Author: Архаров А.М. Марфенина И.В. Микулин Е.И.
Tags: пневмоэнергетика машины и инструменты холодильная техника холодильное оборудование теплоэнергетика теплотехника криогенные системы
ISBN: 5-217-02854-8
Year: 1999
Text
А.МАрхаров, ИААрхаров, В.П.Беляков, ВЛБовдаренко, Е.И.Микулин,
I Ю.В.Никифоров, В.Г.Пронько, Ю.ЕПисарев, М.Ю.Савинов, В.Ю.Семенов,
I А.И.Смородин, Н.В.Филин, В.Ю.Шадрина, Ю-АШевич, Э.Ф.Шургальский
КРИОГЕННЫЕ
СИСТЕМЫ
том 2
Основы проектирования
аппаратов, установок и систем
Издание второе, переработанное и дополненное
Под общей редакцией А.М.Архарова в А.И.Смородина
Рекомендовано Министерством общего и профессионального образования
Российской Федерации в качестве учебника для студента* нывших учебных
заведений, обучающихся по специальностям "Технигт иМисшки- низких
температур" и 'Холодильная, криогенная техника я колоицаопирование"
В
Москва
"Машиностроение” 1999
УДК621.59(075.8)
ББК 31.392
К82
Рецензент — кафедра криогенной техники
Санкт-Петербургской государственной академии
холода и пищевых технологий
Архаров А.М. и др.
К82 Криогенные системы: Учебник для студентов вузов по
специальностям "Техника и физика низких температур" и
"Холодильная, криогенная техника и кондиционирование":
В 2 т. Т.2. Основы проектирования аппаратов, установок и
систем / А.М. Архаров, И.А.Архаров, В.П.Беляков и др.; Под
общ. ред. А.М.Архарова и А.И.Смородина. — 2-е изд., перераб.
и доп. — М.: Машиностроение, 1999. — 720 с.: ил
Во втором издании (1-е изд — "Криогенные системы: Основы
проектирования аппаратов и установок”, 1987 г ) приведены методы расчета
и конструирования наиболее распространенных криогенных систем
Рассмспрены конструкция воздухсрааделительных установок и применяемой
в них тепло- и массообменной аппаратуры, гелиевых и водородных
криогенных систем. Рассмотрены процессы, происходящие в жидкостных
криогенных системах и их конструкции. Даны методы расчета и конст-
руирования теплообменных аппаратов, применяемых в криогенных
системах Описаны конструкции автономных криогенных систем и
микрорефрижераторов.
© А.М. Архаров, И-ААрхаров,
ISBN 5-217-02854-8 (Общ.) ВЛБеляков и др.. 1999
ISBN 5-217-02585-9 (Т.2) © Издательство "Машиностроение", 1987
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие..................................................5
Глава 1- Воздухоразделительные установки.....................7
§1.1. Воздух, продукты его разделения, их получение
и использование............................................ 7
§ 1.2. Классификация ВРУ. Общая характеристика, принципы
построения, тенденции развития...............................11
§ 1.3. Технология разделения воздуха. Холодопроизводительность
и ее составляющие для ВРУ различных типов...................45
§ 1.4. Математическое моделирование ВРУ. Разработка и расчет
технологических схем..........................-.............75
§ 1.5 Эффективность ВРУ. Термодинамическая и экономическая
оптимизация, критерии оптимальности........................100
§ 1.6. Регулирование производительности ВРУ. Способы
компенсации неравномерности потребления продуктов
разделения воздуха.........................................111
§ 1.7. Адсорбционные воздухоразделительные установки.......118
§ 1.8. Мембранные газоразделительные установки.............132
Глава 2. Криогенные водородные системы.....................140
§2.1. Водород. Области применения, методы получения,
некоторые свойства.....................................140
§ 2.2. Ожижение водорода методом дросселирования, получение
параводорода.......................................... 153
§2 3. Водородные ожижители................................ 164
§ 2 4. Другие типы водородных криогенных систем........ ... 181
Глава 3. Криогенные гелиевые установки.....................187
§3.1 Гелий: области применения, мировые ресурсы .......... 187
§3.2. Ожижители гелия..................................... 196
§ 3 3. I ел новые рефрижераторы............................220
§ 3.4. Криостаты и рефрижераюры: использование свойств
изотопов гелия...............................................242
§ 3.5. Гелиевые рефрижераторы для криостатирования
сверхпроводящих устройств жидким гелием-П................. 252
Глава 4. Тепло- и массообменные аппараты криогенных систем...271
§ 4.1. Особенности криогенных теплообменников,
их классификация и эффективное.чъ..........................271
§4.2. Расчет теплообменных аппаратов......................283
§4.3. Трубчатые теплообменники............................298
§4.4. Пластинчато-ребристые теплообменники................321
§4.5. Машинные теплообменники.............................340
§4.6. Вюричные эффек1ы в теплообменных аппаратах..........360
§4 7. Аппараты орто-паракон версии, водорода..............373
§4.8. Регенераторы ВРУ....................................385
’*-№6675
§ 4.9. Адсорберы ВРУ. Взрывобезопасность............... 407
§ 4.10. Конденсаторы-испарители ВРУ............ .............. 420
§ 4.11. Ректификационные колонны ВРУ с ситчатыми
тарелками.............................................. 441
§ 4.12. Ректификационные колонны ВРУ с регулярными
насадками.................................................456
§ 4.13. Система азотоводяного охлаждения ВРУ..............472
§ 4.14. Атмосферные испарители-газификаторы ...___________478
Глава 5. Жидкостные криогенные системы_________—..........495
§ 5.1. Основы технологии работы с жидкими криогенными
продуктами.............................................. 495
§ 5.2. Системы заправки жидкими криогенными продуктами
изделий ракетно-космической техники.................... 506
§ 5.3. Криогенные системы термоядерных установок..........516
§ 5.4. Криогенные системы ускорительно-накопительного
комплекса.................................................532
§ 5.5. Процессы, происходящие в емкостях при хранении,
охлаждении и выдаче жидких криогенных продуктов...........545
§ 5.6. Транспортирование жидких криогенных продуктов по
магистралям...............................................562
§ 5.7. Неустановившиеся процессы в жидкостных криогенных
системах................................................. 571
§ 5.8. Начальное охлаждение оборудования криогенных систем.602
