 1,5 (1; Но === 203 мм.
Проверяем, . выдержано ли условие устойчивости
!! == 203 == 2 4
Dcp 85 "
условие устойчивости выдержано.
718

Q,Kr d,MI'1 7:Jr/11112 J),tM
5 60
4- SO
4-0
з оо(
150 +30
2 J
 "-.. 100+20
 "-. 90
S
--... 80
70.
1 БОJ
0,9
1- 0,8 50 _ 10
0,7 40
D,5
0,6
0,5 ЗО
М 5
0,1
О,З
0,03 0,25 15 3
Рис. 447. HOMorpaMMa для определения наrрузки Q в пр ужинах
сжатия. При м е р. Дано: диаметр проволоки d  3 ,ИМ, наруж
ный диаметр пружины D  35 А/М, допускаемое напряжение "C
 75 кпМА!2. Реш е н и е: Q  22 кТ
719

Сп ,КТ/ММ
15
10
9
д
7
6
5
4
J
2
О.З
П,Мfof
60
d. /'1/'1 50
40
ЗА
20
15
10
/ 25
20 5
IS 0.5 3
2
0.25
10
1,5
1
0,9
0.8
0,7
0.6
0.5
0.4
0.2
0.15
0.1
0.09
0..08
0.07
0.06
0.05
0.0.4
5
3
0.0.3
00.2
Рис. 448. НомоrРJЩIa для определения жесткости
пружины сжатия Сп. При!ер. Дано: диаметр про
волоки 3 мм, наружный диаметр пружины D35 Jtлt,
число рабочих витков п == 10, РеШ е н и е: жест
кость пружины Сп == 0,24 КпММ
720

Длина пружины В сжатом состоянии
Н сж  (п + 1,5) d  49 мм.
Наибольший проrиб пружины
F сж == Но  Н сж  203  49
154 ММ.
Длина развернутой пружины
L == 3,3Dcp (п +2); L == 3,3.85.7,5 == 2100 мм.
ДЛЯ расчета пружин может быть использован и rрафический
метод. На рис. 447 и 448 приведены HOMorpaMMbI для определения
наrрузки Q и жесткости Сп В пр ужинах малых размеров.
С помощью HOMorpaMMbI, представленной на рис. 447, опреде-
ляется наrрузка Q, Для этоrо точки, соответствующие значениям
диаметра проволоки d и наружноrо диаметра пр ужины D, соеди
няются линией, которая продолжается до вертикальной вспомо
rательной линии. Затем эта точка соединяется прямой с точкой на
шкале 'Т, соответствующей допускаемому напряжению. Пересе
чение этой линии со шкалой Q показывает наrрузку пружины.
Для определения жесткости малых пружин сжатия используется
HOMorpaMMa на рис, 448. Заданные значения диаметра проволоки d
и наружноrо диаметра пружины D соединяются линией, которая
продолжается до вспомоrательной вертикали. Эту точку соеди
няют прямой со значением п числа рабочих витков пр ужины, и
продолжают линию влево до пересечения со шкалой Сп'
Чтобы определить проrиб пружины, необходимо наrрузку Q
разделить на жесткость пружины Сп
Q
F == Сп ММ.
rрафический метод дает приближенное решение в связи с воз
можными поrрешностями при построении линий.
46 Д. Ф. rуревич
721

РАЗДЕЛ ТРЕТИй
РАСЧЕТ ДЕТАЛЕй АРМАТУРЫ НА ПРОЧНОСТЬ
r л а в а [. РЕЖИМ РАБОТЫ ДЕТАЛЕЙ АРМАТУРЫ
1. силовой РЕЖИМ РАБОТЫ ДЕТАЛЕЙ АРМАТУРЫ
Расчет на прочность служит для проверки прочности деталей
арматуры и приводов. Пользуясь данными силовоrо расчета по
усилиям и моментам, действующим в деталях, определяют вели-
чину напряжений в материале деталей и запас прочности, При рас-
чете по методу предельных наrрузок определяется величина наи-
большеrо из допускаемых усилий или моментов.
Проверке на прочность подлежат: корпусные детали, т. е. де-
тали, воспринимающие давление среды (корпус, крышка, клин,
тарелка клапана и т. д.), болты и шпильки, фланцевые и резьбовые
соединения, шпиндели и ходовые rайки, шестерни приводов,
валы и т. д.
В зависимости от условий работы детали арматуры можно раз-
делить на две rруппы. В первую rруппу входят детали, непосред-
ственно воспринимающие давление среды,  корпуса, крышки,
клинья, тарелки клапанов, диски, заrлушки и др. Во вторую
rруппу входят детали, не воспринимающие непосредственно дав-
ления среды,  стойки, маховики, крышки сальника, детали пе-
редач и некоторые друrие.
Наrрузки, воспринимаемые деталями арматуры, можно разде-
лить на основные и дополнительные. К основным следует отнести
наrрузки, создаваемые давлением среды и возникающие при управ-
лении арматурой, К дополнительным относятся наrрузки, воз-
никающие при монтаже и в процессе эксплуатации арматуры
(влияние колебаний температуры, rидравлических ударов и т, д,),
Наrрузки, вызываемые давлением среды, обычно создают нап-
ряжения, имеющие постоянный характер, и сравнительно леrко
подсчитываются. Наrрузки, связанные с управлением арматурой,
часто носят временный характер, и величина их может коле-
баться в зависимости от состояния арматуры и условий эксплуа-
тации. При ручном управлении величина наrрузок на дета.'IИ за-
висит также от квалификации обслуживающеrо персонала.
722

Наrрузки, возникающие при монтаже арматуры на трубопроводе
в связи с затяжкой болтов, создают напряжения, величина кото-
рых остается постоянной в течении длительноrо срока и изменяется
с течением времени. Величина и характер созданных при монтаже
усилий и напряжений в элементах арматуры в значительной CTe
пени зависят от качества обработки присоединительных поверх
ностей и в особенности от квалификации монтажников. При веде-
нии монтажа без динамометрических ключей, указывающих или
оrраничивающих величину усилий затяжки болта, усилие затяжки
зависит от индивидуальных навыков монтажников и может коле-
баться в широких пределах. Особенно большую роль усилие затяrа
болтов иrрает при монтаже установок, работающих в условиях
высоких давлений и температур, коrда болты фланцевоrо соедине-
ния работают при очень больших наrрузках. От опытности MOH
тажника в большой степени зависит появление напряжений, свя-
занных с неравномерной затяжкой болтов и друrими причинами.
В процессе эксплуатации дополнительно к уже действующим
наrрузкам возникают усилия, вызванные колебаниями температу ры
среды, транспортируемой в трубопроводе, температуры окружаю-
щеrо трубопровод воздуха, действием rидравлических ударов и
весом частей трубопровода, воспринимаемым элементами арма-
туры. При расчете арматуры не MorYT быть точно учтены все особен-
ности работы задвижки или вентиля в данном и:онкретном отрезке
трубопровода; поэтому арматура рассчитывается обычно лишь на
основные наrрузки, при этом считают, что напряжение от действия
дополнительных наrрузок перекрываются запасами прочности,
предусмотренными при расчете.
В конструкциях арматуры необходимо обеспечить статическую
прочность деталей, поскольку они, как правило, воспринимают
статические наrрузки. В этих условиях опасное состояние мате-
риала определяется либо возникновением больших остаточных де-
ф:>рмаций в пластичных металлах, либо возникновением трещин
(Разрушение) в хрупких металлах.
Соответственно этому при расчете статической прочности дета-
лей критерием прочности пластичных металлов считается предел
текучести а р а хрупких  предел прочности ав'
Определение пр очных размеров деталей из пластически дефор-
м:ируемых металлов при простых деформациях производится срав-
нительно просто:
при растяжении (и сжатии)
Qnред == Fu r ;
при изrибе
М nред == Wu r ;
при кручении
М". пред == W,,'t,
46*
723

rде Qnvед  предельно допустимая наrрузка в кТ;
Mneд  предельно допустимый изrибающий момент
в КТ'СМ;
М". пред  предельно допустимый крутящий момент в кТ 'СМ.
В деталях машин вообще и в деталях арматуры в частности наи-
более часто возникает сложно-напряженное состояние материала.
В этом случае, имея данные о допускаемых напряжениях для ма-
териала ПрИ линейном напряженном состоянии и необходимый за-
пас прочности, мы должны определить прочные размеры детали
по величине трех rлавных напряжений.
а 1 > 0'2> О'з.
При объемном напряженном состоянии материала общим выра-
жением для обеспечения прочности детали служит формула
О'nрцв  О'доn'
ОднаКО определение значения О'пРИ8 В зависимости от значений
a 1 , а 2 , аз дает различные результаты в заВИСИJ\ЮСТИ от используе-
мой теории прочности.
В соответствии с пер в о й т е о р и е й про ч н о с т и 
т е о р и е й н а и б о л ь ш и х н о р м а л ь н ы х н а п р я-
ж е н и й  опасное состояние материала возникает в том случае,
коrда наибольшее по абсолютной величине нормальное напряже-
ние приближается к пределу прочности при растяжении. Исходя
из этоrо, прочность обеспечивается при УСЛОВИИ, что
о' 1  О'да,,'
Эта теория на используется для определения прочности деталей
в условиях сложно-напряженноrо состояния материала, так как
она не подтверждается практикой.
По в т о рой т е о р и и про ч н о с т и  т е о р и и
н а и б о л ь ш И х Д е фор м а ц и й  считается, что опасное
состояние материала является результатом возникновения отно-
сительных деформаций, по величине равных деформациям при
достижении предела прочности.
Прочность обеспечивается при условии, что
а 1  V (О' 2 + о' з)  о' доп,
rде v  коэффициент Пуассона.
Эта теория применима для хрупкоrо состояния материала.
По т р е т ь е й т е о р и и про ч н о с т и  т е о р и и
наибольших касательных напряжений
опасное состояние материала возникает при значениях касательных
напряжений, которых они достиrают при разрушении материала
путем растяжения. При растяжении наибольшие касательные на-
пряЖения достиrают величины полуразности r лавных растяrи-
724

вающих, поэтому прочность будет обеспечиваться при условии,
что
аl  а 2 ./  адоп
Т'mах == 2  Т'доп .
Эта теория применима для пластически деформируемых мате-
риалов.
Ч е т в е р т а я  э н е р r е т и ч е с к а я т е о р и я про ч-
н о с т и признает опасным состояние материала тоrда,
коrда потенциальная энерrия деформации, вызывающая изменение
формы, достиrает определенноrо предела. Прочность обеспечи-
вается при условии
Vo,5 [(0'1  0'2? + (02  о'з)2 + (о'з + 0'1)2i <'(: о'до/!'
Результаты, получаемые на основании этоЙ теории, хорошо соrла-
суются с практикой.
По обобщенной теории прочности Мора
нарушение прочности зависит лишь от (J 1 И (Jз. Пространственная
картина напряжений заменяется плоской с изображением Kpyra
Мора, построенноrо на rлавных напряжениях (J 1 И (Jз В координатах
(J и т. rрафичеСКИf путем определяется предельное напряженное
состояние и допускаемое напряженное состояние. Явление плас-
тической деформации и разрушение путем среза отражаются хо-
рошо, но явление отрыва отражается неправильно.
Эта теория имеет оrраниченное применение. Здесь условия
прочности выдерживаются при следующей зависимости
адап. рает
о' 1  (Jз <: а р ает'
адо!!. еж
Объединенная теория Давиденкова
Фри Д м а н а учитывает возможные явления разрушения мате-
риала как путем отрыва, так и путем сдвиrа. Учитываются напря-
женное состояние и свойства материала. Прочность оценивается
На основе теории наибольших касательных напряжений и теории
Наибольших удлинен ий,
При расчете на прочность по этой теории необходимо для каж-
Доrо из материалов построить диаrрамму ero механическоrо состоя-
ния, учитывающую свойства материала и вид напряженноrо со-
СТОяния (рис. 449). Напряженное состояние материала оценивается
по отношению наибольшеrо касательноrо напряжения к наиболь
шему растяrивающему напряжению в данной точке
т == Tax
+ax
Лучи 17, проведенные из начала координат, определяют на-
пряженное состояние материала: 1  всестороннее растяжение;
2  растяжение или изrиб надрезанных образцов; ,)  осевое
725

n
растяжение О'тах == 2't max (при tg а == т == 0,5); 4  кручение и
n ( 1 )
срез О'тах  (l + у) "С тах ПрИ!1l C=  l + v ; 5  осевое растяже-
n ( 1 )
ние О'тах == 2v't max при т == 2v ; б  вдавливание или сжатие
под боковым давлением; 7  всестороннее нераВ!Iомерное сжатие.
Напряженное состоянис может быть «мяrКИl\I»  лучи 5, б и 7
и «жестким»  лучи 1, 2 и 8.
7
6 /;
'"
>::!
,J
Q)
'" з
'"
Q)

<х:
Q
'о

'"
О>
с::>
'"
.Q
'"
'"
2
Если луч, характеризующий напряженное состояние матс-
риала, проведенный из начала координат, пересекает сначала-
 n
пряМУЮ -С р , а потом пря!ую О'р, то разрушенис материала про
изойдет путем среза (луч 3  осевое растяжение). ЕС.1И луч пере-
n 
секает прямуЮ О'р раньше, чем прямую -С р , то материал разрушаеТС5!
путе! отрыва (лучи 2). Если наклон луча, изображающеrо напря
женное состояние материала, меньше отношения Тдоп ,т. е.
адоn. раст
если
't шах
tg а == т == n 
+ а тах
1
 2 (аl  ( 2 )
< 'доп
а 1  v (а 2 + аз) адоn. раст
то разрушение произойдет путем отрыва, и расчет производится
по теории наибольших УДJIинений. Если т >  , то разру
адоn. раст
726

шение произойдет путем среза, а расчет производится по теории
наибольших касательных напряжений.
Для пластичных материалов при Тдаn ==  2 [ проверка проч
(J даn. ра ст
ности обычно производится по теории наибольших касательных
напряжений.
В последнее время разрабатывается с т а т и с т и ч е с к а я т е о 
р и я про ч н о с т и, учитывающая то обстоятельство, что Me
таллы представляют собой материалы, состоящие из большоrо
числа различно ориентированных кристаллов. Практическоrо при
менения эта теория еще не получила.
На основании приведенных выше данных для сложнонапря
женноrо состояния при действии нормальных и касательных Ha
пряжений условия прочности выражаются следующими фор
мулами:
по первой теорю!  наибольших нормальных напряжений
(уnрtlв==  «(J+V(J2+4't2)(JDan;
по второй теории  наибольши х относ ительных удлинен ий
а nрив == 0,35а + 0,65 Уа 2 + 41:2  адаn;
по третьеЙ теории  наи больших касательных напряжений
а nрив == Уа 2 + 41:2  ада!!;
по четвертой теории  наибольшей потенциальной энерrии
изменения формы
а nрив == 'Va 2 + 31:2  (J даn'
Таким образом, решение вопроса об условиях прочности детали
представляет собой сложную задачу. При этом необходимо иметь
в виду, что в зависимости от Toro, по какой теории прочности про-
Изводится расчет, допускаемое напряжение Одаn И запас проч-
Насти п будут иметь различные значения. При переходе от одноЙ
теории прочности К друrой изменится не только приведенное Ha
Пряжение, но и величина допускаемоrо напряжения и запас проч-
Ности. Применив для различных теорий одни и те же значения Одаn
И п, можно совершить rрубую ОllIибку.
В арматуре используются как хрупкие (чуrуны), так и вязкие
(стали) материалы. Условия работы деталей создают в материале
разнообразные сочетания напряжений, что, учитывая высокую
Ответственность арыатуры (особенно в энерrетике, химических
предприятиях, атомных установках и пр.), требует саl\юrо вни
мательноrо подхода к решению задачи о прочных размерах дeTa
лей арматуры.
727

Основными характеристиками прочности сталей при темпера
туре t  300'7350° С являются предел прочности а в и предел те-
кучести ат,
Предел прочности является критерием при расчете хрупких
материалов. Расчет пластичных материалов обычно производят
с учетом предела текучести, так как в машинах, как правило,
нельзя допускать значительных остаточных деформаций, которые
моrли бы вызвать нарушение работы. В связи с последним обстоя-
тельством величина предела текучести при растяжении, сжатии
и изrибе определяется напряжением, которое вызывает 0,2 %
остаточноrо удлинения. Во мноrих деталях арматуры такая вели-
чина деформации не вызывает опасений за качество работы изде-
лия, в связи с чем нет необходимости выдерживать большие за-
пасы по отношению к пределу текучести а т , В этих деталях боль-
шое значение приобретает величина а в , которая и определяет
прочность материала, а также соотношение между веЛИчинами а т
и а в , в определенной мере характеризующее и пластические свой-
ства материала. Пластичность материала способствует выравни-
ванию напряжений в отдельных точках детали и уменьшает опас-
ность внезапноrо разрушения изделия, что особенно важно для
арматуры высоких давлений, Условия работы мноrих деталей
арматуры вполне позволили бы применеIИе в качестве критерия
rrредела текучести ау 0,5' определяемorо напряжением, вызываю-
щим 0,5% остаточноrо удлинения, однако отсутствие таких дан-
ных заставляет использовать величины а т 0,2 с соответствующим
уменьшением коэффициента запаса,
2. ТЕМПЕРАТУРНЫЙ РЕЖИМ РАБОТЫ ДЕТАЛЕЙ АРМАТУРЫ
Трубопроводная арматура применяется в различных установ-
ках, температурные режимы которых значительно отличаются
друr от друrа. Так как физическое состояние материала, а следо-
вательно, и ero механические свойства зависят от температуры,
при расчете на прочность необходимо учитывать влияние этоrо
фактора.
При работе изделий в условиях низких температур следует
учитывать уменьшение ударной вязкости (повышение хрупкости)
мноrих сортов сталей и некоторые друrие изменения физиче-
ских и механических свойств применяемых в арматуре мате-
риалов.
При расчете деталей, работающих при температуре до зоо
3500 С, расчетной характеристикой является предел текучести
для стали или предел прочности для чуrуна, при более высоких
температурах  предел ползучести или предел длительной проч-
ности (с учетом соответствующих запасов прочности).
Детали арматуры, установленной на трубопроводе, по которому
движется наrретая среда, имеют обычно температуру несколько
728

ниже температуры среды, транспортируемой по трубопроводу,
в связи с отдачей тепла в атмосферу.
Температура детали зависит от места расположения на изделии
и удаленности ее потока среды. Так, различные точки корпуса
и крышки имеют разную температуру.
В зоне высоких температур даже незначительные изменения
температуры оказывают влияние на прочность металла, в особен
ности на ползучесть и длительную ПрОЧ!lОСТЬ; поэтому при рас-
tt
50IJ
/(}()
f
2.
/ J
Ij G .7
б
 . "
J r"" /2
ш'
,1 
б I I
I I
.....
Закрыта Открыта
I I I I I f-....-f......(}шуЫdШШС I I
I 1 I I 1 l' i I I I I I I 1 1 I I I
/2
!!f
!б
!8
20
М(}
.J(}(}
2(}(}
10
'IacbI
Рис. 450. rрафик изменения температуры в деталях сужен-
нойзадвижкиD у ==200jl50 АУ; р== 100 KrjcM 2 ; t==500 a C;
G == 200 пара в час.
Температура: 1  пара; 2  фланца по внутреннему Дllаметру;
3  болтов; 4  КрЫШКlI; 5буrеля; бперемычкн буrеля.
чете различных элементов деталей (фланцев, буrелей и т. д.)
следует учитывать их фактическую температуру.
На рис. 450 показаны изменения температуры в различных де-
Талях задвижки с течением времени. Температура отдельных ча-
стей стальной клиновой задвижки при температуре пара 5020 С
Приведена на рис. 451
Из приведенных данных видно, что температура мноrих дета-
Лей задвижек при отсутствии тепловой изоляции значительно от-
личается от температуры среды. В араматуре, защищенной тепло-
ВОЙ изоляцией, температура стенок корпуса и крышки близка
к температуре среды (ниже на 23%).
729

(50 Се
/6J"e

М50С

"
/!JOOc
зш
325 0 С
.JZ iJ 1:
Рис. 451. Температура Л,ета.1еЙ заДВИЖКИ при темпе-
ратуре пара t == 5020 С
730

r л а в а 11. КОРПУСА И КРЫШКИ
Расчет корпусов и крышек арматуры производится по отдель-
ным элементам: стенки, фланцы, буrеЮI и т. д.
Стенки корпусов и крышек обычно Иl\Iеют сложные очертания,
поэтому расчет их, как правило, выполняется для различных
участков отдельно. Обычно выделяют фланцы, участки с шаровой
формой стенки, цилиндрической, плоской 11 т. д. И рассчитывают
их в соответствии с условиями, в которых они работают (давление,
температура и др.), затем учитывают влияние дополнительных фак
торов (переходы, ребра, местные утолщения и т. д.).
В последнее время находят применение сварные и CBapHO
литые конструкции арматуры. В таких деталях проверяется также
прочность швов и учитывается возможное влияние наложения
швов на прочность OCHoBHoro металла в местах соединений различ-
ных элементов.
1. РАСЧЕТ СФЕРИЧЕСКИХ СТЕНОК
Тонкостенная шаровая оболочка (рис. 452), наrруженная BHY
тренним избыточным давлением Р в кПсм 2 , В любом сечении
имеет растяrивающие напряжения одинаковой величины.
При внутреннем радиусе , и толщине
стенки s можно написать условие
л,2р == Л (2, + s) SCi,
ОТКуда
/,2Р
a
 (2r + s)s '
или, пренебреrая величиной S в выраже-
нии 2, + S, получим
Pr
Ci=='2S'
Рис. 452. Тонкостенная
шаровая оболочк?
Под действием коррозии стенки арыатуры с течением времени
становятся тоньше; поэтому при расчете толщины стенки преду-
сматривают запас
Pr
S == 2а + с,
rде с  прибавка ТОJ!ЩИНЫ стенки.
В толстостенных оболочках шаровоЙ формы (рис. 453) напря-
Жения имеют величинv
Р ( 3 ( Е3 )
U Q == R3  ( 3 1  (}3 ,
Pr 3 ( R3 )
U t == R3  (3 1 + 2 р 3 .
731

Следовательно, всеrда а! > (JQ' причем при р == R,
3 Рт 3
(J t == """"2' R.3  т3 ;
при р == r
! Р (R3 + 2т 3 )
(J t == 2 . RЗ  т3
При определении толщины стенки толстостенной шаровой обо
лочки по допускаемым напряжениям различные теории прочности
дают отличающиеся друr от друrа результаты:
1) теория наибольших
касательных напряжени й
V
R == r G доп ;
адоn  1,5Р
6t
бt
...,
Рнс. 453. Элемент TOJ!CTOCTeHHOH
шаровой оболочки
Рис. 454. Оболочка С двумя
радиусамн КрИВИЗНЫ
2) теория предельноrо напряженноrо сос тояния
R == r V 2 адоп + ([  т) Р ,
2адоп  (l  2т) Р
rде т == ав Расm , т. е, отношение предела ПрОЧНGСТИ при растя-
G в еж
жении к пределу прочности при сжатии;
3) энерrетическая теория
R  r v адоп
 адоп  !,5Р'
Путем усреднения танrенциальных и радиальных напряжений
по толщине стенки можно получить формулу
 (2т + s  с) Р r 2
апР118  400 (s  с) К !ММ,
rде аnрив  приведенное усредненное напряжение,
732

Отсюда следует, что для обеспечения прочности стенки необ-
ходимо выдержать условие
2Pr
s == + с ММ.
400адоп  Р
Для тонких стенок, имеющих два радиуса кривизны (рис. 454),
PR 2 PR 2 (2 R2 )
0'1 == 2S; 0'2 == 2s  R; ,
следовательно,
0'2> 0'1'
2. РАСЧЕТ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ СТЕНОК
ДЛЯ тонких стенок при V S < 0,05 толщина обычно опреде-
вн.
ляется по формуле
PV BH
S ==  2 + с СМ,
адоп
rде Р  рабочее давление в кпсм 2 ;
D BH  внутренний диаметр в см;
О'доп  допускаемое напряжение в кпсм 2 ;
с  прибавка на коррозию и на отклонение толщины
стенки от номинала при изrотовлении.
В стенках толстостенных цилиндров
(рис. 455) напряжения имеют величину
ар == R2P r 2 ( 1  : ) ;
Pr 2 ( R2 )
О'! == R2  rЗ 1 + 7 '
Pr 2
О'/н.", ==R2 r2 ;
"" ,.

6р i I
Рис. 455. Толстостенный ЦИ-
ЛИНДР
т. е. всеrда О'! > ар'
Крайние значения
Р (R2 + r 2 )
а t нб == R2  r2
r лавные напряжения в точках внутренней поверхности ци-
линдра (наиболее опасные) имеют величину:
Р (R2 + r 2 ) Pr 2
0'1 == R2  r2 ; 0'2 == R2  r2 ; 0'3 ==  Р,
Различные теории дают следующие формулы для расчета на
прочность толстостенных цилиндров:
733

1) теория наибольших касательных напряжений
адоn == Р ( ;: == ;: + 1 )
или
R 2 (2Р  (}дОn) + r 2 (Jaon О,
откуда
R == r 1 / адоп .
адоn  2Р ,
2) теория предельных состояниЙ
R  r V CJaon + (1 т) Р
 адоn  (1  т) Р ,
[де
m==
CJ в рает
ав еж '
3) энерrетическая теория
R == r 1/ адоn .
; адоп  1,73Р
В результате усреднения таНI'енциальных и раднзльных напря-
жениЙ по толщине стенки получается приведенное напряжение
 (D BH  5  с) Р т; 2
а прив  230 (5  с) К мм.
Для обеспечения прочности необходима толщина стенки
PD
s== вн +см.м
230 и доn  Р ,
[де D BH  внутренний диаметр цилиндра в мм;
а доп  допускаемое напряжение на растяжение в кП.м.м 2 ;
Р  давление среды в кпс.м 2 .
Эта формула рекомендуется rосrортехнадзором и применима
при значениях Jl  1,8.
r
3. РАСЧЕТ СТЕНОК ФАСОННЫХ ДЕТАЛЕЙ
Приведенные выше формулы предназначены для тел сравни-
тельно простоЙ формы. В арматуре часто применяются так назы-
ваемые фасонные детали  отливки сложной формы, в которых,
наряду с наЛичием отдельных участков шаровоЙ, цилиндрическоЙ
и конической формы имеются места сопряжений и сложных пере-
ходов; поэтому расчетом отдельных участков оrраничиться нельзя,
а необходимо проверить прочность детали с учетом их взаимноrо
деЙствия под наrрузкой.
Наиболее распространены фасонные детали типа тройника и
крестовины (корпуса задвижек, вентилеЙ, реrулирующих клапанов
и т. д,). Элементарная схема такой детали показана на рис. 456.
734

Если эту деталь условно разделить на участки и рассматривать
прочность участков трубы (цилиндров) обособленно, то прочность
стенок, рассчитанных как стенки цилиндров, можно считать обес-
печенной лишь на тех участках, rде стенки имеют замкнутую
цилиндрическую поверхность. В средней части, [де отсутствует
материал, на площади сечения,
изображенной штриховыми ли-
ниями, напряжения на участке
от JJ до JJJJ должны ока-
заться примерно вдвое больши-
ми, нежели на остальных участ-
ках. Однако такое примитивное
толкование характера распре-
деления напряжений можно при-
нять лишь как предваритель- Рис. 456. Схема корпуса затвора (трой
ное, так как при этом прини- ника)
маются следующие условия:
1) материал каждоrо элементарно KopoTKoro участка трубы
воспринимает лишь наrрузку от даъления среды на данном участке;
2) вертикально расположенные стенки среднеrо участка не
влияют на величину и распределение напряжений в стенках rори-
зонтальна расположенноrо участка трубы;
Рис. 457. Схема условноrо рас-
пределения ра<;четных площа-
дей действия давления среды
при разЛИЧНЫХ радиусах пере-
ходов
Рис. 458. Схема уСЛОВllоrо распре-
деления напряженнй при различных
раДНусах переходов Рзоо к.псм. 2
3) фланцы, конусные переходы, rалтельные участки и др. не
Влияют на прочность отдельных участков.
Если придерживаться такой упрощенной схемы, соrласно ко-
торой в местах переходов напряжения определяются усилием от
давления среды, действующим на площадь, расположенную в Не-
Посредственной близости от места перехода, то расчетные площади
и напряжения будут распределяться так, как показано на рис. 457
и 458. Здесь приведена крестовина с различными радиусами
735

сопряжений и показано, как увеличение радиуса уменьшает напря-
жения в местах перехода. Обозначив F 1, F 2, Р;, и т. Д.  пЛощади
действия средЫ, относящиеся к участку сопряжеНЮI двух цилинд-
ров, а {1' {2' fз и т. д.  площади сечения стенок, относящиеся
т К этим участкам, получим
I,О условные напряжения Б сече-
ниях переходов
РР
(J ==>T' .
ЕLЛИ придерживаться TaKoro
элементарно простоrо представ-
ления о распределении напря-
жений, то в отливках типа кре-
стовины толщина стенок в ме-
стах сопряжений может быть
определена по следующеЙ фор-
1,[1 муле:
IJ,O
N fl=   )I
' dr ,- .
(.
(1,1;.
(1,2
()
!l,1;.
t7,0
Рис.
!l,/J
а('
459. Кривая значений коэффи
циента т
/J,Z
51 +
Sx :=:  С,
т
"де Sx  толщина стенки крестовины в местах сопряжений;
51  толщина стенки, определенная расчетом как стенка
трубы;
т  коэффициент (рис, 459);
с  прибавка к расчетной толщине.
"1"
I

'-<'}
. 1j[j[j1' I;С(] -
Рис. 460. Тройник BblCOKoro давления
с местными утолщенияыи
ВЬ/ЛЙ:;ifllO
 Ф.?lС
I
о, 
Рис. 461. Схеыа образования корпуса
задвижки
Подсчитанная таким образом толщина стенки не должна распро-
страняться на общую длину корпуса свыше двух диаметров от-
верстий прохода. Этот ыетод применим для арматуры до давле-
ний 64 кf!см 2 , при больших давлениях целесообразнее вводить
местные усиления стенок (рис. 460).
736

Приведенный выше метод расчета является неточным, так как
базируется на условных представлениях о неравномерном распре
делении напряжений  по отдельным, независимым участкам KOp
пуса, однако нельзя считать, что напряжения по всему сечению
корпуса распределяются равномерно. Построив центр тяжести а
площади f сечения стенок (рис. 456) и центр тяжести А площади F
свободноrо пространства, в котором действует среда, замечаем,
что точки а и А не совпадают. Это rоворит о том, что ожидать paB
HOMepHoro распределения напряжений, даже при самых блаrо
приятных предпосылках, не следует. Напряжения в стенках
корпуса хотя и будут распределяться неравномерно, но различие
между ними будет, видимо, меньше, чем показано на рис. 457
и 458; это вызывается одновременностью дефОРl\lации во всех точ
ках данноrо сечения корпуса.
Применение в конструкции местных утолщений, кольцевых
приливов и т. п. для упрочнения деталей усложняет теХНОЛОП\IО
изrотовления отливок, что имеет особо важное значение для отли-
вок из леrированной стали и арматуры BbIcoKoro давления.
Более целесообразным является применение хорошо развитых
плавных переходов от одноrо участка к друrому в виде дуr боль
шоrо радиуса, что, однако, не всеrда выполнимо. Если общая
площадь «дополнительноrо» сечения материала  приливы и пере
ходы, помимо основной цилиндрическоЙ части, превышает 75%
«удаленноrо» (обозначенноrо штрихами на рис. 456), то коэффи
циент т может быть принят равным единице.
В корпусах задвижек цилиндрические части приливов под
кольца вдаются внутрь корпуса и должны рассматриваться как
усиление продольноrо сечения корпуса. На рис. 461 показано
оформление переходов в корпусах задвижек из коррозионностой
кой стали для высоких давлений и температур.
4. РАСЧЕТ КОРПУСОВ ВЕНТИЛЕЙ
Расчет литоrо корпуса отличается от расчета KOBaHoro. Расчет
корпусов проходноrо и уrловоrо вентилей большоrо различия не
имеет.
Расчет литоrо корпуса вентиля (рис. 462) может быть выполнен
в такой последовательности:
1) рассчитываются или выбираются по [ОСТу размеры про
ходных фланцев;
2) рассчитываются размеры среднеrо фланца;
3) проверяются напряжения в стенке корпуса по сечению AA
ПО формуле цилиндрической трубы;
4) проверяются напряжения в стенке корпуса по сечению ББ
как на участке трубы диаметром D Б ;
5) определяются напряжения в стенках при растяжении кор-
пуса в продольном сечении BB
а == 1,2 p KТjCM 2 ,
47 Д, Ф. rуревич
737

[де Р  давление в кпсм 2 ;
F  площадь сечения ПОJIоrо пространства в продольном
разрезе в см 2 ;
t  площадь сечения стенок в продольном разрезе в с.м 2 ;
1 ,2  коэффициент запаса на неравномерность распределения
напряжений.
В вентилях малых прахадов толщина стенки часто лимити
рупся технолоrическими возможностями литейноrо производ
b';
:д-
o[;
ф
EIЭ
Рис, 462. ЛИТОЙ корпус вентиля
""1
)
.!!..(

/
л
/ r
fj
fj
""1
РИс. 463, Кованый корпус'=вен
тиля
ства, так как расчетная толщина стенки оказывается меньше той,
которая может быть получена отливкой.
При расчете корпусов вентилей BbIcoKoro давления (рис. 463)
и подобных им можно придерживаться следующеrо порядка:
1) определяется результирующее напряжение в стенке по се-
чению AA от cOBMecTHoro действия среды и усилия вдоль
шпинделя;
2) определяются напряжения -в стенке корпуса по сече-
нию ББ;
3) определяются напряжения в стенках при растяжении кор-
пуса в продольном сечении BB
РР
0=== 1,2, кпсм 2 ;
738

4) проверяется прочность резьбы под фланцы;
5) проверяется прочность стенок в наиболее опасных местах,
не охваченных предыдущим расчетом.
5. РАСЧЕТ КОРПУСОВ ЗАДВИЖЕК
При расчете корпусов задвижек их целесообразно разделить
на следующие rруппы в зависимости от формы сечения полости,
в которой перемещаются клин или диски: круrлые, овальные и
прямоуrольные.
Чуrунные овальные задвижки, близкие к плоским, исполь-
зуются для давлений до 4 кПсм 2 . Плоские задвижки больших
диаметров с корпусом прямоуrольноrо сечения обычно изrотов-
ляются сварными. Овальные чуrунные задвижки применяются
для давлений до 10 кПсм 2 , стальные  до 16 кПсм 2 , Для больших
давлений корпус задвижки изrотовляется круr'лоrо сечения.
Расчет круrлоrо корпуса задвижки с цилиндрическими стен-
ками имеет MHoro общеrо с расчетом корпуса вентиля.
Расчет овальноrо корпуса усложняется тем, что ero форма
имеет сложную конфиrурацию, плохо поддающуюся расчленению
на отдельные рассчитываемые участки. Это же можно сказать и
про прямоуrольные (плоские) корпуса.
Расчет корпусов задвижек не оrраничивается расчетом на проч-
ность. Для обеспечения хорошей работы задвижки корпус ее дол-
жен быть достаточно жестким, в противном случае деформация
корпуса под действием давления среды оказывается настолько
большой, что замок затвора теряет плотность. В связи с отсут-
ствием достаточно разработанных данных расчет корпусов за-
движек пока носит условный характер.
Тензометрирование ряда задвижек приводит к следующим BЫ
водам. В корпусе и крышке задвижки напряжения распределены
неравномерно. Наибольшие напряжения в корпусе имеют место
8 ero верхней части между линией оси трубопровода и средним
фланцем. Фланцы и приливы упрочняют фасонную деталь. Напря
жения в точках, расположенных на теле корпуса, по мере удале-
ния их от фланцев и приливов возрастают. Несмотря на проrиб
корпуса, доходящий до 0,5 мм, обеспечивается хорошая плот-
IЮСть задвижки большоrо прохода.
На рис. 464 показаны результаты тензометрирования одной
задвижки из числа подверrшихся исследованиям. Напряжения,
показанные здесь, отложены от контура задвижки.
При расчете корпуса задвижки важно определить напряже-
lIие и деформации в сечении abcdefgiklm, [де они имеют наиболь-
шую величину.
При расчете корпус можно рассматривать как раму, оболочку
или деталь, состоящую из отдельных элементов. Расчет овальноrо
корпуса как оболочки требует выполнения сложных вычислений.
Один из методов TaKoro расчета заключается в следующем,
47* 739

Рис, 464, Распределение напряжений в корпусе стальной задвИЖКИ Dy  300 ,ИМ,
Ру  16 KF/cJ.t 2 при давлениях:
1  Р  4 кТ/см'; 2  Р  6 кТ/с,и'; 3  Р  10 кТ/см'; 4  Р  12,5 кТ/см'; 5 
Р  16 кl'/С-l"
!i
о;>,
Рис, 465. Схеыа действия сил при расчете
стенки корпуса овальноrо сечения
740

В корпусе со стенками относительно тонкими, имеющими форму
эллипса с полуосями а и Ь (рис. 465), выделим элемент длиной
1 см. В сечении этоrо элемента, расположенном в точке С с KO
ординатами Х и у, под действием давления Р создается момент
Н
Mp==MA+PHT
Pa(ax).
Но H2==(ax)2+y2, поэтому
р
Мр==МА+тХ
Х [(а  х? + у2  2а (а  х)],
или
М р == М А +  (а 2  2ах +
+ х 2 + у2  2а 2 + 2ах).
Из схемы видно, что (2 ==
== х 2 + у2, [де (радиус-
вектор точки С, тоrда
МР==МА+  ((2a2).
у
в
х
о
А
Рис. 466. К расчету стенки корпуса оваль-
Horo сечения
Под действием момента М р участок стенки длиной dl (рис, 466)
поворачивается на уrол d
dp-' == Mpdl
t-' EJ'
откуда
 == iJ J Mpdl.
Сечение корпуса в виде эллипса имеет симметричную форму
относительно осей х и у. До деформации и после деформации уrол,
заключенный между точками А и В, равен  ' Таким образом,
накопленное значение уrла  на этом участке сечения корпуса
при ero деформации под действием давления равно нулю, т. е.
 == о. Следовательно,
в
iJ J Mpdl == О.
А
После подстановки значения М р , имеем
в в в
J р' р .
/И А dl+TJr2dlTJa2dl==O.
А А А
741

В этой формуле
в
S dl ==   длина окружности квадранта кольца;
А 4
в
S r 2 dl ==  i 2  полярный момент инерции квадранта кольца
А
(i  радиус инерции);
в
S a 2 dl ==  а 2 .
А
Таким образом, имеем
M A  +.i2.a2==O
4 2 4 2 4 '
откуда
М р ( 2 '2 )
A==2at .
Поскольку М А соответствует моменту в точке А, дЛЯ которой
r == а, то для друrих точек, [де r 1= а,
М р ==  (r2i2) кТ,см.
Момент сопротивления выделенноrо элемента корпуса длиной
см составит
1. 52
w см 3 ,
 6
[де s  толщина стенки в см.
Напряжение изrиба
М uзz 3Р (r2  i 2 ) KTjc ,,2 .
О uэz ==  :!: 52 ""
Танrенциальное напряжение
аР
Ot==s'
Общее напряжение в точке А составит
3Р (а 2 i2) + аР Т ; 2
О == :!: S2  К СМ.
Изrибающий момент в точке В равен
МВ == М А  Ра у+ рь{ == MA  (а 2 b2)
или
М В ==  (a2i2a2 + Ь 2 ),
742

следовательно,
МВ ==  (Ь 2  i 2 ) кТ -см.
Напряжение изrиба в точке В
3Р (Ь 2  i 2 ) ЬР Т / 2
(1uзz == :!: S2 -+ s к СМ.
Ра;щус инерции i для эллипсноrо сечения может быть опреде
. а+Ь
лен rрафически. Проводят окружность радиусом t 1 .с== 
(рис. 466), затем строят кривую
y==r2i2==f (1) (рис. 467) для всех yorl..i'
точек овала от В к А. Здесь r  ра-
диусвектор каждой точки. При у ==
== о r 2 CC ii, что соответствует точке С
на рис. 466.
Общая площадь кривой д.р ==
== p 1 -+ F 2 соответствует величине
в
5 у dl == д.р. Следовательно,
А
в
5 (r 2  т dl == д.р -
А
о
-у
Рис. 467. ВспоыоrатеЛЫIая кри-
Baя у  t (1)
Величина раДИусавектора равна действительному радиусу инер
ции r == i при условии, что д.р == О. Поскольку значение i 1  а! Ь
было выбрано приближенно и произвольно, то условие д.р == О
может быть не выдержано. Для проверки вычерчивается кривая,
соrласно рис, 467, по данным у == r 2  i 1 =со f (l) и интеrрируется.
Если д.р положительно, то следует принять i 2> i 1, если д.р отри
цательно, то выбирают i 2 < i 1 . Если при расчете получают зна
чение д.р с противоположным знаком по сравнению с предыду
ЩИм, то точки D и Е (рис. 466), построенные на расстояниях д.р 1
и д.р 2, соединяют, и точка F пересечения этой линии с линией ОА
дает значение i == 1, которое используется для расчета 1\I0!\!eH
тов М А и Мв.
В точке пересечения окружности r == i с осевой линией стенки
сечения М р == О, т. е. изrибающих напряжений нет, 3 действуют
ТОлько танrенциальные напряжения
тр Т/ 2
(1, ==  к СМ,
S
[де 8'  толщина стенки, измеренная по диаrонзли.
Наибольшее значение момента, равное МА' будет в точке А
на большой оси, [де находится опасное сечение. Это место в He
КОторых случаях усиливают ребрами (C;\l. рис. 255). Для корпуса
743

в
с сечением круrлой формы а == r и J М р == dl == О, т. е. напря-
А
жения изrиба отсутствуют.
При прямоуrольной форме корпуса радиус инерции ОПрЕде
ляется следующим путем:
i 2 == J р .
L '
J p == 4 (J a -+ J b );
L == 4 (а -+ Ь);
аЗ Ь З
J a == :3 -+ Ьа 2 ; J b == :3 -+ аЬ 2 .
Таким образом,
'2 == (  -+ Ь 2 -+ Ь 2 , t  )  == (а + Ь )2
t 3 а а 3 а+Ь 3'
откуда
. а+Ь
t == VЗ- '
Такой прием при расчете прямоуrольных корпусов носит в из
вестной степени формальный характер, поскольку прямоуrольное
сечение корпуса образует раму и требует соответствующей MeTO
дики расчета.
Коrда сечение корпуса имеет фор
му овала и образовано двумя пло-
скими стенками и двумя полукруr
лыми (рис. 468),
i 2 == т2 -+ Ь2 -+  т (3Ь 2  х 2 ).
3 m+
3
т
оот,Ь
Рис, 468, Сечение корпуса оваль
ной формы. образованной пло
скими и радиусными стенками
с целью упрощения расчета оваль
ных корпусов подбирается форма
эллипса, наиболее близкая к расс.чи
тываемому овалу, и радиус инерции рассчитывается прибли
женно по зависимости + == t ( + ), приведенной на рис. 469.
Приведенная методика имеет следующие недостатки. Корпус
рассматривается как деталь, имеющая стенки постоянной тол
щины, ребра и утолщения не учитываются. Не учитываются н
особенности изменения сечения формы корпуса по высоте. У С!lлие,
передаваемое клином на корпус, в расчете не принимается во вни
мание, расчет ведется только с учетом BHYTpeHHero давления.
Между тем указанные выше факторы в большинстве случаев иrрают
решающую роль.
744

Приближенный расчет исходит из упрощенной схемы, но учи
тывает все факторы, указанные выше, поэтому дает более реальные
результаты. Он заключается в том, что рассчитываемый участок
корпуса рассматривается как балка с поперечным сечение!\!
abcdefgiklm (см. рис. 464), лежащая на двух опорах. Условно счи
таем, что балка воспринимает равномерно распределенную Ha
rрузку от давления среды на площадь, равную F === Н [, и cocpe
доточенную наrрузку в середине балки, равную одной трети пол
Horo усилия от давления среды на клин. В этих условиях изrибаю
щий момент в рассматриваемом
сечении
М == QpL + QклL
11 8 4'
здесь Qp == Р н [,
rде Н  высота рассчитываемоrо
сечения в см;
L  длина рассчитываемоrо
сечения в см;
Qкл == +Qcp (Qcp == o,785DP).
Напряжения в крайних волок-
нах
М UЗ2
О'uзе == ,
i
Ь3.2
,
3-0
2,8
2,6
2,4
2,2
2,0
1.8
1,6
1.4
1,2
1.0
0,4
0,6
ь
'-О {j
0,2
Рис. 469. Вспомоrательный rрафик
для расчета корпусов оваЛЫlOrо
сечения
[де W  момент сопротивления
сечения abcdefgiklm от-
носительно оси М M (подсчитывается отдельно для
волокон, подверrаемых растяжению и подверrаемых
сжатию).
При расчете корпуса определяются напряжения растяжения
и напряжения сжатия. Наибольший проrиб равен
f === f 1 + f 2,
rде
Qp 5[3
f1== EJ . 384 ;
f Q кл [3
2 == EJ . 48 .
Допускается проrиб не более O,OOlD y '
Исследования подтвердили возможность использования TaKoro
упрощенноrо метода для приближенноrо вычисления напряжений
и проrибов в корпусах задвижек больших проходов.
Для упрочнения конструкции корпуса и крышки задвижек
больших проходов снабжаются ребрами жесткости, в которых воз-
Никают большие напряжения. В стальных корпусах, материал
745

которых одинаково работает на сжатие и растяжение, ребра MorYT
изrотовляться либо внутри, либо снаружи в зависимости от сообра-
жений улучшения технолоrичности IЮНСТРУКЦИИ. В чуrунных кор-
пусах (и крышках) ребра целесообраЗНQ располаrать внутри вдоль
длинной стенки корпуса, так как в этом случае максимальные
напряжения в ребрах возникают от сжатия материала. Поскольку
чуrун лучше сопротивляется сжатию, чем
растяжению, при внутренних ребрах здесь
1\10r:'f быть допущены большие напряжения,
а следовательно, создается более прочная
конструкция.
Расчет плоских сварных корпусов
(рис. 470) производится аналоrично расчету
плоских литых корпусов, а именно: опреде
ляется напряжение в стенке корпуса от
изrиба под действием усилия от rидравличе
cKoro давления на стенку корпуса
QF == PHL,
L
х
( 2
a:f=S
1'1
"'"
"
""
f;

х а;"
Но
Рис. 470. Сварной корпус задвижКИ большоrо днаметра прохода
и 1/ 3 усилия от давления среды на клин или диск
1
Qкл == 3 Qcp.
Изrибающий момент равен
М == QFL + QcpL Kr.CM' ,
иЗz 8 12
наибольшее напряжение равно
МИ" r n
а  К /СМ .. ,
изz == w""'
момент сопротивления сечения
lV ==..!..f... CM,
У
746

rде J F  момент инерции (суммарный) сечения всей стенки от-
носительно общеrо центра тяжести в см 4 ;
У  расстояние от центра тяжести общеrо сечения до наи-
более удаленноrо волокна в см.
ДЛЯ определения момента инерции сечение разбивается на
участки f l' f 2, f 3, f4' fБ прямоуrольной формы (рис. 470) с расстоя-
ниями е 1 , е 2 , е з , е 4 , е Б от центра тяжести участков до оси ХХ, Про-
дольные ребра не учитываются,
Общий момент инерции равен
J F == J 1 + J 2 + J з + J 4 + J Б ,
rде J 1, J 2, J 3, J 4' J Б  моменты инерции отдельных прямо-
уrольных сечений относительно центра
тяжести общеrо сечения, определяемые
по формуле
Ьа З
J == T2 + Ьа (е  e F )2,
rде е р  расстояние от центра тяжести Bcero сечения до оси
определяется по формуле
'1 е 1 + '2 е 2 + fзез + '4 е 4 + {51',
е р == f1+f2+fз+f4+f5'.
Расстояние от центра тяжести общеrо сечения стенки до наи-
более удаленноrо волокна равно
у == н о  ер,
Величина проrиба ориентировочно определяется по формуле
f  L3 ( 5QF r Qco )
 48EJ ТЗ С,Н,
Допускается f  O,OOlD y '
В ребристых конструкциях наибольшую наrрузку несут на
еебе ребра, а материал стенки используется сравнительно слабо;
поэтому целесообразно (с целью экономии металла) проектировать
стенку возможно тоньше, а ребра массивными. При этом, однако,
необходимо обеспечить достаточную прочность стенки на участке
С наибольшей площадью F == al. При расчете участка стенка между
ребрами рассматривается как пластина, опертая по краям и равно-
мерно наrруженная по всей площади давлением Р. Наибольшее
напряжение в центре участка будет в сечении, параллельном на-
правлению [; оно равно
0,75Р[2
а/ == S2 (1 +1 ,61(3) ,
rДе
1
a==l.
а
747

При расчете в фОрМУJlУ подставляется Р === Р раб' Расчет на
прочность корпусов задвижек круrлоrо и овальноrо сечения Dy 
 300 мм, Ру  64 кriсм 2 (рис. 471) имеет сходство с расчетом
корпусов вентилей.
AA
{(,
Рис. 471. Корпус заДВIIЖ-
А ки
А
Прибавка"'к расчетной толщине стенки на коррозию и на Откло
нения толщины стенки от нОминала для паропроводной apl\laTypbI,
по данным ЦКТИ, может иметь следующие значения: с == 3 мм
при (s  с)  10 мм; с == 2 .мм при 10,5  (s  с)  20 мм;
с == 1 мм при 20,5  (s  с)  30 мм,
6. РАСЧЕТ КРЫШЕК
Стенки крышек, имеющих шаровую или эллиптическую форму,
рассчитываются по соответствующим формулам, приведенныl\l
в п. 1. Одним из наиболее трудно рассчитываемых элементов яв-
ляется буrель. Буrель при шпинделе с маховиком (без электро-
привода) с вертикально расположенными колонками рассчиты-
вается на растяжение или сжатие и изrиб, как стойка. Расчет
стальноrо буrеля вентиля, имеющеrо форму кольца, в упрощеННО1\!
виде можно также вести на растяжение двух сечений кольца, но
при этом допускаемое напряжение должно быть снижено на 20%,
чтобы учесть деформации изrиба.
Плоские крышки (заrлушки) бывают круrлой, овальной (эллип
тической), прямоуrольной и квадратной фОрl\lЫ. Иноrда плосюш
крышкам придают слеrка сферическую форму, что повышает их
прочность. В этом случае чуrунные крышки ставятся КУПОЛОI
в сторону давления, чтобы в крышке создавались напряжеНШI
сжатия.
748

Крепление крышек может производиться опорным способо!\!
(рис. 472, а), коrда прокладка располаrается по обе стороны
болтов (шпилек), или консольным способом (рис. 472, 6 и в), Korдoa
прокладка располаrается с одной стороны болтов, а края крышек
образуют фланец, работающий как консоль.
Плоские крышки из хрупких материалов (серый чуrун, ферро-
силид и др.) рассчитываются на прочность по наибольшим напря
жениям с помощью формул, основанных на применении первой
теории прочности.
Плоские крышки из пластичных l\татериалов (сталь, латунь
и пр.) MorYT рассчитываться как по методу наибольших напря
о)
JJпll
I
5)
Лп 1 
I ,и
Рис, 472. Типы плоских крышек: а  крепление опорны\I спосо
бом; б и в  КОНСОЛЫlш.I способом
жений, так и по методу предельных наrрузок, так как высокие
местные напряжения в них не вызывают опасений за прочность
детали. При повышении давления рабочей среды плоские крышки
из пластических материалов деформируются так, что приобретают
форму, более выrодную в отношении прочности, нежели исходная;
поэтому при испытании плоские крышки из пластических мате-
риалов обычно не разрушаются. При расчете плоские крышки,
закрепленные опорным способом, рассматриваются как пластина
постоянной толщины, свободно опертая по КОНТУРУ и наrруженная
давлением средЫ Р. Крепление болтами не дает возможности счи
тать плоскую крышку защемленной по контуру.
Ниже приводятся формулы, основанные на теории тонких
пластин, применимые как для хрупких l\теталлов, так и для пла
стичных. Коэффициент Пуассона принят равным v == 0,25.
Для к р у r л о й плоской крышки наибольшее напряжение
(создаваемое в центре) равно
fJнб == 0,30 ( б / Р кпем 2 .
Здесь и ниже приняты следующие обозначения:
D б  диаметр окружности расположения болтов в см;
s  толщина крышки в см;
749

р  давление среды в кпсм 2 ;
О'доп  допускаемое напряжение на изrиб в кпсм 2 ;
Е  модуль упруrости в кпсм 2 ;
С  добавка на коррозию и пр.
Допустимая толщина определяется по формуле
Saon == 0,55D б V Р + с см.
(Удо"
Наибольший проrиб в центре равен
DP
f нб == 0,0461 ;$3 см.
Для о в а л ь н о й (эллиптической) плоской крышки наи
большее напряжение равно
О'нб == 0,3 (2  (Х) р ( + у кПсм 2 ,
rде (х   _ Здесь а  большой, Ь  малый диаметр эллипса
а
по контуру расположения болтов.
Допускаемая толщина
Saon == 0,67Ь.... 3 ((2  а)  + с см.
V (Удоп
Наибольший проrиб в центре
f  (О, 146  О, 1а) рЬ 4 см
нб  Е 53
(v==+).
Для п р я м о у r о л ь н о й плоскоЙ крышки наибольшее на-
пряжение
0,75рЬ 2
О'нб == 52 (1,0 + 1,61( 3 ) кПсм 2 ;
допустимая толщина крышки
Saoп == 0,87Ь V (I + [,6аз) (Удоп +- с см;
наибольший проrиб
0,142рЬ 4
{иб == Е53 (1 + 2,21(3) см (при V == 0,3),
ь
rде (х ==   1.
а
Здесь а  длинная, Ь  короткая стороны по периметру рас-
положения болтов;
К в а Д р а т н а я плоская крышка рассматривается как част-
ный случай прямоуrольной, у которой а == Ь и а == 1.
750

в результате подстановки получаем следующие формулы: наи
большее напряжение
Он.6 == 0,30Р ( +)2 кпсм 2 ;
допускаемая толщина крышки
Saon == 0,53а V Р + с см;
адоn
наибольший проrиб
Ра 4
fн.б == 0,44 ES3 см.
Стальные плоские крышки MorYT рассчитываться по методу
предельных наrрузок, что дает возможность применять более эко
номиЧные, более тонкие конструкции, При этом методе расчета
несущая способность крышки исчерпывается при образовании пла
стичноrо шарнира.
Для материалов, не обладающих упрочнением (наклепом),
MorYT быть применены следующие формулы:
при круrлой плоской крышке предельное давление
Р nред == 60 т ( ;6 )2 кпсм 2 ;
допустимая толщина крышки при запасе ПРОЧНОСТIf n т = 2,0
по отношению к пределу текучести от
Saon == 0,58D 6 V P + с см;
а т
при квадратной плоской крышке предельное давление
Р nред == 6,60 т (+)2 кпсм 2 ;
допустимая толщина при запасе прочности n т == 2,0
saon == 0,55а V Р + с см,
а т
Для расчета плоских крышек может быть также использована
формула
S == D V kP + с см,
адоn
rде D  расчетный диаметр в см;
Р  давление в кпсм 2 ;
Одоn  допускаемое напряжение при растяжении в Kr/CM 2 ;
с  прибавка к расчетной толщине.
D == D б И k == О, 162  для крышек типа, изображенноrо на
рИс. 472, а;
751

1,4Qpl
D '== Dn и k '== 0,3 +   для I<рышек, у которых болты
QcpD
изrибают крышку (рис, 472, б и 8);
Qp  расчетная наrрузка на болты в кТ;
Qcp  усилие от давления среды в кТ;
1  расстояние от окружности болтов ДО окружности диа
метра Dn,
Расчет круrлых сферических крышек (рис, 473) ведется раз-
дельно по элементам:
1) определяют напряжение в сферической части с учетом дей
ствия давления среды и усилия Q6 вдоль шпинделя при закры-
вании
Q PD  кпсм 2
раст == 4kcS лDkсs '
rде kc  коэффициент, учитывающий влияние коррозии;
AA

Рис. 473. Круrлан сферическая
КрЫШКа задвижки
2) определяют напряжение среза по диаметру d r в месте соеди
нения коробки сальника со сферой
Pd Q
т ==  ..............L KТjCM 2 ;
1kcS л drkcs
3) определяют напряжение в поддерживающих ребрах по се-
чению AA, пренебреrая влиянием заде.'1КИ опорных площадок,
Qo Т/ 2
(J раст =:=: 2Т к СМ,
rде f =:=: тп (рис. 473).
Напряжение в опорах под стойку при изrибе их относительно
ребра равно
М UЗС Т/ 2
(J  f( С " ,
I/Зе  \\1' т
752

rде изrибающий момент
Мцз == O l кТ. СМ,
а плечо изrиба
1== a т.
2
OMeHT сопротивления сечения
ЕЮ
\\7 == 6 '
rде В и Н  см. рис. 473.
Напряжение изrиба в ушках
Мцз (у)
а цзс == W
у
ИзrибающиЙ момент, деЙствующиЙ в ушке,
Мцз (у) == O,04Q ( R +  ),
rде Q  наrрузка на шпильку (болт) сальника D кТ.
OMeHT сопротивления
rде
bh 2
W y == 6'
h== R.
2
Расчет сварных крышек задвижек большоrо диаметра прохода
(рис. 474) имеет MHoro сходноrо с расчетом корпуса, При расчете
""
 
l I
I
  .. -. 
>:j I
J
L
о< I-----------.. _. -
:х::
:z:
Рис. 474. Сварная крышка (нижняя часть) задвижки большоrо диаметра
прохода
Стенка рассматривается как балка длиной L, опертая по кон-
Цам и наrруженная равномерно распределенной наrрузкоЙ 
Давлением Р. ДЛЯ расчета выделяют отрезок стенки шириной В ==
н +Н
::::: 1 2 2 , [де Н 1 И Н 2наибольшие расстояния между ребрами,
48 Д. Ф. rуревич
75:i

расположенными по ширине двух соседних участков. Продольные
ребра в расчет не вводятся.
Изrибающий момент в рассматриваемом сечении равен
QL
М tlэе == 8 кТ 'СМ,
[де Q == РР  общая наrрузка на стенку в кТ (Р == BL ==
== (Ht +2 Н 2 ) L  площадь рассматриваемоrо участ-
ка в см 2 ).
Наибольшее напряжение изrиба в стенке
 Ми& 'Т / 2
о' иЗе   (, СМ,
J
rде W ==   момент сопротивления сечения в см 3 ;
У
J  момент инерции сечения стенки (тавра) в см 4 ;
BS3 bh 3
J== з+з+Ьhs(s+h)е2(Вs+Ьh) см 4 .
у == s + h  е  расстояние o центра тяжести сече
ния тавра до наиболее удаленноrо волокна в С.м;
здесь
BS2 + 2bhs + bh 2
е == 2 (Bs + bh) см,
Помимо расчета стенки на изrиб, расчету на прочность подвер
rаются остальные элементы крышки: нижниЙ и верхний фланец
и т, д.
7. РАСЧЕТ СТОЕК
Стойки задвижек MorYT иметь колонковую (рис. 475, а) или
трубчатую (рис. 475, 6) конструкцию. Стойка подверrается растя-
жению усилием, равным Qo (см. силовой расчет задвижек) при
закрывании задвижки, или сжатию усилием Q при открывании
и действию крутящеrо момента, КрутящиЙ момент подверrает
колонки изrибу, а в трубе создает напряжение сдвиrа.
В задвижках с ручным управлением без редуктора при ввинчи-
ваемом шпинделе М" == М о' т. е. крутящиЙ момент равен моменту
в резьбе Шпинделя; во всех остальных случаях М" == Мб  мо-
менту трения в бурте. При наличии редуктора в задвижках с руч-
ным управлением или с элеIПРОПРИВОДОМ М" == М, т, е, равен
наибольшему моменту на ШПИНДеЛе.
В стойках колонковой конструкции проверяются величины
напряжениЙ в сечениях AA и ББ (см. рис, 475, а). Проверяется
на прочность также резьба rорловины.
754

Напряжение в сечении AA равно
асумм == аРlJl.т + (fиз с '
rде араст ==   напряжение растяжения в кr/см 2 ;
М
(fиз" == ;"  напряжение изrиба в Kr/CM 2 .
5)

Рис. 475. СТОЙКИ задВИЖКИ: а  колонковая; б  трубчатая
этих формулах:
Q  расчетное усилие вдоль шпинделя, берется по силовому
расчету задвижки в Kr;
1 == 11 + 12 == b 1 h 1 + b 2 h 2  площадь сечения, подвер-
rаемая растяжению, в см;
М  М кр (Но + е) б u А А
из"  2([+ 2е)  изrи ающии момент в сечении ,
создаваемый усилиями, образуемыми от крутящеrо мо-
мента и приложенными на наибольшем расстоянии
Но + е от сечения AA;
о 5 { Ь + { ( Ь + о 5Ь )
е == ' 1 1 2 1 '2  расстояние от центра тяжести
{
сечения тавра до оси BB,
Момент сопротивления в сечении AA (тавра)
b1h + b2h
\\7 А ==
bh 1
755

в сечении ББ возникает напряжение изrиба, равное (условно)
М uзс Qx
CJ uзе == WБ == 4WБ '
[де плечо изrиба
(п  Ь 1 ) (h 1  h 2 ) + Ь 2 (а  h 1 )
х == см.
}/4b+ (h1 h2)2
Момент сопротивления в сечении ББ
ЕЮ
W Б == 5'
[де
т V 4b + (hr h2)2
В == 2Ь см.
2
в колонках трубчатоrо типа рассчитывается на растяжение и
кручение трубчатая часть в наиболее узком месте, а в раздвоенной
опорной части проверяется прочность BepxHero и нижнеrо опор
Horo фланцев и друrие элементы. При расчете опорноrо фланца
следует иметь в виду, что наrрузка на болты в этом случае не рас-
пределяется равномерно. Болты, расположенные у ребер, несут
большую наrрузку, нежели болты, удаленные от ребер (располо-
женные на плоскости полуколец). Это объясняется тем, что упру
[ость полукольцевых частей, расположенных между ребрами,
велика, и на болты, расположенные в среднеЙ части плоских полу
кольцевых частей фланцев, будет передаваться лишь то усилие,
которое создается упруrостью кольца при соответствующей вели-
чине деформации изrиба в точке кольца, [де расположен болт.
Экспериментальные исследования подтверждают правильность та-
кой оценки условий работы болтов.
8. ЗАПАСЫ ПРОЧНОСТИ И ДОПУСКАЕМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
Как известно, запасы прочности и допускаемые напряжения
зависят как от назначения и условиЙ эксплуатации изделий, так
и от методики расчета. При расчете деталей на прочность разли-
чают расчет деталей из хрупких материалов (серый чуrун и пр.)
и из пластичных (сталь, алюминий и пр.). При расчете деталей
из хрупких материалов применяются формулы, основанные на
первой теории прочности (теория наибольших нормальных напря-
жений). В деталях из этих материалов высокие местные напряже-
ния недопустимы, поэтому прочность деталей определяется по
величине наибольших напряжений. Расчет ведется по пределу
прочности, а запасы прочности выбираются достаточно большими:
от 5 до 8.
При пластичных металлах местные напряжения не представ-
ляют значительной опасности для деталей и ПОЭТОl\lУ в них допу-
756

скается усреднение напряжений по сечению. В отливках прини
маются допустимые напряжения в 1,4 раза меньше, чем в прокате
или в кованом металле.
Запасы прочности по пределу текучести MorYT иметь следующие
величины:
Для rладких цилиндрических деталей без фланцев
и друrих сложных переходов из KOBaHoro материала nT 1 ,4+1 ,5
Для кованых деталей с фланцами . . . , , . . . , nT 1,6+1,7
Для отливок из стали. . . . . . . . . . nT2,O
Запас прочносТ!l по пределу Пj10ЧНОСТИ составляет. 'nв  3+4
Запас прочности по пределу длительной прочности nдл1,5+3,()
Запас прочности по пределу ползучести . . . . . , nплО, 9+1, О
r л а в а 111. ФЛАНЦЕВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
1. ЗАДАЧИ РАСЧЕТА ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Фланцевые соединения в трубопроводах имеют чрезпычайно
широкое распространение; они применяются для самых разно
образных сред, давлений и температур.
Фланцевое соединение выполняет весьма ответственную роль,
так как во мноrих случаях разрушение фланцевоrо соединения
связано не только с большими материальными потерями, но и
С опасностью для жизни обслуживающеrо персонала. Поэтому
прочность фланцевоrо соединения должна быть rарантиропана
безусловно. В то же время, большое количество металла, затра-
Чиваемое на изrотовление фланцевых соединений, требует ПрИl'vlе
Нения рациональных, научно обоснованных методов расчета.
Фланцевое соединение состоит из трех элементов: фланцев,
болтов и прокладки, физико-механические свойства которых зна-
чительно влияют на работу соединения. Расчет фланцевоrо соеди-
Нения затрудняется большим числом факторов, влияющих на ero
работу; условиями эксплуатации трубопровода или установки,
На которых смонтировано данное фланцевое соединение, квали
фикацией обслуживающеrо персонала, упруrостью, весом и кон-
СТрукцией даННоrо участка трубопровода, колебаниями темпера
туры.
Плотность фланцевоrо соединения обеспечивается путем соот-
ветствующей затяжки болтов.
При расчете должно быть обеспечено условие, заключающееся
:8 Том, что при возникновении рабочеrо давления в трубопроводе
Запасы прочности болтов и фланца по отношению I( действующим
Усилиям не ДОJlЖНЫ быть ниже определенной велИЧИНЫ.
Таким образом, расчет фланцевоrо соединения содержит три
Элемента:
757

1) определение величины затяrа прокладки, необходимой для
обеспечения плотности соединения;
2) определение количества и размеров болтов;
3) определение размеров фланцев.
Эти элементы расчета необходимо рассматривать как составные
части единоrо комплекса данных.
В различных методах применяются различные эмпирические
данные, которые применимы только для определенноrо меТОДа
расчета фланцевоrо соединения. Поэтому расчет всех трех элемен-
тов должен вестись по единой методике.
Д/I 1//1
ДЬ
Д(}
Д II С/1
ДЬ
1J(}
Д II 1//1
ЛО
llл
Рис. 476, Типы жестких фланцев
Усилие затяrа во фланцевом соединении не сохраняется по-
стоянным, оно изменяется со временем вследствие релаксации на-
пряжений в прокладке и болтах. Релаксация напряжений в про-
кладке протекает как в начальный период работы соединения,
вскоре после затяжки, так и в HarpeToM виде, Имеются сведения
о том, что через 24 ч усилие затяr соединения с паронитовой про-
кладкой уменьшается на 30 %, что можно ликвидировать повтор-
ными затяжками.
Релаксация напряжений в болтах и шпильках возникает в про-
цессе эксплуатации, коrда болты и шпильки наrреваются до вы-
сокой температуры,
Явление текучести металла в шпильках (при высоких темпера-
турах болты не применяются) приводит к тому, что удльные дав-
ления на прокладку снижаются и MorYT вызвать протечку среды.
В трубопроводах и арматуре применяется MHoro различных
конструкций фланцевых соединений, но почти все их можно свести
в две большие rруппы:
1) жесткие фланцы, в которых кольцевая часть изrотовлена
заодно с цилиндрической (рис, 476);
2) свободные фланцы, в которых кольцевая часть ИЗfотовлена
отдельно от цилиндрической и связана с ней при помощи упора,
резьбы и прочих соединительных элементов (рис, 477).
758

Применяемые в настоящее время методы расчета фланцевых
соединений также можно разделить на две rруппы:
1) метод расчета по допускаемым напряжениям;
2) метод расчета по предельным наrрузкам.
Расчет фланцев по допускаемым напряж('ния[ применим для
всех металлов при всех условиях работы,
Расчет фланцев по предельным наrрузкам является БОо'lее co
вершенным, но он применим лишь До'lЯ нехрупких металлов, pa
ботающих при таких условиях, КОI'да теl\шература фланцез лежит
в зоне, [де основной характеристикоЙ прочности lетаЛJIа являеТС5I
предел текучест!!,
Ц-/
JJ d
Ц{
Дн
- j
J]d j!
Д{ j}c "" I ;
t
 J},f .
   1
 ! I
i
ди
lJ{!
llr:
llт
1
41/t
л
ш
/t
Рис. 477. Типы своБОДНLIХ фланцев
Таким образом, расчет всех чуrунных фланцев и стальных,
работающих при высокой температуре, коrда ползучесть металла
приобретает значение, следует вести только по допускае!llЫМ на-
пряжениям.
Несмотря на сравнительно большое количество работ и иссле
дованиЙ, посвященных этому вопросу, до настоящеrо времен!! нет
установившеrося и общепризнанноrо метода расчета фланцевых coe
динений, В данной rлаве рассмотрены наиболее обоснованные Me
тоды.
2. РАСЧЕТ УСИЛИЯ, НЕОБходимоrо ДЛЯ ЗАтяrА ПРОI(ЛАДКИ
ДЛЯ работы прокладки характерны два перIIода. ПервыЙ пе
риод  до подачи среды в трубопровод, коrда прокладка пре,1,
варительно обжата между УПЛОТНЯЮЩИ!l!Н поверхностями на месте
ее установки с тем, чтобы на ней в известноЙ мере отпечатаЛС51
рельеф уплотняемых поверхностей (рис. 478) II материал прокла,1,КИ
перестал пропускать среду через имеющиеся в нем поры, расслое-
Ния инеплотности. Уси.lие обжатия в ОСНОВНОМ зависит от !\!aTe
РИаJlа прокладки и площади обжатия. ВтороЙ пер!!оД работы
ПРокладки начинается с Toro момента, коrда в трубопрово); по-
СТУпает среда, в связи с чем фланцевое соединение IIспытывает
7;)9

влияние колебаний давления, температуры, сотрясений и т, д.
В этом случае предварительно обжатая прокладка обеспечивает
плотность соединения в силу своей упруrости. На характер работы
Рис. 478, Cxe,Ia обжатнн прокладки: а  до оБЖi1
тия; б  посЛе обжатия
прокладочноrо соединения в условиях эксплуатации значительное
влияние оказывает и соотношение между упруrостью проклаДЮI
и упруrостью болтов и фланцев.
q,(
,
a5(,oa)
Off
R
Q:p
Рис. 479, [рафик силовоrо состояния фланцевоrо сое-
ДИнеНИя
Диаrрамма состояния фланцевоrо соединения (рис. 479) дает
возможность Har лядно представить взаимное влияние действия сил
от давления среды, затяrа болтов и упруrости прокладки фланцев
и болтов. По оси ординат отложим Q/i  усилие, созданное пред
варительным затяrом фланцевоrо соединения до поступления
среды и возникновения Qcp  усилия от давления средЫ (откла-
дывается по оси абсцисс).
760

Если бы усилие ОТ давления среды Qcp не оказывало влияния
на усилие, действующее на болты, Qб (раб) И на реакцию про
КЛадки Rn, то имело бы место равенство QH == Qб (раб) == Rn ==
== const (rоризонтальная линия на рис. 479), Однако в связи с влия-
нием упруrости элементов фланцевоrо соединения это равенство
не сохраняется. С повышением давления среды реакция прокладки
уменьшается, а зависимость изменения наrрузки на болты оТ CYM
MapHoro действия давления среды и реакции ПрОКJlадкИ имеет
вид прямой, наклоненной под уrлом а к линии Q" == сопst.
Реакция прокладки R n с повышением давления уменьшается,
а изменение реакции прокладки от действия давления среды имеет
вид прямой, наклоненной под уrлом [3 к линии QH == сопst. При
одинаковых rоризонтальных и вертикальных масштабах и при
весьма упруrоЙ прокладке а == 450, а  == о; при очень жесткой
прокладке, наоборот, а == о, а  == 450. Расстояние по вертикали
между точками этих наклонных линий равно Qcp.
Задавшись определенным давлением среды Р и отложив на
оси абсцисс значение Qp, соответствующее Р, проводим вертикаль
ную линию, которая при пересечении с наклонными линиями
дает значения фактической реакции прокладки R  и фактической
наrрузки на болты Q (раб) В рабочих условиях.
Обозначим tg а == 'I'}, тоrда tg  == 1  'I'}, так как
tg ==  == ac !:!!.. == Qcp11Qcp == 1  'I'}.
Qcp Qcp Qcp
Таким образом, наrрузка на болты в рабочих условиях равна
Qб (раб) == Q" + 'l'}Qcp.
Реакция ПрОКЛаДКИ в рабочих условиях
R n == Q"  (1  'I'}) Qcp.
Физическая сущность коэффициента '1'} может быть определена
из следующих зависимостей
Qб (раб) == Q" + 'l'}Qcp == Rn + Qcp,
ОТкуда Qcp (l  'I'}) == Q"  R n и 1  '1'} == QHQ-----:.оRп . Следовательно,
'1'} == 1  QH  Rn .
Qcp
Определим значение '1'} в зависимости от упруrости элементов,
/',/ '
составляющих фланцевое соединение. Обозначим: Лб == /',QОб 
/',!
упруrость болтов, Л п == /',//n  упруrость прокладки и ЛФ ==
 /',Zф
 !J.Qф  упруrость фланца, [де I1l б , 11111' I1l ф и I1Qб' I1R n ,
761

дQф соответственно приращения деформаций и усилий в болтах,
прокладке и фланцах.
При поступлении среды и возникновении усилия Qep наrрузка
на болты увеличивается, а реакция прокладки и усилия сжатия
фланца снижаются.
Болты удлиняются на величину
дlб == (Qcp + Rn  QH) Лб ММ,
прокладка  на величину
дln == (Qu  Rn) Л N ММ,
а фланцы  на
2Al ф =ос 2 (Qu  Rn) Лф.
Удлинение болтов соответствует длине, на которую увеличились
толщины прокладки и фланцев.
Таким образом
(Qep + Rn  Q,,) Лб =ос (Q"  R n ) Л п + 2 (Q"  R n ) Лф,
отсюда
Обозначим
Q  (Q"  Rп){б+ 2лф + л n )
ер  Лб
Ли
Л6 + 2лф + лn == W, TorAa
Q QH  R n R Q Q
ср == W И I! =ос Н  W ер'
в принятом нами обозначении W ==
Л6
YJ == 1  W == 1  Л n + 2лф + Л6
1  YJ, откуда
Л п + 2лф
== л n + 2лф + Лб .
Для жестких фланцев BbIcoKoro давления с паронитовоЙ про-
кладкой толщиной б =ос 0,6 мм экспериментально найдено YJ ==
== 0,10+-0,12. В этом случае R n  QH  0,9Qcp'
Для упруrих прокладок (резина и т. д,) значение YJ увеличи-
вается и возникновение усилия Qcp оказывает меньшее влияние
на Rn.
При жестких прокладках с повышением давления среды усилие
уплотнения (реакция прокладки) быстро снижается.
Полное разуплотнение соединения наступит тоrда, коrда R n ==
== О, что соответствует точке d, т. е. при условии
Q Q"
ер == tg  .
При YJ == 0,1 tg  == 0,9 и Qcp == 1,11QH'
Частнчное разуплотнение может наступить раньше.
Если представим усилие, необходимое для уплотнения соедине-
ния, условно в виде прямой, проходящей через начало координат
762

(рис. 479), Q" (н)  ер (Qcp), то пересечсние этоЙ iJIIНИИ с Л!IJ!ИСi'r
R "  f (Qcp) покажет наибольшее значение QC!JI до которor-о будет
обеспечена плотность соединения (точка е) после затяrа с уси
.7JИСl\! QIL' При повышении давления соединение начнет разуп.l0Т
няться.
Усилие предварительноrо затяrа, необхо;щыое ;(.]151 обеспеЧСI!!IЯ
плотности прокладочноrо соединения, I\Iожет быть ОПРЕ'деаено 110
формуле
Qfj CC- kQcp,
[де k  коэффициент, показывающий, во С[(О,lЬКО раз усилие за-
тяrа Qfj должно быть больше Q,p.
Этот метод, применявшийся ранее, не получил распростране-
ния, так как величина k должна учитывать ВЛИЯНИС большоrо чисш]
факторов: материал прокладки, ее раЗl\Iеры, давлеIf11е среды и пр,
Поэтому более результативным оказался Iетод расчета с ПРИl\I('-
нением формулы
Qfj == Qcp + Qиn",
[де Qупл  усилие, на которое предварительный з3.тяr Qfl ДО.lже'l
превышать Qcp, чтобы обеспечить ШIOтность прокла
дочноrо соединения.
С учетом упруrости элементов фланцевоrо соединения для pa
бочих условиЙ, Коrда действует давление среды,
Qfj == Rn + (1  11) Qcp.
Реакция прокладки R[! должна иметь такую величину, которая
обеспечила бы сохранение плотности прокладочноrо соединения,
Это достиrается созданием на площади прокладки ,'(остаточных
удельных давлений на каждый квадратный саНТИl\Iетр площади
уплотняемоrо контура, либо достаточных усилий на один санти
метр периметра уплотняемоrо контура.
Анализ результатов исследования показывает следующее.
При малых удельных давлениях на прокладке эксперименты
дают значительный разброс данных (C1\I. рис. 371) при общей TeH
денции повышения необходимых удельных давлениЙ с повыше
Нием давления среды, При достижении критическоrо удсльноrо
давления qr.p на прокладке дальнейшее повышение давления BЫ
Зывает увеличение удельных давлениЙ на прокладке пропорцио-
нально давлению среды. После обжатия прокладок с удельным
давлением q"p плотность соединения в последующих испытаниях
Может быть достиrнута при более низких Y;:I,e.lbHbIx ;:I,аВ.lениях,
Чем при первоначальноЙ затяжке.
Опыт эксплуатации фланцевых соединениЙ показал, что нельзя
оrраничиваться величиной удельных давлений на прокладке, по
nУченных при экспериментах в лабораторных условиях. В про
цессе эксплуатации влияние на плотность соединения оказывают
76

дополнительные факторы: релаксация напряжениЙ в болтах и
прокладке, вибрации трубопровода, температурные колебания,
изменения упруrих свойств прокладки со временем и ряд друrих.
Поэтому считают, что, несмотря на обжатие прокладки с опреде
ленным усилием при затяжке соединения, в процессе эксплуа
тации, при действии давления среды, На поверхности прокладки
должны сохраняться удельные давления, превышающие рабочее
давление среды в определенное число раз, зависящее от упру-
КМЫ.(О IjJ КOfiЬЦО IjЗ КO/lЬЦО IjЗ rих свойств матер иала про
резины пластмассы резины кладки.
Таким образом, имеют мес-
то два критерия условий обе
спечения плотности. Первый
критерий  удельные давле
ния, которые должны быть
с о з Д а н ы, чтобы уплотнить
рельеф кольцевоrо контура;
величина этих давлений опре
деляется rлавным обраЗОI\l
пластическими своЙствами ма 
териала прокладки. Второй
критерий  удельные давле
ния, которые должны быть
с охр а н е н ы на кольце
вом контуре в эксплуатацион-
Рис, 480. Типы самоуплотняющихся про- ных условиях, после подачи
кладок давления среды, чтобы соеди-
нение сохранило плотность,
что определяется rлавным образом упруrостью прокладок.
В соответствии с указанными выше критериями плотности про
кладки можно разделить на упруrие (резина, пластикат), мяrкие
(паронит, асбест) и жесткие (металл). Упруrие прокладки харак-
терны тем, что созданное в соединении усилие сохраняется дли
тельное время и подача давления среды практически не
оказывает влияния на величину реакции прокладки. Усилие на
болтах при этих прокладках в момент разуплотнения прсдстав
ляет собой сумму усилий от предварительноrо затяrа и от давле
ния среды.
Металлические прокладки требуют значительных удельных
давлений и обладают малой упруrостью. При подаче среды реакция
металлической прокладки практически снижается на величину,
примерно равную усилию от давления среды. Мяrкие прокладки 
асбестовые и паронитовые  занимают промежуточное положение.
В последнее время получают все большее распространение про-
кладки самоуплотняющиеся, в которых давление среды исполь-
зуется для создания плотности. Такие прокладки чаще Bcero пред-
ставляют собой резиновое кольцо KPYr.'IOro сечения, которое за-
Котцо IjЗ метtJiиа
Ijли пластмассы

764

кладывается с зазором в канавку прямоуrольноrо или иноrо сече-
ния. Под действием давления среды резина вдавливается в щель
между соединяемыми деталями и таким образом уплотняет соеди-
нение. Применяются также самоуплотняющиеся прокладки метал
лические, фторопластовые и друrие. Некоторые типы самоушIOТ-
няющихся прокладок приведены на рис, 480. Получают примене
ние также полые трубчатые прокладки, изrотовленные из трубок
с использованием меди, алюминия, стали и друrих материалов
(рис. 481).
Несмотря на ряд выполненных исследований, пока не суще-
ствует общепринятоrо метода и единых данных по методике pac
чета прокладочноrо соединения.
В качестве исходной теоретиче- а)
ской базыдля установления необхо-
димоrо удельноrо давления обычно
принимают определенную степень
деформации материала прокладки,
из чеrо следует, что основным
параметром, характеризующим
уплотняющие свойства материала
прокладки, является модуль упру-
rости Е. Чем меньше модуль упру-
rости, тем прокладки должны луч-
ше уплотнять. В реальных усло-
виях работы прокладок на величину удельных давлений оказы
вает влияние большое число факторов, и поэтому не всеrда данные,
полученные на основе теоретических расчетов, MorYT быть без
соответствующих поправок использованы. Обычно для определе
ния значений необходимых удельных давлений используют экспе-
риментальный метод испытаний в лабораторных и эксплуата
Дионных условиях.
Ниже приводятся данные, уже используемые длительное время
в арматуростроении и давшие положительные результаты.
о)
Рис. 481. Полые трубчатые про
кладки' а  плоское сопряжение;
бцилиндриqеское сопряжение
Плоские неметаллические прокладки (упруrие и мяrкие) (рис. 482)
При ширине про кладки В  4 мм и толщине 8  4 .11М расчет
Может выполняться по следующей методике.
Для обеспечения плотности соединения про кладка должна
быть п р е Д в а р и т е л ь н о о б ж а т а на месте ее установки
С усилием
Q06 == LВqоk ф , QH == Qo6 при Р == О,
rДе L  длина периметра прокладки по средней линии: для
круrлой пр окладки L == 3,14D n см; для овальной
L == 3,14 V 2 (а; + Ь;) см; для прямоуrольной L ==
== 2 (А п + В п ) см;
765

в  ширина прокладки в см;
k ф  коэффициент формы, учитывающий наличие бороздок,
пересекающих поверхность уплотнения, неравномер-
ность деформации фланцев, а следовательно, и нерав-
номерность деформации прокладок фланца; рекомен-
дуется принимать: для круrлоrо фланца k ф == 1,0;
для овальноrо k ф =00 1,2; для прямоуrольпоrо k ф 
=== 1,3;
q о  удельное давление на ПрОКJlадке, необходимое для
СОЗДания плотности и зависящее от материала про-
КЛадкИ, ее ширины и толщины.