§ 5.9. Тепловая защита оборудования криогенных систем.....611
§ 5.10. Емкостное оборудование__________________________ 639
§ 5.11. Магистрали криогенных систем........................657
Глава 6. Автономные криогенные системы
и микрорефрижераторы......................................673
§ 6.1. Дроссельные ммхрокриогенные системы................673
§ 6.2. Адаптирующиеся дроссельные микрокриогенные
системы...................................................680
§ 6 3. Планарные микрорефрижераторы.......................698
§ 6.4. Системы с криогенно-газовыми машинами............ 701
§ 6.5. Системы с использованием теплоты испарения криоагента.707
Список основной литературы..........__..ам.........5......711
Список дпполннтелыюй литературы....—.................. 713
Приложение_______________________________....._____________...... 716
4
ПРЕДИСЛОВИЕ
170-летию Альма-матер —
МГТУ им. Н.Э. Баумана и
нашим учителям посвящается
Второй том двухтомника "Криогенные системы" содержит
техническую и научную информацию о криогенных установках,
системах, аппаратах, реализуемых в них рабочих процессах, об
оборудовании для хранения, транспортирования и использования
жидких криопродуктов и представляет собой логическое продол-
жение первого тома, в котором изложены научные основы
криогеники. Обе книги были задуманы как единый комплекс,
составляющий основу для подготовки специалистов, способных
разрабатывать различные криогенные системы. При написании
второго тома использован опыт ведущих отечественных и зарубеж-
ных фирм (ОАО "Криогенмаш", АО "Гелиймаш", АО "Сибкриотех-
ника", “Air Liquid” (Франция), PRAXAIR (США), “Linde” (США,
Германия), “Air products” и “Petrocafbon” (США, Англия), “British
Oxygen” (Англия), “Kobe Steel” (Япония), “Rivoira” (Италия) и др.),
а также многолетний опыт работы кафедр криогенной техники
МГТУ им. Н.Э.Баумана, МГУИЭ, МЭИ, СПб ГАХПТ. Работая над
учебником, авторы опирались также на труды своего учителя —
профессора СЯ.Герша, двухтомный учебник которого — ’Глубокое
охлаждение" — издавался трижды с 1936 по I960 г.
Первое издание учебника "Криогенные системы: Основы проек-
тирования аппаратов и установок" вышло в 1987 г. К тому времени
отечественная криогенная промышленность уже сформировалась как
самостоятельная подотрасль машиностроения и достигла в своем
развитии весьма высокого уровня. Были решены такие проблемы,
как создание мощных воздухоразделительных установок, крупно-
тоннажных ожижителей водорода и гелия, систем хранения и
заправки для ракетодромов, систем криостатирования и криогенного
обеспечения целого ряда объектов со сверхпроводящими устройст-
вами, криогенных емкостей и трубопроводов, систем новой бортовой
космической и авиационной техники и многие другие. Эти системы,
установки, их основные элементы и особенности рабочих процессов
были описаны в первом издании.
В течение прошедшего после первого издания десятилетия крио-
генное оборудование активно эксплуатировалось, было существенно
5
усовершенствовано и обновлено. Продолжался процесс внедрения
криогеники и основных ее продуктов (промышленных газов) в
новые области науки и техники, начиная со строительной индустрии
и лазерной техники и кончая медициной и биологией. Накапливался
и расширялся опыт использования не только газообразных, но и
жидких криопродуктов. Наряду с развитием классических направ-
лений криогеники в последнем десятилетии как в России, так и в
других странах, создавался научно-технический задел на перспективу.
Однако при всех условиях техника неизбежно устаревает, вместе с
тем практика убеждает нас в том, что существуют достаточно
долговечные технические решения и именно они чаще всего находят
применение в новых областях использования криогеники. В связи
с этим, работая над вторым изданием, авторы учитывали все эти
обстоятельства: многие разделы, опубликованные в первом издании,
были заменены или существенно переработаны. По этим причинам
расширился авторский коллектив второго издания, и возникла
необходимость общего редактирования. В числе авторов появилось
много новых молодых имен. Это символизирует преемственность
поколений и дает основание верить, что и в дальнейшем криогеника
будет развиваться интенсивно. Надеемся, что данное издание будет
тоже этому способствовать.
В написании учебника участвовали: А.М.Архаров — гл. 1-4 и 6;
И.А.Архаров — гл. 4, 6; В.П.Беляков — гл. 1-6; В.Л.Бондаренко —
гл. 1, 3; Е.И.Микулин — гл. 2-4; Ю.В.Никифоров — гл. 1;
В.Г.Пронько — 2; Ю.Г.Писарев — гл. 1; М.Ю.Савинов — гл. 1, 3;
В.Ю.Семенов — гл. 4; А.И.Смородин — гл. 1-5; Н.В.Филин — гл.
5; В.Ю.Шадрина — гл. 1; Ю.А.Шевич — гл. 4; Э.Ф.Шургальский
— гл. 3; материал § 3.5 подготовлен В.А.Шапошниковым, § 6.2 —
Ю.И.Ландой. Большую методологическую помощь в подготовке
рукописи к изданию оказала д-р техн, наук проф. И.В.Марфенина.
По поручению авторского коллектива выражаем благодарность
за содействие в издании этой книги Учебно-научному центру
"Криоконсул" при МГТУ им. Н.Э.Баумана. СП "Айсблик" и МП
"Хром"
Редакторы
А.Архаров
А.Смородин
Глава 1
ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
§ 1.1. ВОЗДУХ, ПРОДУКТЫ ЕГО РАЗДЕЛЕНИЯ. ИХ
ПОЛУЧЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ
Атмосферный воздух является сырьем для получения таких
промышленных газов, как кислород, азот, аргон, неон, криптон,
ксенон. Темпы ежегодного прироста производства этих газов в мире
в 1,2 — 1,4 раза превышают прирост любых других видов продук-
ции. Промышленное производство этих газов осуществляется на
воздухоразделительных установках (ВРУ) — сложных технических
системах, включающих: оборудование для сжатия атмосферного
воздуха, его очистки от влаги, двуокиси углерода, взрывоопасных
примесей; теплообменные аппараты для охлаждения воздуха до
криогенных температур и нагрева продуктов разделения; ректифи-
кационные колонны и конденсаторы-испарители; криогенные
насосы и т.п. В состав ВРУ не входят, но комплектуют станцию
(цех) разделения воздуха компрессоры для сжатия кислорода, азота
и подачи их потребителю, ресиверы и криогенные резервуары для
резервирования продуктов разделения воздуха в газообразном и
жидком состояниях и другое оборудование (рис. 1.1).