РИс. 482. Плоские неметаллические прокладки
При затяrе фланцевоrо соединения вследствие изrиба фланцев
про кладка обжимается неравномерно (по наружному краю силь-
нее, чем по внутреннему), поэтому фактически действующая
ширина прокладки уменьшается. Помимо этоrо с увеличением
ширины и толщины прокладки условия обеспечения плотности
соединения улучшаются.
Для определения значения
qo 
qo используется
qyC
V 26 VB '
формула
дающая на практике удовлетворительные результаты.
Здесь толщина прокладки 8 принимается в мм, ширина В 
в см.
Для обеспечения лучших условий эксплуатации толщина
ПрОК:ЛадкИ должна выбираться по возможности малой: 8 == 1 +
+ 2 мм. Паронит большой толщины используется для арматуры
большоrо диаметра прохода, rде возможны отклонения от пло-
скостности и деформации уплотняющих поверхностей фланцев.
Рекомендуются следующие значения qy:
[(ля прокладок из паронита "...,...', 200 KF/CM 2
» » »картона, пропитанноrо солидолом
УСс . . .
100 »
766

Коэффициент С, учитывающий увеличение шероховатости
и друrих отклонений от идеальной плоскости в связи с увеличе
нием диаметра прокладки, для плоских неметаллических про-
кладок равен
С=:; 1 +0,1 y ; ,
rде Dn  средний диаметр прокладки в СМ.
ДЛЯ овальных диаметров Dn == 2а n , для прямоуrольных
Dn == А,I'
ДЛЯ прокладок упруrих с большой деформационной способ-
ностью (резина, пластикат), влиянием ширины и размеров про-
кладки на qo можно пренебречь и принимать
qy r/ 2
qo == V2t'\ к СМ.
ДЛИ резины мяrкой с rладкой поверхностью qy==20 "псм 2
Дли резины средней твердости с шерохова
той поверхностью и пластиката qy==40 "псм 2
Дл;r листовоrо фторопласта (по данным раз
личиых источников) . . . , qy== 100+350 ,,[jс.и 2
и выше
Фторопластовые прокладки из пленочных материалов допу-
скают меньшие значения qy.
Эксперименты по изучению уплотняющих свойств паронита
и определению необходимых удельных давлений на прокладку
неизменна показывают большой разброс данных, вызываемый
неоднородностью структуры состава, пористости и прочих свойств
паронита. Шероховатость поверхности фланца под прокладку,
созданная кольцевыми или спиральными бороздками, улучшает
уплотняющие качества соединения.
Иl\IеlCiтся некоторые данные о том, что при yдe.тrЬHoM дав.тrении
предварительноrо обжатия qo == 320 кпсм 2 уплотняются все
неплотности в материале прокладки из паронита. Д.тrя уплотне-
ния жидкостей требуется меньшее удельное дав.тrение (qo ==
== 100 кпсм 2 ) , для уп.тrотнения rазов и при rрубо обработанных
ПОверхностях с бороздками, не имеющими замкнутоrо характера,
удельное давление значительно возрастает (qo == 500 кпсм 2 ).
Наибольшее yдe.тrЬHoe давление на прок.тrадку из паронита
доходит до 1300 Kr/CJ.t 2 , на картонную  до 550 кпсм 2 , на рези-
новую  до 200 кпсм 2 . ПО данным ЦКТИ, при расчете парони-
Товых прокладок необходимо выдержать qo  100 кпсм 2 .
При использовании рзиновых прок.тrадок следует иметь в виду,
ЧТО в результате чрезмерноrо сжатия ухудшаются эксплуатаци-
ОННые свойства резины, поэтому сжатие резины по высоте orpa-
НИчивают величиной в 2040 % , что должно быть обеспечено
Конструкцией соединения. Поскольку резина практически
767

несжимаема, следует предусматривать возможность деформации
резины в ширину при сжатии прокладки.
Фланцевые соединения с фторопластовыми прокладками также
должны предусматривать оrраничение сжатия прокладки по TOk
щине и малые зазоры в канавке. Сжатая прокладка должна иметь
толщину не менее 0,85 первоначальной.
ДЛЯ обеспечения плотности в р а б о чих у с л о в и я х
(при действии среды) реакция прокладки ДОЮlша сохранять зна
чение
Rn == LBqp,
[де qp  необходимое давление на прокладку в рабочих усло
виях, зависящее от материала прокладки, ее ширины
и толщины:
тР раб
qp  1/ 6VB '
rде В  ширина прокладки в см;
О  толщина прокладки в мм;
Р раб  рабочее давление в кТ/см 2 ;
т  коэффициент уплотнения; ДJ1Я прокладок из паро-
нита т === 4,5; для пр.окладок из картона т === 3.
При возникновении усилия Qcp + Qo, действующеrо в напра-
влении разуплотнения, реакция прокладки уменьшится на вели-
чину (1  Yj) (Qep + Qo); поэтому, чтобы сохранить необходимое
значение Rn, требуется начальное усилие затяrа, равное
Qp === LBqp +- (1  Yj) (QCf1 +- Qo)'
Для рабочих условий
Q"  QI"
Для фланцев с прокладкой из паронита yj == 0,10+0,15; из
фторопласта  yj === 0,05; из пластиката  11  0,90; из мяrкой
резины 11 === 0,95. Для соединений с плоскими металлическими
прокладками и для беспрокладочных соединений 11 === о.
Усилие от давления среды
Qcp == РсрР раб,
[де Рер  площадь действия давления среды в см 2 .
Для круrлой прокладки . , . Fcp0,785D;
Для овальной прокладки F cp 3, 14а n Ь n
Для прямоуrольной прокладки PcpAпBn
в вентилях BbIcoKoro давления, [де диаметр шпинделя в саль-
нике d c имеет относительно Dn значительную величину,
Qcp === О, 785 ф  d) Р кТ.
768

При расчете фланцевых соединений крышек с КОРПУСОМ зна-
чение Qo берется по наибольшему усилию вдоль шпинделя. При
расчете проходных или маrистральных фланцев Qo == о.
По данным ЦКТИ, при расчете паронитовых прокладок необ-
ХОДИl\Ю выдержать qp;;:. 1,5P pa (j.
Необходимое усилие затяrа прокладкиQ"
определяется большей из двух величин  QoG или QI" вычислен
иых для данноrо фланца,
Таким образом, Q" == Qоб при Qоб > Qp и Q" == Qp ПрlI QoG <
<Qp.
в прокладочных соединениях незащищенноrо типа (см.
рис. 472, а, 477, 478) прокладка ПОД действиеl\l давления сре;щ
может быть выдавлена (<<выбита») наружу. ЭТОМУ препятствует
прочность материала прокладки и сила трения между фланцем
и прокладкой, действующая по обе стороны НрОКJ!3ДКИ. Поскольку
прочность материала мяrких прокладок мала, решающее значе
иие имеет сила трения.
Для сохранения прокладки должно иметь место неравенство
л (Dfl  В) аР  2лDflВqL,
rде q  удельное давление на прокладку в /ёпсм 2 ;
f.t  коэффициент трения,
Пренебреrая в левой части величиноЙ В по сравнению с Dfl'
после сокращения имеем
Ро
q?;:; 2B/-t .
Коэффициенты трения f.t для про кладки по металлу имеют сле-
дующие значения: для паронита f.t ==: 0,5; для резины L с--о 0,6,
Принимая f.t == 0,5, получаем
о
q?;:;PB'
Здесь а  толщина прокладки до установки; Уl\lеньшение после
затяжки создает запас надежности.
о
В обычных. условиях для плоских прокладок отношение В
1 1
==="'"5 -7- 10' что обеспечивает нормальную работу прокладки без
ВЫдавливания. Высокие резиновые прок'!здки, Д.'Iя которых
рассматриваемое явление представляет уrрозу, ставятся, как
Правило, при соединениях защищенноrо типа (CI\I. рис. 476, б, в).
При высоких давлениях, коrда в связи с большой наrрузкой
болтов происходит некоторая разrрузка прокладки от сжима-
ЮЩих усилий, опасность «выбивания» прок,'!адки из незащищен
иоrо соединения возрастает.
49 д. Ф. rуревич
769

Плоские металлические прокладки (рис. 483)
При ширине 416 мм расчет усилия затяrа может выполняться
по следующей методике. Прокладка должна быть п р е Д в а -
р и т е л ь н о о б ж а т а на месте ее установки с усилием
Qоб == 3,14D n Bq o k t ,
[де Dn  средНИЙ диаметр в см;
В  ширина прокладки D см;
'?/  коэффициент, учитывающий температуру фланцевоrо
соединения (при t  4000 С kt == 1);
qo  удельное давление на прокладке, необходимое для
создания плотности, зависящее от материала и раз
мера прокладки,
qo == qyC.
На OCHOB данных Уотерса рекомендуется принимать следующие
значения qудля различных материалов:
Мяrкий алюыиний ' , ,. 300 кТ/с.м 2
МЯI'кая медь или латунь. 450 »
Мяrкая сталь и железо. 700 »
Сталь Х18Н10Т . . . .. 9)0 »
Друrие авторы рекомендуют значе-
ния qy в 23 раза большие,
Коэффициент С для металлических
прокладок определяется по формуле
С == 1 + 0,15 V  .
в р а б о чих у с л о в и я х (при
действии среды) требуется обеспечить
усилие затяrа, равное
t//;J
РИС. 483. Плоские металли
чески е прокладки
(принято 'у\ == О),
rде
Qp == 3,14D п Bqp + Qcp + Qo,
 тР" 2
qp  (  "псм .
J в
Рекомендуется принимать следующие значения т для различ-
ных материалов:
Мяrкий алюминий , , , 4
Мяrкая медь или латунь G
Мяrкая сталь и железо 6
Сталь Х18Н10Т 7
Для прокладок из свинца qp == 70 кr/с,и 2 .
770

Во избежание чрезмерной деформации прокладки в прока
дочных соединениях незащищенноrо типа желательно выдержать
условие qp  1,50'р В соединениях защищеннorо типа (шиппаз)
может быть допущено qp  1 ,50'в (раст),
Н е о б х о д и м о е у с и л и е з а т я r а про к л а Д к и QH
представляет собой наибольшую из двух величин Qоб и Qp, вы-
численных для данной прокладки. Таким образом, при Qоб> Qp
Qп == Qоб; при Qоб>Qр Qп == Qp. 2
При использовании металличе- q,"-ИI1
ских прокладок возникает необхо-
димость в больших удельных даВ.1е- 54{)
ниях, что заставляет усиливать
фланцы и шпильки. В связи с этим
металлические прокладки целесо
образно применять лишь при дo
статочно высоких давлениях. Так,
алюминиевые прокладки применя
ются при t  4300 С до Р раб ==
== 250 кпсм 2 , если рабочей сре-
дой является воздух, и до Р раб==
==400 кпсм 2 , если рабочей средой
является вода. Прокладки из меди
используются для давлений Р Раб ==
== 300+900 Kr/CAt 2 при темпера-
туре до 2503000 С. Для более вы- '"
"-
соких давлений применяют сталь- IZD
ные прокладки. О
Для уменьшения удельных дав-
лений, необходимых для уплотне-
ния соединения, прокладку и по-
верхность под прокладку необхо-
димо тщательно обрабатывать и по
возможности взаимно притирать.
Исследование плотности прокладок, выполненное Х. Х. Муха-
метшиным, является одной из работ в этой области. Испытания
проводились водой и воздухом при давлении до 100 кпсм 2 .
Некоторые из полученных результатов приведены ниже.
При испытаниях паронита воздухом, на rрафике (рис. 484)
можно выделить два участка:
при Р  5 кТ/см 2
170 + 28Р
q ==  KТjCH 2 ;
у вО,3{)0,6
при Р > 5 кпсм 2
20
Рис. 484. Результаты испытаний
воздухоы про кладок из паронита
В  0,9 СА!:
I  б  0,6 МА1: 2б  0,8 -'tu: 3
б  1,05 /.1.11; 4  б  1,4 AIM
240рО,16
q Y == KТjCM 2 ,
в О '31}0,6
49*
771

Уплотнение при испытаниях
низкими удельными давлениями:
при Р  5 кпсм 2
водой
обеспечивалось более
50 -+ 12Р
Ч кТ / см2;
У == ь О ,6
при Р> 5 кТ/с/,/,2
72РО,3 2
ЧУ ==  КТ/С/И.
Применение rерметизирующих смазок дало значительный
эффект. Так, применение rерметика УН-25 позволило снизить удель-
2 ное давление в 24 раза, а
lJу'К(Л' М применение rерметика пет 
в 2,510 раз. Эффектив-
ность применения rерметизи-
рующих смазок особенно вели-
ка при низких давлениях.
Испытание водой картон-
ных непропитанных прокла-
док показало их неприrод-
ность для уплотнений в связи
спористым строениеl\! мате-
риала. Для картонных про-
кладок, пропитанных соли-
О долом,
10 20 ЗО 40 50 60 70 80 Р, K(jCM 2 5
48 + 2, Р Т/ 2
Ч Ц == О 8 К СМ.
- В,
70
T 0170 ",'\
о/'
L1 /
о /
о :/ /
 /' /
о о
о9/' /
/ - - 4 
У  . . . .
v , :у . ,(' х х з х
х х ,
 , 6 '" . ?
 ---' '" '" '"
 ,:1 о !
Q
bof) I
60
50
40
ЗО
20
10
Рис. 485. Результаты испытаний воздухом
и водой прокладок из резины (с шерохова
той поверхностью)
1  /)  3,7 ЛIА'; 2  /)  2,0 .И,Н: 3  /) 
 1,5 ли,; 4  /)  1,0 "1"'; 5  /) = 0,5 М.Н
Резиновые прокладки тол-
щиной O,52,O мм при испы-
таниях показали зависимости
ЧУ == f (Р); показанные на
рис. 485. Удельные давления для обеспечения плотности воды
и воздуха близки и MorYT быть выражены фОрl\!УЛОЙ
 27 -+ 0,6Р Т/ 2
ЧУ  00,6 К СМ.
Эта формула применима для облаСТII, [де Чу  Рк. === 4 . При
значениях Р> Рк. Иl\!еет место ЧУ = Р. Ширина резиновых
про кладок не оказывала влияния на величину удельных /J,аВ.IJений.
Листовая резина, выпускаемая отечественными заВО.1J.аl\Ш,
нмеет обычно одну сторону rладкую, .1J.руrую шероховатую.
Резина с шероховатой поверхностью требует при прочих равных
условиях удельных давлений в 23 раза больших, чем rладкая.
Приведенные выше данные относятся к резине с шероховатой
поверхностью.
772

Во всех приведенных выше формулах ширина прокладки В
выражена в см, а толщина 8  в мм,
Испытания металлических плоских прокладок воздухом при
давлениях до 150 кпсм 2 дали результаты, показанные на рис. 486,
Для прокладок из отожженной красной меди марок MlM3
qy == 1400...;.-1550 кпсм 2 .
Для прокладок из алюми-
ния марок АД и АО
qy == 7000, 122рl,7 кпсм 2 .
Последняя формула при-
менима для случая, коrда
D n  5В, что обычно имеет
место в реальных условиях,
В противном случае при рас-
чете усилие затяrа для высо-
ких давлений может оказать-
ся меньше, чем для низких.
При узких и высоких не-
защищенных алюминиевых
прокладках может иметь мес-
то выжимание (выдавливание
или «выдувание») их между
фланцами, как это выше ука-
зывалось при расчете мяrких
прокладок. Для сохранения
прокладки необходимо выдер-
жать условие (см, выше)
Ро Т/ 2
qU 2B к СМ.
" I
Q'!I,K[/CI/
1250


1100
950
ВОО
б50
500
З50
?ОО
О
60 90
110 P'KI/C.'1 2
зо
Для соединений, работаю-
Рис, 486. РеЗУ,'lьтаты испытании воздухом
щих при высоких температу- прокладок ИЗ меди (1) и алюминия (2)
рах, используются железо-
асбестовые прокладки, обра-
зованные из листовоrо асбеста, армированноrо железной сеткой.
С целью увеличения плотности пористоrо асбестовоrо материала
их окантовывают стальной лентой толщиноЙ О, 150,25 ММ.
Ширина окантовки 24 ММ,
Испытания таких прокладок на воздухе дали результаты, при-
веденные на рис. 487. Расчет этих прокла.l,ОК может производиться
с применением удельных давлений q!/ о.=с 650700 "псм 2 . Расчет
усилия затяrа ведется по площади окаНТОВКII.
С целью ускорения расчетов по определению Чу предложены
HOMorpaMMbI для прок.'1адок из паронита (рис, 488) и для про-
Кладок из резины с шероховатой поверхностью (рис. 489).
773

'
 [' )'
, qy' KVCN
7БО
[00
540
480
420
ЗБО
ЗОО
8,/1/1
0,6
0,8
1,0

1
I 1,5
/1,00
?,О
20
ба
80
100 Р, К!/СМ 2
/.""
-+-и
Qy,K{jC/12 8,С/1 Р, Kr/C/12
8ao  500 Ц' /от
90
700 80
70
1 400 60 
600
50
500 ЗОО 40 J
ЗО
400
200 20 2
зао
I
'1
200
100
165 90 S О
p5/(r/CI12 Р<>5I1r/CM 2
Рис. 487. Результаты испытаниЙ воздухом желе
зоасбестовых прокладок:
1  Не окантована, б::= 1,5 мм; 2  Не окантована,
б  1,9 мм; 3  окантована, б  1,9 мм
Рис. 488. Ншюrрамма для определения необ
ходимых удельных даВJlений qy при проклад-
ках Ilз,паронита (средаIЮЗДУХ). Прllмер.
Дано: б === 1 мм. В  1,2 см. Р === 30 Kr/eAt.
Реш е н и е: qy === 390 "ПемЗ

Приведенные формулы н HOMorpaMMbI дают значения qy в ми-
мент начала нарушения плотности. Пра использовании в расче-
тах их следует увеличить, введя коэффициент запаса для мяrких
прокладок Ка == 1,3 и для металлических прокладок K == 1 ,5 1,8.
8,I'1М
0,5
q ,Kf/CM 2
!I 100
90
P'Kf/Cf1 2
100
90
811
80
70
70
ба
60
5D
50
40
1,0
40
30

ЗО
20
1,5
10
8
20  6
4
2
2,0 16 О
Рис, 489, HOMorpaMMa для определения необходимых удель-
ных давлений qy при прокладках из резины (средавоздух),
При м е р. Дано: б  1 мм, Р  25 к.псм 2 , р  25 к.пСА/ 2 .
Реш е н и е: ЧУ  37 к.пс;!/2
rребенчатые металлические прокладки (рис. 490).
При ширине прокладок до 20 мм расчет может производиться
ПО следующей методике.
Усилие обжатия при установке
Qоб == 3,14D п Bq o K t .
775

rде
D DJ + Dz .
п   СМ,
qo  удельное давление на прокла/l,ке, 1Iеобхо.'имое для
создания плотности: qo  qC;
К!  коэффициент, учитывающий влияние высокой темпера-
турь/ (при t  400 С , С К/.== 1).
8JI
11.11'
Рис. 490. rребеичаТhlе металличеСКИе прокладки
. lJ! 
.д, ..
<
Можно принимать следующие значения qy для различпых
материалов;
Сталь Х[8Н[ОТ 300 к1/см2
Мяrкая сталь и железо 240 »
Медь , , , , . . , , , 170 »
Алюминий ' , . , , . 140 »
Коэффициент С для rребенчатых прокладок можно принимать
равным
с  1 + 0,15 V ; .
Усилие затяrа в р а б о чих у с л о в и я х
Qp == 3,14D п Bqp + Qcp + Qo,
rде
тР Т/ 2
qp == VИ к см.
Значения т для различных J\!атериалов:
Сталь Х18Н10Т
Мяrкая сталь и Железо
Медь, . . . . . . .
Алюминий ' . . . . .
4,2
3,8
3,5
2,8
н е о б х о Д и м о е у с и л и е з а т я r а прокладки Q"
равно наибольшеЙ из величин Qoo и Qp, определенных для данной
776

прокладки. rребенчатые прокладки используются для давлени
до Ру ==' 140 кпсм 2 и t  5700 С. При чрезмерно больших давле
ниях rребни расплющиваются и прокладка превращается в пло-
скую.
rребенчатые прокладки требуют меньших удельных давлений
для уплотнения по сравнению с плоскими. При одинаковых раз-
мерах D 1 и D 2 rребенчатая прокладка требует усилия затяrа
в 22,5 раза меньшеrо, чем плоская,
Для обеспечения надежной плотности уплотняющие поверх-
ности rребенчатых прокладок и фланцев должны быть весьма
тщательно обработаны.
Линзовые прокладки (рис. 491).
В исходном состоянии линзовые прокладки имеют линейное каса-
ние; под действием усилия затяrа создается уплотняющая кольце-
вая полоска общей поверхности соприкосновения линзы и фланца,
Для обеспечения плотности соединения необходимо усилие
затяrа  J]I/ 
QH ==' Qcp + Qл. с/ I I
Усилие от давления среды
Qcp == 0,785D;'P KF.
Усилие прижатия прокладки
Qл ==' (JБD; sin (а + р)
0,112Ecospsin '
РИс. 49[. Линзовые прокладки
rде D n  диаметр по окружности соприкасания прокладки
с фланцем в см;
Е  модуль упруrости в кпсм 2 ;
а и   см. рис. 491 (обычно  == 200);
Р  уrол трения (для стали f.L == 0,15 принимается
р ==' 80 30');
(Jнб ==' аРЬ кпсм 2 ;
для стальных прокладок малоrо диаметра а == 4550; Ь ==' 0,0202,
Если подставить эти значения для стальных прокладок, то
получим
 ( 255 + 0 ,785рl,0404 ) 2
QH  00404 D n KF.
р.
В зависимости от давления QH принимает следующие значения:
р раб в КПСМ 6 100 320 700
Q н в кТ 240D 2 290D;' 450D;' 750D;'
п
777

Для определения необходимоrо усилия затяrа прокладки может
быть также использована формула
QH :=: лDпqп,
здесь qn  удельная наrрузка на 1 см по периметру средней
окружности уплотнения, определяемая из выраже-
ния qn:=: 'ФКо, [де Ко:=: (аР + 1) D + ЬР + с,
'ф :=: 1,1 -7-1 ,6  коэффициент запаса; а, Ь и с 
коэффициенты, зависящие от материала линзы; так,
для линз из сталей марок 1530 в случае, если
патрубок имеет более твердую поверхность, чем
линза, принимаются а == 0,013, Ь:=: 1,12, с == 50.
fl.,т t
,
11:
I
1
/ 1
/ 1
I
J 1
I
1/ !
I
1. I
I !
р= 7!l!l KIJCIИ 2 i/ 1 :
, 
I
11. : /' 1.
J I 1 1
/
1I/!=Jl3I(/]cIИ 2 , . 1
/1 т 1
I / I
/ 1 У 1 I
/1 V 1 : 1
 /1 I 1 1
1
l.v :v I 1 1 :
lY   I I I I kL
k::'  I .f: I 1 1
 1 I 101 I I 15 j)п,СМ'
231 Л, 4'01 001 7 .9L71 шо, ш: 150 I .
?L7!l
I.f!l
/!l!l
50
!l
Л!I' м.м
Рис. 492. Зависимость усилий, необходимых для затяrа
линзовых прокладок, от диаметра прокладки
На рис. 492 приведен rрафик расчетных усилий, необходимых
для уплотнения линзовой прокладки, если средой является вода,
при давлении Р раб , равном 325 и 700 кrlсм 2 ,
778

с учетом rеометрии .l!инзы1 и свойств УI1Jютняемой среДЫ при.
меняется следующая формула:
QH == nDпqл +- (1  11) (QcfJ + Qo) кТ,
rде 11 == 0,10+0,15;
qл == 20 'VR кТ/см для азота и друrих rазов и qл ==
== 30 V"R кТ/см для водорода и rе.'IИЯ;
R  радиус сферы линзы в мм.
Поверхности линз и конусные посадочные места труб или флан-
цев должны быть тщательно отработаны и притерты до чистоты
поверхности \}9. Хорошие результаты дает электролитическое
покрытие линз цинком при толщине слоя 1020 мк,
Ориентировочно применимо также: qл == 300 кпсм для Dy ==
== 6+45 мм и qл == 300+500 кпсм для Dy == 45+200 мм.
Линзовые прокладки используются для давлений до Р раб ==
== 1000 кпсм 2 И температуры t  9000 С. Они изrотовляются
как из малоуrлеродистых, так и из хромистых и высоколеrиро
ванных сталей. Под действием давления, распирающеrо линзовую
прокладку, такое соединение в известной мере самоуплотняется.
Эффект от самоуплотнения повышается с увеличением диаметра
прокладки и рабочеrо давления среды. Для повышения свойств
самоуплотнения сечение линзовой прокладки иноrда выполняют
с кольцевой полостью.
Овальные и восьмиrранные про кладки (рис. 493)
Эти прокладкИ используются примерно при тех же параме-
Трах давлений и температур, что и линзовые. Они, как и линзо-
вые, имеют преиыущество перед плоскими в том, что меньше
а)
с)
8
l;;J tJ) "
. .
/
Рис. 493. Овальная (а), восьмиrранная (б), овальная с расточ-
кой (в) прокладки
подвержены разуплотнению при деформациях трубопровода от
температурных колебаний и требуют меньших усилий затяrа.
Овальные и восьмиrранные прокладки должны изrотовляться из
:материала более мяrкоrо, чем поверхность фланца, так как при
затяrе поверхность такой прокладки несколько сминается. Оваль-
Ные и восьмиrранные про!{ладки обладают еще более высокими
самоуплотняющими свойствами, чем линзовые. Для обеспечения
779

свойств самоуплотнения необходимо, чтобы толщина про кладки
была малой, а фактическое касание прокладки с фланцем проис-
ходило по наружной линии соприкосновения. Иноrда в овальной
I/ЛИ восьмиrранной прокладке возможность касания по BHYTpeH
ней линии соприкосновения ЛИКВИJiИРУЮТ изменением формы,
придавая внутренней поверхности ЦШIиндрическую форму по
диаметру, близкому к оси симметрии (см. рис. 493, в).
Исследования уплотняющих свойств овальных прокладок,
так же как и линзовых, еще продолжаются.
Усилие обжатия при установке равно
Qоб == 3, 14D n B qoKt,
[де В  ширина прокладки в см;
qo  условное удельное давление обжатия, отнесенное к про-
екции прокла,ТI,ЮI на ПЛОСКОСТI, фланца, в Kr/CJrt 2 ;
qo " qyC.
Можно предложить следующие значения q!j: ,ТI,ля проклаliОК
из мяrкой стали и железа qlj == 160 кпсм 2 ; для прокладок из
хромистой стали и из стали' Х 18НI0Т q!/ = 220 кпсм 2 ; 1(! 
коэффициент, учитывающиЙ влияние высокоЙ теI\шературы (при
t  4000 С К! == 1).
Коэффициент С для овальных прокладок можно определять
по формуле
С == 1 + 0,1
V Dn
10'
Усилие затяrа в рабочих условиях равно
Qp == 3, 14D п Bqp + Qrp + Qo.
[де qp == тРраб (т == 1,5),
Н,еобходимое усилие заТЯI'а прокладки QI;. имеет величину
наибольшеrо из значений Qoi5 и Qp, определенных для данной
прокладки.
Если использовать формулу, предлаrаемую для линзовых
прокладок,
(jБD;' sin (а + [:\)
Qл == O,112Ecosp si!l В '
то для овальных прокладок получим
(jб (DI + D) si!l (а о + р)
Qno :=: О, 112E cos Р sin Во '
D 2  диаметры касания овальной прокладки с канав-
кой фланца;
o  значения уrлов а и  для овальной прокладки
(см. рис. 493),
[де D 1 и
а о и
780

В результате имеем
(Di + D) sin (а о + р) siп В
Q"o == Qл D2. ( I ) . f-l  .
п SШ а -т Р SIII О
в целях упрощения расчетов примем, что
2 2 
D 1 + D 2 == 2DIl'
тоrда
Q == 2Q sit1 (а о + p)  sit1 B
по л sit1 (а + р) siп Во .
Ранее были определены значения Qл при  == 200 и р == 81) :)0'.
Овальные прокладки наиболее часто изrотовляютСЯ с профи
лем канавок, у которых  о == 67020'; а, =.= 22" 40"; ес.тJИ припять
и в этом случае р == 8030', то Qno ;::;::;; 0,4Qл.
Таким образом, по данной формуле усилие, неоБХОJ1,имое для
уплотнения овальной прокладки, примерно в 2,5 раза меньше
усилия, необходимоrо для уплотнения линзовой прокладки.
Беспрокладочные соединения
Эти соединения выполняются с тщательно притертыми поверх-
ностями (рис. 494). Принцип уплотнения в беспрокладочных
соединениях и уплотняющих кольцах вентилей один и тот же;
однако в первых нельзя исполь-
зовать удельные давления, при-
меняемые в вентилях, в связи
с тем, что чистота поверхности
в них значительно ниже (\7 8
\79), нежели на уплотняющих
кольцах вентилей (\7 1 o \7 11).
Помимо этоrо, на плотность
беспрокладочноrо фланцевоrо
соединения оказывает влияние
изrиб фланцев, создаваемый при
затяrе. Определенное влияние
может оказать и жесткость уплотняющих поверхностеЙ. С lLe.'fblO
уменьшения жесткости рекоыендуется применение Р<1зrружающей
проточки т (рис. 494).
Расчетное усилие обжатия уплотняющей поверхности при
установке определяется по формуле
Qоб == 3,14D n Bq y CK t ,
т
 lJ л
Рис. 494. БеСJ1рокладо<шое
нение
соеди 
rде qy  удельное давление на уплотняющих КО.1ьцах, необхо-
димое для обеспечения Плотности в рабочих условиях.
781

Эксперименты, выполняемые для определения qy, обычно
показывают значительный разброс данных. Впредь до получения
уточненных данных можно принимать: для мяrкой стали qy =='"
=со 600 кПсм 2 ; для стали Х 18НI0Т qy =со 800 кПсм 2 .
Коэффициент С для беспрокладочных соединений прини-
мается равным
с :=:: 1 + 0,1 V f; .
Для обеспечения плотности в р а б о чих у с л о в и я х
требуется усилие затяrа
Qp =со .3, 14D п Bqp + Qcp + Qo,
[де qp  удельное давление
пР раб
qp == VB .
Коэффициент п можно принимать равным:
4080
8
  
O120 120200 200350 350600 600800
65 54 43 32 21,5
Р Ра6
в
кпОЕ 2
401
I 87 I
76
п
Необходимое усилие затяrа ПроклаJl,КИ Q" принимается рав-
ным при Qоб > Qp Q" =со Qоб; при Qоб < Qp QH =со Qp.
Снижения необходимых удельных давлений в беспрокладоч-
ных соеJl,инениях можно добитьсяприменением смазывающих
веществ (масло, rрафитовая паста, rрафит или специальные
уплотняющие мастики).
Прокладки бесфланцевых соединений
В последнее время все более широкое применение при высоких
давлениях (Ру? 64 кПсм) получают бесфланцевые соединения,
в которых уплотнение достиrается деЙствием давления среды.
На рис. 495 и 496 приведены некоторые конструкции бесфланце-
вых соединений. В этих соединениях используются мяrкие и
металлические прокладки. Наиболее часто применяют мяrкие
армированные прокладки. Усилие затяrа в таких соединениях
зависит от типа прокладки; оно требуется для обеспечения плот
IIOСТИ в начальный период работы арматуры до достижения высо-
Koro давления, которое обеспечивает самоуплотнение соединения.
Методика расчета таких прокладок еще не разработана. Опыт
эксплуатации подтвердил положительные качества таких соеди-
нений, и число их продолжает увеличиваться.
782

1
!
РII(:, 495. Бесфлзнцевое соединение
с упорной резьбой крышки с корпусом
в задrшжке для энерrетических YCTa
llOBOK сверхвы;:оких параметров
-...J
'lJ
:N
/j
5)
Рис, 496. Конструкция бе;:фланцевых соединениЙ КРJШ[!I . корп}'с,,:
а и 6 веНТИJIЬ и задвижка Dy 70 AtJt, Рраб 300 l-Jlr.I/, t с .=6иО с;
в  конструкция с резьбовым упоро,,; сКОНСТРУКЦIIЯ с упорньш коль
цо\!

3. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ БОЛТОВ И ШПИЛЕК
Болты и шпильки фланцевоrо соединения работают в сложных
ус.'ювиях ПОСТОЯННОI'О напряженноl'O состояния. В процессе
работы трубопровода l\юrут иметь место КОilсбания наrрузки
вследстпие изменения даВ,1ения, колебания теl\шературы и т. д.
После затяжки фланцевоrо соединения в болтах появляется
наrрузка Q", которая после подачи давления в трубопровод
и создания усилия вдоль шпинделя Qo увеличивается дО
QБР == Qfl +- '1) (Qcp + Qo),
[де коэффициент жесткости '1) принимается
Для соединений с прокладкой из паронита '
» » ПРО](Лi1ДКi1:1II1 из пластиката
» мяrкой резины
»)} )} фторопласта ' ,
» » » МСТi1лличеСКII.l1И прокладка1!I и для
беспрокладочных соединениЙ, , . , . , . , ,
равным:
',' 0,100,15
0,90
0,95
О,О.5
о
Таким образом, усилие, воспринимаемое болтами, зависит
от усилия затяrа Qfl' усилия даВ.пения среды Qcp, усилия БДОJIЬ
шпинделя Qo и соотношения жесткостей болтов и прокладки
(соединяемых частей). Если жесткость болта будет большой по
сравнению с жесткостью соединяемых частей (весьма упруrие
прокладки и короткие болты большоrо сече-ния), то усилие, BOC
принимаемое болтами, будет приближаться к сумме Q6P == Qfl +
+ Qcp + Qo; наоборот, при жестких металлических прокладках
и длинных упруrих болтах усилие в болтах будет иметь вели
чину, близкую к Qfl'
Диаметр и число болтов фланцевоrо соединения выбираются
в зависимости от конструктивных особенностей соединения, усло
вий ero работы, температуры среды, транспортируемой по трубо
проводу, материала болтов и ряда друrих обстоятельств. Однако
при всех условиях должно быть
Q6p == Q6 == Qaoпz Kr,
наrрузка, допускаемая болтами ИлИ шпнль
Q6  общая
ками;
Qaoп  НaJ'рузка, ,1\опускаемая на один болт или шпильку;
Z  число болтов,
Выдержать это равенство сравнительно точно удается редко,
поэтому необходимо придерживаться следующих rраниц
Q6p  Q6  1,25Q6p'
Обычно принимают 2,5d < t < 5,Od, [де d  диаметр болтов;
t  шаr расположения болтов.
Расчет болтов и шпилек на прочность производится по сече
нию стержня f о, так как считается, что rайки нормальной высоты
784
rде

обеспечивают прочность резьбовоrо соединения, равную проч-
ности сечения болта. Наибольшая допустимая наrрузка на один
болт имеет величину
Qaon == f6(Jaon,
При этом предполаrается, что наrрузка на болт приложена вдоль
оси болта и не вызывает никаких дополнительных напряжений
изrиба в стержне болта.
Допускаемое напряжение определяется как наименьшая вели-
чина из четырех значений:
допускаемоrо напряжения по пределу текучести
а т
адоn (1) == 11;
т
допускаемоrо напряжения по пределу прочности
а в
Одоn (в) == n;; ;
допускаемоrо напряжения по пределу ползучести
а nл
адоn (nл) == n;
пл
допускаемоrо напряжения по пределу длительной прочности
адл
адоn (дл) == nдл '
rде П т , п в , Пnл и Пдл  запасы прочности по пределам текучести,
прочности, ползучести и длительной проч-
ности,
Принято считать, что дополнительные напряжения в болтах,
вызываемые температурными колебаниями во ф.тlанцевом соеди-
нении, непродолжительны по времени действия и перекрываются
запасом прочности.
При определении величин допускаемых напряжений в болтах
необходимо иметь в виду следующее. Болты, как детали, Harpy-
женные постоянно действующим усилием, должны иметь доста-
точный запас прочности по отношению к пределу прочности,
поэтому следовало бы ориентироваться на величину предела
прочности.
В то же время фланцевое соединение, к которому предъяв-
ляется требование плотности, будет надежно работать лишь до
тех пор, пока будет обеспечена упруrость болтов.
Если допустить в болтах напряжение, близкое к пределу
текучести, то прочность болтов будет обеспечена, но соединение
быстро потеряет плотность вследствие пластической деформации
болтов и их придется часто подтяrивать. Это обстоятельство
заставляет уменьшать напряжение в материалах с низким
50 Д. Ф. rуревич
785

пределом текучести для обеспечения надежной работы фланце-
BOI'O соединения.
В табл. 146 приведены марки сталей (и брОНзьI), peKOMeHдye
мые для изrотовления крепежа  болтов, шпилек и [аек,
Таблица 146
Металлы, применяемые для изrотовления болтов, шпилек и raeK
фланцевых соединений

Материал 'IJрименяется I Материал Примеl!яетсн
при темпе- при теМПе
болта I ратуре болта I " ратуре
ИЛИ шпильки rаЙкн ереды в ос I ПЛИ шпильки rаики среды в ос
Сталь Сталь
20, 25, 35 I 10, 20, 25 I 425 15ХllМФ I 15Х11МФ I 500
З0ХМА, I 20, 25 I 1 1X17H2 I 1Х17Н2 1 400
35ХМА 35, 35Х 450
I I
Х18Н10Т Х18ШОТ 196; +600
12Х1МФ 30ХМА
25Х1МФ 530 зхпm5БТ! 1Х14Н14В2М I
25Х2МФА 35ХМА
600
I I
35Xr2 зох 50; +200
ХН35ВТ !3Х19Н9МВБТ I
I I (ЭИGl2) (ЭИ572) 650
40ХФА 30Х 400
Бронза
I I 11 Бр, АЖМц I Бр, АЖМц I
2Х13 2Х13 425 1O3-1 ,5 10-3-1,5 J80; +250
в табл. 147 приведены данные о механических свойствах ста-
лей, применяемых для изrотовления болтов и шпилек, применяе-
мых в арматуростроении.
Допускаемые наrрузки Qaon на один болт или шпильку при
температуре стержня болта от 20 до 6500 С приведены в табл. 148.
Для болтов и шпилек малоrо диаметра запасы прочности YBe
личены в связи с тем, что в них при затяжке во время монтажа
леrко создать усилия, превышающие допускаемые. Так, например,
ключом нормальной длины с приложением нормальноrо усилия
в болтах диаметром 1\\10 создается наrрузка (расчетная) в 935 кТ,
в то время как допускаемая наrруз!{а на болт М10 из стали Ст.5
равна 580 кТ, Для болтов большоrо диаметра, наоборот, допу-
с!{аемая наrрузка на болт больше наrрузки при нормальном
уси.'Iии, приложенном к рукоятке ключа нормальной длины.
Например, допускаемая наrрузка на болт М27 из стали Ст.5
равна 5380 кТ, а в нормальных условиях затяжки создается Bcero
2220 кТ, т, е. примерно в 2,5 раза меньше. Для создания необ-
ходимоrо усилия затнrа потребуется применение больших уси-
лий и удлинение рукояток ключей.
786

Исходные величины запасов прочности по пределу текучести
" ав 1 5
для пластичных сталеи, у которых ?, , , приняты равными
ат
Il т , 2,0 + 2,6. Для сталей с высоким значением предела текуче
сти, близким к пределу прочности, ве"НIчина П т повышается,
поскольку достижение напряжений, равных пределу текучести
в ЭТИХ сталях, не только приближает материал к пластичному
деформированию, но и ставит ero под уrрозу разрушения. Запас
прочности по пределу прочности приннт равным
118  3,7.
Учитывая, что металл болтов в связи с влияниеl\[ ряда факто-
ров имеет предел прочности на 1214% выше предела ПРОЧIЮСТИ
материала образцов, в действительности получим
n в  4,0.
Запас прочности по пределу ползучести имеет величину
n пл :::::::: 0,9 + 1, О,
Запас прочности по пределу длительной прочности прини-
мается равным
Ilал  2,0,
Меньшая величина запаса прочности Пдл по сравнению с Il в
объясняется тем, что кратковременное приближение наrрузок
к пределу длительной прочности представляет меньшую опас-
ность для КОНСТРУКЦИИ, чем приближение к пределу прочности
металла.
Исходя из соображений TaKoro же рода, запас прочности nдл
принят в 2 раза большим, чем запас l1 пл .
Проверку прочности болта по пределу длительной прочности
следует производить, Korдa температура стержня болта превы
шает в низколеrированных сталях 4700 С, а в аустенитных ста-
лях 5500 С.
Для уrлеродистой стали проверка на }1лительную прочность
про изводится при температуре стержня БОЛТ(1, превышающей
4200 С, однако болты из ЭТОЙ стали обычно примепяются ЛИШЬ дЛЯ
температур до 4250 С.
При работе арматуры на средах с высокоЙ теi\IперюуроЙ
Irрупный шаr резьбы на шпильках улучшаеТ условия демонтажа,
так как при этом требуется I\iеньшее усшше на отвинчивание
rайки. Однако крупный шаr резьбы УХУ,1.шает УСJ10ВИЯ caMOTOp
можения, и при наличии внбраuий может ИI\[еть место самоотвин-
чивание rанкИ, Применение более I\IeJIJ(OrO шаrа в ЭТИХ УСЛОВИЯХ
предпочтительно. В связи с этим на ШПИ.'IЬК(1Х диаметром свыше
30 МА! иноrда шаr более 3 А1А! заменяют шаrОi\i :1 МА!, В связи С чеl\[
сечение болта увеличивается на 6 J 2 b. [сли высота rаiiки
50*
7Ю

Расчетные величины механических харак

Механи. Тсмперптура
ческие
J\\apK:! CUJJIIf хпракте . I
РНСТИКJI 211 I :;(111 I :!:.!:i I :!:l0 I :l7.ri :\110 I
в K!'/hIM'
  . I
ВМСт,3сп а в 4а, О I I I
в I\Ст,3сп а т 25, О 20, О 1 !I,O 18, О I 16,5 15, а
i
i I
ВМСт.4сп 42, О I I
а в I
в КСт.4сп а т 26,0 22, О 21, а 20, О 18,5 17, О i

ВМСт,5сп а в 52, О
ВКСт,5сп а т 29,0 24, О 23,0 21, О 19,0 17,5

а в 44, О 44, О 44, О 44,0 44,0 44, О
а т 26, О 22, а 20, О 19,0 18, О 17.11
20
а пл
а дл
а в 48, О 48, О 48, О 48, О 48, О 48, а
а т 28, а 24,0 22,а 21,0 20,0 19,а
25
а пл
а дл
а в 52,0 52, О 52, О 52, а 52,0 52, а
а т 30,0 25,а 23, О 22, О 20,5 20, О
30
а пл
адл
I
а в 56,0 56,а 56,0 56, О 56,0 56. а
а т 32, О 27, а 25, О 23, О 22, а 21,0
35
а пл
ад"
I '--
,
I
а в 60,0 6а,0 6а,а 6а, а 6а,0 60,0 I
а т 34, О 28, а 26, О 24, О 23,5 23, О I
40
а пл
а дл i
1
788

стержня болт D ос
теристик сталей для болтов и шпилек
I 325 I :\,,11 I 375 I 400 I 42" I .1Ы! I 47" I
14,0 13,0 12,0 11,0 10,0 9,0 8,0
15,5
14.0
16,0
15,0
44,0
16,0
42,0
15,0
48,0
18,0
46,0
17, О
50,0
19,0
48,0
18,5
13,2
14,0
39,0
14, О
45,0
16,0
46, О
17, О
12,5
36,0
13,0
10,0
44,0
15,0
10,5
44, О
16,5
11,0
11,2
33,0
12, О
7,5
40, О
14,5
8,0
42, О
16,0
8,3
10,0
30,0
11,5
5,0
9,0
37,0
14, О
5,3
40, О
15,5
5,5
Таблица 147
,,011 11 7" I 
'" I
9,0
8,0
27,0
11,0
3,6
6,0
2",0
10.0
2,5
3.6
35, О
13,0
3,6
32, О
12,0
22, О
9,5
18,0
9,0
28,0
11,0
25, О
10,0
2,5
38, О
14,0
3,6
36, О
13,0
2,5
54,0 53,0 52,0 51,0 47,0 43,0 40,0 36,5 33,0 29,7 24,0 19,7
20,5 20, О 19,0 18,0 17,5 17, О 15,5 14,0 IЗ. О 11,8 10,0 8, З
11,0 8, З 5,5 3,6 2,5
I
60.0 58,0 55, О 52,0 48,0 45, О 40,0 35,5
22,0 21,5 20, О 19,0 18,5 18, О 17,0 15, О
11,0 8,3 5,5 З,6 2,5
789

MexaHH Тсмнература
ческие
lу1арка сТали характе. I I I I I I
ристики 20 200 225 250 75 300
в 1СТ/м.It' I
I
а в 90,0 85, О 85, О 85,0 85, О 85, О
а т 75,0 68,0 68.0 67,0 65, О 64, О
35Х
(Jпл
CJдл I I
I
а в I )5, О '10.0 !ЩО '10,0 '10,0 8'1,0
а т 80.0 72, О 72. О 71,0 70,0 69,0
40 Х
CJ пл I
CJдл
I
(J. 85,0 I 80,0
35 Х [2 (JT 70,0 65,0
"
е( (Jпл
"
'" CJдл
;а I
о I
 I
'"
.... 55,5
о (J. 66,0 65,0 63,0 61,0 58,0
\о
'" 45,0 42,0 41,5 41,0 40,5 40,0
о- а т
\о 2Xl3 (ЭЖ2)
о CJ пл
"
:< CJдл
u
"
'"
"
;а I
о- I
"
.... 80,0 78,0 78,0 78,0 77,0 76,0
,:р (J. I
(JT 60,0 55, О 54, О 52,0 50,0 48,0 I
30ХМ
CJ пл
(Jдл I
I СТ в :,5, О 82, О 82,0 2,0 81. О 80,0 I
I
СТ Т 65.0 58,5 57.5 56,5 i)[),O 53, О i
Зfi X,i\1
а n .1
ба" I
I
I
i
а в 90,0 85, О 85.0 85. О 85.0 84,0
а т 75,0 63,0 64, О 63, О 62, О 61,0
40ХФА
(Jпл
CJдл
790

Продолжение табл. 147
 
стержня болта [J ос
I 325 I 350 I 375 I 400 I 42.5 I 450 I 475 I 500 I 5') I 550 I 575 I СОО
a

80.0 75,0 70,0 65,0 61,0 56,0 52,0 48,0 I
63,0 61,0 60,0 58,0 56,0 52, О 47.0 42, О
85,0 80,0 75.0 70,0 65,0 60,0 55, О 50,0
67,0 65,0 63,5 62,0 59.0 55,0 49,0 44, О
I
I
I
53,5 53,0 53,0 53, О 51,0 48,0 47,0 44,0 40, О 35,0
40,0 39,5 39,5 39,0 38,5 38,0 37,0 36,5 34,5 28,5
12,8 7,6 4,8 4,0 3,0
26,0 18,0 16,0
75,0 74,0 72.0 69,0 66,0 62,0 58,0 54,0 50,0 46,0 42,0 38,0
46,0 44,0 42,0 40,0 37,5 35,0 32,5 30,0
14,0 11,0 7,7 5,5 3,5 2,8
23,0 18,5 13,5
78,0 75,0 72,0 69,0 66,0 62,0 58,0 54,0 50,0 46,0 42, О 38,0
51,0 49,0 46,5 44,0 41,5 39,0 36,5 34, О
14,0 11,0 7,7 5,5 3,5 2,8
24,0 20,0 15,2 11,0 7,8
82,0 80,0 75, О 70,0 65,0 60,0 55,0 50,0
59,0 56,0 52.0 48,0 43,0 39,0 36,0 3.1,0
7,0 6,0 5,0 3,5 2,0 1,2
I I
71

J"'lapKa стали
Механи-
ческие
характе-
ристики
в Kr/.I'-'"
Температура
20
200 I 225 I 250 I 275 I 300 I 325 I 350 I 375
I а в I %.0 90, О 88, О 86,0 84,0 82, О 80'0178'0 76,0
25 Х2МФ,\ а т 80, О 78, О 76, О 74, О 72,0 70,0 68, О ! 66, О 64, О
(ЭI!IО) I (Jпл
(Jдл I 1
I
(JB 80,0 79,0 79,0 78, О 77,0 76,0 75, О 74,0 73, О I
1 Xl7H2 (Jr 60,0 59, О 59, О 58, О 57, О 56,0 55, О 54,0 53,0
(ЭИ268) (Jп.l I
I
адл I
I (Je 70,0 70, О 70, О 70, О 70,0 70,0 70,0 69,0 69, О I
'" (Jr 50,0 50, О 50, О 50, О 50,0 50,0 49,5 49,0 48,5
ct 15Х11МФ I
"
" I (Jn.z
:Е (Jдл
о
"
"
'"
f--< (JB 55, О 52, О 50,0 48, О 47, О 46, О 46,0 45, О 45,0
о
\о
'" (Jr 20,0 20,0 19,5 19,0 18,5 17,8 17,0 16,2 15.5
р. Xl8HIOT
\о
о ап,l
" (Jдл
'"
u
'"
'" 62, О 158, О
" 56,0 55,0
:Е (JB 70, О 67,0 65,0 57,0 57,0
р.
'" (Jr 34, О 32,0 32,0 31,0 30,0 29, О 29,0 28,5 28,0
f--<
ЭИ572
D'I (Jпл
(Jдл
I
(JB 65, О 65, О 65, О 65,0 65, О 65,0 65,0 65, О 65,0
4X14HI4B2M (Jr 34, О 32, О 32,0 32, О 31,5 31,0 30,5 30,0 29,5
(ЭИ69) (Jпл
(Jдл
ай 75, О 72, О 72, О 72, О 71,0 70, О 70,0 70, О 69,01
ХН35ВТ а т 40, О 40, О 40, О 40, О 40, О 40, О 40, О 40, О 40, О I
(ЭИ612) (Jп:, I
адл I

11 Р и м е ч а н и я:
1. От  предел текучести, соответствуlOЩНН 0,2% остаточноrо UТНосИТеЛЫiоrо
2. а nл  предел ползучести, соотвеТСТВУЮЩllii СКОРОСТII ползучеСТII 1. 1 O, .\1.\/
3. ад"  предел длительной ПРОЧНОСТII, соответствующиi1 длительности наср)'
4. JJIIНlIЯ раздела отделяет температуры, до которых примеllяется для креl1еж"
792

Продолжение табл. 147

Сl('РЖНЯ болта в ос
} ооl 4251 450 I 475\ 500 I 5251 550 I 5751 600 I Ш51 650 I 675 1 700 I 72[) I 750
73,0 72, О 70,0 67,0 64,0 60,0 56,0
62,5 61,0 60,0 59,5 59,5 54,0 50,0
23,3 14,5 8,0 5,3 3,1
20,0 11,5 6,0 4,8 3,2

72,0 67,0 63,0
52,0 50,0 48,5

68, IJ 67,0 66,0 64,0 62,0 58,0 54,0 49,0 45,0
48, () 47,5 47, О 46,5 46,0 45,5 45,0 43,0 41,5
9,0
16,0
44,0 44,0 44,0 43,0 43,0 42,0 40,0 38,0 36,0 36,0 35,5 34,0 30,0 26,0 22, О
15,0 14,8 14,5 14,2 14,0 13,7 13,5 13,2 13,0 12,5 12,0
10,0 9,0 8,5 7,7 6,4 5,0 4,0
14,0 13,0 9,5 8, О 4,5 4,0 3,6
54,0 54,0 53,0 53,0 53.0 51, О 50,0 49,5 49.0 47, О 44,5
27,5 27,5 27,0 26,5 26,0 23,0 21,0 21,0 21.0 21,0 21,0
17,0 14,0 11,0 9,0 8,0
26,0 25,0 23,0 19,0 16,0 10,0 6,0
65,0 65.0 64,0 63,0 62,0 60.0 58.0 54,0 50,0 47, О 44,5 39,5 34,5 31,0 28,2
29,0 28,5 28,0 27,5 27,0 26,5 26,0 26,0 25,5 25,0 24,0 23,0 22,0 21,0 20,0
8,0 6,0 4,0 2,5 1,6
15,0 12,5 10,0

68,0 68,0 67,0 66,0 65,0 65,0 64,0 63,0 61,0 54,0 49, О 46,0 44, О
40,0 40,0 40,0 39,0 3,8,0 38,0 38,0 37,0 36,0 36,0 35,0 35,0 35,0
20,0 16,0 13,0 10,0 8,0
22,5 20,0 18,0 16,0
""'"---L
УДЛllнеНlIЯ.
Мм'ч.
Jl(еНlIЯ в 100 000 ч,
д,анная марка стаЛll,
...............
793

Допускаемые HarpY3K" Qaoп (в "п для болтов
Резьба М10х 1 ,5 М12х 1,75 М14Х2 М16Х2 М18Х2,5 М20х2,5
Площадь сечеНlIЯ f б в мм' 52,3 76,2 10i,7 144,1 175,2 225,2
Марка стали I Qaoп на 1 болт
ВМСт.3сп, В I\Ст.3сп 502 762 I 1090 1560 1800 2430 I
ВМСт .4сп, ВКСт.4сп 523 793 1130 1630 1980 2540
ВМСт.5сп, ВКСт.5сп 580 885 I 1270 1820 2210 2840 I
20 565 855 1215 1730 2100 2700 I
25 602 915 1310 1870 2280 2930
30 655 990 1415 2020 2450 3150
35 710 1065 1520 2160 2630 I 3380
40 760 1130 1625 2310 2810 3600

35Х I 1175 I 1750 I 2460 I 3500 I 4260 I 5460 I
I I
40Х 1225 1845 2620 3710 4:;00 5790 I
I
'"
'! 35 Х [2 1100 1660 2360 3320 4030 5190
"
'" 2Х13 (ЭЖ2) 890 1320 1845 2570 3120 4000
'"
о 30ХМ 1005 1525 2180 3100 3770 4840
"
" 35ХМ 1070 1630 2330 3320 4030 5190
'" I
f-
О 40ХФА 1150 1735 2460 3500 4260 5460
Q
'"
о-
Q I
о 25Х2МФА (ЭИI0) 1200 1825 2620 3710 4500 5790
"
>: lХ17Н2 1005 1525 2620 3100 3760 4840
u
<u I
'" 15ХIIМФ 900 1355 171 О 2720 3300 4240
"
;;
о- I
'"
f- X18НlOT 450 695 1005 1440 17fiO 2250
l:t:1 ЭИ572 795 1205 1715 2450 2980 3830 I
4Х14Н14В2М (ЭИ69) 795 1205 1715 2450 2980 3830
ЭИ612 915 1445 2010 2880 3500 4500
Марка стаЛII I Qaoп на 1 болт
I
ВМСт .3сп, В КСт .3сп 397 610 880 1250 1520 1960 I
I
ВМСт.4сп, В КСт .4сп 440 670 965 1370 1660 2140 I
ВМСт.5сп, ВКСт.5сп 480 730 1050 1500 1820 2340
20 512 778 I 1110 1580 1920 2480 I
I
25 550 840 1200 1730 2100 2700
30 575 878 1260 1800 2190 2810
35 618 938 1350 1940 2360 3040
40 640 975 1400 2010 2450 3150

794

и шпилек при расчете фланцеВblХ соединений
Таблица 148
 I
М22Х 1\130х М33х
Х2,5 М24х3 М27х3 х3,5 Х3,5 М36х4 М39х4 М42х4,.о М45Х4,5 1\118:.<5 М52Х5
      
281,6 324,3 427,1 519,0 647,2 75.5,2 908,4 1045 1221 1376 1652
при температуре стержня болта t  200 С
3040 3500 4710 5610 6990 8160 9800 11300 13200 14 850 17 850
3180 з660 4820 5870 7310 8540 1 О 280 11 800 13850 15 550 18 700
3540 4090 5380 6540 8150 9520 11 450 13 150 15 050 17 300 20 800
3380 3900 5120 6230 7770 9060 10900 12 550 14 700 16 500 19 800
3560 4220 5540 6750 8400 9820 11 800 13580 15 900 17 900 21 500
3940 4540 5970 7270 9 050 10590 12 720 14 650 17 100 19250 23 700
4220 4870 6400 7780 9700 11 340 13620 J 5 700 18 350 20 600 24 800
4500 5190 6820 8300 10350 12 100 14530 16 700 19600 22 000 26 400
6850 I 7900 11 О 380 112 500 115 700 118 350 122 100 I 25 400 I 29 700 I 34 300 I 40 200
7240 8350 10980 13350 16600 19400 23350 26 800 31 400 35 400 42 500
6470 7460 9810 11 950 14900 17 400 20 900 24 000 28 200 31 600 38 000
5000 5770 7600 9240 11500 13 450 16 150 18600 21 800 24 450 29 400
6050 6970 9 180 11 150 13900 16250 19520 22 500 26 350 29 600 35 500
6470 7460 9810 11 950 14900 17400 20 900 24 000 I 28 200 31 600 38 000
6850 7900 10380 12500 15700 18 350 22 100 25 100 29 700 34 300 40 200
7240 8350 10980 13 350 16600 19400 23 350 26 800 31 400 I 35 400 42 500
6050 6970 9 180 11 150 13900 16250 19 520 22 500 26 350 I 29 600 35 500
5290 6100 8030 9750 12 150 14200 17 050 19650 23 000 25 900 31 100
2820 3240 4270 5 190 6470 7 550 9080 104.10 12 240 13760 16 520
4780 5510 7250 8820 11 000 12850 15450 17750 20 800 23 400 28 100
4780 5510 7250 8820 11 000 12850 15450 17 750 20 800 23 400 28 100
5630 6490 8540 10380 12940 15 100 18 170 20 900 24 480 27 500 33 000
Прll температуре стержня болта t = 2000 С
2440 2820 3720 4520 5620 6570 I 7900 9080 10650 11950 14 380
2670 3080 4060 4930 6140 7180 I 8630 9 920 11 600 13050 15700
2920 3370 4440 5400 6720 7850 9450 10860 12 730 14 300 17 200
3100 3570 4700 5710 I 7110 8310 10000 11 500 13 450 15 100 18 200
3370 3890 5120 6230 7750 9060 10 900 12 520 14 680 16500 19800
3520 4060 5330 6490 8080 9440 11 350 13 050 15 300 17200 20 650
3800 4380 5760 7000 8720 10200 12250 14 100 16 500 18550 22 300
3940 4540 5970 7270 9050 10590 12720 14 650 17 100 19 2;;0 23 700
795

Резьба М10х1,5 М12Ю,75 М14х2 М16х2 М18х2,5 М20х2,5
IIлощадь сечен ия f6 в MAt 2 52,3 76,2 101,7 144,1 175,2 225,2
Марка стали I Qдоп на 1 .болт
35Х 1075 1630 2330 3320 4020 5190
40Х 1140 1730 2460 3500 4250 5460
,
а: 35Х[2 1020 1525 2200 3100 3760 4840
"
:>! 2Xl3 (ЭЖ2) 875 1300 1810 2540 3080 3960
о
'" 30ХМ 985 1500 2140 3040 3690 4750
'"
ro
f-o 35ХМ 1035 1570 2230 3170 3850 4950
о
\о
ro 40ХФА 1075 1630 2330 3310 4030 5180
о.
\о
О
v 25Х2МФА (ЭИIО) 1175 1760 2480 3500 4260 5460
и
<l> 1 XI7H2 990 1500 2140 3040 3700 4750

15ХIIМФ 900 1360 1920 2710 3300 4240
о'
f-o
(I1 XI8HIOT 445 685 995 1440 1750 2250
Эl1572 743 1130 1610 2310 2800 3600
4XI4НI4132M (ЭИ69) Н3 1130 1610 2310 2800 3600
ЭII6I2 905 1370 1970 2810 3420 4400
Марка стали I Qдоп на 1 болт
ВМСт,3сп, 13 КСт.3сп 360 550 785 1120 1360 1755
ВМСт .4сп, в КСт.4сп 403 616 880 1250 1510 19G0
ВМСт.5сп, ВКСТ.5сп 418 640 922 1310 1590 2050
20 408 640 945 1370 1660 2140
25 460 716 1050 1510 1840 2360
30 480 746 1090 1580 1920 2480
35 502 785 1140 1650 2020 2590
40 530 825 1190 1730 2100 2700
35 Х 1045 1600 2300 3280 4000 5130 I
<l> I
з: 40Х
; 1120 1710 2460 3500 4250 5460
I
:>! I
'" О
::: '" I
:>! '" 2Xl3 (ЭЖ2) 8б5 1260 1730 2380 21'\10 371 О I
0." I
() f-o
f-o О 30ХМ !J30 1420 2020 2880 3500 4500
I \со I
a: 35Х1\\ 1010 1540 2200 3 1 JO 3800 4880
\со I
о 40ХФА 1040 1590 2270 3240 3940 5060
I
796

Продолжение табл. 148

М22Х М24х3 М27х3 М30х М33х М36х4 М39х4 М42х4.5 М45х4.5 М48х5 М52х5
х2.5 х3.5 Х3.5
     
281,(i 324,3 427,1 519,0 647.2 755,2 908,4 1045 1224 1376 1652

при 'lсмпературе стержня болта t == 2000 С

64/'0 7460 9810 11 950 14900 17 400 20 900 24 000 28 200 31 600 38 000
68::;0 7900 10380 12500 15700 18350 22 100 25 400 29 700 34 300 40 200

6050 6970 9180 11 150 13900 16250 19520 22 500 26 350 29 600 35 500
4950 5700 7510 9 120 11 400 13250 16000 18400 21 600 24 200 29 100
5930 6850 9000 10950 13640 15930 19200 22 000 25 800 29 000 34 900
6180 7140 9380 11 400 14250 16620 20 000 23 000 26 900 30 200 36 400
6470 7460 9810 11 950 14900 17400 20 900 24 000 28 200 31 600 38 000
6850 7900 10380 12500 15700 18350 22 100 25 400 29 700 34 300 40 200
5930 6850 9000 10950 13640 15930 19200 22 000 25 800 29 000 34 900
5290 6100 8030 9750 12 150 14200 17050 19650 23 000 25 900 31 100
2820 3240 4270 5 190 6470 7 550 9080 10450 12240 13760 16 520
4500 5190 6830 8300 10350 12 100 14 500 16700 19550 22 000 26 400
4500 5190 6830 8300 10350 12 100 14500 16700 19550 22 000 26 400
5490 6320 8320 10 100 12600 14700 17700 20 400 23 900 26 800 32 200
при температуре стержня болта t == 2500 С
2200 2540 3330 4050 5040 5900 7100 8150 9550 10730 12 900
2440 2820 3720 4520 5620 6570 7900 9080 10650 11 950 14 380
2560 2960 3890 4520 5880 6880 8270 9100 11 150 12 500 15 040
2670 3090 4060 4930 6150 7190 8640 9920 11 630 13050 15700
2950 3410 4480 5450 6800 7940 9540 11 000 12850 14450 17 350
3100 3570 4700 5700 7100 8310 10000 11 500 13480 15000 18 150
3230 3730 4910 5970 7440 8700 10450 12000 14 100 15800 19000
3380 3900 5120 6230 7760 9070 10900 12500 14700 16 500 19800

6410 7400 9730 11 850 14750 17250 20 700 23 850 27 900 31 400 37 700
6850 7900 10380 12500 15700 18350 22 100 25 400 29 700 34 300 40 200
.....
4640 5350 7050 8560 10650 12450 15000 17230 20 200 22 700 27 280
5620 6490 8540 10400 12950 15 150 18200 20 900 24 500 27 500 33 000
6100 7050 9260 11 250 14 050 16400 19700 22 700 26 600 29 800 35 800
6340 7300 9600 11 700 14550 17000 20 450 23 500 27 600 31 000 37 200
-.....:........
797

М10Х1,5 М12/1,75 М14/2 М16х2 I М18х2 ,5 М20х2,:;
52,:3 76,2 10, 7 141,1 I 175,2 225,2
Резьба
Площадь сечен ня f б n hШ'
Марка стали
25 Х2МФА (ЭИ 1 О) 1] 10 1670 2370
"
r;: 1 Х 17112 1000 1500 2140
:;'" 15ХllМФ 900 1360 1920
Б
:т о
:::'"
" 
Р.'" Х18Н10Т 418 725 945
"'....
t-<,8 ЭИ572 732 1 ]00 1570
",,,,
о- 4Х]4ННВ2М (::Ш6а) 1130 1610
'О 742
О
ЭИ6]2 900 ]370 ]760
Марка стали I-
ВМСт.3сп, в КСТ,3СII 298 456 660
ВМСт.4сп, В КСт,4сп 335 518 745
ВМСт.5сп, ВКСт.5сп 345 533 765
20 365 570 840
25 420 646 945
30 435 678 995
35 455 708 1030
40 500 785 1140
35Х ]020 1580 2300
40Х 1100 1670 2410
"

'" 2Х13 (ЭЖ2) 785 1140 1570
;;: 30ХМ 860 1300 1860
о
'"
'" 35ХМ 952 ]450 2060
'"
.... 40ХФА
О 1000 1520 2200
\D
'"
о-
\D
О 25Х2МФА (ЭИ10) 1580 2240
" ]050
,. 1 Х 17Н2 070 1460 2080
u
"
:т 15ХIIМФ 000 1350 ]020
"
;;
""
"
....
а:; X18НJOT 400 6]0 890
ЭИ572 680 1030 1470
4Х14Н14В2М (ЭИ69) 732 1100 1570
ЭИ612 890 1310 1900
 .
7Q8
Qaoп на 1 болт
3350
30-10
2710
4070
3700
3300
5220
4740
4240
1370 1660 2140
2230 2720 3490
2300 2800 3600
2810 3420 440()
QaOI2 на ] БО:lТ
936 110 14ОО
1060 1300 16(;,;
1190 1330 1710
1220 1400 1910
1370 1660 2140
1440 1750 2250
1510 1840 2370
1660 2020 25)0
3280 4000 5140
3460 4200 5400
2160 2630 338а
2650 3220 33,Ю
2940 3570 4600
3140 3820 4010

3]80 3850 4950
2950 3590 4620
2710 3300 4211) I

1280 ]560 2000
2090 250 3260
2230 2710 3490
2710 3300 4240
../

Продолжение табл. 148
М22х мзох МЗЗХ
Х2,5 М24х3 М27х3 Х3,5 Х3,5 М36х4 М39Х4 М42х4,5 М45Х4,5 М48х5 М52х5
281,6 324,3 427,1 519,0 647,2 755,2 908,4
1015
1224
1376
1652
ПрИ температуре стерЖllЯ болта t  250. С
 
0340 7530 9900 12 050 15000 17500 21 100 24 220 28 400 31 900 38 300
[)(IЗО 6850 9000 \0950 13 640 15930 19200 22 000 25 80 О 29 000 34 900
52!)() 6100 8030 9 750 12 \50 14 200 17 050 19050 23 000 25 900 31 100

2Ы0 3090 4060 4 930 6 150 7 \90 8640 9 920 11 630 13 050 15 700
4360 5020 6620 8050 10000 11 700 \4 100 16 200 19 000 21 300 25 600
4500 5190 6830 8300 10350 12 100 14500 \6 700 \9 550 22 000 26 400
5490 6320 8320 10 100 12600 14700 17 700 20 400 23 900 26 800 32 200
при ',емпературе стерЖllЯ болта t  3000 С
1830 2110 2790 3370 4200 4910 5910 6800 7960 8 940 1 О 740
2080 2400 3160 3840 4780 5590 6720 7740 9050 1 О 150 12 400
2140 2470 3240 3940 4910 5740 6910 7950 9300 1 0450 12 550
2390 2760 3630 4410 5500 6420 7 720 8 890 1 О 400 11 700 14 050
2670 3090 4060 4930 6150 7190 8640 9 920 1\ 630 13050 15700
2816 3243 4270 5190 6470 7550 9080 10450 12240 13760 \6520
2950 3410 4480 5450 6800 7940 9540 1\ 000 12 850 14 450 17 350
3230 3730 4910 5970 7440 8700 10450 12 000 14 100 15 800 19000
I
6410 7400 9730 11 850 14750 17250 20 700 23 850 27 900 I 31 400 37 70 О
6750 7800 10250 12 450 15500 18 150 21 800 25 000 29 400 33 000 39 600
4220 48-70 6400 7780 9 700 11 340 13620 15 700 \8 350 20 600 24 800
5170 5970 7850 9550 11 900 13900 16730 19250 22 500 25 300 30 400
5740 6620 8700 10600 13 200 15450 18540 21 300 25 000 28 \ 00 33 700
6130 7080 9300 11300 14 100 16500 19800 22 800 26 700 30 000 36 000

6\80 7140 9380 11400 14250 16620 20 000 23 000 26 900 30 200 36 400
5760 6650 8750 10630 13 250 15500 18600 21 400 25 100 28 200 33 800
5290 6100 8030 9750 12 150 14200 17050 19 650 23 300 25 900 31 100
.....
2500 2890 3800 4620 5760 6 730 8090 9300 10900 12 240 14700
4080 4700 6190 7520 9370 10950 \3 180 14650 17750 19 950 24 000
4300 5020 6620 8050 10000 11 700 14 100 16 200 19000 2\ 300 25 600
5290 6100 8030 9750 12 150 14200 17050 19650 23 300 25 90 О 31 100
....
799

РеЗhба М10УI,5 М12ХI,75 М14х2 М16у2 I М,"Ю.; М20Х2,51

IIлощпдь еечениЯ {6 в M1l2 52,3 76,2 104,7 144,1 17fi,2 223,2 I
Марка стали I (/до/! на 1 UОЛТ
ВМСт.3сп, ВКСТ.3сп 260 3'JG 5G5 806 080 1260
ВМСт.4сп, ВКСт.4СIl 282 434 618 880 1070 1370
ВМСт.5сп, ВКСт.5сп 298 465 660 935 1140 1460
. I
20 324 510 745 1080 1310 1690 I
25 366 570 840 1220 1400 1010
30 403 625 912 1320 1610 2070 I
35 435 678 995 1440 1750 2250 I
40 465 724 1060 1540 1870 2410
I
I I 2890 371 О
35Х 865 1260 I 1730 2380
40Х 042 1370 1880 2600 3150 4050
'"
"! I
'" 2Х13 (ЭЖ2)
"' 742 1080 1400 2050 2490 3200
" З0ХМ 785 1200 1710 2440 2060 3800
о
'" I
'" 35ХМ 890 1340 1010 2710 3200 4240
'"
... 40ХФА 880 1339 1880 2660 3240 4160
о
'о
'"
'"
'о
О 25Х2МФА (ЭИIО) 1000 1510 2150 3040 3700 4750
'" 1 Х17Н2 1420 2030 2880 3500 4500
'" 042
u
'" 15ХIIМФ 800 1340 1000 2680 3260 4180
'"
'" I
::Е I
'"
" Xl8НlOT 356 555 806 1170 1420 1820
...
"" ЭИ572 665 1000 1430 2040 2490 3200
4X14Нl4B2M (ЭИ69 J I 705 1060 1520 2160 2620 3380
ЭИ612 890 1340 1000 2710 3290 4240

Марка стаю! I Qao/! на 1 болт
20 282 442 650 036 1140 1.160 I
25 324 510 744 1080 1310 1690 ,
,
30 356 556 806 1180 1430 1840 I
35 392 610 890 1200 1570 2020 I
40 413 647 942 1370 1660 2140

Bc.>
Q
"'... '" 35Х 628 915 1260 1730 2100 2700
:::: о 
::Е 'о :Е 40Х 680 990 1360 1875 2280 2920
o..o
E::c
""О
800

Продолжение табл. 148
М22х
х2,5
М24х3 М27х3 3f, 3:, M36x М39х4 М42Х4,5 М45Х4,5 М48Х5
М52х5
281,6
324,3427,1519,0647,2755,2908,4
1015
1224
1376
1652
при температуре стержня болта t  3500 С
1590 1815 2390 2910 3620 4230 5080 5860 6850 7700 9 250
1730 1980 2600 3170 3940 4610 5540 6370 7470 8380 1 О 100
1830 2110 2790 3370 4200 4910 5910 6800 7960 8940 10 740
2125 2430 3200 3890 4850 5660 6800 7 840 9 180 1 О 300 12400
2390 2760 3630 4410 5500 6420 7720 8 890 10400 11 700 14 050
2610 2980 3930 4770 5950 6950 8350 9 610 11 250 12 650 15 200
2820 3240 4270 5190 6470 7550 9080 1 О 450 12 240 13 760 16 520
3010 3470 4570 5550 6920 8080 9720 11 190 13 100 14 700 17700
4640 5350 7050 8560 1 О 650 12 450 15 000 17 230 20 200 22 700 27 280
5060 5840 7690 9340 11 630 13 600 16 340 18 800 22 100 24 780 29 700
4000 4610 6060 7370 9 180 1 О 730 12 900 14 850 17 400 19 550 23 500
4750 5480 7220 8770 10 930 12 780 15 350 17 650 20 700 23 250 27 900
5290 6100 8030 9750 12 150 14 200 17 050 19 650 23 000 25 900 31 100
5200 6000 7900 9600 11 950 14000 16 800 19 330 22 650 25 450 30 600
5930 6850 9000 10950 13640 15 930 19 200 22 000 25 800 29 000 34 900
5630 6486 8540 10 380 12 940 15 100 18 160 20 900 24 480 27 520 33 040
5240 6030 7950 9650 12 040 14 050 16 900 19 450 22 800 25 600 30 700
2300 2630 3460 4200 5 240 6 120 7 350 8 460 9 100 11 150 13 400
4000 4610 6060 7370 9 180 1 О 730 12 900 14 850 17400 19 550 23 500
4220 4860 6400 7780 10 000 11 330 13 600 15 680 18 350 20 600 24 800
5290 6100 8030 9750 12 150 14 200 17050 19 650 23 300 25 900 31 100
I1PIl температуре стержня болта t  4000 С
1830 2110 2790 3370 4200 4910 5910 6800 7 960 8 90 1 О 740
2125 2430 3200 3890 4850 5660 6800 7840 9 180 1 О 300 12 400
2310 2660 3500 4260 5310 6200 7450 8560 1 О 050 11 300 13 550
2530 2920 3840 4670 5820 6800 8170 9400 11 000 12 400 14 850
2675 3080 4060 4930 6150 7180 8620 9920 11 600 13 060 15 700
3380 3900 5120 6230 7770 9060 1 О 900 12 550 14700 16 500 19 800
3660 4220 5550 6750 8400 9820 11 800 13 580 15 900 17 900 21 500
51 Д. Ф. rуревич 801

Резьба M10>1,5 М12Х1,75 М14Х2 М16Х2 М18Х2,5 М20Х2,5 [
Площадь сечения f б в мм' 52,3 76,2 104,7 144,1 175,2 225,2 I
I 
Марка стали Qaon на 1 болт
I 
2Xl3 (ЭЖ2) 742 1080 1490 2025 2490 3200
<J) 30ХМ 706 1070 1540 2200 2680 3440
 35ХМ 79;) 1200 1720 2440 2960 3810
'"
:Е 40ХФЛ 70(; 1030 141 О 1945 2365 3040
о
;I:
;I: I I 
'"
.... I
о
'" 25Х2МФЛ (ЭИlО) 980 1450 2030 28"10 3450 4430
'"
р. 1 Х17Н2 930 1400 1990 2820 3430 4410
'"
о I
::: 15Х11МФ 880 1320 1870 2600 I 3220 4150

u
aJ

:Е X18HIOT 340 525 755 1080 1310 1690
р.
<J) ЭИ572 638 1350 191 О 1970 2400 3080
....
I'Q 4X14HI4B2M (ЭИ69) 680 1030 1460 2090 2540 3260
ЭИ612 875 1320 1870 2660 3220 4150
Марка стали I Qдоn на 1 бо,н
20 261 41-1 597 865 1050 1350
25 308 480 690 995 121 О 1552
30 345 540 796 1150 1400 1800
35 376 586 860 1250 1520 19GO
40 402 625 912 1320 1610 2070
35Х 470 685 943 1200 1580 2025
40Х 496 723 995 1370 1670 2140
aJ
'i
:::
'" 2XI3 (ЭЖ2) 716 1040 1430 1970 2400 3090
:Е
о 30ХМ 654 1000 1450 2070 2520 3240
;I:
;I: 35ХМ 732 1110 1580 2250 27ЭО 3510
'"
....
о I
'"
'"
р.
'" 25Х2МФЛ UmIO) )70 lНО 2010 2810 4IO 4:390
о
::: 15ХIIМФ 860 1290 18:J0 2600 :] 150 4050

u 
'"
'" I I I
:::
:Е XI8H10T I 1300 1660
"" :33;) 518 7-lf. 1060
<J)
.... ЭИ572 638 970 1380 1970 2400 3080
I'Q
4Х14Н14В2М (ЭИ69) 670 101 О 1440 2040 2490 3200
ЭИ612 875 1320 1870 2650 3220 4150