Состав атмосферного воздуха (табл. 1.1) не постоянен — содержа-
ние компонентов зависит от географической широты, высоты над
поверхностью Земли, солнечной активности и других факторов.
Существенно неодинакова загрязненность воздушного бассейна —
содержание примесей может меняться в течение суток, например,
под влиянием метеорологических условий.
Содержание в атмосферном воздухе водяных паров зависит от
температуры (табл- 1-2) и относительной влажности <р. Последнюю
определяют как отношение массы водяных паров, содержащихся в
воздухе, к массе паров, насыщающих его при данной температуре.
Значения относительной влажности обычно усредняют для опреде-
ленного региона. Например, для средней полосы России <р = 0,7...0,8.
При сжатии воздуха содержание в нем водяного пара уменьшается
и может быть определено графически (рис. 1.2).
7
Рис. 1.1. Общий вид крупной станции разделения воздуха
1.1. Усредненный состав сухого атмосферного воздуха у поверхности
Земли
Компонент Доля компонента в воздухе, % Температура кипения, К
объемная* массовая
Азот N2 78,09 75,52 77,36
Кислород О2 20,95 23,15 90,19
Аргон Аг 0,93 1,28 87,29
Двуокись углерода СО2 0,03 0,05 194,60
Неон Ne 0,18-10"2 1,25-НТ3 27,11
Гелий "’Не 5,24-10* 0,72- ПТ4 4,22
Ацетилен и другие 2,03 10’* 1,28-10* —
высококипящие углеводороды Метан СН4 1,5 -10'* 0,8 • 10* 111,70
Криптон Кг 1,14-10-* 3,3-10-’ 119,80
Водород Н2 0,5 10* 0,035 • 10-* 20,39
Закись азота N2O 0,5 10-“ 0,8-10-* 184,60
Ксенон Хе 0,08 • 10-4 0,36 10’* 165,05
Озон О2 0,1 • 10-5 0,015 10-* 161,25
Радон Rn 6 ю18 4,5 • 10’7 211,35
* В идеальном газовом состоянии значения объемных и молярных долей
равны__________________________________________________________
8
1.2. Содержание влаги в атмосферном воздухе при полном
насыщении в зависимости от температуры
ратура воздуха Влаго- жание. Темпе- ратура воздуха Влаго- ратура воздуха Влаго- Жание, ратура воздуха
"С К "С К °C К г/кг *С К
30 303 25,40 0 273 3,73 -30 243 0,229 -60 213
25 298 19,07 -5 268 1,70 -35 238 0,133 -65 208
20 293 14,17 -10 263 1,59 -40 233 0,077 -70 203
15 288 10,35 -15 258 1,01 -45 228 0,043 -75 198
10 283 7,48 -20 253 0,63 -50 223 0,024 -80 193
5 278 5,31 -25 248 0,39 -55 218 0,013 -90 183
Влаго-
0,00695
0,00286
0,00163
0,00073
0,00032
0,000082
Основными продуктами разделения воздуха в современных ВРУ
являются следующие промышленные газы:
кислород технический, 99,2...99,7 % (1-й сорт — 99,7 %, 2-й —
99,5 %, 3-й — 99,2 %) и технологический, 92—98 % (в среднем 95 %);
азот особой чистоты (не менее 99,996 %), высшего сорта (99,994 %),
1-го сорта (99,6 %), 2-го — (99 %);
аргон высшего сорта (99,993 %), первого сорта (99,987 %); сырой
(86...90 %), содержащий до 4 % О2 и до 10 % N2; технический
(86—88 %) с примесью 12-14% азота;
первичный криптоноксеноновый концентрат (объемная доля крип-
тона и ксенона до 0,5 %);
неоногелиевая смесь (объемная доля неона и гелия до 40...60 %;
возможна до 95—98 %).
Очистку сырого аргона от кислорода осуществляют методом ка-
талитического гидрирования при высоких температурах (720-770 К)
в специальных установках вне блока разделения. После очистки
от кислорода технический аргон возвращается на ректификацию в
блок разделения ВРУ для очистки от азота. При проектировании
ВРУ нового поколения (после 1995 г.) предусматривают очистку
аргона от кислорода методами низкотемпературной ректификации
и адсорбции. При этом весь процесс комплексного разделения воздуха
становится технологически единым и более безопасным в эксплуа-
тации, так как исключается применение водорода для связывания
кислорода при каталитическом гидрировании.
Очистку первичного крипгоноксенонового концентрата от угле-
водородов методами выжигания при 920-950 К и адсорбции при тем-
пературе окружающей среды, а также вторичное концентрирование
крютгоноксеноновой смеси до 99,7 % методом низкотемпературной
9
при полном насыщении от температуры и давления
ректификации смеси
Кг-Хе-О2 при Г® 110К
осуществляют б специаль-
ных установках типа УСК
(установка концентриро-
вания криптона и ксено-
на), которыми обычно
дополнены все крупные
ВРУ. Разделение чистой
(99,7 %) криптонксеноно-
вой смеси с целью полу-
чения криптона и ксено-
на осуществляют метода-
ми фракционированного
испарения, адсорбции или
ректификации в неболь-
ших установках. В Рос-
сии разработан криоген-
ный адсорбционно-рек-
тификационный метод
переработки первичного
криптоноксенонового
концентрата.
Неоногелиевую смесь
подвергают переработке с
целью извлечения неона,
например, методами фрак-
ционированной конден-
сации, вымораживания.
Продукты особой чис-
тоты (с содержанием при-
месей 10’5 % и менее)
получают методами рек-
тификации, криоадсорбционной и химической очистки или их
комбинацией.