802

Продолжение табл. 148
М22х Л124хз М27><3 М30х Мззх М36х4 1\139 >< 4 1Il42:C-l,51 М45><4,5 M-I8x5 11152><5
Х2,5 Х3,5 Х3,5
      I -
281,6 324,3 427,1 519,0 647,2 755,2 908,4 1045 1224 1376 16,12
при температуре, стержня болта t  4000 С
4000 4610 6060 7370 9 180 10 730 12 900 14 850 17 400 19 550 23 500
4310 4960 6530 7950 9 900 11 550 13 900 16 000 18 75О 21 000 25 300
4750 5480 7220 8770 10930 12 780 15 350 17 650 20 700 23 250 27 900
3800 4380 5760 7000 8 730 1 О 200 12 250 14 100 16 550 18600 22 300
5540 6390 8410 1 О 230 12 730 14 900 17 900 20 600 24 100 27 100 32 800
5520 6360 8370 10 180 12 670 14 800 17 800 20 500 24 000 26 950 32 400
5170 5970 7850 9 550 11 900 13 900 16730 19 250 22 500 25 300 30 400
2125 2430 3200 3890 4 850 5 660 6800 7 840 9 180 1 О 300 12 400
3860 4450 5850 7110 8 850 10 350 12 450 14 300 16 800 18 850 22 600
4080 4700 6190 7520 9380 1 О 950 13 150 15 150 17 750 19 950 24 000
5170 5980 7850 9560 11 900 13 900 16 700 19 200 22 500 25 300 30 400
при температуре стержня болта t  4250 С
1690 1950 2560 3110 3880 4530 5450 6270 7 350 8 250 9 910
1940 2240 2940 3580 4460 5210 6260 7210 8 4.50 9 480 11 400
2250 2600 3420 4150 5170 6050 7270 8360 9 800 11 000 13 200
2440 2820 3720 4520 5620 6570 7900 9080 1 О 650 11 950 14 380
2590 2990 3930 4780 5950 6950 8350 9610 11 250 12 650 15 200
2530 2920 3840 4670 5820 6800 8170 9400 11 000 12 400 14 850
2680 3080 4060 4930 6150 7180 8620 9920 11 600 13 060 15 700
3860 4450 5850 7110 8 850 10 3.50 12 450 14 300 16 800 18 850 22 600
4050 4680 6150 7470 9 300 1 О 890 13 100 15 050 17 650 1'! 800 23 800
4390 5060 6660 8100 10 100 11 800 14 180 16 300 19 100 21 450 25 800
5490 6320 8320 10 100 12 600 14 700 17 700 20 400 23 900 26 800 32 200
5060 5840 7690 9340 11 630 13600 16 340 18 800 22 100 24 780 29 700
2080 2400 3160 3840 4 780 5 590 6720 7 740 9 050 1 О 1.50 12 400
3860 4450 5850 7110 8850 10350 12 450 14 300 16 800 18 850 22 600
4000 4610 6060 7370 9 180 10730 12 900 14 850 17 400 19 550 23 500
5170 5980 7850 9560 12900 13 900 16 750 19 200 22 500 25 300 30 400
51*
803

Резьба М10х1,5 М12Х1,75 М14х2 М16х2 М18х2,5 М20Х2,5
Площадь сечеНlIЯ f б в мм' 52,3 76,2 104,7 144,1 175,2 225,2
l\1арка стали I Qaoп на 1 болт
З0ХМ 606 900 1260 1760 2140 2740
35ХМ 628 922 1270 1760 2140 2740
":Е I
:<0 25Х2МФА (ЭИIО) 940 1400 1950 2710 3300 4230
U:t
'" "
 15ХIIМФ 847 1280 181 О 2560 3120 4000
:Е о"
0.\0 "'
'" '"
.-.0. XI8НIOT 324 502 722 1040 1260 1620
\о
р:)о
ЭИ572 628 952 1360 1940 2360 3040
4XI4НI4B2M (ЭИ69) 659 1000 1420 2020 2450 3150
ЭИ612 862 1300 1830 2590 3150 4050
Марка стали I Qaoп на 1 болт
25Х2МФА (ЭИ! о) 838 1220 I 1670 2300 2800 3600
" :Е 15ХIIМФ 838 1250 1750 2450 2980 3830
:< о

;;J XI8НIOT 324 495 712 1020 1240 1600
0.\0 "'
'"'" ЭИ572 618 938 1340 1900 2310 2970
'-'0.
p:)'g 4XI4НI4B2M (ЭИ69) 655 984 1390 1970 2400 3080
ЭИ612 854 1280 1810 2560 3120 4000
I
Марка сталн I Qaoп на 1 болт
25Х2МФА (ЭИ!О) 465 678 800 1280 1560 2000
" :Е 15ХIIМФ 838 1220 1680 2330 2830 3640
:< о
a;
;;f XI8НIOT 324 495 712 1 О 1 О 1220 1570
0.\0 "'
'"'" ЭИ572 618 930 1320 1870 2270 2930
'-'0.
p:)'g 4XI4НI4B2M (ЭII69) 654 983 1380 1940 2360 3040
ЭИ612 847 1270 1800 2540 3080 3960
Марка стали , Qaoп на 1 болт
" :Е
:< о Xl8НIOT 319 487 690 980 1190 1530
U:t
'" "
:т",,,, ЭI1572 550 830 1170 1650 2010 2590
".-.":
:Е о '" 4Xl4HI4B2M (ЭI169) 638 960 1350 2310 2980
\O  1900
,"",
'-'0. ЭII612 838 1250 1750 2450 2980 3820
p:)'g

884

Продолжение табл. 148
t.;N, М24х3 М27х3 Mlg, 3:, М36х4 М39х4 М42Х4,5 М45Х4,5 М48Х5 М52>;5
281,6
324,3 427,1 519.0 647,2 755,2 908,4
1045
1224
1376
1652
при температуре стержня болта t  4500 С
3430 3960 5210 6330 7900 9220 11 090 12 750 14 950 16 750 20 150
3430 3960 5210 6330 7900 9220 11 090 12 750 14 950 16 750 20 150
5290 6100 I 8030 9750 12 150 14 200 17 050 19 650 23 000 25 900 31 100
5000 5770 I 7600 9240 11 500 13 450 16 150 18 600 21 800 24 450 29 400
2025 2335 I 3070 3740 4660 5440 6 540 7 520 8810 9 900 11 900
3800 4380 5770 7000 8730 1 О 200 12 250 14 100 16 550 18 550 22 300
3940 4540 5980 7270 9 050 1 О 580 12 71 О 14 620 17 150 19 250 23 150
5060 5840 7690 9340 11 630 13600 16 340 18800 22 100 24 780 29 700
при температуре стержня болта t  4750 С
4500 5190 6820 8300 10 350 12 100 14 530 16 700 19 600 22 000 26 400
4780 5530 7250 8840 11 000 12800 15 400 17 800 2 О 80 О 23 400 28 100
2000 2305 3030 3680 4600 5 360 6 450 7 420 8 700 9 760 11 730
3720 4290 5640 6850 8 550 9 960 12 000 13 800 16 180 18 150 21 800
3860 4450 5850 71 1 О 8 850 1 О 350 12 450 14 300 16 800 18 850 22 600
5000 5770 7600 9240 11 500 13 450 16 150 18 600 21 800 24 450 29 400
при температуре стержня болта t  5000 С
2500 2890 3800 4620 5 760 6 730 8 090 9 300 10 900 12 240 14 700
4550 5250 6900 8400 1 О 500 12 200 14 700 16 900 19 800 22 200 26 800
1970 2275 2990 3635 4 530 5 280 6 350 7 320 8 680 9 630 II 580
3660 4220 5540 6750 8400 9 820 11 800 13 580 15 900 17 900 21 500
3800 4380 5770 7000 8 730 1 О 200 12 250 14 100 16 550 18 550 22 300
4950 5700 7510 9120 11 400 1 3 250 16 000 18 400 21 600 24 200 29 100
пр" температуре стержня болта t  5250 С
1915 2205 2900 3530 4 400 5 130 6 170 7 100 8 320 9 350 11 2.0
3230 3730 4910 5970 7 4.0 8 700 1 О 450 12 000 14 100 15 800 1 [) 000
3720 4290 5640 6850 8 550 9 960 12 000 13 800 16 180 18 150 21 800
4780 5510 7250 8820 11 000 12 850 15 450 17 750 20 800 23 .00 28 100
805

I 
Резьба МI0х 1,5 1\112Хl,75 1\114х2 М16х2 М18Х2,5 М20Х2,5
I  
Площадь сечения f б в мм 2 52,3 76,2 104,7 175,2 225,2
I 
Марка ета."И Qaoп на 1 болт
  XISHI0T 3\ ,1 480 680 965 I \170 1510
@ ЭИ572 4'16 754 \070 15\0 I \840 2360

с...\О  4XI4HI4I32,\1 (0)1\6\') 628 g45 1330 \870 2250 1920
"''''
1-<,,- Эl1612 733 \060 \460 2020 2455 ;)150
'g
I 
Л1арка стали Qдоп иа 1 болт
:: ;,
:::::: о X18НIOT 314 472 649 950 1150 1480
u ::
"'''' ЭИ572 496 755 \070 1510 1840 2360
'" ","'
b 4XI4HI4B2M (ЭИ69) 496 724 995 1370 1660 2140
:::'\0 "'
"'''' , I
1-<"- ЭИ612 602 878 1200 \660 20\0 25g0
\о
","о
I I
Марка стали I Qдоп иа 1 болт
::;, I
0:0 X\8НIOT 262 381 523 720 876 1\30
"
'"
 ЭИ572 4g6 755 \070 15\0 1840 2360
;, о'" 4X14HI4B2M (ЭИ69) зg2 571 785 1080 1310 1680
:::'\0 "'
"''''
1-<,,- ЭИG12 523 762 \050 1440 1750 22[)О
\о
","о
Марка сталн I Qдоп на \ БОЛl'
ЭИGI2
В термически 470 685 943 1200 1580 2020
обработаином внде
.1...-
Марка стали I Qaoп иа 1 БОЛl'

ЭИ612
В термически 4\8 610 838 1150 1400 1800
обработаииом виде

При м е ч а и и е. Значення Qдon вычиСлены с точностью до TpeTbero знака, ЧТО
80(1

Продолжение табл. 148

М22х М24Х1l М27х3 МЗОХ мззх М36х4 М39х4 М42х4,5 М45Х4,5 М48х5 М52Х5
х2,5 Х3,5 Х3,5
     
281,6 324.3 427,1 519,0 647,2 I 755.2 908,4 1045 1224 1376 1652

при ICMnepaType стержня болта t  5500 С

1885 2175 2860 3480 4340 5060 6090 7000 8200 9210 11 080
2950 3410 4480 5450 6800 7 940 9540 11 000 12850 14450 17 350
3600 4220 5540 6750 8400 9820 11 800 13580 15900 17 900 21 500
3940 4540 5970 7270 9050 10590 12720 14650 17 100 19250 23 700

при температуре стержня болта t  5750 С

1857 2140 2820 3420 4270 4990 6000 6900 8700 9060 10900
2950 3410 4480 5450 6800 7940 9540 11 000 12850 14450 17350
2675 3080 4060 4930 6150 7180 8620 9920 11 600 13060 15700
3210 3730 4910 5960 7440 8680 10450 12000 14 100 15800 19000
при ",мпературе стержня болта t  6000 С
1408 1621 2135 2595 3235 3775 4540 5225 6 120 6 880 8260
2950 3410 4480 5450 6800 7940 9540 11 000 12850 14450 17 350
2130 2430 3200 3890 4850 5660 6800 7 840 9 180 10300 12400
2820 3240 4270 5190 6470 7550 9084 10450 12240 13760 16520
прн тмпературе стержня болта t  6250 С

2530 2920 3840 4670 5820 6800 8170 9400 11000 12400 14850

пр I! 1 емпературе стер Жl!>1 болта t  6500 С

2250 2600 3420 4150 5170 6050 7270 8360 9800 11000 13200
...........
Достаточно для практических целей.
...............
807

обеспечивает достаточную прочность, то и усилие, допускаемоё
на болт, можно повысить, умножив данные табл. 148 на коэф
фициент Kr: ( d  1,2275" )  ( 1  1,227 S;' ) 2
К, == или К, ==
d .1,2275K 1  1 227 
, (/
Здесь d  диаметр резьбы (наружный);
S м  шаr мелкой резьбы;
S"  шаr крупной резьбы (по табл. 148).
При расчете шпилек и болтов на прочность исходят из paBHO
MepHoro распределения напряжений в стержне; в действитель
насти напряжения распределяются неравномерно как по длине
свинчивания резьбы (высоте rайки), так и в поперечном сечении.
Наибольшую наrрузку воспринимает первый со стороны опор
виток, наrрузка на последующие витки постепенно уменьшается.
В поперечном сечении стержня болта напряжения также pac
пределены неравномерно. ПО краю сечения имеет место повышение
напряжений, и по внутреннему диаметру резьбы может возник
нуть зона пластической деформации, что приводит к снижению
прочности болта. Вместе с тем напряжения, действующие в по
перечном направлении от усилий СО стороны поверхности резьбы
rайки одновременно с осевым, создают объемную напряженность,
что увеличивает прочность болта.
Фактическая площадь поперечноrо сечения болта нескольКо
больше площади Kpyra диаметром d 1 по внутреннему диаметру
резьбы. Прочность болта обычно рассчитывают, исходя из сече
ния по внутреннему диаметру резьбы d 1 , т. е. пользуются фор
мулой
J1d 2
QaO/l == Т (Здон'
По [ОСТу 925359 расчет болтов на прочность рекомеНдуется
вести по диаметру dHOM' соответствующему номинальному размеру
BHYTpeHHero диаметра резьбы. Допускаемые отклонения дИаметра
в сторону уменьшения не учитывают, принимая во внимание
указанные выше факторы.
Предел прочности металла болтов в связи с влиянием указан-
ных выше факторов на 1240% выше предела прочности r,тrадКих
цилиндрических образцов, изrотовленных из Toro же материала.
Влияние перекосов фланцев на прочность болта или шпильки,
при КОТОРЫХ возникают изrибающие напряжения в стержне,
неодинаково для различных сталей. Высокопрочные стали, хруп
КИе, с пониженной величиной ударной вязкости, более чувстви
тельны, чем стали вязкие, прочность которых при растяжении
с перекосом снижается !lIало,
808

На высокопрочные болты из малопластичных сталей большое
влияние оказывает концентрация напряжений в острых уrлах
резьбы. Для таких сталей радиусы закруrлений в rоловке болта,
в резьбе и в месте выхода резьбы в ответственных случаях реко-
мендуется увеличивать на 3050 % .
При высоких температурах ряд сталей проявляет склонность
к увеличению хрупкости (в частности Х 18Н 1 ОТ и некоторые
друrие), что следует учитывать при выборе марок сталей и рас-
чете деталей.
Болты, изrотовленные из титана, имеют вес на 45 % меньше
стальных при высоких антикоррозионных свойствах и MorYT быть
использованы при температуре до 5000 С.
При высоких удельных давлениях на поверхностях витков
резьбы в БОJlтах возникают задиры, и коэффициент трения YBe
ЛИЧИвается до ft == 0,6 и более. Это явление возникает при на-
rрузках на болт, приближающихся к разрушающим. Чтобы
исключить возможность появления задиров, необходимо Bыдep
жать условие, определяемое формулой (исходя из равномерной
наrрузки витков)
Qдоп  q жfi,
rде Qдоп  допускаемая наrрузка на болт в кТ;
qсж  допустимое удельное давление в кПсм 2 ;
f  площадь кольцевой поверхности витка в см 2 ,
f== О, 785 (d  di) см 2 ;
i  число витков.
При нормальной температуре задиры возникают при удельных
давлениях qпред на витках:
Для высоколеrированных сталей (кроме X18H10T)
ДЛЯ мяrких сталей '
Для С\lазанных резьб ' , , , . . . . , . . , .
2000 KТ/c.M
1200
2000
При расчете можно принимать
(!прс,)
qсж==  n '
еж
rде п сж  коэффициент запаса, п сж == 2,0.
Материал и конструкция rайки оказывают влияние на paBHO
мерность распределения напряжений. Обычно rайки изrото
вляют из материала более мяrкоrо, чем I\Iaтериал болта, с мень-
шим модулем упруrосТи, Это способствует выравниванию напря-
жений по виткам и уменьшает вероятность схватывания металла
rайки и болта, Возможность применения более мяrкоrо материала
для rайки определяется тем, что площадь среза витков у I'аЙки
больше (по наружному диаметру резьбы), чем у болта (по вну-
треннему диаметру резьбы).
809

в процессе изrотовления болтов в rоловке БОлта в месте сопря
жения со стержнем MorYT возникнуть значительные внутренние
напряжения, поэтому болты являются менее надежным элементом
крепления, чем шпильки. Кроме Toro, более соосное приложение
усилия вдоль стержня, создаваемоrо rайкой, по сравнению с [o
ловкой болта обеспеЧ}fвает лучшие условия работы шпильки.
Учитывая сказанное, во фланцах арматуры для давлений Ру"
се 40 кпсм 2 И выше следует устанавливать шпильки; болты
применяются лишь для более низких давлений.
В соответствии с требованиями [осrортехнадзора для флан
цевых соединений из аустенитной стали болты, шпильки и rайки
изrотовляются из сталей Toro же класса. Крепежные детали из
аустенитной стали для фланцев из уrлеродистой стали, а также
иные сочетания (например, фланцы из аустенитной стали, а Kpe
пежные детали из перлитной стали) MorYT быть применены лишь
в случае работы соединений при постоянной температуре.
Леrированные стали, применяемые для изrотовления крепеж
ных деталей, подверrаются термической обработке  закалке
и отпуску или нормализации и отпуску.
4. РАСЧЕТ ФЛАНЦЕВ ПО ДОПУСКАЕМЫМ НАПРЯЖЕНИЯМ
Наиболее старым из методов расчета фланцев по допускаемым
напряжениям я-вляется метод, предложенный и разработанный
Бахом. Здесь фланец рассматривается как консольная балка.
Применяемые при этом формулы для определения необходимых
усилий затяrа фланцевоrо соединения имеют весьма условный
характер, а допустимые наrрузки на болты подобраны заниженно,
с тем чтобы обеспечить возможность нормальной эксплуатации
фланцевоrо соединения. Тщательно разработанной научной базы
этот метод не имеет и в настоящее время не применяется. Этот
метод был несколько усовершенствован Зибелем в применении
к стальным фланцам BbIcoKoro давления. Были введены коэф
фициенты, учитывающие влияние жесткости кольцевоЙ части при
скручивании фланца под действием наrрузки на величину напря-
жений в изrибаемых сечениях. Последний метод еще иноrда
применяется. Он разработан применительно к стальным фланцам
D
трубопроводов переrретоrо пара при D:  2. Методика расчета
состоит в следующем.
Вычисляют усилие от ;щвления среды
Qcp == О, 785DP.
Определяют общую расчетную наrрузку на фланец Qбр == Qбрасч:
для узких прокладок (линзовых, остроуrольных и зубчатых
с числом зубьев менее 7)
Qбр == 3,25Qcp;
810

ДЛЯ широких прокладок (паронитовых, rофрированных, зуб
чатых с числом зубьев более 7), а также для пришабренных бес
прокладочных соединений
Qбр:=:: 4,OQcp'
Выбирают размеры и число болтов .. фланцевоrо соединения
(можно воспользоваться табл. 148). .
Температура болтов или сквозных шпилек t u принимается
равной:
для соединений с жесткими фланцаш! (01. рис. 476)
t б :=:: 0,94t ep ; f)H
дЛЯ соединений со свободными D n
фланцами (см. рис. 477)
t б :=:: 0,90t cp ,
rде t ep  температура среды.
Определяется радиальное Ha
пряжение в сечении II (рис. 497)
6Qб раСЧХ1!(1
01 == л}t" (Do + 251) .
Определяется осевое напряже
ние в сечении III
6Qб раСЧ Х 2!(2
OJ/:=:: 2 ( ) .
ЛS 1 Do + 51
пo

п
Рис. 497. Рассчитываемые сечения
фланца
Значения коэффициентов К 1 И К 2' учитывающих влияние жест-
кости кольцевой части фланца на ero прочНость, можно найти
с помощью rрафика на рис. 498 или определитЬ по формулам
3тn 2 + 1,8тn
К 1 :=:: 1 + 3тп" + 1,8т п ;
3тп 2
К 2 :=:: ,
1 + зтп 2 + 1,8тп
rде
т:=:: Do + 51 . п:=::.21.
[)fI Do ' 'l
Длина KOHycHoro перехода
lу? 1,3 V ....!!. 51 '
При расчете свободных фланцев (см. рис, 477), кольцевое на-
пряжение ОК определяется по формуле
Q б расчХз
2лW
о к :=::
811

rде
DбD.II
Х З == 2
W  (D"  Dc  2dб) h 2
 12 .
При выборе допускаемоrо напряжения запас прочности по
отношению к пределу текучести во фланцах должен быть не
менее п т  1,5.
КI'К2
0,9 - J I l .. _. ... .1.. . ..( . т.
ПО".), ..  п"1,О  
. т  D J ----- 03 _____'-----    ::;;..
0,8 Н. ')0 . .----;:;:-----.;.2--0,8 ______ t ......
J; ./'./' ----- '1---------- _____..--...! !...J..-...- '
. п 'О. //  .r .-/ 0,....__-----  =++  I-.:::,:'
'Ь // ./' об................----- 
0,7 I .[7v . ./'''/"'O'5...-'-'''''''' ........----- I .. 
 1[.7>' l7' , ;';;'--', ........ > -"" . ! j:= ..:.р....... 
0,6 zv / ...к.=' .........=.vb .
1/ / v / /( I X-r-'1  :;,?   .' r- tjo,v 
0,5 fI /V V ,-:?!, -O,  0,8
I v ,--t:  ':;- k с ..:.::...= :.   I 02 ,
'1// ('/'7.'I  L ! OLI.--
0,4 / /, 2 /' -: /'..-- v.:: ..--  .  . I 05 . 
/ ;- I ",""-  
ОЗ А v/ /'..--  ,.--- I 04
, /,// /' /   I .'  +!:!,'!. 
  ..-- /   I QJ' I
, . . 
/// /' / f.---':"" I
Q ///./ 
/ 0,10,20,30,40,50,60,70,80,91,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,0 1,6 1,7 1,81,9 2/1 2,1 2,2 2,32,42,5
т
Рис. 498. Значения коэффициентов:
Kl;K2
Значения коэффициентов К 1 И К 2 получены для стальных флан
цев трубопроводов переrретоrо пара.
Наиболее обоснованным является метод расчета, разработан-
ный Уотерсом и др. и построенный на применении теории изrиба
круrлых пластин. Влияние переходных частей и жесткости коль
цевой части учитывается введением соответствующих коэффи
циентов.
Расчет на основе эТоrо метода в несколько упрощенном виде
для фланцев конструкций, указанных на рис. 476 и 477, при диа-
метрах проходов D о  1200 мм выполняется в такой последова-
тельности.
Определяется необходимое усилие заТяrа прокладки Q",
соrласно данным, приведенным в п. 2.
812

Выбирается число болтов и определяется их диаметр в соот-
ветствии с данными, приведенными в п. 3.
Определяется расчетное усилие, по которому и производится
расчет фланца (см. п. 3)
Q _ === Q(j + Q{ip
(расч 2'
Допускаемая наrрузка на болты учитывается в связи с тем,
что фактическое усилие затяrа не может точно соответствовать
расчетному, а создается рабочим в зависимости от размера бол-
тов. Оно может иметь отклонения, зависящие от опыта и квалифи-
кацИИ обслуживающеrо персонала.
При наличии усилий и моментов, возникающих во фланцевом
соединении от действия веса трубопровода или друrих присоеди-
нительных частей, влияние их должно быть учтено дополнительно.
Усилие вдоль шпинделя Qo при расчете средних фланцев вентилей
и задвижек входит в усилия QH И Qбр'
Р а с ч е т к р у r л ы х ж е с т к и х Ф л а н Ц е в конструк-
ций, приведенных на рис. 476, выполняется следующим образом.
Вычисляются усилия, действующие на фланец:
усилие от давления среды
Qcp == 0,785D;P Kr;
реакция прокладки
Rn == Qб fJасч (1  YJ) Qcp Kr;
расчетное усилие, передаваемое болтами на фланец,
Qб + Qcp
Qб расч == 2 Kr.
Определяется условный момент по формуле
Qcpxc + Rnxn
Мо == Do Kr -см/см;
здесь
D6Do81 .
Хс  2 см,
D-D
х n == () n см'
2 '
D о  диаметр отверстия трубы в см.
Вычисляются действующие напряжения (рис. 499):
осевое
 fM o "
а о   L 2 KOCM;
81
радиальное
(  ы + 1) Мо
ар == Lh:! кОсм 2 ;
813

кольцевое
УМ О
(]" ===  - za p кпсм 2 ;
[де f  коэффициент поправки напряжений, завися
щий от отношений Sl/S и 1y/1o; принимается
по диаrрамме на рис. 500; S  толщина стенки
трубы в см; lу  длина rор ловины в см; Iу 
условная Длина, 10 == 1/D o s;
Sl  толщина стенки rорловины в си;
L  коэ фф и ц иен т L . hl + ..l r..- h..3. d фф
, Т' а'  коэ п-
d и 1 о
циент, == V oS";
F
1  коэффициент, 1 == -т;; F  коэффициент, при-
нимается по диаrрамме на рис. 501;
h  толщина фланца в см;
V  коэффициент, принимается по диаrрамме на
рис. 501;
Т, и, У, z  коэффициенты, принимаются в зависимости от
k == :-
Рис. 499. Действие напряжений во фланце
Формулы для определения коэффициентов Т, и, У, z имеют вид:
k 2 ( 1 -+ 4,6  'g k )  1
Т:==3- ( [' ) ;
J[ (k  1) [+  k 2
[v
k 2 ( 1..L.46 I g k )  1
, . 1 v
и===з л(l+v)(kI)(k2[) ;
3 [ k2 I g k ]
У === л (k  1) (1  v) + 4,6 (1 + v) k 2  1 ;
Z === k 2 -+ 1 .
k 2  [,
для стали v == 0,3.
814

Величины коэффициентов Т, и, у и Z для стальных фланцев
можно принимать по данным рис, 502.
Для чуrунных фланцев этот метод расчета можно применять
лишь условно, так как он разработан применительно к стальным
f
23
20
/5
/о
!J
8
7
5
5
lJ,5
4
J5
J
2,5
2
1,5
/
f
I
/
// ///
/ V / / 1/ / /1/
//
//
/ /
/
/
'\) v
\j  '\) / '\){J
  /)';) \), 
0/  .I\J\   
'\,,, (\'); (\ , (.
/\J " 'iiJ
\J, \\\J \J,
\J\J:'\;)
\J' \J) (\ '\
 \)' -О'\)
\J' \J
\J t 
'\ \\0/
z 'If,
I J: I \, .
1! VI
v
v
v /
/
1/
1/
/
и
2
2,5
J
3,5 IJ.
!J..5
$
Рис. 500. Значения коэффициента f
s
При расчете принимается: минимальное значение f == 1; при  == 1
s
f == 1; для свободных фланцев f Ш 1
фланцам, без учета особенностей чуrуна как конструкционноrо
материала, Однако отсутствие более точноrо метода расчета чу-
rYHHbIx фланцев заставляет считать целесообразным использова-
ние этоrо метода с соответствующими поправками, связанными
со значением v для чуrуна.
Использование данноrо метода с применением значениЙ Т,
и, у и Z, приведенных на рис. 503, дало в ЦКБА удовлетвори-
тельные результаты.
815

I,/J I
I Т r
I
fJ,g/J8g  v
О, g - --fo 7fOS 0.25
0,30 0.35
а/;о M
/J,5/J '
О, 8  с,р
lJ....  "-J' 717
"" 1'-........."-1 17.817
'"
/J, 7 "" 17.f17 
"
"" 1, 1717
<:J
'" 125
"о 
О, 5
fJ,55tJ! .? j

.. 
а I t
8,4
l
I
аз ; 1
0,2 
""  
,,"
'"
"'"
I
"Т......  --:--
1--;::::'
Ч:",
"'-,
1'J
N
:-;..,:
!::-...""
.
z lJc 17 Q f

1 17.317
Т 
--+-..Дд
'iM
-;;; i?, 5//
и,' t7
08i;fJ!!
/J,f

/J
[
,?,о,
I I
2,5
I
1,5
2,!J
J,/J
J,J
I i
.j.
I
r I I
 
. f-...
Рис. 501. Значения коэффициента V и F
816
4;rJ
, I
t---
r
I I I I I
м
.5i
:f
5;17

50
....... !
401'-..: : .f
J. .     '
+t...
28 l l : l I
21; "'-, l
'-
l
I i Т
/;,О
. 
......,..., ' ,  ..
J,iJ  . . ! ' ..., с.....
...  ,-I .i
2,3 .:.iL...
X .- _." .....,.,.........L...I.
?,О ' - .' [=;:::х .+j===
f,P .. 1 :
.....j..... ;I 
f;
  -----+  .). ,. 

cl1

);:1

";
'<
.",
(\)
'"
"
.<:
2С
fJ
lfi
ff;
I;J
10
8,0
5.0
5,01.
"
/,\lj.......
.:
f,fJ
I,С!
00
....
....
.j....o .
. .
,
i I '-
l l !
, , l , r-.
i i l i ,
, l i 1 I i
,
""(/
у-........:::,.."
"'"
""'::::-....
-...j  ..
.........
........
;:,..,

.
т
1,0]
f,O.f f,iJ5 !,С7/,О8 1,1
f,f2 /,fIIl,lfi СИ !,ё
f,4!,1;5f,5 f,fi
Рис. 502. Значения коэффициента Т, и, v и Z для стальных фланцев
1,8 ц; 2/1 3,0 J,.5 /;,0 5,0
((
!.3{)
f,IJ4
"" ,

I
(ЖJ
50
!;
J5
28
2
1,


f


8,
4,
"- 1"'- т"-
О '" "]'-.", I
I
, ....,
I

'!l '"
f! 
6'

'z (j
....,
 "-
'!J- '" у........ ,
........
i  I I 1'--.:
O$il l ,   z ! 1":,-
iJ. I ! ! ' =t.  .......
t I I
fJ =:t:=j......) !  ""- I I

 F=$=$....l I
 +
1 I
-
.' . , ,
'(J  .  . 
.  1 I
 t-.J i
C .. 
  .t..
  r  I  ,
.  ,
I  f......-r I ,t
., . ., r ,
5,
5,
J,iJiJ
,50
2,0.
!,f,iiJ
/ (}iJ
, /,02
1,03 !,О!;, !,О5 /,(}о f,(}1!,1/J 1,1 I,!I!,fIJ f,fo Jl!l
и(} f,f,i(} f,.5(} f,6'!l f,/l l,!l I,IJ J,!l J,.f/I.(i 5,0
/(
Рис. 503. Значений коэффициентов Т, и, v и Z для чуrунных фланцев

Во фланцах допускаются следующне напряжения
а о  1,5адоп, ар  адоп, а"  адоп'
Кроме Toro, должно быть выдержаНО условие
а о  ар <' а о + а" <
2 ..... адоп' 2 адon'
р а с ч е т к р у r л ы х с в о б о Д н ы х Ф л а н Ц е в кон-
струкций, приведенных на рис. 477, выполняется следующим
образом.
Усилие, действующее на фланец (см. п. 3),
Q6 + Q6p
Q6 расч == .
Условный момент
Мо == Qб расчХа кТ 'см;
Db  D"
ХО == 2 см;
D. ,t == !2" t Dc см,
[де D(j  диаметр окружности расположения болтов;
D"  средний диаметр кольцевой опорноЙ поверхности фланца
(для резьбовых фланцев  средний диаметр резьбы).
Действующие напряжения во фланце (а о == О и ар == О)
у Мо Т/ ?
а" == h2Dc ер к см.,
rде
у  коэффициент для стальных
определении У принимается
h  толщина фланца в см;
ер  коэффициент, учитывающий
верстиями,
фланцев (рис. 502); при
k == D/i .
Dc '
ослабление фланцев от-
D1tDc
ер== .
D1t Dcd'
D H  наружный днаметр фланца в см;
d  диаметр отверстий под болты в см.
Помимо проверки толщины фланца должна быть проверена
прочность элементов, связывающих фланец с трубоЙ: заплечика
(рис. 477,1), кольца (рис. 477, Jl), резьбы (рис. 477, Jll).
Сравнивая рассмотренный метод расчета с консольным, можно
отметить, что он более точно отражает влияние мноrих факторов
на величину напряжений, возникающих во фланце; однако при
расчете по этому методу толщины фланцев часто получаются
несколько большими, чем при расчете по консольному методу.
В табл. 149 указаны стали, применяемые в корпусах и фланце-
вых соединениях, и пределы их применения.
52*
819

Таблица 149
Стали, примеияемые для корпусиых деталей
и фланцевых соединеиий
Марка стали
20Л III
25Л III
20ХМЛ
20ХМФЛ
Х5ТЛ
Х5МЛ
Х5ВЛ
Х8ВЛ
5Х18Н9Л
10Х18Н9ТЛ
10Х18Н12М3ТЛ
10Х18Н12М2ТЛ
10Х 18Н4r4Л
5Х23Н28М3Д3Л
ЭИ654Лк.
5Х23Н28М2Т Л
ВМСт,3сп
ВКСт,3сп
ВМСт.4сп
в КСт.4сп
ВМСт.5сп
ВКСт.5сп
М21
25
40
40Х
820
1 Рекомендуемые I
пределы примене - Область ПРН:-'1еН('1l1IЯ
НИН до t, ос
Отливки
40; +425
40; +425 Арматура общеrо назна-
40; +540 чения и для энерrетиче
ских установок
575
425
550 Арматура установок неф
55() теперерабатывающей про
мышлен ности
575
196; +700
[96; +700 Арматура для химиче
[96; +650 ских установок и высоких
196; +650 температур
350
[00
80 Арматура для химиче-
ских установок
100
Поковки, штамповки и про кат
зо; +300
зо; +300
зо; +300
Арматура общеrо наЗН;l-
чення и для энерrетиче-
ских установок
зо; + 300
40; +450
40; +450
450

Продолжение табл. 149
Марка стали
Область применення
I Рекомендуемые I
пределы примене-
ния до t, ос
Поковки, штамповки и прокат
16М 450
15ХМ 540
35ХМ 500
12ХМФ 575
25Х2МФА 530
ЭИ578 550
Xl7 450
Х18 450
lХI7Н2 400
2Х13 425
5Х23Н28М3Д3 100
ЭИ654 100
5Х23Н28М3Д3Т 196; +400
ОХI8Н10Т 196; +600
Х18Н10Т 196; +700
Х 18Н12М2Т 196; +600
Х18Н12М3Т 196; +600
ЭИ612 650
1Х13Н16Б 600
1Х13Н18В2Б 650
1Х18Н12Т 700
1Х14Н14В2М 700
1Х14Н14В2МТ 700
Арматура общеrо назна
чения и для энерrетиче
ских установок
Арматура ДЛЯ XIIMIf1IP
СЮIХ установок
Арматура для химиче
ских установок низких и
высоких температур
Арматура для высоких
температур
При м е ч а н и я:
1, Стали леrированные и высоколеrllрованные ПРlIменяются В термически
обработанном ВИДе.
2. Стали, леrированные никелем, примеияются лишь в технически обосно-
ванных случаях н на основании соотвеТСТВУЮЩеrо разрешения.
Величины допускаемых напряжений адоп для стальных флан-
цев приведены в табл. 150 и 151, а для чуrунных фланцев 
в табл. 152.
821

Расчетные значения механических характеристик сталей,
и допускаемые напряжения адоn
."'>;
:s: Температура мате
'" 0." l..
Марка стали :s:ca:s::.c:
:x:><t;ca I I I I I I I I
са Ф::;:: ;::
r€ 20 200 225 250 275 300 325 350
:;::u....t>
а" 42,0 36,0 36,0 I 36,0 36,0 35,0 I 35,5 34,0
а т 22,0 18,0 18,0 I 17,0 16,5 16,0 16,0 15,5
20Л111 аnл        
ад/!    I    I  
адоn 9,2 9,2 9,2 9,0 8,6 8,0 7,7 7,3
а в 45,0 37,0 37,0 37,0 37,0 37,0 36,5 36,0
а т 24,0 19,0 19,0 18,5 18,0 17,5 17,5 17,0
25Л  III аnл        
ад"        
адоn 10,2 10,2 10,2 10,0 9,5 8,7 8,2 7,7 I

I
ав 47,0 45,0 45,0 45,0 45,0 45,0 45,0 45,0
а т 25,0 23,0 23,0 23,0 23,0 23,0 23,0 23,0
20ХМЛ fJ nл        
fJдл        
адоn 11,5 11,0 11,0 11,0 11,0 11,0 11,0 I 11,0
I
а в 50,0 48,0 48,0 48,0 48,0 48,0 48,0 48,0 I
а т 32,0 26,0 26,0 26,0 26,0 26,0 26,0 26, 0 I
20ХМФЛ аnл       
адл  1'2.51     
fJ доn 12.5 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 I
а в 55,0 50,0 48,0 45,0 42,0 40,0 38,0 35,0
а т 20,0 20,0 19,5 19,0 18,5 17,8 17,0 16,2
10Х18Н9ТЛ fJ nл        
аа,1        
адаn 11,0 11,0 11,0 11,0 11,0 11,0 11,0 11,0
5Х23Н28М:Щ3Л а в 45,0 I I
а т 20,0      I   I
адаll 11,0
I I I
а в 50,0 I
ЭИ654Л К а т 25,0     I    I
адОIl 12,0 I 1
I
а в 45,0
5Х23Н28М2Т Л а т 25,0       
адОIl 11,5
I
822

Таблица 150
примениемых ДЛЯ отливок арматуры.
в литых стальных фланцах
риала фланца в .С
IщllшllmlIIlmlIII1 
I
31,0 28,0 25,0 22,0 21,0 20,0 19,0 18,0 14,0 10,5
15,5 15,0 14,0 13,0 12,5 12,5 12,0 11,5 9,5 8,3
 6,6 5,2 3,9 3,7 3,6   ,     
        
7,1 7,0 6,0 I 4,5 3,8     I 
134'0 31,0 27,0 23,0 23,0 23,0 21,0 20,0 15,0 11,0
16,5 16,0 15,0 14,0 13,5 13,0 12,5 12,0 10,0 8,5
I 7,0 5,5 4,0 3,8 3,6        
 15,3 12,0 9,5 7,0 4,8    
7,4 7,2 6,1 4,5 3,8     
45,0 45,0 44,0 44,0 42,0 40,0 37,0 34,0
23,0 23,0 23,0 22,0 20,5 20,0 19,0 18,0
    15,0 8,6 5,0 2,9      
    24,5 17,0 10,5 6,0
11,0 11,0 11,0 10,5 10,5 8,5 5,5 3,1
48,0 48,0 47,0 46,0 46,0 44,0 38,0 32,0 30,0 28,0 26,5 25,0 23,5 22,3
26,0 26,0 26,0 26,0 25,0 25,0 23,5 22,0 22,0 22,0 21,0 20,0 19,5 19,3
    11,0 11,0 10,5 5,0 3,0     
    24,0 21,0 17,0 12,0 7,0 4,0    
12,5 12,5 12,5 12,5 12,0 10,5 8,5 5,5 3,2     
35,0 35,0 34,0 34,0 1зз,0 33,0 132,0 30,0 29,0 28,0 27,0 26,0 24,0 23,0
15,5 15,0 14,8 14,5 14,2 14,0 13,7 13,5 13,2 13,0 12,5 12,0 11,5 11,0
     10,0 9,0 8,5 7,7 6,4 5,0 4,0  
       14,0 13,0 9,5 8,0 4,5 4,0 3,6
10,5 10,5 10,5 10,0 9.5 9,0 8,0 7,2 6,5 5,0 4,5 2,8  
  I            
I
             
             
823

Расчетные значения механических характеристик сталеи,
штамповок, про ката, и допускаемые иапряжеиия "доn
..,:;
.'"  Температура мате
ф:::"""'"
'" ",-",,--
Марка стали :S::S:
'<c I , I 250 I I , I I
;.< :;:: t:: 20 200 225 275 300 325 350
<l) .... Q. Q
 "'" ""
Uf-b
I 1 3,0 I
ВМСт.3сп а в 46,0      
ВКСт.3сп а т 23,0 20,0 19,0 18,0 16,5 15,5 14,0
адоn 9,5 9,0 9,0 8,5 8,0 7,5 
ВМСТ.4сп а в 42,0 I        I
в КСт.4сп а т 24,0 22,0 21,0 20,0 18,5 17,0 15,5 14,0
адШl 10,0 I 9,5 9,5 9,0 8,5 8,0 I   I
а в 50,0   \  I  I  I
ВМСТ.5сп
ВКСТ.5сп а т 27.0 24,0 23,0 21,0 I 19,0 17,5 I 16,0 15,0
адоn 11,0 10,5 10,0 9,5 9,0 8,5  I 
I
ав 42,0 42,0 42,0 42,0 42,0 42,0 42,0 42,0
a 1 , 24,0 22,0 20,0 19,0 18,0 17,0 16,0 15,0
20, М21 а n . 1        
ад.!        
аilОn 11,0 11,0 11,0 11,0 10,8 10,3 9,5 9,0
ав 48,0 I 48,0 48,0 48,0 48,0 48,0 48,0 46,0
a r 28,0 24,0 22,0 21,0 20,0 19,0 18,0 17,0
25 а nл        
ад.!        
адоn 11,8 11.8 11,8 11.8 11,5 10,9 10,3 9,7
ав 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0
а т 22,0 22,0 22,0 22,0 22,0 20,0 17,0 16,0
16М а nл        
ад.!        
адоn 10,7 10,7 10,7 10,7 10,7 10,7 10,7 10,7
а в 44,0 43,0 43,0 43,0 42,0 42,0 41,0 41,0
а 1 22,0 22,0 22,0 22,0 21,0 21,0 21,0 20,0
15ХМ а n . !        
ад.!        
адоn 11,8 11,8 11,8 11,8 11,8 11,8 11,8 11,8
!
824