Основные продукты разделения воздуха получают в газообразном
состоянии при небольшом давлении (0,105 - 0,12 МПа), в сжатом
газообразном состоянии при давлении 0,2 - 20 МПа (и даже до 40 МПа)
и в жидком состоянии при давлении 0,105 - 0,5 МПа. В жидких
продуктах, как правило, объемная доля основного компонента
превышает 99,5 %. Давление и степень чистоты продуктов разделения
10
Рис-1.3. Динамика повышения требо-
ваний к степени чистоты азота на
рынке промышленных газов
тяпают по соответствующему (на
этот продукт) ГОСТу. В некото-
рых случаях чистота продуктов
может быть при проектировании
ВРУ увеличена исходя из условий
оптимизации технологического
процесса. Так, разработка новых
технологий в электронной про-
мышленности потребовала приме-
нения при изготовлении микросхем азота с содержанием кислорода
не более 10 ppb (1 10 6 %) с перспективой снижения этой цифры к
концу 90-х годов до 1 ррЬ (рис. 1.3).
Спрос на промышленные газы в России постоянно увеличива-
ется, особенно на азот и аргон (табл. 1.3). Стабильно высоким
остается производство кислорода, основным потребителем которого
является черная металлургия. Если до 70-х годов объемы произ-
водства технического и технологического кислорода были примерно
одинаковы, то к 80-м годам вследствие совершенствования техноло-
гии металлургической отрасли промышленности (внедрение кисло-
родно-конвергорного способа выплавки стали) это соотношение
изменилось в сторону увеличения доли технического кислорода
Значительный рост потребления кислорода ожидается в ближайшее
время в связи с переходом целлюлозно-бумажной отрасли на эколо-
гически чистые (бесхлорные) технологии отбеливания целлюлозы
с использованием кислорода и озона, а также с внедрением высоко-
температурной технологии переработки твердых бытовых и промыш-
ленных отходов. Эти прогрессивные технологии позволяют сущест-
венно уменьшить вредные выбросы в атмосферу.
§ 1.2. КЛАССИФИКАЦИЯ ВРУ. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА,
ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ, ТЕНДЕНЦИИ РАЗВИТИЯ
В период с 1950 по 1995 г. в СССР построено и запущено более
500 крупных ВРУ и более 2500 установок малой и средней произво-
дительности. В настоящее время в России и странах СНГ в эксплуа-
тации находятся ВРУ более 40 наименований (табл. 1.4 и 1.5).
И
1.3. Области применения продуктов разделения воздуха
К0МПО Объемная доля, %. основного компонента Содержание остальных компооплх® Область применения Ориентиро- вочный удельный расход основного компонента
Металлургия: 100-150 м’/т
27-45 доменное производство
99,5—99.7 выплавка конверторной стали 55-60 м3/т
99,5—99,7 электроплавильное производство 15-20 м’/т
95-99.5 выплавка мартеновской стали 35 м3/т
99,2-99,7 прокатное производство (резка и огневая зачистка) 0,1-0,6 м3/кг
99,5—99,7 газопламенная обработка —
30-50 шахтная плавка цветных металлов и сплавов -
99.2—99,7 Остальное Газовая сварка и резка 28-2000 дм3/ч
азот И аргон металлов (в зависимости от мощности горелки)
о2 30-99,2 Аэрация и осветление сточных вод 2—24 м3/м3 (в зависимости от степени загрязнения)
99,2—99,99 Ракетно-космическая техника -
99,2-99,5 Микробиология, медицина Химическая и нефтяная промышленность.
99,2-99,7 производство азотной кислоты 155 м3/т
30-50 газификация угля и торфа в генераторах -
30-99,5 окислительные процессы в химическом произ- водстве
30-50 Энергетика (МГД-генера- торы)
95-99,5 Целлюлозно-бумажная промышленность—для кислородно-щелочной и озонной отбелки целлю- лозы 10-50 м3/т
12
Продолжение табл. 13
компо- Объемная доля,%, основного компонента Содержание остальных комкжентов Область применения Ориентиро- вочный удельный расход основного компонента
02 30—90 Переработка твердых быто- вых и промышленных отходов —
99,5-99,999 — Химическая промышлен- ность: производство аммиака производство этилена, азотных удобрений, пропилена и т.д 1000 м3/т
97-99,99 Нефтеперерабатывающая промышленность—в каче- стве защитной среды в раз- личных процессах; для продувки систем Металлургия—в качестве за- щитной среды в процессах:
94-96 4-6 % Н2, ДО 0,001 % 02 непрерывного горячего цинкования
n2 99,5—99,996 - непрерывного рекристали- зационного отжига холоднокатаной стали в листопрокатных цехах
85 15 % Н2 плазменно-дуговой зачистки -
45 55 % Не Сварка и резка в защитной среде 85-1700 дм3/ч (в зависимости от режима и условий сварки)
99.9 — Народное хозяйство—для увеличения сроков хранения в овощехранилищах
99,5-99,996 Крупномасштабные физико- технические исследования — криогенное обеспечение сверхпроводящих устройств
97,0—99,5 Криобиология и криомедицина—криохи- рургия, ядерно-магнитная томография и т.д.
13
Продолжение табл. 1.3
Осноа- компо- Объемная доля, %, основного компонента Содержание остальных компонентов Область применения Оряевтиро- вочный удельный расход основного компонента
99,9999 и более Радиоэлектроника — в производстве полупроводниковых материалов —
n2 99,5 Экология — для криодроб- ления отработанных авто- мобильных шин и изделий из пластических масс, для криогенной очистки шерсти от растительных примесей
50-75 20 30 25-50 % Не 80 % Не 70 % Не Сварка и резка в плазмо- образующей и защитной среде: импульсно-дуговая, дуговая комбинированная микроплазменная электрошлаковая итд. 10-200 дм3/м (в зависимости от режима сварки, материала и толщины свариваемого металла) 10—50 дм3/м
Аг 99,9995 Химическая промышлен- ность, металлургия, и металлообработка — в качестве инертной среды -
Полупроводниковая промышленность-
77-79 21-23 % О2 выращивание кристаллов, создание пассивирующих покрытий 20 дм3/кг
86-88 12-14 % N2 Ламповая промышленность лампы накаливания -
14
Продолжение табл 1.3
Осиов- компо- Объемная доля, %, основного компонента Содержание остальных компонентов Область применения Ориентиро- вочный удельный
компонента
99,995— 99.998 - импульсные лампы и импульсно-иониза- ционные камеры
Аг 99,998 Хроматография -
98 2 % О- Биология—в качестве среды для проращивания риса, лука, моркови и т.д
Кг 99.88—99,99 Ламповая промышлен- ность — прожекторы, оптические печи и т.д Медицина—ренгено- аппаратура -
Хе 99,96 - 99,996 - Ламповая промышлен- ность — газосветные импульсные лампы -
80 20 % О2 Медицина—в качестве анестезирующего средства
99.985 Ламповая промышлен- ность — газоразрядные лампы; сигнальные лампы телеаппаратуры; электровакуумные приборы
Ne 99,8—99,985 Электронная промыш- ленность
99,8-99.985 Криогенная техника — криостаты; детекторы инфракрасного излучения итд.