Таблица 151
применяемых для арматуры из поковок,
ВО фланцах этой арматуры
риала фланца в ос
I 375 I 400 I 425 I 450 I 475 I 500 I 5251 550 I 575 I 600 I 625 I G50 I 675 I 700

12,0             

I

13,2             


14,0             

39,0 36,0 33,0 30,0 27,0 23,0 20,0 18,6 16,0 14,2
14,0 13,0 12,0 11,5 11,0 10,0 9,0 8,0 6,8 5,6
 10,0 7,5 5,0 3,6 2,5        
   8,0 6,0 3,6    
8,4 7,9 7,4 5,6 4,0 3,0    
45,0 44,0 40,0 37,0 35,0 32,0 28,0 25,0 22,0 18,0
16,0 15,0 14,5 14,0 13,0 12,0 11,0 10,0 9,5 9,0
 10,5 8,0 5,3 3,6 2,5        
         
9,1 8,5 7,8 5,9 4,2 3,0    
I r
40,0 40,0 39,0 38,0 37,0 36,0 34,0 32,5 30,0 28,0
16,0 16,0 16,0 16,0 16,0 16,0 16,0 16,0 16,0 16,0
  15,0 11,0 8,5 6,0 4,5 3,0      
     12,0 9,0 6,5 4,5 3,0 I
10,7 10,7 10,5 10,0 9,0 6,6 4,5   
I
40,0 40,0 40,0 40,0 39,0 39,0 38,0 37,0 34,0 30,0
20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,0 19,0 19,0 18,0 18,0
  15,5 12,0 10,0 8,0 5,3 4,5      
   24,0 18,0 11,0 8,0 5,3  
11,8 11,8 11,6 11,4 11,0 9,0 6,4 4,4  
I
825

. == 
,," '" Температура мате
Q)ro:s:...........
::r о.::с: l...
Марка стали '=ro::
::С><Е-<ro I I I I I I I I
ro Il)  i:
>:': :S: о. а 20 200 225 250 275 300 325 350
V
а в 45,0 42,0 42,0 42,0 4[,0 41,0 41,0 41,0
а т 23,0 21,0 2[,0 20,0 20,0 [9,0 [9,0 [9,0
[2ХМФ а пл        
адл        
ад"" 11,2 [[,2 ",2 [1,2 [1,2 1[,2 ",2 11,2
а в 66,0 65,0 63,0 61,0 58,0 55,5 53,5 53,0
а т 45,0 42,0 41,5 4[,0 40,5 40,0 40,0 39,5
2Х[3 апл        
адл         I
адоп 15,0 15,0 I 15,0 [5,0 15,0 [5,0 14,5 14,5
а в 55,0 52,0 I 50,0 48,0 47,0 46,0 46,0 45,0 1
а" 20,0 20,0 [9,5 [9,0 18,5 17,8 17,0 16,2
Х[8Н10Т аnл        
адл        
адОI1 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 12,5 I
I
а в 55,0 46,3 46,3 46,3 46,2 46,2 46,0 46,0
Х[8Н12М2Т а /' 22,0 17,6 [7,0 [7,0 [6,9 16,9 [6,5 16,0
Xl8HI2M3T а пл        
адл        
адоп 9,0 I 9,0 9,0 9,0 8,5 8,5 8,5 8,5
а в 75,0 72,0 72,0 72,0 71,0 70,0 70,0 70,0
а т 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0
ЭИ612 а п . !        
адл        
адпп [7,0 [7,0 17,0 [7,0 17,0 17,0 17,0 17,0
55,0 52,0 fЮ,О I 48,0 47,0 46,0 46,0 45,0 I
(1'l I
rf T 23,0 22,0 21,0 20,0 20,() 19,fi 19,() 18,5
I Х !K1!12T (1/1"           I
(Тд,1   - "    125 I
ад"" 12,5 12,5 12,5 12,5 [2,5 I [2,5 12,5

При м е ч а н и я:
1, и т  предел текучести, соотвеТСТВУЮЩllЙ 0,2% остаточноrо отНоснтельноrо
2. fJ пл  предел ползучести, соответствующий скорости ползучести 1.10'
3, fJдл  предел длительноЙ прочности при длительности наrружения в
826

Продолжение табл. 151
риала фланца в ос
I .j51 400 I 425 I 450 I 475 I 500 I 5251 550 I 575 I 600 I 6251 650 I 675 I 700
41,0 40,0 39,0 38,0 35,0 32,0 31,5 31,0 
19,0 18,0 17,5 17,0 17,0 17,0 17,0 16,5 
.      18,0 14,0 11,0 8,0 4,0     
    20,0 17,0 14,0 11,0 6,0
11,2 11,2 11,2 11,2 11,0 9,3 7,1 5,5 
15з,0 53,0 51,0 48,0 47,0 44,0 40,0 35,0
39,5 39,0 38,5 38,0 37,0 36,5 34,5 28,5
   12,8 7,6 4,8 4,0 3,0      
   26,0 18,0 16,0 8,0 
14,5 14,5 14,0 12,0 9,0 5,6 4,5 3,2
45,0 44,0 44,0 44,0 43,0 43,0 42,0 40,0 38,0 36,0 36,0 35,0 34,0 30,0
15.5 15,0 14,8 14,5 14,2 14,0 13,7 13,5 13,2 13,0 12,5 12,0  
     10,0 9,0 8,5 7,7 6,4 5,0 4,0  
       14,0 13,0 9,5 8,0 4,5 4,0 3,6
12,5 12,0 11,5 11,0 10,5 10,0 9,2 8,0 7,5 5,8 4,5 2,8  
45,8 45,6 45,3 45,0 44,5 44,0 43,5 43,0 41,0 40,4    
15,5 15,0 14,5 14,0 13,8 13,5 13,2 13,0 12,8 12,5    
       11,2 8,5 6,5 5,8 5,2 4,3 3,5
...       24,0 17,5 13,0 10,0 6,6 4,5 2,8
8,0 8,0 7,5 7,5 7,2 7,2 7,0 7,0 7,0 6,5 5,5 4,0  
69,0 68,0 68,0 67,0 66,0 65,0 65,0 64,0 63,0 61,0 54,0 49,0 46,0 44,0
40,0 40,0 40,0 40,0 39,0 38,0 38,0 38,0 37,0 36,0 36,0 35,0 35,0 35,0
         20,0 16,0 13,0 10,0 8,6
        22,5 20,0 18,0 16,0  
17,0 17,0 17,0 17,0 16,5 16,0 16,0 15,0 12,0 11,0 10,0 9,0  

45,0 44,0 44,0 44,0 43,0 43,0 41,5 40,0 39,0 38,0 35,0 32,0 30,0 28,0
18,0 17,5 17,0 16,0 16,0 15,5 15,1 14,8 14,5 14,1 13,8 13,6 13,4 13,2
             
         13,5 10,0 7,5  
12,5 12,0 11,5 11,0 10,5 10,0 9,5 9,0 8,5 6,8 5,2 4,0  
...
Удлинения.
.At.M/ мм- ч.
100 000 ч.

827

Таблица /52
Расчетные значения механнческих характеристик чуrунов,
прнменяемых для отливок арматуры общеrо назначения,
н допускаемые напряжения в чуrунных флаицах
 '"
" i)J
" Пределы ПрllменеНlIЯ
-s  t:
с
МарКа чуrуна " " " ""
   
в кrjл,-м' давления ДО I температуры
р у в KrjCM' в ос
СЧ1532 [5 32  6,4
СЧ1836 18 36  7,2
Чуrун СЧ21 40 2[ 40  8,0 16 15; +300
серый
СЧ2444 24 44  8,5
СЧ2848 28 48  9,0
Чуrун ВЧ455 45 I 70 32 10,2
высоко- 85 30 10,0 25 15; +300
прочный ВЧ4010 40
I
Чуrун
ковкий
RЧ 306
30
21
8,5
D y80 .11М
Py
40 кПсм 2
Dy=== 100+ I
+ 150 мм
Р у===
===25 кПсм 2
400
300
RЧ338 I 33 I 
23 I 9,5
При определении значений адап принималось:
а с
адап (т) ==   допускаемое напряжение по пределу теку-
n т
чести, П т  2,0+ 1,75;
ав
адап (в) ==   допускаемое напряжение по пределу проч-
nв
ности, П в ;?: 4,0;
апl
адап(п,1) ==   допускаемое напряжение по пределу ползу.
nп,!
чести, пп.! == 0,9+ 1,0 при скорости ползу-
чести 1.107 мм!.мМ'ч;
адl
адап (д.1) ==   допускаемое напряжение по пределу длитель-
ной прочности, nд.!  2,0 при длительности
наrружения в 100000 ч.
828

В качестве допускаемоrо напряжения адоп принималось наи-
меньшее из полученных.
Величины запасов прочности для болтов и фланцев включают
в себя также запасы на возможное влияние следующих факторов:
а) превышение усилия затяжки над расчетным, что может иметь
место при отсутствии динамометрических ключей, недостаточно
качественной прокладке и наличии дефектов механической обра-
ботки уплотняющих поверхностей фланцев; б) возникновение
дополнительных напряжений от перекоса опорных поверхностей
raeK в связи с деформацией фланцев; в) возникновение дополни-
тельных напряжений в связи с влиянием веса трубопровода,
создающеrо моменты и усилия, воспринимаемые болтами фланце-
Boro соединения; [) появление дополнительных напряжений
Изза удлинений трубопровода, разности температур фланца и
болта, что приобретает особо важное значение в периоды про
[рева трубопровода; д) периодическое или разовое повышение
давления в результате изменения напора или действия rидравли-
ческоrо (непрямоrо) удара; е) колебания в величинах прочности
металла и возможности дефектов в изrотовлении болтов.
. Все перечисленное требует увеличения запаса прочности.
Однако имеются и такие факторы, которые позволяют в отдель-
ных случаях снизить запасы прочности во фланцах и болтах.
Величина запаса прочности диктуется не только величиной
действующих сил, но и характером этих сил, который опреде
ляется результатами и степенью опасности их действия. Так,
усилие от действия rидравлическоrо давления в арматуре, соз-
даваемоrо ручным (или приводным) насосом без аккумулятора,
менее опасно для обслуживающеrо персонала, чем усилие от
давления, создаваемоrо сжатым воздухом. В первом случае при
возникновении трещины в арматуре давление быстро падает и
разрушение детали не создает уrрозы обслуживающему персоналу,
во втором случае разрушение деталей (в особенности хрупких 
чуrунных) создает реальную уrрозу для рабочеrо, обслуживаю-
щеrо установку.
Усилия, действующие во фланцевом соединении, также можно
разделить на усилия, представляющие меньшую уrрозу для ра-
боты фланцевоrо соединения (R n ), и на усилия, имеющие более
опасный характер (Qcp)'
В процессе эксплуатации реакция прокладки R n , как правило,
может изменяться только в сторону уменьшения, а при возник-
новении опасноrо состояния соединения (при чрезмерной дефор-
мации фланцев или болтов под действием увеличенноЙ суммар-
ной наrрузки на фланец) величина R n либо уменьшается, либо
сохраняет свое значение, но при этом происходит перераспреде-
ление уде,'IЬНЫХ давлений на отдельных участках прокладки.
Реакция R n всеrда является результатом действия друrих сил 
упруrости болтов, фланцев и прокладки или действия среды,
829

а работа, которую она может совершить, ничтожно мала. ВеJIИ
чина Qcp изменяется пропорционаJIЬНО изменению даВJIения,
и при пусках или остановке аrреrзтов, открывании и закрывании
арматуры кратковременное повышение давления может ДОСТИ
[ать значительной величины, При возникновении опасноrо состоя.
ния соединения величина QCfJ может сохранить свое значение вплоть
до разрушения фланцевоrо соединения,
Таким образом, в процессе эксп,rrуатации разрушения флан
цевоrо соединения в связи с действием реакции прокладки R n
произойти не может. Действие усилия QC{J при повышении давле
ния или ослаблении соединения вследствие повышения темпера
туры, либо дефектов изrотовления фланцевоrо соединения и т. п"
может вЫзвать нарушение плотности или разрушение деталей
соединений. Следовательно, QC{J является активной силой, peaK
ция ПрОКЛадки Rn  пассивной силой. Представим себе фланце-
вое соединение низкоrо давления при J\I3ЛОЙ величине D у' У кото-
poro отношение Qci Rn невелико. В таком соединении колебания
давления вызовут очень малые изменения напряжений в болтах,
запас прочности в процессе эксплуатации будет сохранять свое
значение. Поскольку запас прочности в таком соединении вЫдер-
жан по отношению к пассивной силе, не представляющей опас-
ности для прочности деталей, такое соединение имеет очень высо-
кую степень надежности. Во фланцевых соединениях низкоrо
давления при больших диаметрах прохода Dy отношение Qcp/ Rn
велико. Колебания давления в таком соединении вызовут почти
пропорциональное увеличение наrрузки на болты, в особенности
при упруrих резиновых уплотнениях. Запас прочности в таком
соединении по отношению к действующеЙ велИчине силы в про-
цессе эксплуатации будет изменяться. Принят он относительно
опасной активной силы, деЙствие которой может вызвать разру-
шение фланца. Следовательно, при формально одинаковых зна-
чениях запаса прочности для обоих фланцевых соединений пер-
вое соединение имеет «реально» большиЙ запас прочности и преk
ставляет меньшую опасность в Сi'.!Ысле разрушения, чем второе.
При выборе запасов ПрОЧI!ОСТИ величина отношения Qc/ R n
может уточнить условия работы фланцевоrо соединения и позво-
лит принять более обоснованные величины запасов прочности.
5. РАСЧЕТ ФЛАНЦЕВ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ HArpY3KAM
В настоящее время в машиностроениИ- успешно применяется
метод расчета на прочность по предельным наrрузкам; он значи-
тельно упрощает решение сложноЙ задачи определения прочных
размеров фланцевоrо соединения. Сложную пространственную
картину напряжений, ВОЗНИКающих во фланце при ero наrрузке,
трудно аналитически изучИТь, так как тензометрирование или
моделирование их чрезвычаЙно затруднено, Кроме Toro, при
830

расчете фланцев по наибольшим напряжениям для пластичных
материалов не MorYT быть допущены местные высокие напряже
ния и некоторые местные пластические деформации, хотя они не
имеют существенноrо значения для прочности фланца, так как
носят местный Характер, а также в силу Toro, что явление релак-
сации напряжений со временем снижает их величину. В то же
время, пользуясь даже наиболее современным математическим
аппаратом для расчета фланцев и теорией тонких оболочек,
мы получаем результаты, очень далекие от точных.
Например, рассматривать фланец толщиной 80100 мм как
тонкую пластину можно лишь условно. Правда, все отступления
теоретической схемы от дейст-
вительности более или менее
успешно компенсируются введе-
нием поправочных коэффициен- f//7jЛ'!J
тов, но это очень усложняет
схему расчета и не всеrда обеспе-
чивает достаточную точность.
Расчет фланцев по предель-
ным наrрузкам основан на более
простых и четких принципах.
Впервые этот метод в примене-
нии к фланцам был предложен
Л. М. Качановым и разработан Рис. 504. Кривая проrиба балки при
совместНО с А. А. Захаровым. увеличешIИ наrрузки
Теоретические предпосылки при
этом методе расчета также исходят из теории тонких пластин,
но искажения, вносимые в расчет вследствие значительной тол
щины фланцев, носят иной характер и не Иrрают такой сущест
венной роли, как в предыдущих методах.
rрафик зависимости проrиба f фланца из пластическоrо мате-
риала (сталь) от наrрузки изображен на рис, 504. Указанная на
rрафике зависимость подтверждается экспериментами.
Из rрафика видно, что ДО точки т во фланце действуют упру-
rие деформации, которые на участке тп переходят в пластиче-
ские. Можно считать условно, что в точке n образуется пластиче
ский шарнир, в результате чеrо дальнеЙшиЙ ПрОПIб фланца
увеличивается при сравнителыIo lIеБОЛЫIlОJ\I увеличении Ha
rрузки.
Расчетной величиной н вляеТl:С' [ 1 1 ) " , "t' , n I)Ч , ' ) ' // 1/ " 1 1 1 \ I зка /)
" , , '[ , п' .,' : (, II I ,,'rJo
создающая пластическиЙ шарнир.
Расчет деталей по предельным наJ'РУЗJ\<1J\! по сравнению с J\le
тодом допускаемых напряжеНЮ"j дает разницу в размерах сечениЙ
в тех случаях, коrда напряжение распределено неравномерно
по сечению дета.'!И.
Так, например, для балки, лежащей на двух опорах и Harpy
женной сосредоточенной наrрузкой Q, преде.'IЬное состояние для
il
IJ
f
831

расчета по методу допускаемых напряжений наступит тоrда, Коrда
напряжение в крайних волокнах достиrнет предельно допустимой
величины. Для хрупких материалов эТо условие действительно
i1 rtJ fl///JelJ
ЗОIIЫ IlлtlстlиесlШ:С
tie. О/lIIШ: ц:;]
 Q
о)

Рис. 505, 1\ расчету балки по методу предельных наrрузок
оrраничивает несущую способность балки, так как дальнейшее
увеличение наrрузки может вызвать появление трещин и после-
дующее разрушение детали.
Для пласТичных материалов при этом условии не будет исчер
пана несущая способность балки, так как по мере увеличения
f/,т
f217
217
J..,.....,: :::-
л  
:;;;.-
  .-:?
7- '/'
(()
А
I!

11/
J.
Iff
J
17
17,2
1l,4
17.6'
Il,Il
fl7l7
В17
517
417
о
Рис.
1, 17 I,?
fJ мм
506. rрафик изменения проrиба фланца с резь
бой М80ХЗ при увеличении !lаrрузки
наrрузки крайние волокна начнут пластически деформироваться
в связи с перераспределением напряжений. Несущая способность
балки будет увеличиваться до тех пор, Пока напряжения во всех
волокнах не достиrнут предела текучести; в этот момент балка
Достиrнет состояния, соответствующеrо наличию «пластическоrо
шарнира», Это и будет считаться предельным состоянием балки
по способу предельных наrрузок.
832

На рис. 505 последовательно изображены три состояния балки:
а  соответствующее упруrому состоянию; б  при появлении
пластических деформаций; в  соответствующее наличию «пла-
стическоrо шарнира»,
Предельной наrрузкой на фланец будет считаться такая вели-
чина наrрузки Qnpea, при которой во фланце образуется «пласти-
ческий шарнир», Возможность образования TaKoro явления во
фланцах подтверждается экспериментами (рис. 506),
Из вышеСказанноrо следует, что этот метод расчета ПРИI\IеНИI\I
лишь для фланцев из нехрупкоrо металла, работающеrо при
условиях, коrда основной характеристикой прочности является
предел текучести.
Расчет стальных фланцев, работающих при высокои темпера-
туре, коrда характеристикой прочности является предел ползу-
чести или предел длительной прочности, должен производиться
по методу допускаемых напряжений.
Р а с ч е т ж е с т к и х Ф л а н ц е в (см. рис, 476) произво-
дится по следующей методике. Предельная наrрузка на фланец
при 81 > h определяется по формуле
Qnpea == 1,7rpkh 2 a T c Kr,
[де h  толщина фланца в СМ (см. рис. 476);
а т  предел текучести материала фланца в к.Псм 2 ;
rp  коэффициент, учитывающий влияние отверстий под
d
болты на прочность фланца: rp == 1 при D D 2 <!
н  о  51
d
< 0,25; rp == 0,9 при 0,25 < D H  Do  251 < 0,5;
1
k  коэффициент, k == 1 +; здесь х определяется из
х
уравнения
1 + х [ 1  : (1  ! )] ==  ( : ) х ;
С  коэффициент плавности перехода от фланца к трубе,
который определяется следующим образом.
5  5
Если выдержано условие lу  1 + (D о + 28), то считают,
51 s
что фланец с трубой соединен плавным переходом, и принимают
с == 1. Если lу < 51 + 5 (D о + 25), то С < 1 выбирается по
51 5
результатам экспериментальных исследовании. При отсутствии
таких данных фланец можно счИтать соединенным с трубоЙ без
плавноrо перехода, т, е. снабжеННЫI\I ВТУJШОЙ постоянноЙ тол-
щины. В этом случае принимают с == 1, а значение х определяют
подБОрОI\I из уравнения
1 + х [1  gt: (1  : )] ==  ( : ) х .
53 Д. Ф. rуревич
833

Величину Х можно также определить с помощью HOMorpaMMbI
(рис. 507), разработанноЙ автором.
HO:VlOrpaMMa построена на основе преобразованноrо уравнения
r ( O' J ( 'х
Dn Dn Do 51 D б
D+XF lD lfТ) ===(п ) ,
6 V L п \ L \ fl/
имеющеrо вид а + Ьх === т Х , в КОТОРОЛI
а === ; ; Ь === ; [1   (1  ! ') J ;
D{j
т==.
D H
С,74
1 1..
l'
, I j1 {1
! 1/ 1 1 '1
С,т I I
'// I
o. I I 11
l-r I l '
С,БZ У r I i I ' 1 '
u,st I I
:, I!
:rттl
I
(J,J!;
o.J()
!J,tб
М?
C,lt
U,S4
:1,
:1
11
11 :
'1
,1
11
'1
I
]1
11
1:
"
1:
1
,
 
аР! lJ.()fi !J,/il/И' а/Е f/,ZZ IJ.Z!J !i,Jil/J,Jif IJ.Й IJ.I;lfJ.M' !l,J!! /,iя' f/,J! il.t? IJ.ОО !l,?illl.li! !l,l!! /J,E! ,?t. tl,J(J
Рис. 507. Номоrраща для определения коэффициента х. При ы е р. Дано:
а  0,608, в == 0,520, т == 0,758. Реш е н и е. 1. Определяем величину W 
 0,384. 2. Строим точки 1 и 3 и соединяем их прямой. Из точки 4 Of'ycKae!
вертикаль, получае1 X 0,5
Определение Х при помощи rрафика на рис.
следующим образом:
определяют значения а, Ь и т;
вычисляют значение вспомоrате.'Iьноrо числа
507 производится
la
(u === 0,5 + Ь
На левой ШКале откладывают значение а и получают точку 1;
834

на нижней шкале откладывают значение х == (() и получают
точку 2;
из точки 2 восстанавливают перпендикуляр; пересечение ero
с прямой II опредеЛяет точку 3; точки 1 и 3 соединяют прямой,
которую продолжают до пересечения с кривой соответственно
найденному значению т, получают точку 4 (промежуточные зна-
чения т находятся между кривыми);
из точки 4 опускают перпендикуляр на шкалу х и получают
искомое значение х.
р а с ч е т с в о б о д н ы х Ф л а н Ц е в (конструкций, при-
веденных на рис. 477) производится следующим образом.
Величина предельной наrрузки определяется по формуле
Qnpea === 1, 7ЧJсkсh2(Jr кТ,
rAe
kc === 1 + ;
Хс
ЧJс  коэффициент, учитывающий влияние отверстий
болты на прочность фланца,
2d
ЧJс == 1  D D (рис. 477).
Ii С
под
Значение Хс определяется из уравнения
1 + Хс (1  g ) === g ( : )ХС .
Последнее может быть представлено в виде
.& + х ( DAI  Dc ) == ( D6 ' ) ХС
Dб с D6 \ DIi
Il заменено
ас + ЬсХс == т Хс ,
rде
D A !
а ==.
с D6'
ь == DM Dc .
с Dб'
 Dб
т DIi .
HOMorpaMMY на рис. 507 можно использовать и для определе
ния значений ХС'
ДЛЯ резьбовых фланцев D с === D м получаем более простую
формулу
1 Dб
g D.\l
ХС ==
1 DIi
g D
о
Для ускорения расчета резьбовых фланцев может быть исполь-
зована HOMorpaMMa на рис. 508, разработанная автором, при
помощи которой по известным диаметрам определяется величина
z == 1,7 ( 1 + c )'
53*
835

При у про Щ е н н о м с п о с о б е расчета применяются
следующие формулы приближенных значений коэффициента k,
предложенные А. А. ЗахаРОВ!>IМ:
для свободноrо фланца (рис. 509)
k  1 +  ( DH  DM  1 ) .
с D6 D6  DM '
ёо
для фланца с воротником при h? 5 (рис. 509)
k  1 + Do [  ( Do + 5 ) + 52  1 ] .
D6  Du  5 Do Dб h 2 ,
для фланца с шейкой при h ? 51 И ё? О, 7Бi о, rде i 0= ,
51  5
Do + 25
51 + 5 '
k  1 + D6 o  5 [ : ( D; 5 ) + :!  1 J ;
для фланца с укороченной шейкой при h? 51 И i <: 0,7Бi о
k  1 + Do { D Ii ( Do + 5 )  1 +
D6  Do  5 Do D6,
+ :: [1 + ( ;!  1 ) V  (2  ) ] } ,
[де  0= (51 + 5) ly
(Do + 25) (51  5) .
Формула для определения k для фланца с воротником приме
нима при условии, что выдержано необходимое соотношение
размеров
HI! l.
v ( Do 2+ 5 ) 5
При
H'I <1
V ( D o : 5 ) 5
предельная наrрузка быстро уменьшается, приближаясь к зна-
чениям предельной наrрузки соответствующеrо свободноrо фланца,
что требует применения значениЙ k, соответствующиХ свободному
фланцу, Жесткие фланцы показаны на рис. 510.
Д о п у с к а е м а я н а r р у 3 К а на фланец определяется
как часть предельной в зависиIOСТИ от BbI6paHHoro запаса проч
ности fф, Величина запаса прочности зависит как от свойств
металла (отношения ; ) и технолоrических особенностеЙ изrо
товления фланца, так и от технических требованиЙ к фланцу
и условий эксплуатации.
836

1f2
J
.f
/;-
, , ,

J
о
о у !!} 11 12 IJ
I 'L \ ' 1 \[ 1 \ 1 1 1: .
IТ+Т'
 "'T
I . Lt ''I
" j   т .. 
"> :  r t:l=
I
,
;
7
,
z
Рис. 508, HOMorpaMa для определения коэффициента z пр!! расчете резь-
бовых фланцев
C(joootlHbfii с (}оротНILКОМ
 
Рис. 509. Фланец свободный и фланец с BOpOT
ником
Жест/щв
Рис. 510. Жесткие фланцы
5
837

Допускаемая наrрузка
на фланец равна
Q  Qnpea
ф'
пф
Для обычной арматуры всех размеров из стали ( :  0,65)
кованой и литой, при давлениях Р у  100 кПсм 2 коэффициент
запаса прочности можно принимать равным
<7.J пф==l,8;
'! для кованой арматуры при Ру> 100 кПсм 2
пф == 1,8;
I для литой арматуры при Ру> 100 кr;с.и 2
пф == 2,0.
r lз
41"
После Toro как определена допускаемая
наrрузка на фланец, она должна быть сравнена
с усилиями, возникновение которых ожидается
во фланце в процессе эксплуатации. Эти усилия
являются расчетными, так как их действитель
ная величина неизвестна.
На рис. 511 показана уточненная схема действия сил на фланец.
На схеме: Qб  усилие от действия болтов (реакция ботов);
Q1 == R n  реакция прокладки; Qcp  усилие от действия среды,
которое рассматривается как состоящее из двух усилий: Qз,
приложенноrо к среднему диаметру трубы, и Q2, ПРИЛОЖl:'нноrо
между средней окружностью прокладки и внутренней поверх-
ностью трубы; 11, 12 и 13  плечи приложения соответствую-
щих сил.
Усилия приложены к фланцу в разных местах, поэтому сле-
дует ожидать, что их влияние на фланец будет зависеть от точек
приложения.
Поскольку фланец подверrается изrибу, определим приведен
ное усилие Qnp, приложенное к трубе, которое вызывает момент
на фланце, эквивалентный моменту от действия сил, прrтожен-
ных к фланцу,
Qz
Q,
Рис. 511. Схема дей
ствия усилий на
жесткий фланец
Qnp == Q1 : + Q2 :: + Qз.
Таким образом, допускаемую наrрузку на фланец следовало бы
сравнивать с усилием Qn, но иноrда это не выполняется. Сталь-
ные фланцы, для которых и применим рассматриваемый метод
расчета фланцев по предельным наrрузкам, предназначены обычно
для работы при высоких давлениях, коrда ширину прокладки
выдерживают в оrраниченных размерах и стремятся прокладку
установить возможно меньшеrо диаметра. В случае, коrда с до-
статочной для практики точностью можно считать, что [1::::::: [2 :::::::
::::::: [3 расчет по Qnp существенных коррективов не вносит.
838

Вопрос о величине расчетноrо усилия для фланцев в армату-
ростроении еще нельзя считать окончательно решенным. Суще
ствует мнение, что фланец должен быть прочнее болтов, для
Toro чтобы разрушение болтов предшествовало разрушению
фланцев. Имеются сторонники применения к фланцевому соеди-
нению принципа равнопрочности болтов и фланцев. Во всяком
случае должно быть выдержано условие
Qф  Qбр'
Существует мнение, что целесообразно выдержать и условие
Qф  Qб'
Если Qб значительно превышает QБР, то последнее условие
может повлечь за собой излишнее увеличение толщины фланца.
Помимо приведенных выше методов расчета фланцев предЛо
жены и друrие формулы, которые по ряду причин широкоrо рас-
пространения пока не получили.
Расчет фланцев на прочность не исчерпывает всех задач,
стоящих перед конструктором арматуры, хотя и решает rлавную
из них. Помимо прочности фланец должен обладать достаточной
жесткостью, чтобы плотность соединения сохранялась, несмотря
на деформации фланца и поворот сечений фланца в радиальном
и кольцевом направлениях. Фланцы для малых условных про-
ходов и для высоких давлений, как правило, обладают ДOCTa
точной жесткостью; более сложно обстоит дело с фланцами для
низких давлений и больших проходов. Помимо усилий от давле-
ния среды, болтOlЮЙ наrрузки и реакции прокладки на фланцевое
соединение MorYT действовать и действуют момент от изrиба
трубы и момент от скручивания трубы.
Значительное влияние на работу фланцевоrо соединения MorYT
оказать и вибрации трубопроводов. Для учета влияния вышеука-
занных факторов еще не найдено окончательноrо решения, удоб-
Horo для практическоrо использования при расчете.
Предлаrаемые для этой цели методы расчета отличаются слож-
ностью формул и условностью принятых схем. Работы в напра-
влении решения этих задач продолжаются.
r л а в а IV. ОБЩИЕ ДЕТАЛИ АРМАТУРЫ
1. РАСЧЕТ ШПИНДЕЛЕЙ
Условия работы
Винтовая пара шпиндельrайка в механизмах управления
затворами применяется повсеместно, что объясняется значитель-
ными преимуществами этоrо механизма по сравнению с друrими,
а именно: простоЙ конструкцией, компактностью и малыми
839

rабаритами, свойством самоторможения, блаrодаря которому да-
вление среды не может произвольно изменять заранее YCTaHO
вленноrо положения затвора.
В зависимости от условий работы шпиндели арыатуры можнс.
разделить на С.'Iедующие типы (рис. 512): вращаеl\lые, ВЫДВИЖНЫе
и ввинчиваеl\lые.
а)
Рис. 512. Типы шпинделей: а  вращаемый; б  выдвижной; в  ввин
чиваемый
Шпиндели двух первых типов обычно применяются в задвиж
ках, шпиндели TpeTbero типа используются в конструкциях
вентилей.
При в р а Щ а е м о м ш пи н Д е л е подъем и опускание
клина, диска или тарелки осуществляется с помощью rайки,
заложенной в клин. Шпиндель имеет только вращательное дви-
жение.
Продольное перемещение шпинделя исключено блаrодаря нали.
чию бурта, который воспринимает наrрузки, действующие вдоль
оси шпинделя. Для удобства выполнения расчетов рекомендуется
строить эпюры усилий и ыоментов, действующих на шпиндель.
Поворачивая маховик (или шестерню в электроприводе) при
закрывании или открывании задвижки, верхнюю часть шпин
деля, до упорноrо буртика (участок 13, рис. 513), подверrаеl\1
только действию крутящеrо момента, приложенноrо к маховику.
В соответствии с этим участок шпинделя 1 3 должен быть pac
840

считан на прочность при деформации .кручения, а так как наиболее
слабым сечением на данном участке обычно является квадратное
сечение под маховик, то оно и должНо рассчитываться на проч-
ность при кручении моментом Мм, приложенным к маховику.
Резьбовой участок шпинделя' 35 работает при совместном
действии растяжения или сжатия и кручения и поэтому должен
быть рассчитан на прочность исходя из величины приведенноrо
напряжения.
Jailj!bI!/.zIlILl'
J!7ЮjJa !/силиil .J!7ЮjЮ /lfСЛ1l'lI!rJ,/j
! I
l
J
/;
5
Рис. 513. Эпюра усилий и ЮlеНТОВ, действующих на
вращаемо! шпинделе
Кроме Toro, шпиндель должен быть рассчитан на продольную
устойчивость. Буртик шпинделя проверяется на изrиб, срез и
смятие. Проверка прочности резьбы шпинделя обычно не произ-
водится. Как правило, rайки шпинделя изrотовляются из мате-
риала менее ПрОЧноrо, чем материал шпинделя, и поэтому про
веряется прочность витков резьбы rайки.
При в ы Д в и ж н о м ш п и н Д е л е управление затвором
осуществляется путем вращения rайки, связанной с маховиком
(или шестерней электропривода). Шпиндель Имеет только посту-
пательное движение. Поворот шпинделя исключен блаrодаря
тому, что rоловка ero Имеет прямоуrольное или квадратное сече-
ние и входит в паз клина или диска, В вентилях предотвращение
поворота шпинделя обычно осуществляется при помощи шпонки.
При вращении маховика на шпиндель передается крутящий
момент, за вычетом момента от трения в бурте rайки. Этот момент
действует по всей длине шпинделя на всех участках 26 (рис, 514).
Осевое усилие Qo имеет полную величину на участке 23,
а на участке 34 уменьшается (при закрывании) на величину
силы трения в сальнике,
841

На участке 45 усилие несколько меньше Qo и имеет величину
Ql + Qшn, Так как опасное сечение находится на участке 23,
поскольку поперечное сечение резьбы меньше сечения ШПИНДеля
на участке сальника, и усилие, действующее здесь, больше, то
именно этот участок должен рассчитываться на совместное дей-
ствие крутящеrо момента и oceBoro усилия.
Шпиндель должен быть рассчитан на продольную устойчи
вость, rоловка шпинделя имеет заплечики, которые должны быть
проверены на изrиб, срез и смятие.
JrzКjlшllZНiШ
.JЛЮjltJ .fСlUlшl .JЛЮ,Qа- МIlМt'IfЛ1llf
f f
с
2
I
Рис. 514. Эпюра усилий и моментов, действуlO
щих на ВЫДВИЖНОМ шпинделе
в в и н ч и в а е м ы й ш п и н Д е л ь совершает в затворе
винтовое движение, т. е, вращение BOKpyr оси, и одновременно
с этим опускается или поднимается, Тарелка клапана, связанная
шарнирно со шпинделем, перемещается вместе с ним поступа
тельно. Как и при вращаемом шпинделе, постоянный крутящиЙ
момент действует на участке 12 (рис. 515); на участке 23
момент резко снижается, а на друrих участках величина крутя
щеrо момента сравнительно невелика.
Наибольшее усилие вдоль шпинделя имеет место на участке 34.
В соответствии с условиями работы сечение квадрата под MaXO
вик необходимо рассчитать на действие крутящеrо момента М.1I'
а резьбовой участок  на совместное действие усилия Qo и суш..rы
моментов МС + М щ . Шпиндель следует проверить на продольную
устойчивость,
Заплечики или буртик шпинделя рассчитываются на смятие,
изrиб и срез при открывании затвора. В качестве примеров прН
ведены эпюры усилий и моментов, действующих при закрывании
затворов; при открывании эпюры будут иметь HeCKO,'IЬKO иноЙ
вид, НО принцип построения их остается тот же.
842

Ручное управление арматурой в процессе эксплуатации осу-
ществляется обычно в условиях, при которых контроль действую
щих усилий и моментов при помощи соответствующей аппаратуры
(динамометров и пр,) не представляется возможным, поэтому
момент, приложенный к маховику вентиля или задвижки, зави
сит от физических данных оператора, ero квалификации и тех-
нической rрамотности, В силу этоrо момент на маховике часто
превышает величину, определяемую расчетом, однако он всеrда
должен оrраничиваться разумными пределами, так как, применяя
усиливающие рычаrи, на маховике леrко создать момент, который
J[l/(fbIl5ii 1I!li'
JШОjlа fСIf.IШrZ .JЛЮjlа [I1[lMfllт{1!
РИС, 515, Эпюра усилий и моментов, действующих
на ввинчиваемом шпинделе
во MHoro раз превзойдет расчетный и, следовательно, сможет
вызвать поломку деталей, Таким образом, мы имеем две величины
моментов и усилий на шпинделе: номинальные, необходимые для
управления арматурой, определяемые силовым расчетом и пре-
дельные, которые MorYT возникнуть при управлении арматурой
вручную.
Предельным моментом на маховике обычно считают такой
момент, который может быть создан человеком со средними физи-
ческими данными. В тех случаях, коrда управление должно про-
изводиться двуыя операторами одновременно, предельньш мо-
ментом считается такой, который создается на маховике или ру-
коятке при действии двух чеiIOвек одновременно,
Нельзя вовсе пренебреrать возможностыо возникновения пре-
дельноrо момента, но в то же время ориентироваться лишь на
предельный момент не следует, так как это может вызвать чрез-
мерное и к тому же необоснованное увеличение размеров арма-
туры со всеми вытекающими отсюда последствиями. Поэтому
основной расчетной величиной должна являться величина
843

ыоментов и усилий на шпинделе, определяемая СИЛОВЫl\l расчето:\!,
т. е. величина номинальноrо усилия и момента на маховике,
Если арматура предназначена не для установо!<, обслуживае-
:\!ых специально подrотовленными людьми, а для :\!аrистральных
трубопроводов, то при определении предельноrо :\lOмента на
!llаховике для расчета шпинделя на прочность данные диаrраммы,
приведенные на рис. 393, целесообразно увеличить в 1 ,3
1,4 раза. Это связано с тем, что при закрывании арматуры в OT
дельных случаях человек может приложить на t\l3ховике усилие
примерно в 1,5 раза больше указанноrо на диаrрамме.
При действии предельноrо момента должна быть обеспечена
достаточная прочность, однако запас прочности при этом может
быть снижен, Меньшие запасы прочности при действии предель
Horo момента допустимы потому, что эти моменты в арматуре ДОЛ-
жны появляться лишь как исключение.
Расчет прочности сечений
Прочность всех сечений, несущих наrрузку, должна быть
проверена. Расчет прочности сечений должен быть произведен
в соответствии с условиями работы деталей и может быть выпол
нен либо методом допускаемых напряжений, либо методом допу
скаемых наrрузок. Последний метод является наиболее совершен-
ным и позволяет точнее определять несущую способность деталеЙ,
т. е. более полно ис'черпывать возможности конструкции, Однако
:llетод расчета по допускаемым наrрузкам еще недостаточно полно
разработан для различных условий работы деталей арматуры 11
поэтому t\lожет быть применен не во всех случаях.
Характер дефОРt\lаций в различных сечениях ДЛЯ основных
типов шпинделей определяется в соответствии с эпюрами, изобра
женными на рис. 513, 514, 515. Для удобства выполнения расчета
сечений шпинделя, польз уясь числовыми величинами, пол учен
ными при расчете по формулам, необходимо построить эпюры
усилий и моментов, действующих на шпиндель.
Сечения шпинделя MorYT работать при следующих дефорыа-
циях: растяжения или сжатия, кручения, кручения и растяже-
ния или кручения и сжатия, продольноrо изrиба.
При расчете должна быть учтена рабочая температура среды.
Расчет на ползучесть материала шпинделей, работающих при BЫCO
ких температурах, можно не производить, так кш< влияние ПО.l
зучести на работу шпинделей ничтожно мало. Шпиндели, как
правило, при эксплуатации арматуры периодически переме
щаются, и каждая новая установка шпинделя при закрываюш
арматуры КО!lшенсирует ИЗl\Iенение Д.1ИНЫ шпинделя, вызванное
явлением ползvчести.
Шпиндель ;о,l,верrается длительной наrрузке обычно прrr за
ЕРЫТОМ затворе, коrда на Hero действуют сж}шающrrе уси.1ИЯ.
844