15
1.4. Технологические параметры основных ВРУ, находящихся в эксплуатации
Установка Перерабатываемый воздух Производительность ВРУ, м3/ч (по газообразному продукту) или кг/ч (по жидкому продукту)
Расход, Давление, МПа Кислород Авен Аргон жидкий (газосб- разный высокого давления) Кригтгоно- ксеноновый концентрат Неоно- гелиевая
Техноло- гический разный Техни- ческий газооб- разный ческий жидкий Техни- ческий высокого давления Газооб- разный Жидкий
(в пересчете на чистую смесь этих газов)
Кт-70 350 000 0,625
КтА-35 180 000 0,61
КтК-35 180 000 0,61-0.62
КА-32 180 000 0,64-0,65
КАр-30 180 000 0,64—0,66
КААр-32 180 000 0,61
КА-15 85 000 0,62
КААр-15 85 000 0,63
АКт-30 85 000 0,61-0,62
КА-5 31 500 0,60
АКАр-б 32 000 0,61
АК-15П 31 500 0,615
АКАр-13/6 32 000 0,66
АК-7П 14 400 0,61
ААж-6 14 400 0,88
А-8 24 000 0,62
КжАжАрж-б 22 200 3,2
Аж-5 14 400 0.88
Установки большой производительности
66 000 5 050
34 500 — 1 500 22 000
24 200 И 000 670 300
— 30 000 1 130 22 000
— 30 000 (200) 300
— 30 425 1 350 —. 35 530
— 13 500 (700) (700) 16 000
— 15 500 — 16 000
16 500 — — — 30 000
— 5 300 — 150 15 000
— 5 200 — 6 000
— 5 800 — 150 15 000
—• 6 300 — 13 000
— 2 100 — 100 7 000
— — — 160 5 000
— — (120) 100 8 500
— — 6 000 — 13 200
50 0,26 3,82
1900 — —-
50 — 0,143 1,5
730 —
(200) 580 0,15 1,6
— 166 (500) —
(700) — —
— 300 —.
600 —
600 — 0,882
140 — —
—— — —
— (160) —- —
== .—
116 — —
(120) —
1670 290
5100 — —
Установки средней и малой протводителъноста
К-1,4 8900 0,63 1440
К-0,5 3000 7,1 — — (300) (525)
К-0,4 2600 6,4 — — (175) (450)
АК-1,5 2600 7,1 — — (215) (240) 1600 —
К-0,25 1440 6,4 — — (140) (250) —
КА-0,2 1440 6,4 — — (140) (220) 680 —
ААж-0,6 1300 0,88 — — — 500 30 —
К-0,15 960 6,4 — — (90) (170) — — —
АК-0,6 960 6,4 — (S0) (90) 605 — — —
А-0,6 960 5,0 — — — 550 — — —
АжКжКААрж-2 8000 19.6 — 1740 — — 3100 2300 100 — 0,25
85 2200 — 4900 —
КжКАжА-0,5 2300 19,6 — — 500 — 1210 — — —
235 — — 950 480
КжКАж-0.25 1140 19,6 — — (265) (200) — (265) — —
АК-0,135 240 10-20 — — 35 135 — —
АжА-0.04 240 10-20 — — — (60) (43)
КжАж-0,05 240 8-20 — — (50) (44) (60) (50) — — —
СКДС-70М 480 19.0 — (70) (70)
АКДС-70М 70 —
— — 100 —
(/><40
лх. МПа)
^-ОХ^КГМ) 60-65 - - - - - - 52-60 - - -
(температура 293 К, давление 0,1013 МПа)
=.чадем1я холоду
« 1.5. Энергетические характеристики основных ВРУ, находящихся в эксплуатации
Установка Затраты энергии па адинтшу объема (массы) газообраз- ного (жидкого) продукта, кВт - ч/м-1 (кВт-ч/кг) Удельная* работа разделения, Дж/моль Степень термодинами- ческого совершенствл, % Примечание
действительная минимальная
Технологического кислорода (Кт—70, КтА-35. КтК-35, АКт—30 и др) Технического кислорода (КА—32, КААр-32, КАр-30, КААр-15, КА-15, КА-5, АКАр-6, АК-15П, АК-7П и др.) Азотные (А—Я, ААж-6, ААж-0,6) Большой произво- дительности (по жидкому кислороду или сумме жидких продуктов) на цент- робежных компрес- сорах (КжАжАрж-6) 0,38-0,41 0,44-0,48 0,22-0,27 1,38 6900-7100 6800-7000 6700 - 8200 32 000 ВРУ низкого 1150-1350 1050-1150 2100 - 2200 РУ среднего 7600 давления 16,5-19,5 15,0-17.0 26-31 давления 23,5 Цикл низкого давления воздуха с турбодетандером, турбодставдеры регулируемые с поворотными лопатками направляющего аппарата Очистка и осушка воздуха в регенераторах. Предварительное азотоводяное охлаждение. Изоляция — перлитовый порошок. Установки автоматизированы В ВРУ АК—15П и АК—7П очистка и осушка воздуха — адсорбционная на цеолитах, предварительное охлаждение во внешнем цикле холодильной фреоновой установки Цикл среднего давления (3,0 МПа) с турбо- детандером и азотным холодильным циклом среднего давления (3,0 МПа). Очистка и осушка воздуха — адсорбционная на цеоли- тах, предварительное охлаждение во внешнем цикле холодильной фреоновой установки. Изоляция — перлитовый порошок. Установки автоматизированы
Малой и средней производительности на поршневых компрессорах (К-0,5, К-0,4, К-0,25, К-0,15) 1,1 - 1,3 (2,1 -2,9) 15 000-16 000 3200 20 - 21 Цикл среднего давления (6,5 — 7,0 МПа) с турбо детандером и насосом жидкого кислорода Осушка и очистка воздуха — адсорбционная на цеолитах. Изоляция — перлитовый порошок
ВРУ высокого давления
Большой и средней производительности (АжКжКААрж-2, КжКАжА-0,5, КжКАж-0,25) (1,0 - 1,3) 20 500-23 000 4300-5600 21-24 Цикл высокого давления с турбо- детандером, предварительным охлажде- нием воздуха в холодильной фреоно- вой установке Очистка и осушка воз- духа — адсорбционная на цеолитах Изоляция — перлитовый порошок
Малой производи- тельности по жидким кислороду и (или) азоту (АжА-0,04, КжАж-0,05) 1,5 - 1,6 (1,5 - 1,7) 23 000-24 800 2700-3400 1) — 14 Цикл высокого давления с поршневым детандером, предварительным охлажде- нием воздуха в холодильной фреоно- вой установке Очистка и осушка воздуха — адсорбционная на цеолитах. Изоляция — мипора