Растяrивающие усилия возникают лишь при открывании apыa
туры и действие их кратковременно, Поэтому величина предела
длительной прочности r-raтериала шпинделей, работающих при
высокой температуре, как правило, не имеет значения. В спе-
циальных конструкциях, [де шпиндель или шток подверrаются
длительной растяrивающей наrрузке при высокой температуре,
необходимо произвести проверку на длительную прочность сече-
ний, подверrаемых растяжению.
Расчет сечений, работающих на
р а с т я ж е н и е и л и с ж а т и е,
по методу допускаемых наrрузок и
lIfетоду допускаемых напряжений дает
один и тот же результат, так как
действующие напряжения распреде-
лены равномерно по Bce1llY сечению
детали; поэтому расчет данных сече
ний ведется только по методу допус-
каемых напряжений.
Сечения, работающие на сжатие
или растяжение без действия крутя
щеrо момента, встречаются в арматуре сравнительно редко:
в разъемных шпинделях вентилей BbIcoKoro давления, в шпинде
лях сильфонных и соленоидных вентилей, в предохранительных
клапанах и некоторых друrих конструкциях.
Расчет сечения ведется по формуле
Qpac.,  !p(Jaon,
Таблица 153
Значения коэффициента т
НаружныЙ диамср
резьбы ШПНllделн
в .11.И
III
До 80
81  1 00
101120
1,0
0,95
0,90
[де Qрасч  расчетная наrрузка в кТ;
fp  рабочее сечение шпинделя в см 2 ;
бдоп  допускаемое напряжение в кПсм 2 .
Допускаемое напряжение определяется по формуле
(J === (J' т
доn доп'
[де (Joп  основное допускаеl\lOе напряжение в кТ/см 2 ;
т  коэффициент, учитывающий уменьшение прочности
материала при увеличении диаметра заrотовки шпин-
деля (табл. 153).
Расчетные величины ыеханических характеристик сталеЙ для
шпинделей приведены в табл. 154.
Значение величины OCHoBHoro допускаемоrо напряжения (без
учета т) определялось из выражений
(Joп ===  .
n '
о
'"[дОIl. "р:::::::: O,65(Jon. раСIll,
[де по  запас прочности (таб.1. 155).
845

00
....
с'>
Расчетные вличины механических характеристик сталей для шпиндеJlей
ТаБЛ1lu,а 154
Марка стаЛll
550 I 600 I 650 I 700
ВМСТ.5сп
ВКСт.5сп
35
40Х
38ХМЮА
38ХВФЮ
(6 азотироваННО\!
виде)
' Механические I
харак-
теристики
в Kr 1м},!' 2() I 200 I 250 I 300 I
Ив
И т
Ив
а,
а п
ав
а т
а п
Температура шпинделя в ос
350 I 400 I 450 I 500 I
ав 50,0 48,0 48,0 46,0 44,0 42,0 40,0
а]' 29,0 24,0 21,0 17,5 [5,0 13,0 11,0
    
а п 25,0 2[,0 [8,0 15,0 [3,0 12,0 10,0
Е 2[ [001 [9000 [8500 17900 [7500 [7100 15700
ал
56,0 56,0 56,0 56,0 53,0 51,0 43,0 36,5 29,7 19,7
32,0 27,0 23,0 2[,0 20,0 18.0 17,0 [4,0 [[,8 8,3
3[,0 23,5 2[,8 20,0 18,0 [6,0 [4,0 12,0
21 [00 19000 [8500 [79001 [7500 [7 [00 [ 5 700 [4 300
95,0 90,0 90,0 89,0 80,0 70,0 60,0 50,0
80,0 72,0 71,0 69,0 65,0 62,0 55,0 44,0
64,0 55,0 53,5 52,0 48,0 43,5 39,0 37,0
2[ 900 20 800 20450 20 [00 19 600 19 !ОО 18 600 [8 000
Е
Е
60,0
42,0

32,0
1[6800
Е
[00,0 90,0 88,5 87,0 81,0
85,0 77,0 74,5 72,0 68,0
66,0 58,0 55,0 53,0 49,0
20 300 19500 19 000 18 700 18 300
75,0 70,0 65,0
63,0 58,0 50,0
44,0 4[,0 39,0
[8000 17500 [7000

Продолжение табл. 154
I Мехаиические I Температура шпинделя в ос
харак-
Марка стали тер ИСТИКИ I I I I , 400 I 450 I 500 I 550 I I 650 I
в KF/MM' 20 200 250 300 350 600 700
а в 95,0 90,0 86,0 82,0 78,0 73,0 70,0 64,0 56,0
25Х2МФЛ (ЭИ10) ат- 80,0 78,0 74,0 70,0 66,0 62,5 60,0 59,0 50,0
  
а п 64,0 62,0 57,0 53,0 48,0 43,5 40,2 40,0 38,0
Е 21700 20 600 20 200 19800 19400 19100 18600 18000 17400
ав 80,0 79,0 78,0 76,0 74,0 72,0
1X17H2 а" 60,0 59,0 58,0 56,0 54,0 52,0
     
ап 43,5 43,0 42,0 41,0 37,8 34,5
Е 18000 17500 17250 17000 16750 15500
ав 66,0 65,0 61,0 55,5 53,0 53,0 48,0 44,0 35,0
2Х1З (ЭЖ2) а/, 45,0 42,0 41,0 40,0 39,5 39,0 38,0 36,5 28,5
  
а п 36,0 34,0 32,0 31,0 30,0 29,0 28,0 27,0 22,0
Е 22 300 2[ 200 20 800 20 400 19850 19300 18850 18400 17800

ав 73,0 63,0 61,0 58,0 57,5 57,0
ЭИ654 а, 45,0 38,0 36,0 35,0 33,0 31,0
     
а п 22,5 [9,0 18,0 17,0 15,5 14,5
1; 18000 17600 17400 17000116400116000
00
"'"
"'-1


.1>0

ПродотКСll1JС [i1бл. [5.}
I МехаНlIческие I Температура шпинделя в ос
Марка CTaJ1l1 xapaK
теристики I I I I I I I I I I I
11 KrjA/h'" 20 20О 250 :100 350 400 430 500 550 6ОО ()50 700
ав 55,0 48,0 48,0 46,0 45,0 44,0 44,0 43,0 40,0 36,0 35,5 30,0
ХI8Н[ОТ а т 20,0 20,0 [9,0 [7,8 16,2 15,0 14,5 14,0 13,5 [3,0 [2,0 [2,0
а п 14,4 14,4 14,4 13,0 13,0 [2,0 12,0 [2,0 11,0 11,0 [ 1,0 
Е 20 200 19300 [8900 18500 [8100 17700 17300 [6900 16400 16000 15500 
.
а в 55,0 46,3 46,3 46,2 46,0 45,6 45,0 44,0 43,0 40,4
X[81!12M2T (ЭИ448) (5} 22,0 [7,6 [7,0 16,9 [6,0 15,0 14,0 [3,5 [3.0 [2,5
ХIШ112М3Т (ЭИ432)  -
а" 15,0 14,0 13,8 [3,5 [3,0 [2,0 11,0 [0,0 9,0 7,7
С 19950 19300 [8900 18 ;'00 [8000 17 700 17300 16800 16400 [5900

(5" 75,0 72,0 72,0 70,0 70,0 68,0 67,0 65,0 64,0 6[,0 49,0 44,0
Х Н35В Т (ЭИ612) а{ 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 40,0 38,0 38,0 36,0 35,0 35,0
а п 35,5 35,0 35,0 35,0 35,0 34,5 34,5 34,0 33,0 32,0 29,0 29,0
Е 20 200 19400 [9200 19000 [8600 18300 18000 [7700 17300 16900 16400 16 [о
(5в 65,0 65,0 65,0 65,0 65,0 65,0 64,0 62,0 58,0 50,0 44,5 34,5
4Х[4Н14В2М (ЭИ69) а} 34,0 32,0 32,0 3[,0 30,0 29,0 28,0 27,0 26,0 25,5 24,0 22,0
ап 33,0 31,0 3[ ,о 30,0 29,0 28,0 27,0 26,0 25,0 24,Б 23,0 2[,0
Е 2[ 200 20100 19400 18800 [8300 17800 17300 16900 16600 16000 [5700 1520
п р н м с Ч <J Н 11 е. Л'\.ехuническне характеРИСТlIКИ леrнрованны'\ сталеЙ даны с YTleTOM термообработки.
о
о

Таблица 155
а т
а в
Значения коэффициента ПО
Коэффициент по )
I :!..:L
о::J:тИии растИеиии I а в
Коэффициент по
при
сжатии
при
растя.
)кенин
0,40 1,30 1,50 1I 0,72 2,00 2,20
1,55 l' 0,74 2,10 2,30 I
0,45 1,35 il I
0,50 1,40 1,60 0,76 2,20 2,40 I
0,55 1,50 1,70 I  0,78 2,30 2,50
0,60 1,60 1,80 \1 0,80 2,40 2,60
0,63 1,70 1,90 11 0,82 2,50 2,70
0,66 1,80 2,00 0,84 2,60 2,80
0,70 1,90 2,10 [! 0,86 2,70 I 2,90
,1 I l
в табл. 156 приведены основные допускаемые напряжения при
расчете шпинделей арматуры.
Сечения, работающие н а
тываются по методу допускае-
мых напряжений
[де Мрасчрасчетный
в кТ 'см;
W к  момент сопротивле
ния при кручении
в см 3 ;
Тдоп  допускаемое напря-
жение при кручении
в кпсм 2 .
Шпиндели, подверrающиеся
кручению, имеют обычно Kpyr-
лое и реже квадратное сечение.
Некоторые сечения ослаб.IЯЮТСЯ
отверстием под штифт (рис. 516)
или пазом под шпонку. Точное
определение наибольших на-
пряжений в этом случае может
быть достиrнуто методом Теории
упруrости, что связано с необ- Рис. 516. Значения коэффициентов А
ходимостью выполнения слож- и Б
ных вычислений.
Для приближенноrо вычисления с достаточной д.'!Я практики
точностью значений W K круrлоrо и квадратноrо сечений, ослаб-
ленных отверстием, приводятся табл. 157 и rрафики на рис. 516.
54 д, Ф. rуревич 849
М расч  WK'tdoп,
момент
к р у ч е н и е, обычно рассчи-
Н . у .'/
. /  I.1> l :c
/;;;: .L_
yi У
Il,!'
ОД
ОД!
ОД
ОД
ОД
!J,fб
ОД
ОЛ
0.13
0,12

Марка стали
ВМ Ст. 5сп
ВК Ст. 5сп
35
40Х
38ХМЮА, 38ХВФЮ
(в азотированном
виде)
25Х2.'V\ФА
1Х17Н2
2Х13
ЭИ654
Х18Н10Т
Х 18Н12М2Т \
Х18Н12М3Т I
ЭИ612
4Х14ННВ2М
Марка стаЛll
ВМ Ст. 5сп
ВК Ст. 5сп
85
40Х
38ХМЮА, 38Х ВФЮ
{В азотированном
виде)
25Х2МФА
2Х13
ЭИ634
Х18Н10Т
Х18Н12М2Т
Х 18 Нl2I\i13 Т
ЭИ612
4Х llН14B2,\1
850
'"
'"
...
'"
"
()
'"
'"
'" '"
., '"
  
... () :r
    
о. :<
'"  I '" 
Р.... ro р.. '1::>
t:: 1::;1 t:: 
'" 
0... 
= t:>
1850
2100
3000
3150
3000
2800
2450
2700
1550
1700
2700
2350
'"
'"
...
'"
"
()
'"
'"
<iJ
 "
... ()
  
о.
'" 
0... 
= t:>
 
 "
0..... 
= t:>
850
1300
1750
2250
2200
1600
1100
1100
2500
2100
20
1650
1850
2800
2950
2800
2550
2200
2400
1350
1450
2400
2050
450
I  I
750
11,50
1650
2100
2000
1590
950
( 50
2200
180()
1050
1200
1800
1900
1800
1650
1450
1550
900
950
1550
1350 I
""
о
""" '"
., "
q Q.
::
'"
о .
 :Х:?5
:r ", ""
;>, Q. О t:>
;;.. :с  ::
:< () '"
'" ::f
О. '"
= :а
 ::
 "
0., 
= '"
500
750
1050
1350
1300
950
600
600
1450
1150
Основные допускаемые наПРЯJ\{е
Температу р
о.
о
-е- '"
., "
"t: Q.
::
""
о .;
'" "
", ""
о t:>
"
() ;;
'" ::f
о. '"
<: :а
1750
1950
2900
3050
2900
2650
2300
2550
1450
1550
2550
2200
800
1200
1700
2150
2100
1550
1l0J
1000
350
1?50
'"
'"
.,
'" "
'" ",,,
  t; :5
" () '" Q.
() О.
'" g l '" 
0...'1:) 0...'"0
= t:> = t:>
1700
1950
3000
2800
2750
2750
2400
2400
1500
1350
2600
2300
'"
...
'"
"
()
'"
'"
'"
.,
 "
  
о. .
'" 
0., 
= t:>
'" 
0., 
= t:>
1100
1550
2200
1900
1400
l( 5')
1050
2400
OOO
ЕОО
1750
2750
2600
2600
2500
2150
2100
1300
1150
2300
2000
500
950
1450
2050
1750
1300
,59
900
2100
1750
200
'"
'"
'"
.,
:r
;>, Q.
О. '"
:< .
'" 
0., ""
<: "
950
1100
1800
1700
1700
1600
1400
1350
850
750
1500
1300
'"
'"
'"
.,
:r
;>, Q.
О. '"
:< .
'" ::
0., 
= '"
I i '"
'" "
q Q.
'" ::
  ::
!I;,  i:
о 1:> '"
"", "
() '" ()
'" ::f
О. '"
<: :а
600
950
1350
1150
850
600
600
1350
1150
2 М
Допускаем о
"-
о
-е- '"
'" "
 Q.
'" ::
 .;
", 
о t:>
 
'" ::f
О. '"
о: :а
'"
'"
...
'"
!I;
()
'"
'"
'"
'"
"
'" t:
 t; ;;
<.1 '" Q.
О. .
'" ::
g-..
'" ::
c...
= t:>
1600 1550
1850 1750
2850 3000
2700 2800
1350
1500
2750
2600
[
2500 I
2500
2000
2000 I
150
1150 I
2300
2000 1
2650 2700
2600 2750
2250 2250
2250 2300
1400 1450
1250 1300
2.150 2600
2150 2300
I
Температура
1 550
Допускаемое
'"
'"
'"
'"
"
'" 1: 
" () '"
" '" Q.
О.
'" "
0.,  I
<: t:>
'" 
o.,
= t:>
1000
1500
2100
8r)Q
2000
900
2200
1800
1350
1600
105,)
1700
1150
1000
950
2250
1850
O,)
85,)
2100
1700
I
I
I
I

1050
1000
2400
1950

ния при расчете шпииделей арматуры
I шпииделя n ос
I
напряжение в Kr jCM'
с....
о
.е- ..
Q) '"
"1: "-
= .. 
  ti ::
:r ..  
>. "- о 1:> '"
  5; 5
= ::f
о. '"
r:: :s
= 
g...
900
950
1800
1700
1600
1600
1300
1300
800
750 I
1500
1300
шпннделя в ОС
300
о.
о
.е- ..
= Q) '"
= "1: "-
gj ;  
'" '" о  =
"    ,;::
«;u>'Q.C!;:ItCj
 tCj Q. cl. :с t:;:s: ';Е
  U:S: u
= ;:j
о. '"
r:: :s
1450
1600
2850
2700
2600
2600
2100
2150
1350
1200
2450
2150
= 
0., '<>
r:: 1:>
1300
1600
3000
2800
2550
2650
2000
2200
1350'
1300
2550
2250
2400
2450
1800
1950
1200
1150
1 2250
1950
напряжение в KrjCM'
о.
о
 
"f "-
::  s:::
 ..  
>. Q.o!;:l ro
 " В; б
= ::f
о. '"
r:: :s
 <:
 '"
"", '<>
r:: ...
500
1300 2100
1050 1650
700 1100
600 950
550 900
1350 2250
1100 1800
850
=
=
'"
Q)
 t:
.... <>
w u "
<> 2. "-
= 
0., '"
r:: 1:>
600
1000
950
2250
1800
= <:
0... 
r:: 1:>
1150
1400
2750
2600
600
= 
0.,,<>
r:: 1:>
1=
=
ф
:r
>. "-
 
= 
0.... -g
t:: ...
550
850
850
2000
1550
= 
0... 
r:: ...
750
900
1800
1700
1550
1600
1150
1250
800
750
1450
1250
2450
2550
1900
2050
1250
1200
I 2400
2100
350
550
550
1300
1000
1200
1500
2850
2700
о.
о
 
о( '"
<:
,=
3  ::
..  
; '"
V;- U
О. "
t:: :S
550
900
900
2100
1650
=
=
'"
Q)
'"
'"
 t;
<> '"
о.
.. 
r:: 1:>
= 
0., '<>
t:: 1:>
1150
1550
2650
2550
2450
2650
1850
2150
1250
1250
2500
2200
=
=
ф
'"
'"
 t;
<> '"
о.
 <:
 '"
0., '<>
r:: 1:>
=1=
900
1750
1650
350
=
=
t: @
<> :r
" >. "-
"- о. "
:.: .
'" 
0., '<>
r:: ...
1000
1350
2450
2400
2300
2400
1700
1900
1050
1050
2250
1900
650
=
=
t: @
<> :r
" >. "-
"- о. "
:.:
= 
0., '"
r:: ...
= <:
0... 
t: 1:>
800
1600
1450
650
900
1600
1550
1500
1550
1100
1250
700
700
1450
1250
I
500
1050
950
о.
о
.е- ..
Q) '"
"! "-
.. <:
g  :s:
"',  ....
о 1:> '"
"= '"
u = u
= ::f
о. '"
t:: :S
Таблица 156
400
о.
о
= -z 
= "! "-
 ;;  
'" t::;З '" 
    "- 'I:>'<>
(.,)Q.:CB;
= ::f
о. '"
r:: :S
1050
1450
2550
2450
2350
2500
1750
2000
1150
1150
2350 1
2050
о.
о
-& ..
Q) '"
"! "-
<:
'"
 ti :::
"',  
о ь '"
"" '"
u = u
= ::f
о. '"
r:: :S
850
1Е50
1550
= 
0.,,<>
t: Ь
1000
1400
2150
2400
2300
2600
1850
2100
1150
1150
2500
2150
"
=
'"
Q)
'"
'"
 t
<> '"
о.
= 
0., '"
r:: 1:>
I
1450
1300
= 
0., '"
t:: 1:>
= 
0., '"
r:: ...
850
1200
2000
2000
550
800
1300
1450
900
1300
2050
2300
2150
2350
1700
1850
1000
1000 I
2200
1850
2200
2450
1750
1950
1050
1050
2350
2000
1400
1550
1100
1200
650
650
1450
1200
700
=
=
t: ф
<> :r
" >. '"
'" о. "
:.:
о.
о
-& ..
Q) '"
"! "-
.. <:
g 
"', 
о 1:>
В =
:s: ;.
о. '"
t:: :S
::: (:;
0., со>
r:: 1:>
 '"
0., со>
t: ...
1350
1150
900
750
1400
1200
851

Таблица 157
Значения коэффнциеНТО8 А н Б
cl cl i cl cl
 или  А Б I D И.1И а I Jl Б
D а
0,10 0,179 0,198 0,23 0,154 0,182
0,11 0,177 0,197 0,24 0,152 0,181
0,12 0,175 0,196 0,25 0,150 0,179
0,13 0,173 0,194  I 0,26 0,148 0,178
0,14 0,171 0,193 11 0,27 0,146 0,177
0,15 0,169 0,192 1 0,28 0,144 0,176
I 0,16 0,167 0,191 1I 0,29 0,143 0,174
0,17 0,166 0,189 11 0,30 0,141 0,173
0,18 0,164 0,188 0,31 0,139 0,172
0,19 0,162 0,187 I  0,32 0,137 0,171
0,20 0,160 0,186 0,33 0,135 0,169
0,21 0,158 0,184 11 0,34 0,133 0,168
0,22 0,156 0,183 11 0,35 0,131 0,167
I
Для определения W K круrлоrо сечения применяется формула
П7к '== АDЗ,
для квадратноrо сечения
117 к '== БаЗ.
Величины, представленные в табл. 157, вычислены следующим
образом.
Для круrлоrо сечения 1V K =ос АDЗ (не прибеrая к сложным
методам теории упруrости), упрощенно принимаем
W  J K  J p . J J + J
K, р== Х у'
""2 ""2
,де
D4 [ d d ( d2 ) V d2  ]
J x == 32 arccos D + D 1  2 D2 1  D2 ;
:1 D4 dD3
J y ==6412'
OTKy,l,a
 З { 1 [ _ d d ( еР \ V
W к  D 16 aJ CCOS D + D 1  2 D2 ) 1
+2. }
32 6 D .
. 22 ] ..
852

Для квадратноrо сечения W K == БаЗ. Точное решение данной
задачи также требует применения методов теории упруrости.
Решаем задачу приближенно.
Для сплошноrо квадрата
, 4' 4 3
J р == О, 167 а; J к == О, 140а; W  == О, 208а' ;
следовательно,
J
 == 0,843,
J p
в нашем случае
J p == J x + J y ;
Принимаем
J ==  [ 2    (  ) 3 ] ,
Р 12 а а
J K == 0,843 ; [2  :  ( f )3] ,
Для сплошноrо квадрата
W
J';
1,48
,
, 1,48J:
W K ==
а
Принимая в нашем случае такое же соотношение, имеем
W к ==0,104а З [2f(  )3].
Шпиндели, имеющие шпоночные пазы, расчитываются предва-
рительно в обычном порядке, затем после определения диаметра
для компенсации ослабления сечения шпоночным пазом диаметр
шпинделя увеличивают, умножая ero на коэффициент 1 ,05,  при
одной шпонке, на 1, 10  при двух шпонках.
Расчет сечениЙ работающих на кручение и растяжение или на
кручение и сжатие, рассматривается здесь совместно в связи
с тем, что характер деЙствия деформациЙ в этих случаях имеет
MHoro общеrо, а также еще потому, что сечение в шпинделях, ра-
ботающее при закрывании на кручение и сжатие, при открывании
работает на растяжение и кручение.
Напряжения в рассматриваемых сечениях являются резуль-
татом сложной деформации, поэтому при расчете необходимо ори-
ентироваться на приведенные напряжения, величина которых
определяется по соответствующей формуле в зависимости от при-
нятой теории прочности. Шпиндели арматуры, как правило, изrо-
товляются из пластичных материалов, ПОЭТОIУ дЛЯ расчета прини-
мается теория наибольших касательных напряжениЙ. Соrласно
этоЙ теории, приведенное напряжение в материале определяется
по формуле
' 1 r 2 2
аправ == : (J + 4т к ,
853

следовательно, для обеспечения прочности необходимо Bыдep
жать условие
адоп. прив;:? Va 2 + 4T.
Для упрощения расчетов можно выполнить преобразование,
заменив формулу
1 f ( 2тк ) 2
адОll, npll./J ;:? а JI 1 + 
выражением
адОll, IlРИ";;?: Ба,
[де
Б == v 1 + ( 2: к ) 2.
Расчет на продольную устойчивость (продольный изrиб) яв
ляется обязательным лишь для шпинделей, длина которых более
чем в 8 раз превышает диаметр. По сравнению с расчетом стерж
ней, обычно находящихся под постоянно действующей наrрузкой
(весом), расчет на продольную устойчивость шпинделей затво
ров имеет свои особенности.
1. Разрушение шпинделя под действием чрезмерно большоrо уси
лия не может произойти внезапно, как это может случиться с KO
лоннами, стойками и друrими элементами сооружений.
2. Расчет ШПИljде.'Iей обычно ведут исходя из условий шарнир
Horo закрепления обоих ero концов, в то время как соединение
шпинделя с rайкой в выдвижных и ввинчиваемых шпинделях He
сколько приближает условия работы этой чаСТЕ шпинделя к усло
виям заделки. В некоторых конструкциях вращаемых шпинделей
нижний конец ero находится в условиях, близких к условиям
свободной опоры,
3. Шпиндель проходит через сальниковое устройство, которое
хотя и не может считаться надежной опорой изза значитель
Horo зазора в сопряжении и упруrих свойств набивки, но все
же оказывает значительное поддерживающее влияние, которое
должно быть учтено.
4. Нижняя часть шпинделя в некоторых конструкциях имеет
плохо центрируемую опору, н усилие к шпинделю l\Iожет быть
приложено с большим эксцентриситетом относительно ero оси,
5. Шпиндель не представляет собой цилиндрический стержень
постоянноrо сечения, какой обычно принимается при расчете.
а имеет выточки и утолщения в виде бурта. Расчетной величиной
считается внутренний диаметр резьбы шпинделя; некоторое упроч
няющее влияние резьбы (по отношению к внутреннему диаметру)
может быть учтено лишь приближенно, ТочныЙ расчет шпинделЯ
с учеТОl\l влияния ero утолщенной цилиндрической части не произ
водится изза сложности и rромоздкости. Одновременно с Э1'И:lI
854

необходимо иметь в виду, что наличие нарезки может несколько
снизить пластические свойства материала.
6. Теоретически влияние действия крутящеrо момента на про-
дольную устойчивость должно как-то сказаться. Анализ величин
показывает, что этим влиянием при расчете шпинделей ыожно пре
небречь.
Совместное действие крутящеrо момента и сжимающей на-
rрузки определяется формулой
2 2
М К QKP п
4E2J2 + EJ == Т'
откуда
( ! п2 M ' )
QKP == EJ T 4Е2р . .
в скобках знаменатель правоrо члена настолько велик по срав-
нению с ero числителем, что величина дроби будет очень мала, и,
отбросив второй член в скобке, мы лишь несколько увеличим за
пас на продольную устойчивость.
При расчете шпинделей на продольную устойчивость очень
важно выбрать схему, правильно отображающую условия работы
шпинделя, и определить расчетную длину ero рабочеЙ части.
В шпинделях вращаемоrо типа с ручным приводом схема рас-
чета и расчетная длина определяются сравнительно леrко, В шпин-
делях остальных двух типов за расчетную длину можно принять
либо всю длину 1, либо наибольшую из величин 11 и 12 (рис. 517).
Существует мнение, что на продольную устойчивость влияет
общая длина 1, которая и должна считаться расчетноЙ. Действи-
тельная величина критической наrрузки, вызывающая разруше-
ние шпинделя, будет значительно больше, нежели критическая
наrрузка, рассчитанная с учетом длины 1, что объясняется поддер-
живающим влиянием сальниковоrо устроЙства, которое в случае
деформации шпинделя при продольном изrибе явится промежу
точной опорой.
Если проследить за поведением шпинделя при возрастании
действующей наrрузки, то можно обнаружить, что до тех пор, пока
наrрузка не достиrнет величины критической наrрузки QKP (l) при
соответствующей длине шпинделя 1, шпиндель будет находиться
в устойчивом состоянии; коrда наrрузка превысит величину QKp (1),
шпиндель начнет изrибаться и получит проrиб на величину, до-
пускаемую зазором между шпинделем и втулкоЙ крышки. После
Toro как шпиндель в своей средней части упрется в стенку втулки
или тело крышки (при отсутствии втулки), схема работы ero на
продольную устойчивость изменится. Расчетными величинами
становятся 11 и 12, шпиндель приобретает большую устойчивость.
Отсюда, однако, не следует, что расчет можно производить ис
ходя из условий BToporo периода работы шпинделя, так как при
855

работе арматуры следует обеспечить наиболее леrкую управляе
мость и rидравлическую плотность соединений, в особенности по-
движных сопряжений. С этой точки зрения, работа шпинделя по
схеме BToporo периода крайне нежелательна, так как при этом
fJjJаЩlZШ4t;1е



'-5
I
"

\
\
\
I
I
I
I
ВdfjДl/щJаеммtl

.
Рис. 517. Расчетные схемы шпинделей при проверке на продольную
устойчивость
может резко возрасти трение во втулке (а возможно и в rайке
шпинделя) и увеличится опасность заедания шпинделя во втулке
сальника. Условия работы сальниковоrо узла значительно yxyд
шаются.
В связи с ЭТИМ целесообразно наrрузку на ШПИНДNIЬ по)Щер
живать не выше критической при расчетной длине шпинделя 1.
Вместе с тем, учитывая, что величина эта не определяет прочности
шпинделя, запас по ОТношению к критической наrрузке в этих
856

условиях можно принимать сравнительно небольшим. Предельно
допустимая наrрузка на шпиндель не должна превышать наимень-
шую из величин
Q Qкp(l) Q Q"p (/,) Q Q"p (1,)
aon(I):::= 125 ; доnО,):::= 25 ; aon(I,) === 25 .
, , ,
Если втулка крышки расположена близко к середине ШПИН-
деля, то критическая наrрузка, определяемая величинами [1 и [,
будет примерно в 4 раза больше Q"p ш, поэтому производить рас-
чет величин QiJon (11) и Qaon (1,) нет необходимости, так как
Qaon (1,) > QJon (/) И QJon (/,) > QiJon (1)'
В схемах, изображенных на рис. 517, все концы шпинделей
представлены как шарнирно закрепленные, так как часть шпин-
деля, входящая в rайку, хотя и направляется на некоторой длине,
но не может считаться закрепленной в связи с зазором в резьбе.
Свободный конец шпинделя, упирающийся в клин задвижки,
также может условно рассматриваться как шарнирно закреплен-
ны1,, так как сила трения, возникающая между rоловкой шпин-
деля и клином, при значительном коэффициенте трения не позво-
ляет rоловке шпинделя скользить по торцу клина.
Основной расчетной формулой для определения устойчивости
длинных стержней является формула Эйлера
л 2 ЕJ
Q"p === ([11)2 ,
[де Q"p  критическая наrрузка стержня в Kr;
Е  модуль упруrости материала в кПсм 2 ;
J  момент инерции сечения в см!;
J длина стержня в С.н;
  коэффнциент длины, зависящей от характера закреп-
ления.
Основным является случай шарнирноrо закрепления концов
стержня, коrда  == 1.
При одном свободном и друrом защемленном конце !.L  2;
1
при обоих защемленных концах !.L == Т'
В расчетах на продольную устойчивость большое значение
имеет величина rибкости стержня л, которая определяется по
формуле
Л==L
i '
[де i  радиус инерции. Для круrлоrо сечения i == f.
Формула Эйлера применима лишь при условии, что напряже-
ние в стержне в момент потери устойчивости не превосходит пре-
дела пропорциональности, т. е. а"  а n , но
л 2 Е
а" ===,
5
857

б",кrjсм'2
4600
-r--ТIl''''-Il'Т 'Т ]
..I' I  T . f+I... ] I.
J1 \ T(T . ii il
') O l]  ..., \  I I I I I I I j
,,1 " .... "",,\\\) ' . ' I ' 1 ' : 1 ,'
, "',!\.'\-f.' \ i I I ,1
З ' " о " Ol o 1' 50 500 J ..  I ' - 't»F-\\\; ' [ , , ! .,
" ,).,. ') '1 I J "'\ \ \,  . I .
J ItOO ., I ' .. t '" I ' \(;\'O . \' . ! -.J
\\\ \\\\i': l ' 1 1
\\,\,
 I r'\,\ ,  - "; 1
i I I\,\\\ 1 I I
:C=JT-\ t'I'" .. .i
, ......, _,':..:_. _.. I
I  '''-J r: \\'.1 \ I '/; ,
,'  I\:--',\\\\ 1.,.' '; \
I ' \;.'., \ /1 ' !
!I ;{,\7T ", .. . i
[ I '\\\-i"i---
+ 1 ..,,.1...
, \\\\,"/ \ ',
 .1'-i"\Щ\ +.
т  .I_..j\\",-- .."!..
о '"  \ \] ['\\\\:" \ f
450 .... J.:.,\.l..! .l .'
500 0 I "'Y   I 1 I ' 1 1 ":::  \'- i' l ' 1
l ' п,") .... '"\. '\.' I . \ \." '" 1 .
.l!J j ''''1'  ' I-T"-"T"\\: ':.'-:' С' -" I '" i
I ;; о 3 I 1......<":\'\ i ' I }>..., i
1:---------- 5JO "'--::=:k=-1=::.:l::]1 1 """i'"  ,'Z..:Чj
iJiJD' fF ' I L.+...J" l :::" .  ,
L i I i II: I I .
LtJit JI+"J L II"'' I 
600  Jj 'I ..+. :J . '
... I : 1 .( ".- l 'I' .
200 .,.....l,_.. J. .....J.
О 20 lO са 8) 107 i20
4200
3000
500
2200
2600
1800
140 л
Рис. 518. Кривые критических и допускаемых напряжении на шпин.
делях из стали 2Х1З при различных rемпературах:
J  пределы текучести; 2  критические напряжения; 3  ДОПУСI\.аем:ье На-
пряжения ПрII расчете по t 1 ИЛИ t 2
Н5Н

(1, KrjCM 2
3300
3'200
3100
3000
'2900
'2800
: '2700
2600
2500
2400
2300
2200
2100
2000
1900
!ВОО
ПОО
1600
1500
1400
1300
1200
1100
1000
900 Cт.5(t
800
700
БОО
500
400
300
200 О
чОХ
/:
Х17Н2
'/
2Х13 ;;
/:
t'20°
35 /
'/
/:
Рис. 519. Допускаемые напряжения сжаТИfl в шпинделях IIЗ раз-
ных сталей при температурах t  20" С и t  5000 С
859

"", I T ,1T
200
,  
"" \  \\
.........\1'\ r--- ..... \\
\1\\ \\
--......, :\\ o. ...... \ 
........ "  ''\
 \\1\ "'\  \
 \\' \\  ......,,\
','-  i\' '-' t'\ 
'\ '\\ \\' \ \\
.... \\\  ....." \ '\\f \
'" \\: "" \<;\ .... .
, '\. \\. \ . .\.. \' ,\ 
'\.\ '\ :\:\
"\\'\[\ '\''\."
'\ '\  '\,,
 Ш' 
" ,, "<:
"'  


I r-::::::
I
,
б-доп еж,
Kr/cM 2
2200
200
2000
1800
1800
300
350
11+00
400
450
1200
500
1000
800
600
400
f--.--.-....
200
20
5П
1
40
60
за
100
1
I
I
i
120
140 л.
Рис. 520. Допускаемые напряжения сжатия IJ шпинделях НЗ
стали 35:
  при расчсте по 11 или 12:     при расчете 110 [
860
I
-

cr-oп.c"",
Kr/cM
1800
2 2(1 '1
r--..   r--
200'1    \
т' 
f-----------  '\ 1',\
2500
,......:. " .....  \
 \ "- '\
3001 \ '.\\
I .......  '""\ \:  \ \
.......
 З50
I ...........  .'::,\' \
) "" "\ \  \
4001 t'....
J ........... I  ......... \\ .
 1+50' r-..... "'--
 . .\  ,
..:::: "- \' ...... "
r----.: ""-' \.  '.  ,
......... :.i
 ! " '"  " 
I
! I ,  ,
J
I ! 
I
i 1 I
I I l
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
20
40
60
100
80
120
140 л
Рис, 521, Допускаемые напряжения сжатия в шпинде-
лях из сталей ВМСт. 5сп И ВКСт. 5сп:
 при расчете ПО [1 lUIИ 12;ПРИ расчете ПО 1
(XJ
а>
....
Ifаоп.сж. ,
Kr/c,.,2
3200
3000
2800
2600
2400
2200
2000
1800
1600
iflfOO
1200
1000
800
600
400
200
200
J 1"'\ ,
"-
 20rf,
1------ 50 -...
"
1------ 3000 - ..... \
3'>11' .......... .\ \
1------   \
r------  ....... . 
r-......... '"  
5001 '\" \ ' ,
1 '- \\
5500 .....:...'"  , r--\1'

'\ ,
\\ 1
\ :- .