С внешним холо- дильным циклом (Аж-0,05КГМ) (2,1) 157 000 17 300 И С криогенной газовой машиной КГМ—9000/80—1, работающей по обратному циклу Стирлинга (рабочее тело — гелий), воздух не сжимается Очистка и осушка — методом вымораживания
_ ♦ Отнесенная к количеству перерабатываемого воздуха
Принципы классификации ВРУ и обозначения конкретных уста-
новок отражают их основное назначение и уровень Производитель-
ности-
Обозначения установок составляют из первых букв названии
продуктов: К — кислород технический; Кт — кислород техноло-
гический; Кж — кислород жидкий; А — азот; Аж — азот жидкий;
Ад — азот под давлением; Ар — аргон газообразный: Арж — аргон
жидкий.
Цифра в обозначении установки соответствует уровню часовой
производительности по основному продукту в тысячах кубических
метров для газообразных продуктов или в тысячах килограммов
для жидких продуктов, например: 35 — 35 000 м3/ч; 6 — 6000 кг/ч.
Буква П после цифры в обозначении некоторых установок означает,
что они выполнены на пластинчато-ребристых теплообменниках
(ПРТ)
Такие обозначения ВРУ вполне удовлетворительны для однопро-
дуктовых установок, а также для многопродуктовых, в которых
основной продукт извлекается в наибольшем количестве. В ВРУ.
спроектированных после 1993 г., степени извлечения всех продуктов
существенно повышены: в наибольшем количестве практически
всегда извлекается азот, хотя основным или равным ему по значе-
нию продуктом может быть и кислород. В связи с этим д ля много-
продуктовых ВРУ нового поколения приняты обозначения с
двойным цифровым индексом (через косую дробь), например,
обозначение АКАр-13/6 соответствует ВРУ для получения азота
(13 000 м3/ч), кислорода (6000 м3/ч) и аргона.
Распространена классификация ВРУ по рабочему давлению, или,
в более общем смысле, — по типу холодильного цикла:
I) с объединенными технологическим и холодильным циклами:
а) ВРУ низкого давления (0,6—0,9 МПа) с расходом перерабаты-
ваемого воздуха от 1500 до 360 000 м3/ч, предназначенные для
получения, главным образом, газообразных продуктов и включа-
ющие установки четырех подклассов: технологического кислорода,
технического кислорода, азотные и жидкостные;
б) ВРУ среднего давления, включающие установки двух под-
классов: с малым и средним расходом (до 3000 м3/ч) перерабаты-
ваемого воздуха и рабочим давлением воздуха 5—7 МПа на базе
поршневых компрессоров, предназначенные для получения продук-
тов высокого давления или жидких; со средним и большим расходом
(более 6000 м’/ч) перерабатываемого воздуха и рабочим давлением
воздуха 3—4 МПа на базе центробежных компрессоров, предназна-
ченные для получения жидких продуктов;
20
2) с разъединенными технологическим и холодильным циклами:
а) ВРУ двух давлений (0,6 МПа — в цикле разделения,
3—4 МПа — в цикле холодообразования), предназначенные для
получения жидких продуктов и включающие установки двух
подклассов: специальные и комплексы, состоящие из ВРУ низкого
давления и ожижителя азота (ОА) среднего давления;
б) ВРУ с внешним охлаждением, например, с криогенными
газовыми машинами (КГМ), с использованием холода ожиженного
природного газа, с циркуляционными циклами на смесях различных
хладагентов и т.п. Особенность некоторых из этих установок —
возможность организации технологического процесса без сжатия
воздуха. Кроме того, использование холодного сжиженного природ-
ного газа дает существенную экономию энергии.
ВРУ низкого давления обеспечивают получение более 90 % всех
продуктов разделения воздуха, потребляемых основными отраслями
промышленности. История их разработки весьма характерна.
Несмотря на успешное применение еще в начале 30-х годов турбо-
детандеров активного типа с КПД 55 — 60 % (например, в
установках фирмы “Linde”), построить ВРУ низкого давления не
удавалось: не хватало холодопроизводительности. Установки рабо-
тали по циклу двух давлений с предварительным аммиачным охлаж-
дением. Для работы таких ВРУ необходимы были громоздкие
поршневые компрессоры, детандеры и системы химической очистки
воздуха от двуокиси углерода, что ограничивало производительность
установок. Возможность создания ВРУ низкого давления была
впервые доказана академиком П.Л. Капицей в 1939 г. на основе
применения эффективного реактивного турбодетандера с адиабатным
КПД около 80 %. В 1941-44 гг. коллективом специвлистов под
его руководством были построены и испытаны первые в мировой
практике ВРУ низкого давления ТК-200 и ТК-2000. В настоящее
время принципы создания установок низкого давления, разработан-
ные в нашей стране, используют все крупнейшие фирмы при
проектировании мощных ВРУ.
Установки технологического кислорода (кислорода пониженной
чистоты) широко применяют в цветной и черной металлургии.
Достаточно сказать, что одна из крупнейших в мире ВРУ Кт-70,
построенная в конце 70-х годов и предназначенная для получения
именно технологического (95 % О2) кислорода, имеет производи-
тельность 70 000 м3/ч. В связи со структурной перестройкой метал-
лургической отрасли удельный вес ВРУ этого типа уменьшается,
°Днако в обозримом будущем открываются перспективы для
Применения установок технологического кислорода в экологически
21
чистых производствах (при переработке твердых бытовых и
промышленных отходов, отбеливании целлюлозы и т.д.). Особен-
ность ВРУ технологического кислорода — наличие значительного
резерва холодопроизводительности при высокой степени извлечения
кислорода, поэтому их эффективность может быть существенно
повышена получением части продуктов в жидком виде.
ВРУ технического кислорода находят широкое применение в
металлургической промышленности, обеспечивая кислородом и
аргоном сталеплавильное производство, а азотом — сталепрокатное.
Установки этого типа в последнее десятилетие наиболее активно
совершенствовались. Современные ВРУ этого типа — это установки
комплексного извлечения особо чистых продуктов: кислорода, азота,
аргона, при необходимости — концентрированых смесей криптона
и ксенона, неона и гелия. Оптимальным для крупных ВРУ техни-
ческого кислорода является получение части продуктов в жидком
виде. Для ВРУ низкого давления типа АКАр (рис. 1.4) разработаны
типоразмерные ряды (табл. 1.6).
Новые схемные решения (очистка воздуха на молекулярных
ситах, непосредственное использование энергии детандирования для
повышения рабочего давления воздуха или детандерного потока,
очистка аргона от кислорода низкотемпературной ректификацией),
новые эффективные конструкции оборудования (компактные
Рис. 1.4. Принципиальная технологическая схема ВРУ низкого давления типа АКАр
1 1 & £ggg°°oo 1 1 1
м
1 1 g
J "a |Г1_*~,’*чоооо2 , . I
J = 1 1 1
I в S g 8 8 | I S S i i i
- X -4,0000000 § g ° 1 । 1
£ е о о о о о g о 1 il 1 * СЧ О ‘Л O xfr «Z5 1 1 1 । о о m r- oo , . • - Й
о о о о о о о 1 1 1 1 2 й ё 40 £ £ £ " 2 Б S
ВРУ типа АКАр 1 < МЭ О ГЧ '
Производительность. м5/ч ё Е moOog§g^§
ч _ о О О о о _©ОО©ООООО gOOOOoOOOO
ё! — ОООО©ООО Х^Г-ОООООСсли-, п-1
1 н i Н _ „oeooogg OOOOOOOOOSS оооо-е©ооо^~
. , « S’ g Э g з | « I — <! Г| ’f 'n 'G Г- ОО 2 7~:
23
22
многовальные центробежные компрессоры для сжатия воздуха,
скрубберы оросительного типа для охлаждения горячего воздуха
из компрессора, одно- и двухслойные адсорберы блоков комп-
лексной очистки воздуха с укороченным рабочим циклом, мини-
мальным гидравлическим сопротивлением и умеренной температурой
регенерации, крупногабаритные ПРТ, ректификационные колонны
с регулярной (структурированной) насадкой, имеющие гидравличес-
кое сопротивление в 5 — 7 раз меньше эквивалентных по раздели-
тельной способности колонн с ситчатыми барботажными тарелками,
турбодетавдерно-компрессорные агрегаты с эффективностью адиа-
батного расширения 87 % и более) позволяют повысить степень
извлечения кислорода (до 98 % и более) и аргона (до 80 % и более),
снизить на 20 % и более энергоемкость установок и примерно на
столько же уменьшить их массу.
На рис. 1.5 сопоставлены ВРУ технического кислорода разных
поколений по удельному расходу электроэнергии на получение
продукционного кислорода. Снижение этого показателя при внед-
рении ВРУ нового поколения вместо эксплуатируемых в настоящее
время на 0,1 кВт • ч/м3 при потреблении технического кислорода
Ю млрд, м3 в год даст за этот срок экономию электроэнергии
1,0 млрд. кВт • ч.
Существенный npoipecc достигнут в проектировании азотных
установок типа Ад, производящих чистый газообразный азот под
давлением 0,6 — 0,8 МПа для предприятий химической и нефте-
химической промышленности. Основные усилия разработчиков этих
установок направлены на повышение степени извлечения азота, его
степени чистоты и давления.
При традиционном схемном решении, примененном в эксплуати-
рующихся ВРУ типов ААж-6 и А-8 с одноколонным ректифика-
ционным аппаратом и детандером на
потоке отбросного газа, за счет мак-
симального использования имею-
щихся резервов (уменьшение кон-
центрационных и температурных
градиентов, гидравлических сопро-
Рис.1.5. Зависимость удельного расхода
электроэнергии от производительности ВРУ
низкого давления:
/ — эксплуатируемые ВРУ (выпуска до
1990 г.); 2 — ВРУ спроектированные в
1990-95 гг_; 3 — ВРУ нового поколения
24
тивлений до значений, близких к нулю) можно увеличить выход
сжатого азота не более, чем на 12 — 15 %. Дальнейшее повышение
эффективности азотных ВРУ связано с усложнением технологи-
ческой схемы и применением более сложных конструкций оборудо-
вания. Так, перспективная азотная ВРУ с двухколонным ректи-
фикационным аппаратом и детандером на потоке отбросного газа
(рис. 1.6) позволяет увеличить степень извлечения сжатого азота
до 0,6, т.е. примерно на 50 % в сравнении с традиционной схемой;
примерно настолько же можно уменьшить удельный расход
электроэнергии на производство азота. Реализация этой схемы
требует создания конденсаторов-испарителей, работающих с тем-
пературным напором не более I К. Однако пока азотные ВРУ
проектируют по схеме с двухколонным ректификационным аппа-
ратом и детандером на прямом потоке воздуха. Это — промежу-
точный вариант; его технические характеристики и сопоставление
с традиционным и перспективным решениями, применительно к
ВРУ типа Ак-16, приведены в табл, 1.7. Изменение удельного
расход а энергии для азотных ВРУ разных поколений в зависимости
от производительности по азоту показано на рис. 1.7.