I I "-
. I :-о;:
I . 
60
80
100
120 л
20
40
Рис, 522. Допускаемые напряжения сжатия
в шпинделях из стали 40Х:
  при расчете по /1 или [2;     "рн
расчете ПО 1

тоrда
следовательно,
л 2 Е
и",
А п == л V  .
Стержни у которых А>Аа, должны рассчитываться
Эйлера. оопс,,(>
К{/ см 2
3200
! I ! ТI' T' 
20' 20012500 зоо' I ! l I
 ",\, inJ
З501  \ i+J
'\.\\ '\\\ i'
'l\ ;\
--.....;;;,   ,,\'
' \
1'---- .....:\
,,....., 
,,>

,,
ЗООО
2800
2600
2400
2200
2000
1800
1600
I
 400'
I
1
 4500
 5000
1400
1200
1000
800
600
400
200
20
по формуле
40
60
120 л
80
fOО
Рис. 523. Допускае:чые напряжения сжатии
в шпинделях из стали 25Х2МФА (ЭИIО):
...............  при расчете по 11 или [а;     при
расчете 110 1
Для коротких стержней, у которых А < 30, расчет на продоль-
ную устойчивость не производится; предельной наrрузкой яв-
ляется величина, которая вызывает напряжения, равные пре
делу текучести.
Для стержней, имеющих промежуточное значение 30<А<"'",
предельные напряжения принимаются по переходной кривой..
Кривые критических (предельных) напряжений изображены
на рис. 518 вверху; они даны для стали 2Х 12 (ЭЖ2) при разных
температурах. По таким кривым MorYT быть построены кривые
допускаемых напряжений, которые получаются следующим обра
862

6'O/1. сж"
Kr/CM2'7JiJ0 T:"'" -T- [--  i :
200 r-...  -... J I i
::::'.<"0   \  T=  
7000 ..... j. ;.  1 =r 1  I 
 3501'+00° hr=С!--  ,
, ; ЫJjJ [j
'\ i \\ \ I
........ t" \\
I \ . i \ \ \
I \Х,
-... \\\
- '\  1>
- \ 1\
I.l\\
\ .\  \  
\ !,,\
 <' !\: "
. "
 "
 
1800
1600
450
1400
5000
1200
1000
800
600
400
200
20
40
60
80
-1

100 120
140 л
Рис. 524. Допускаемые напряжения сжатия в шпинделях из
стали 2Х13:
  при расчете по {, ИЛИ {2;     при расчете по {
863

(1"Вопсlf' ,
I<I/CM 2
2400.2 ..........  Д И.I 
22ao I:-?:::  Jj,_  , 
,пo\-\.. -... '\J\ 1 I
650 '" S:\ " ,\:J=T I
-......... \ \ \\\- --... \ .. \ ',i' 1
1""-. \ \!\ \  ''-' '\
1\ \\\\\ .\\
700 С \l\\\\\\ ,\ \\,
"'-;I '\- \\ ':\\\'
 J''' K\\\;\ \" .
1000 - . '\\\.  \. \\
1"'" \ \\ \' \
.
 \:\  ' \'-'
, \\ ::-.... ", \ 
". , ',
 .,

.
"
.......
2000
1800
1600
1400
1200
800
600
400
200
20
40
60
80
100
120
140 ').
Рис. 525. Допускае!Ь!е напряжения сжатия в шппнде,lЯХ из ста.1!!
4ХI4Н14В2М (ЭИ69):
  при расчете по 1. ИЛИ 12:     при расчете ПО 1
864

ел
ел

.,
--;
'<
.",
'"
'"
"
.с
":XJ
Ф
-с.л
б'оп.сж.,
Kr/CM 2
1600
flfОО
20 r--
11110  
250   .......
 .,.  1-- .........,
300   . ......, ,
..... 
3500 "- i\.'\. 1" \
.......  '\
400' "'i;  .... \\
,,'i0 
,иo 5.'iП      ...... , \\
lillll .......... .....
......... r-.......'   r--::" "- '
6500 .....
.... r---.....    ...... ......... 
. "
щ "-  '\  ":
,
,"
i  
i I
.
I I I
! I I ""'"
" i
, i
1200
1000
800
БОа
400
'200
80
100
120 ').
40
60
20
Рис, 526. Допускаемые напряжения сжат!!я в шпин
де.1ЯХ из стали ХI8НI0Т:
 - IIрИ расчете ПО [1 или l2;    при рас
чете ПQ l
1000
(fоп.сж ,
кr/см 2
2800
2600
2400
2200
2000
1800
1600
1400
1200
800
600
400
200
Рис, 527, Допускаемые напряжения окатия
в шпинделях нз стал!! ЭИ612:
  ори расчетс по 1 J ИЛИ 12;     пр!!
расчете ]10 l

зам. Принимается запас прочности по отношению к предеЛу теку-
чести по табл. 155. Запас прочности по отношению к критическоЙ
наrрузке выбран п == 2,5. Для промежуточных значений прини-
мается допускаемое напряжение по переходной кривой. В резуль
тате получаются кривые допускаемых напряжений, изображен-
ные на рис. 518 внизу.
Значение температуры для допускаемоrо напряжения при pac
чете на продольную устойчивость наrлядно показано на рис 519,
cr-boп сж,
КПСМ 200,°250°
3000
2800
2600
2400
'2'200
2000
1800
IВОО
1400
1200
1000
800
600
400
200 20 40 60 80 100 120 140 л
РИс. 528. Допускаемые напряжения сжатия в ШПИНде-
ляХ из стали 1 Х 17Н2:
20°1/ IJo;$O° I A T-l
'+ 00 rJi ,  1
/   \
. 
-........:  , \\\ 1J !
'\  ,,\ I I
 \ I )
\\\ \
  T J!
\\
\  .
\ ' \ I
\  t ' \ -j
 \\. " \, I
 1', ' T
 " .:-'"
 .... , ""'"
" 
 
-...:::::
  при расчете по [, или 12;     при расчете по 1
rде даны кривые допускаемых напряжений для различных сталей
при температурах 20 и 5000 С.
На рис. 520528 сплошными линиями показаны кривые допус-
каемых напряжений для некоторых марок сталей при расчетной
длине шпинделя [1 или [2' а пунктиром  кривые при расчетной
длине шпинделя [. Для друrих сталей кривые строятся аналоrич-
ным методом.
Таким образом, расчет шпинделей на продольную устойчи-
вость выполняется в следующем порядке.
1. Приняв в качестве расчетной ве,тIИЧИНУ [1 или [2 (наиболь-
шую из них), определяют соответствующее ей значение 'Л, после
чеrо, пользуясь кривыми (сплоwньrе линии), находят допускае-
мое напряжение.
8('\6

2. Приняв в качестве расчетной длину 1, определяют соответ-
ствующее ей значение л и, пользуясь штриховыми кривыми,
находят допускаемое напряжение для этих условий.
3. Определяют предельно допустимую наrрузку, приняв наи-
меньшее из полученных значений допускаемым напряжением при
расчете на сжатие.
Расчет конструктивных элементов
Б у Р т и к, воспринимающий продольную наrрузку, имеется
только во вращаемых шпинделях.
При расчете буртика с опорой скольжения, без шарикоподшип-
ника (рис. 529), следует проверить, не создаются .'111 в опоре чрез-
мерно большие давления, моrущие вызвать «задирание» (повреж-
дение) опорной поверхности,
Qo  0,785 (Di  D) qб,
rде Dl  наружный диаметр буртика в см;
D 2  диаметр отверстия в крышке в см;
qб  допускаемые давления в опоре буртика в кпсм 2 .
Значения допускаемых давлений в опоре буртика qб Д,IJЯ
стальноrо шпинделя:
Крышка стальная
Крышка чуrунная
В крышке бронзовая Ш.1йба
В крышке латунная шайба
250 кТ/см 2
300 )}
300
200 )}
Для обеспечения прочности буртика необходимо, чтобы уси-
лие не вызывало недопустимо больших напряжений:
1) при срезе по кольцевому сечению AA, коrда условие проч-
IЮСТИ выражается формулой
Qo  Jt d c h 6 T Don;
2) при изrибе по кольцевому сечению А A, коrда условие проч-
насти выражается ФОРМУ.1ЮЙ
D 1 + D 2  2Li c n dch
Qo 4   6 адоn. U3Z'
или
Q dc I 2
о  z;:; l{;(JдОn,I1З2,
[де
l  == Dl + D 2  d
v 2 С'
Сечение A.4 рассчитывается на изrиб без учета упрочняющеrо
влияния кольцевой формы буртика, что обеспечивает повышенный
запас прочности при изrибе.
55*
867

Из этих формул следует, что равнопрочность буртика на изrиб
и на срез будет обеспечена при условии, что высота h б равна двой-
ной ширине буртика, т. е. при h(j == D 1  d c [допустимо h6;:?:
 0,9 (D 1  d c ) ]. в этом случае достаточно произвести расчет
на одну из указанных деформаций. Однако такое соотношение
редко выдерживается, так как ширину буртика обычно увеличи-
вают с тем, чтобы обеспечить нармальную работу поверхностей
опоры; поэтому расчет буртика следует производить лишь на
изrиб, а II!ЮЧНОСТ!) на срез будет при ЭТОI обеспечена,
Рис. 529. Буртик шпинделя
Рис. 530. [алавка ввинчивае-
ыоrо шпинделя
Условия работы и конструкция rоловок ввинчиваемоrо и вы-
движноrо шпинделей различны.
r о л о в к а в в и н ч и в а е м о r о ш п и н Д е л я имеет
форму тела вращения с заплечиком, условия работы KOToporo
несколько схожи с условиями работы буртика вращаемоrо шпин-
деля.
В конструкции, изображенной на рис. 530, при зак,Jывниии
затвора работает нижняя шаровая часть шпинделя, а при откры-
вании  кольцевое заплечико, образованное выточкой.
Расчет производится с учетом следующих условий. В вентилях
с подачей струи «на клапан» проверяется величина давления на
кольцевой поверхности заплечика с диаметрами d o и d c :
, ( 2 2 )
Qo0,785 dcdo Q6.
Здесь значение Qб те же, что и для буртика шпинделя.
Прочность шпинделя на отрыв rоловки проверяется по фор
My.'le
, 2
Qo  О, 785d",(Jaoп, раст'
Во избежание изrиба заплечика обеспечивается УС.10вие
Q ' dш h2
о 16 (j(Jaon.1I32,
868

[де
l  d c  d ru
б  2 '
Проверка на срез производится по фОР:\lу.lе
Q  лdruhБТаоп.
в вентилях с подачей струи «под К.lапаrI>t ШПИН/l,е,l!, прове-
ряется на сжатие шейки
5 2
Qn  0,78 d,l/u,)oп. С1//"
r о л о в к а в ы Д в и ж н о r о ш п и н Д е л я обычно имеет
форму прямоуrольника с двумя выступами, при ПО:\IOщи которых
перемещается клин или диски (рис. 5.31).
тl 
Рис, 531. rоловка выдвижноrо ШПИНделя
При обработанных поверхностях rоловки шпинделя и клина
можно считать, что наrрузку воспринимают оба выступа, при
необработанных  один. Поэтому при расчете деталей с обрабо-
танными поверхностями в этом соединении выступы шпинделя
рассчитываются по формулам:
на смятие
Q  2lbuaoп. СН,
[де
на изrиб
адоп.с."  О,8и , ;
, 4 Zh
Qo :3 м  11  2т а'!ОIl, 1/3.';
I
на срез
Q  2lz б lТдОIl'
869

При необработанных поверхностях допускаемая наrрузка при-
нимается в два раза меньшей.
Проверка прочности шейкн шпинделн на отрыв производится
по формуле
Q  тl(Jaon. раст.
2. РАСЧЕТ ХОДОВЫХ rAEI(
Х()довые rайки в арматуростроении применяются обычно с тра-
пецеидальной внутренней реЗI)бой. В целнх ЭКОНОМИИ цвеТНОI'О
l\!еталла rайки БОЛЫI1I!Х размеров IIЗ!'ОТОВЛЯЮТСЯ из черных ые-
таллов с внутренНlЩ r,клаДЫШt'l\l нз бронзы или латуни.
Ходовые rаЙки можно разде-
с'I1IТЬ на два основных типа (рис.
532): вращаеl\lые иневращаемые.
о)
Рис. 532. Типы ХОДОВЫХ ]'ае!с
а  вращаемая I'аЙКа; б  пе
вращаемая raiiKa
Рнс. 533. rаЙКа с обоймоii
На рис. 533 прсдставлена rайка, состоящая из обоймы и собст-
венно rаики; последнян имеет вид ПО,10rо цилиндра, который внутри
снабжен трапецеидальной резьбой, а снаружи . l\Iетрическои.
Внутренннн резьба служит ;JЛН перемещеНЕЯ шпшцеля, а наруж-
ная -- для закрепления rаЙIШ в обойме, rаЙки с внутренней тра-
пецеидальноЙ и наружноЙ ыетрическоЙ резьбаl\II1 применяются
также в буrелях.
Расчет rаЙки подоБНОI'О типа ДО"1жен обеспечить прочность вну-
треннеЙ резьбы, наружной резьбы и те,lа rаЙки, образоваННОI'О
!lIатерН::1ЛD:\!, расположеННЫ:l] i\lеж}J.У внутреннеЙ!! наРУ;t(НОЙ резь-
баl\IИ.
870

Действующая наrрузка воспринимастсп витками резьбы нерав-
номерно: первые витки наrружены наиболее сильно, последние 
слабо. Это относится rлавным образом к резьбовым парам, у кото-
рых болт и rайка изrотовлены из стали. В арматуре обычно шпиндель
(винт) изrотовляется из стали, а rаЙка  из бронзы или латуни,
имеющей меньший модуль упруrости, чем сталь. В связи с этим
шпиндель оказывает выравнивающее действие на наrрузку витков
rайки, и при расчете можно условно принять, что в работе уча
ствуют все витки, по которым шпиндель соприкасается с rайкой.
а)

J)
Рис. 53. ПРОфl1ЛИ траНс'Цl:lIда-'lhlюii (а) 11 Щ'iрнчсскоii (6) реЗl,б
Расчет на С!llЯТИС ПрОИЗВОДIlТСЯ С целью проверЮI величины
удельных давлений на витках, так как чрезмерно высокие удель
ные давления приводят к быстрому износу или задиранию поверх-
ностей. Расчет ведется по формуле
------.. Q
Одиn. о, -'- z( ,
rде Q  усилие, действующее на резьбу, в KF;
z  число ВИТКОВ, воспринимающих наrрузку (z  +;
h  высота СВIшчиванип rайки шпинделя в см);
( 2 " )
см 2 ; f == 0,785 d . d 1
f  площадь смятия ОДНОI'О витка в
d и d см. на рис. 534.
Значения Одоn.см для разных материалов приведены в табл, 158.
Существующие методы предусматривают расчет резьбы па
изrиб
- Л1uз [ ' / '
Одиl1. IIЗ,'  zw 1, СМ",
rде МUЗ  изrибающиЙ момент в резьбе
М I1З2 =с Qx KI. см,
здесь х  плечо изrиба в см;
W  момент сопротивления одноrо витка резьбы в СМ 3 .
871

Таблица 158
Допускаемые напряжения в резьбе (при Iжботе со смазкой)
I 
Пд"n. см в Kr /см'
НеПОДВИЖllOе соеДlIне. (J(J()fl. иЗе I То"n, ер
Подвиж I!ие (метриqеская
ное со.. резьба)
Материал r а Йки едииение
(трапеце. rайкн на. Iайка на ВИН.
идальная ВиНчивает-
резьба) СН ПQД на.. чивается в Kr/CM 2
rрузкой без 11 аrрузки
Бронза I
Бр.АЖМu10-3. 300 600 1000 800 600
1,5
Бр.АМu9-2 250 600 1000 700 500
Бр.АЖН11-6-6 300 600 3000 1500 1000
Латунь I
ЛС591 200 400 1000 750 500
ЛК80-3Л 200 400 1000 I 750 500
ЛМцС58-2-2 200 400 1600 750 500
Чуrуны I
СЧ1532 и 400 800 2000 600 300
ЖЧ1 I
I
Чуrу!\ ковкий 350 700 1200 800 600
КЧ36
Сталь
Х18Н10Т 250 600 1400 1100 700
2Х13и IX1YН2 300 700 2500 1600 1000
Сталь 350 800 О.7а т * О, 7ад"п. Иа3
уrлеро. ад"n. 1I,M
дистая и .rи ро.
ванная I
..
ФТОРОIl.аст 4 100 100 100 110 70
при (===200 С
(f П в
:-;. бдоп. ЦЗ(! ПрlfflИмается равноН меньшей из двух величин + и.
3,8
872

Для винта
d 2  d 1 2
w== ;1 d I s 1
x
.  2 6
Для rайки
d'  d 2 Jt d' s2
w== 1
х== 2 6
Значения адОn.l1З" для разных материалов см. в табл. 158.
Практика показывает, что, как правило, разрушение трапе-
цеидальной резьбы происходит либо в результате износа rайки,
либо в результате среза витков на rайке по наружному диаметру
шпинделя, так как из-за значительной жесткости витков шпинделя
он, видимо, создает наrрузку на витки rайки, вызывающую изrиб.
При деформации витков rайки точка приложения усилия на ви
ток rайки все время перемещается к наружному диаметру, т. е,
к месту заделки Битка, При этом величина наrрузки, определяю-
щей прочность витков, выражается условием
Q
'Тдоn == Z{;"'
[де 'Тдоn  допускаемое напряжение на срез в кr/см 2 (табл.158);
fs  площадь витка в rайке, подверrаемая срезу, в см 2 ,
В настоящее время имеется ряд эффективных смазок как для
нормальной температуры, так и для повышенных температур, при-
чем коэффициент трения в отдельных случаях может быть доведен
до  == 0,05, Это вызывает опасность друrоrо порядка  прекра-
щение действия самоторможения. Вентили, например, в таких
условиях MorYT самопроизвольно открываться под действием дав-
ления среды, что абсолютно недопустимо, так как это приводит
к аварии. При низких коэффициентах трения в резьбе необходимо
проверить, выдержано ли условие а < р, [де а  уrол подъема
винтовой линии ходовой резьбы, р  уrол трения ( == tg р),
Если это условие не выдержано, следует заменить шаr резьбы на
следующий, более мелкий.
Расчет тела rайки зависит от формы rайки и характера распре-
деления наrрузки. Для rайки, приведенной на рис. 533, можно
считать наrрузку тела rайки незначительной в том случае, еслИ
Длина свинчивания наружной резьбы соответствует длине свин-
чивания внутренней. В этом случае толщина тела должна быть
Такой, чтобы не происходило выламывания витка из тела rайки.
При расчете принимается
d 1  d . 25"
[де d 1  внутренний диаметр наружной резьбы rайки;
d  наружный диаметр внутренней резьбы rайки (трапецеи-
дальной);
ST  шаr внутренней резьбы (трапецеидащ,ной),
873

При расчете констр укции rайки, изображенной на рис. 5:35,
следует проверить прочность цилиндрической части и бурта.
Давление на опорной поверхности бурта не должно превышать
пеличину адо.1. см во избежании задирания, т. е.
(J -------- Qo
доп. см  О 785 ( D2  D2 ) .
, н в
rllc.535. ВращаСlая rOli'IKcl
J
Значение аде,'!. см можно принять по
табл, 158. Прочность цилиндрической
части проверяется с учетом cOBMecTHoro
действия растяrивающеrо усилия икру-
тящеrо момента, создаваемых силой тре-
ния в бурте,
Бурт можно раССJ\lатривать как фланец,
и толщину ero h6 определять как толщину
фланца, наrруженноrо усилием Qo' при-
ложенным равномерно по окружности диа-
метра
D!{ + D e
D6 == :2 см.
Рассчитанный таким образом бурт будет иметь БОJIЬШОЙ запас
ПРОЧНОСТ!I, так как условия работы ero в данном случае более
блаrоприятны, чем фланца.
При увеличении наrрузки по мере увеJIИчения деформации
бурта точка приложения усилия будет все время перемещаться
к месту заделки, что позволяет применять упрощенный расчет
бурта, заключающиiicя в расчете на срез по кольцевому сечению.
3. РАСЧЕТ КРЫШЕК И ШПИЛЕК САЛЬНИКА
Сальниковое устройство (рис. 536, а) обеспечивает плотность
rroдвижноrо сопряжения, образуемоrо шпинделем 1 и крышкой
корпуса 2. С этой целью в крышке создается полость в виде чашки,
заполняемой упруrоЙ набивкой 3. Набивка уплотняется крыш-
кой сальника 4. Для предотвращения заедания или задирания
шпинделя в нижней части сальника в крышку корпуса иноrда
вставляется втулка (rрупдбукса) 5.
Крышка сальника иноrда делается составной  из нажимной
втулки и наЖИМНОrо фланца (рис. 536, 6).
В затворах малых проходов вместо нажимно['о фланца приме-
няется нажимная rайка (рис. 536, в). При расчете на прочность
элементов сальниковоrо устройства должны быть проверены на
прочность шпильки и крышки сальника.
Расчет ш п и л е к с а л h I! И К а производится для уплот-
нения сальниковой набивки
874
( 2 2 )
Qe == 0,785 D  d c Ре,

[де Ре === ffJРраб (значения ffJ см. табл. 117).
Условия работы шпилек сальника отличаются тем, что для
обеспечения плотности сальника в течение Bcero периода эксплуа-
тации арматуры rайки шпилек периодически подтяrивают, что уси-
ливает износ резьбы, Поэтому для обеспечения длительноrо срока
службы шпилек сальника желательно не оrраничиваться диамет-
ром шпильки, полученным по расчету на прочность, а принимать
ero следующим по величине (табл. 148).
о)
J
,,/
й/
РНС. 536. Са,%ШIКОr.ы\. !'l'i'poikT!\,l
Таким образом, при расчете шпилек сальника сначала опреде-
ляют усилие Qe, а затем, считая наrрузку на одну шпильку равноЙ
e , определяют расчетный диаметр шпильки, ИСХОЛ5I ИЗ условия
Qoп == C , используя табл. 148, по которой выбирается ,'\Ifачетр
шпильки, следующий ПОСJlе расчеТНОI'О,
Расчет к р ы ш к и с а л ь н и к а ведетсн исходя нз УСIfЛИЯ
QaOIl' соответствующеrо ЭТ01\lУ размеру шпильки,
При затяжке [аек на кольцевой поверхности С3J1ЬНИКОВОЙ на-
бивки возникает. реакция, действующая на торец цилиндрическоi
части крышки сальника, В этих условиях KpbflUK3 СсlJ1ьника дефор-
мируется так, как показано рис, 537.
Опыты, проведенные с литыми стальными крышка1И саJlьника
из уrлеродистой стали показали, что крышка сальника дЛЯ ШII!IН-
деля диаметром 14 МА! при наrрузке Q ,, 4500 кТ получила проrиб
фланцевых частеЙ (в местах под rаЙки) до 46 мм (рис, 537). При
этом диаметр отверстия продольноЙ оси в верхнеЙ части уве-
личился на 1 ,52 MAt, в то время как в нижней част!! диаметр по
продольной оси уменьшился примерно на 0,5 Л1,Н.
При испытаниях таких же крышек сальннков IIЗ KOBKoro чу-
[уна произошло их разрушение (рис. 538).
Расчет крышки сальнию\, изображенноЙ на рис. 536, о, ПРОII3-
водится на изrиб,
Ю;j

Сечение AA (рис. 539) проверяе'tся по формуле
М 1
идоп. из"  ,
1
[де
м 1 == Qaon a ;
а==
lD
2
\\'/1 == B6 h2 .
Значение 1, В и h см. на рис. 539.
Сечение ББ расчитывается в соответствии со схемой, изобра-
женной на рис. 540.
Расчетная формула
rл:е
 М!I
идОI1. из;! ?  W '
11
М Q ( !  d e ) W J !I
11 == доп 2 ; [[ == у .
Момент инерции J 11 определяется по формуле
J II == + {(В,,,  d e ) у2  (В М  D) (у  fl)3 + (D d e ) (Н  у)3] ,
[,1.е
1 [ (Dde)H2+(B.,,D)h2 ]
y 
 2 (D  d c ) Н + (В,,,  D) 11 .
Обозначения В,,,, d e , D, Н и 12 см. на рис. 539.
Допускаемые напряжения на изrиб см. в табл.
159.
Допускаемые напряжения в крышках сальника
Таблица 159
Материал
Марка
а доп. ии
в кТ JCM 2
Сталь уrлеродистая
Сталь коррозионностойкая
Ковкий чуrун
Модифицированный чуrун
Серый чуrун
25Л
Х18Н10Т
КЧ306
МСЧ2848
СЧ1532
1900
1900
1500
1200
1000
Расчет н а ж и м н о r о Ф л а н Ц а производится также на
изrиб соrласно схеме на рис. 540.
Расчетная формула
[де
 МВ
и аоl1 . изе  W----'
м 11 == Qaon ( }. 2 d ) ;
1\7 == (В."  d e ) 1/'1
6
876

l
1 ! J
t

Рис. 537. Деформация КрЫШКИ Рис. 538. И3ЛО1 крышки сальника
сальника 113 KOBKOrO чуrуна
о
r
""1
j:::::
J
l
щr "
"
""" .
Рис. 539. Крышки сальника
Q rJол
Рис. 540. ЭПЮрЫ изrи-
бающих моментов, дей
ствующих иа КрЫШКУ
сальника
Q rJол
877

ЛИТЕРАТУРА
1. АбдуллаевА.А., Владимирский Л.М., rефТ.1ер Л.Н.,
r и 11 з б У Р r М, Я, и r у с с е Й I! о В Ч. С. Автоыатизация маrистральных
rазопроводов за рубежом. М., Нефтеrортопиздат, 1962,
2. АльБО1 rрафиков, приложение 18 К правилам 27 54 по применениlO
и проверке расходомеров с нормальными диафраrмами, соплами и трубами BeH
тури. М., Стандартrиз, 1956.
3. Б а й ш Л, [. и в е л о з е р с К!! Й С. С. Реrулирующие шланrовые
клапаны. «Механизация И автоматизацня производства», 1967. ,N'g 6.
4. Ворохов Л. М., rаньшин А. с. и Додонов Н. Т. ВОЛОК-
нистые и комбинированные саЛЬНИl<овые уплотнения. М., «Машиностроение», 1966.
5. В У Р ц е в К. Н. Металлические сильфоны. М.Л., Машrиз, 1963.
6. В о л о ш и н А. А. РаС'lет фланцевых соеДliнеНl1ii трубопроводов и со-
судов. JI., Судпроыrиз, 1959.
7. r р 11 Н Ч е н к о А. И. ПредохранитеЛЫlая пластинчатая муфта.
«Станки И ннструмент», 1967, ,N'g 7.
8. r у т К н н П. А. Расчет IlЛОСКНХ деталей. М.Л., «Машиностроение»,
1966.
9. r у р е в н '1 Д. Ф. Расчет и конструирование трубопроводной арматуры.
М.Л., «Машиностроение», 1964.
10. Д ь я ч е н К о А. Н. Напр яжеНlIо-дсформированное состоянне снльфо
нов н ero СВЯЗЬ с долrовечностыо нри циклнчсском иаrружении. Автореферат
днссертации. Л., 1967.
11.)Кунев П.А.,КотелевскиЙ Ю.М.,Флеров И.И.иЭк
с л е р Л. И. Краны Д,lЯ трубопроводов. М" «Машиностроение», 1967.
12. 3 а р и н с к и й О. Н. Реl'у.1ЯТОРЫ давления прямоrо действия. М.,
ЦИНТИМаш, 1961.
13. 3 а х а р о в А. А. Расчет фланцевых соединений трубопроводов и ци
линдрических сосудов. М. Л., Машrиз, 1958.
14. ИмбрнцкиЙ М' И. I! НИI(ИТНН А. П. Справочник по трубо
провода\l и ap!aType для тепловых электрических станций. М.Л., rосэнерrо-
издат, 1962.
15. 111 е.1 Ь С О iI [. М. Титановоf' оборудование. М.Л., «Машшюстроенис»,
1964.
16. К о н Д р а т Ь е в а Т. Ф. Предохранительные клапаны для компрес
сорных YCTal!oBoK. М.Л" Машrиз, 1963,
17, Пр;.]; 11 а л к о в с К и l' А. Л. и Щ у ч 11 Н С К Н I1 С. Х. ЭлеКТРО,lаr-
lllП'lые К.1:.таны. Л., «МШllиностроениt'», 1967.
18. Р а т и ерА. В. Apla"ypa д.Я пара СВС>рХКрllПРlеских параметроп.
,Ч.Л., «Энерrия», 1965.
19. СПРЗRО'iflИК по маllШIIOП['ОНТt'ЛЫIШ! \lатернаЛ,iМ. Под pe;l. [. И. Поrо-
Дllна-д.,1еl(сеева. Т. 1 н 111. М., Маl1lrнз, 1959.
21), Т У Нll К Я. 1\.., Про с к у н о R И. [. и r I! I! 3 (, - Р r Р, д. Рб\
.ИРУЮЩII IC1:'lllili!bI. 1\1 , ЦИНТИд..\\, 1964.
878

оrЛАВЛЕНИЕ


Предисловие. . . .


3


ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
ПРОМЫШЛЕННАЯ ТРУБОПРОВОДНАЯ АРМАТУРА


РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
НАЗНАЧЕНИЕ ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАТУРЫ


r л а в а 1. Классификация трубопроводиой арматуры
1. Введение . . . . . . . . . . . . , . , .
2. Классификация трубопроводов . . , . . .
3. Классификация трубопроводной арматуры


7


10


r л а в а 11. Условия работы 11 испытание арматуры


22


1 . Условия работы ..,........,
2. Выбор арматуры для различных условий fJаботы .
3. Испытание арматуры ......,.
4. Надежность и долrовечность арматуры


24
28
33


РАЗДЕЛ ВТОРОЙ


ПРОМЫШЛЕННА,SI ТРУБОПРОВОДНА,SI АРМАТУРА


r л а в а 1. Запориая арматура (затворы)
1. Введеиие . . . . .
2. Клапаны и вентили
3, Задвижки
4. Краны , , , . . ,
5, Поворотные дисковые
б, кольцевы
e задвижки


;
б


затворы (заСJIОНКИ


37
46
56
62
66
879




r л а !J а 1 [. Реrулирующая арматура
1. Введение ' . . . , , , .
2. Реrулирующие и дроссельные вентили
3, Реrулирующие и дроссельные клапаны
4. Реrуляторы прямоrо действия. , . . .


67


73
74
80


r л а в а III. Предохранительная арматура


92


1. Предохранительные клапаны
2. Обратные клапаны 104


r л а !J а IV. Контрольная н разная арматура 107


1, Пробно-спусковые краны
2. Указатели уровня 109
3. Конденсатоотводчики 111


r л а в а У. Конструкции арматуры при особых УСJ\ОВИЯХ работы 118
1, Конструкции арматуры для коррозионных сред
2, Конструкцин арматуры для высоких и сверхвысоких давле-
ниЙ. , . . . , . . . , , . . . . . , . . , , ., 151
3. КОНСТРУКЦИИ арматуры ДJ1Я работы при высоких те
шера

турах ........"....,.....,..,. 165
4. Конструкции арматуры для работы при низких температурах
и r лубоком холоде ". . . . . . . . , . . , . . . .. 174
5. КОНСТРУКЦИИ арматуры для вакуума. , . . . . . . . " [79
6. Конструкции арматуры Д,lЯ пульп, шламов и сыпучих мате.
риалов . , . . , . . . . . , . . , . . . . . . . . . 180
7. Конструкции арматуры сверхбольших диаметров прохода 187


РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ПРИВОДЫ ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАТУРЫ


r л а в а I. Ручной привод . ,


191


1. Ручное управление арматуроЙ
2, Ручной привод С зубчатоЙ передачеЙ
3. РучноЙ привод С червячной передачеЙ
4. РучноЙ дистанционныЙ привод


195
19б


r л а в а II, Электропривод. . . . . . .


200


1. Управлеиие арматурой с помощью электропривода
2, Электропривод с зубчатоЙ передачеЙ ,
3. Электропривод с червячной передачей
4. ЭлектромаrнитныЙ привод . , . , , .


202
209
224


880




r л а в а III. rидравлический и пневlIIатиlJеский приводЫ 227
1, rидравлический поршневой при вод
2. rидравлический мембраиный привод 231
3. Пневматический поршневой привод 232
4. Пневматический мембранный привод с резиновой мембраной 236
5. Позиционное реле . . . . . . . , . , 242
6. Привод с металлической мембраноЙ 246
7. Дистанционное управление арматурой 247


ЧАСТЬ ВТОРАЯ


КОНСТРУИРОВАНИЕ ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАТУРЫ


РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ


МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ В АРМАТУРОСТРОЕНИИ


r л а в а 1. Осиовные характеристики конструктивных материалов 255
1. Прочностные характеристики ",..
2, OI
eHKa коррозионной стойкости металлов 261


r л а в а II, Ч yrYH ы . . 262


1. Серые чуrуны
2. Высокопрочные чуrуны 264
3. Ковкие чуrуны 265
4. Жаростойкие (окалиностойкие) чуrуrш 266
5. Кислотостойкие чуrуны 267
6. Щелочестойкие чуrуны 268
7. Антифрикционные чуrуны 269
8. Механические характеристики чуrунов при высоких и низких
температурах . . . . , . . . . . . . , . , . . , . . . .


r л а в а II 1. Стали


272


1. У r леродистые стали
2, Леrированные стали


279


r л а в а IV. Цветиые металлы и сплавы


287


1. Латуни, . ,
2. Бронзы , , .
3. Алюминиевые сплавы
4. Никелевые сплавы
5, Титановые сплавы


289
291
292


56 Д. Ф. rурсвич


881




r л а В а \'. Неметаллические материалы, при меняемые для ИЗI'отовле-
ния деталей арматуры 293


А. Пластмассы .
1, Виннпласт
2. Фторопласт
3, Полиэтнлен
4. Прочие пластмассы
5. Вентинит.65


294


295


296


Б. /'рафllfJ1ные мате/талы.
Л, Сте"ло и "ера.мика. . .


299


r Jl а fJ а V I. Сплавы для наплавки уплотняющих колец


302


1, Латуни . . . . , . . . . , ,
2. Высоколеrированные стали, .
3. Сплавы повышенной стойкости 304


r л а в а \' II. Коррозионная и эрозионная стойкость материалов 305


1. Коррозионная стойкость чуrунов .
2. Коррозионная стойкость сталей . 306
3. Коррозионная стойкость неметаллических материалов и
пластмасс 308
4. Эрозионная стойкость металлев 311
fлава УI1I. Прокладочные материалы 313


1. Требования, предъявляемые к прокладочным материалам
2. Резина . , , . . . . . . , . 314
3. Картон целлюлозныЙ I! фибра 316
4. Асбест , . , . . . . . ,
5. Паронит ..,...... 317
6. Пластмассы, применяемые для прокладок 318
7, Материалы металлических проклацок 319


r л а в а IX. Набивочные материалы


320


1. Требования, предъявляемые к набивочным материалам
2, Хлопчатобумажная и пеньковая набивки 322
3. Асбестовая набивка , . . . ,
4. rрафитовая набивка 323
5. Фторопласт-4 и стекловолокно 324


r л а в аХ. Разные материалы , . .
1. Смазки . . , . , . . . .
2. Защитные 1I декораllllJl!ые IIОКРЫТ/1Я
3. Краски , . , , . , , . . , . .
4. Футеровки и эмалевые 1l0КрЫТИЯ. .


333


337
339


8S2




РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ И ДЕТАЛЕЙ АРМАТУРЫ


r л а в а 1. Последовательность разработки конструкций арматуры :Н1


1. Исходные данные , . .
2, Разработка конструкций 342


r л а в а 11, I(онструирование отливок 3Н


1. Осиовные требования 347
2. I(орпуса арматуры 352
3. I(рышки и прочие отливки деталеЙ ар"атуры 352
4, Сварные коиструкции корпусов и крышек


r ,1 а в а 1 II. I(онструирование замков затворов


1. Уплотняющие кольца вентилеЙ .
2. Уплотняющие кольца задвижек 361


r л а в а IY. I(онструирование сальниковых узлов. . . 368


1. Сальниковые узлы общепромышленноЙ :iiJп()рноil арматуры
2. Сальннковые узлы арматуры для энерrетичеСl\ИХ установок 37l
3. Сальниковые узлы арматуры высоких давлениЙ .173
4. Сальниковые узлы реrулирующеЙ арматуры 374


r л а в а У. I(онструирование сильфонны:,: узлов


1. Узлы с однослойными СИЛЬфОIlами
2. Узлы с мноrОСЛОЙИЫМII сильфонами 375


r л а в а У 1, I(онструирование узлов ходовой rайки 379


1. Невращаемые ходовые rаЙки
2. Вращаемые ходовые rайки 382


r л а в а УН. I(онструирование УЗJIов rоловки 11 бурта ШПИllделя 386


1. Узлы rоловки ШПИНДеля
2. Узлы rоловки шпинделя
3. Узлы бурта шпниделя


запорных вентилеЙ
задвижек


390
394


r л а в а У II 1. I(онструирование присоеДННlIтельных элементов арма.
туры . . , . . . , , , . 396


1. Фланцевые соедииения
2. Прочие IjНДЫ соедцценЦН, ,


399

83


56*




[ л а в а IX. Маховики и рукоятки для ручноrо управления арматурой 400


[. Маховики и рукоятки вентилей и задвижек
2. Рукоятки кранов , . , . , , . . 403


[ л а в а Х. Допуски и посадки в трубопроводной арматуре


[, До[]уски И посадки цилиндрических со[]ряжений
2, Размерные цепи в трубо[]роводной арматуре,
3. До[]уски на резьбы , , . , . , . , , , . .


406
410


ЧАСТЬ ТРЕТЬЯ
РАСЧЕТ ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАТУРЫ


РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ


rИДРАВЛИЧЕ.СКИЙ РАСЧП АРМАТУРЫ


[лава


Затворы . . . , .


4[3


[, Основы rидрав.
ики трубо[]роводов, оснащенных затворами
2. Потеря напора в затворах ...,. 424
3. [идравлическое сопротивление арматуры , . . . . . . " 434


[ л а в а 11 Реrулирующие клапаны. . , . . . . . . . ' . 453


1, Пропускная способность реrу,пирующеrо клапана
2, Расходные характеристики плунжеров 467
3. Расчет и построение профилей плунжеров 479
4, Дроссельные вентили , , . , . 507
5. Шланrовые клапаны . . . . . 510
6, [идравлические характеристики затворов 513
7. Смесительные клапаны, . , . . . , . , 518


r л а в а 1 II Предохранительные клапаны 523


[, Введение . , .. ..,..
2, Рычажно-rрузовые малоподъемные предохранительные кла-
паны . , . . , . . . , , , . , . . . . . . , , . . 524
3, Пружинные мало[]одъемные предохранительные клапаны, 527
4. Полноподъемные предохранительные клапаны ...., 532
5, Предохранительные кла[]аны с им[]ульсным управление:vt 533
6, Отсечная арматура ' . . . . . . . . . ' .. 534


[ л а в а IV. I(онденсатоотводчики . , . , , . 536


[, Условия работы конденсатоотводчика
2. Расчет конденсатоотводчиков с Механцческим затвором.


884




РАЗДЕЛ ВТОРОЙ


СИЛОВОЙ РАСЧЕТ АРМАТУРЫ


r л а в а 1. Плотные соединения


542


1. Классификация плотных соединений
2. Условия, обеспечивающие плотность соединений 545
3. Влияние различных факторов на плотность соединения
в замках затворов ..........,. 548
4. Удельные давления на уплотняющих кольцах 553
5. Классификация затворов по степеии плотности 568


r л а в а 11. Сальники 569


1. Общие сведения
2. Усилие, необходимое для затяжки сальниковой набивки 571
3. Сила трения между сальниковой набивкой и ШПинделем 574


r л а в а III. Сильфоны


575


1. Усилие, создаваемое сильфоном
2. Долrовечность сильфонов


581


r ,11 а в а IV. Потери на трение в передачах
1, Винтовая передача
2. Зубчатая передача .
3. Червячная передача
4. Цепная и карданная передачи
5. Подшипники и подпятники


591


596
597
598


r л а в а У. Силовой расчет вентилей .


600


1, Определение усилий на шпинделе, необходимых для упраВ

лени я вентилем . , . , . , . . . . , . . . . . .
2. Моменты на маховике, необходимые для управления венти



лем


614


r .1 а в а VI. Силовой расчет реrулирующих и предохранительных кла



панов


616


1, Реrулирующие клапаны
2, Реrуляторы давления
3. Предохранительные клапаны


62С!
621


l' л а в а V II. Силовой расчет задвижек


624


1. Условия работы заДВИЖек .
2. Силы, деЙСТВУЮщие ца КЛИН заДВIIЖКИ


636
8RI1




,3, Расчет усилий, необходимых для перемещеfJИЯ клина при
одностороинем самоуплотнении .............
4. Расчет усилий, необходимых для пере,lещения клина при
одностороннеы уплотнении с поджатием
5. Расчет усилий, необходимых для перемещения клина при
односторонней rарантированноrJ плотности
6. Расчет усилий, необходимых для перемещения клина при
двусторонней rарантированной плотиости
7. Расчет уснлий, необходимых для перемещения дисков в па-
раллелыlOЙ задвижке с к
иновым распором. . , . , .
8. Моменты на маховике, необходимые для управления за-
движками . . . . . . , , . . . . . . . . . . . . . ,


640


642


644


647


65]


657


r л а в а V 111. Силовой расчет кранов
J. Расчет .кОИУСИЬJХ (пробковых) краиов
2. Расчет шароВЫХ кранов . . .


665


67!


r л а в а 1 Х. Силовой расчет поворотных заслонок


674


1. Действующие моменты
2. Определение моменток


677


l' J! а ь аХ. Силовой расчет при водов арматуры


Б79


1. Требования, предъявляе\lые к НРИВОДim ap
laTypI,1
2. Скоростиые характеристики арматуры
3, Силовые характеристики арматуры 681
4. Силовой расчет электроприводов , 682
5, Силовой расчет поршнеuых приподов 684
6. СиловоrJ расчет мембранных приводов с резиновой мембра-


ной '...,............
7. Силовой расчет мембраиных приводов
мембраной .......'...
8. Расчет электромаrннтных приводоп
9. Расчет пружин сжатия .....


686


с металлическоЙ


695
702
70:3


РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ


РАСЧЕТ ДЕТАЛЕЙ АРМАТУРЫ НА ПРОЧНОСТЬ
r л а в а 1. Режим работы деталей арматуры
1. Силовой режим работы деталей арматуры .
2. Температурный режим работы деталей арматуры


722


728


r л а в а II. Корпуса 11 крышкн . . .
j. Расчет сферических Стенок
2. Р1\счет I1плиндричеСIЩХ стенок


73!


73



R86




З. Расчет стенок фасонных деталеi't
4. Расчет корпусов вентилей
5. Расчет корпусов задвижек
6. Расчет крышек . , . . .
7. Расчет стоек ....,
8. Запасы прочности и допускаемые напрнженин


7:14
7:37
739
748
751
756


r л а в а 1 [[, Фланцевые соединения


757


1, Задачи расчета ф!lаfщеfl1.lХ с(,еДИllf>I,I, ii
2. Расчет УСI!ЛIIR, lIеобх()дшюrо дЛR :i<lTHl'il IlрlJJ;,'I
ЦI,1I
Э. Расчет ШI ПРО4IJОСТ], ()олт()в 11 ШПJJЛЕ');. ,
4. Расчет фланцЕ'В по допускаЕ'
IЫЧ lIапр >J;I,t'III1f1'.1
5. Расчет фланцев по предельным lIarpp"iI\1


71i9
784
Sll)
ь:ю


r л а в а IV. Общие детали арматуры


839


1. Расчет шпинделей . . . .
2. Расчет ходовых raeK. , .
3. Расчет крышек и шпилек сальника
Литература


870
874
878




,\авнД Фаt'rВУlllСВ r,'РЕВИч
РАСЧЕТ и КОНСТРУИРОВАнИЕ ТРУБОПРОВОДНОЙ АРМАтУРы
Рсдакторы I1здательства В. П. ВаСtlльева И Л. Р. [(ух ",ев"ч
Псреп.оет ХУДОЖIlнка Н. И. ВаС".lьева
Техн"чеСКI!Й редактор Л. В. 11l.eтtlHl1HQ Корректор Р. r. C0.10al\tlHa
Сдано в I1РОН3ВОАСТВО 31 Х 1968 r.
1'1-15626. Формат 60Х90/ ". Пе". л. 55,Б
Заказ 5
ПОДП\lсаllО к печати 14 'У 1 1 1969 т,
:':".изд. л. 55,2 Тираж 10500 экз.
Цена 2 р. 94 к,
ЛенинrраДское отделеИlJе ИЗДательства «МАШИНОСТРОЕНИЕ»
ЛеННllrрад, Д-6о5, y.. Дзсржннскоrо, 10
Леиинrрадская тнпоrрафня Но б rлаВI10лнrрафпрома Комитета I1О печати
при Совете МИНИСТРОВ СССР, Ленниrрад, ул. MOl!CCC11J{O, 10