мм^ссия и вреВСаритаоее
отжйтш /озЗцха
Очистка
tosdyza
npoujlsScmla I arwvfBane
хмоЗа казВчха
Чкиификаияч
Воздуха
РисД.б. Принципиальная технологическая схема перспективной азотной ВРУ с
Двухколонным ректификационным аппаратом и детандером на отбросном потоке
25
1.7. Совершенствование азотной ВРУ низкого давления типа Ад
Сопоставдяемые характеристики А-б (1984 г) Ал-16 (1993 г) Ад-19 (проект)
Основное оборудование.
используемое в процессе: предварительного охлаждения Концевой охла- дитель компрес- сора, система азотоводяного охлаждения Оросительный водовоздушныя скруббер, холодильная машина
очистки воздуха Регенераторы Блок адсорбционной комплекс- ной очистки
производства холода Турбодетандер на потоке отбросно- го газа с зг.ектро- генератором Турбоаетандер- но-компрессор- ный агрегат на потоке воздуха Турбодетандер- но-компрессор- ный агрегат на потоке отброс- ного газа
глубокого охлаждения воздуха Регенераторы Пластинчато-ребристые теплообменники
ректификации воздуха Одноступенчатая колонна с ситча- тыми барботаж- ными тарелками Двухступенча- тая колонна с ситчатыми бар- ботажными тарелками Двухступенча- тая колонна с регулярной наездкой
Эффективность воздуш- ного компрессора р(О, % 65 69 71
Перерабатываемый воздух- объемный расход, м3/ч давление, МПа 32 000' 0,9 32 000 0,9 32 000 0,88
Продукционный азот объемный расход, м3/ч давление, МПа степень извлечения 11 600' 0.8 0,36 11 650 0,83 0,52 16 650 0,83 0,61
Удельный расход электро- энергии, кВт-ч/м3 (%) 0,277 (100) 0,194 (70) 0,159 (57,4)
* Значение расхода для двух установок А-6
26
рис.1.7. Зависимость удельного
расхода электроэнергии для
азотных ВРУ разных поколений
от производительности по азоту:
1 — эксплуатируемые ВРУ
(выпуска до 1990 г.); 2 — ВРУ
спроектированные в 1990-95 гт;
3 — ВРУ нового поколения
Жидкостные ВРУ низкого давления — новая номенклатура оте-
чественного криогенного оборудования. Ранее жидкостные ВРУ
строили на основе циклов среднего и высокого давлений. При
традиционной оценке по удельному расходу электроэнергии и удель-
ной металлоемкое™, жидкостные ВРУ низкого давления безусловно
им уступают. Однако уже в течение длительного времени в технике
воздухоразделения наблюдается тенденция к понижению рабочего
давления воздуха, предпочтительно до значений, которые могут быть
обеспечены простыми и надежными винтовыми или центробежными
компрессорами. Простота устройства ВРУ низкого давления, надеж-
ность в эксплуатации во многих случаях компенсируют проигрыш
в расходе энергии. Ведущие криогенные фирмы, такие, как “Air
Liquid” (Франция), “Air products” (США) и др., выпускают стандарт-
ные ВРУ низкого давления для производства жидких продуктов, в
том числе и достаточно крупные (до 3000 м’/ч жидких продуктов).
ВРУ среднего и высокого давлений предназначены для получения
жидких и сжатых (до 20 МПа) продуктов разделения воздуха. Для
компенсации затрат холодопроизводительности при получении
жидких продуктов необходимо ее вырабатывать в установке.
Получение, в ВРУ сжатых продуктов с помощью насосов ожиженных
газов также сопряжено с необходимостью компенсации возника-
ющих при этом дополнительных затрат холодопроизводительности.
Чем выше давление сжатия, тем больше удельная холодопроизво-
дительность ВРУ и тем большая доля продукта может быть отведена
в жидком состоянии. С созданием турбодетавдеров среднего и высо-
кого давлений в значительной мере были решены технические
проблемы регенерации холода в таких установках. При производи-
тельности по жидким продуктам 1000 кг/ч и более, предпочтитель-
нее средние давления, так как при этом для сжатия воздуха можно
27
использовать центробежные компрессоры с конечным давлением
3—4 МПа. Преимущества центробежных компрессоров при этом
имеют решающее значение, несмотря на то, что удельная холодопро-
изводительность установки среднего давления меньше, чем у уста-
новки высокого давления. По схеме цикла среднего давления воз-
духа (3 МПа) в сочетании с азотным циркуляционным циклом того
же давления в начале 80-х годов построена установка КжАжАрж-6
(кислород жидкий — 6000 кг/ч, азот жидкий — 1670 кг/ч, аргон
жидкий — 290 кг/ч). Установка базируется на двух центробежных
компрессорах типа К-390 (один — на воздухе, другой — на азоте).
Ее создание было обусловлено большими потребностями в жидких
продуктах ракетно-космического комплекса, интенсивно развивав-
шегося в те годы.
Аналогично ВРУ среднего давления создаются ОА: тот же крио-
генный цикл, практически то же машинное и теплообменное обору-
дование.
При небольшой производительности по жидким продуктам
(500 м3/ч и менее) установки мотуг быть построены на базе поршне-
вых компрессоров по схеме цикла среднего (до 7 МПа) или высо-
кого (до 20 МПа) давления. При этом выбор ВРУ среднего, а не
высокого давления бывает оправдан упрощением конструкций
аппаратов и машин, а значит, и более высокой эксплуатационной
надежностью ВРУ.
Принципиально новым для современных ВРУ среднего давления
небольшой производительности является получение аргона. Особен-
но важным это становится для установок, создаваемых с целью
эксплуатации в районах, где других производителей аргона нет.
Трудность и нецелесообразность получения аргона на ранее выпус-
кавшихся ВРУ небольшой производительности определялись сущест-
венным усложнением технологической схемы и состава оборудования,
значительным снижением производительности по основному продук-
ту при незначительном количестве производимого аргона. Эти
трудности в установках нового поколения преодолены, во-первых,
реализацией схемы узла получения аргона полностью по методу
низкотемпературной ректификации, во-вторых, применением
герметичного вакуумного кожуха для холодного блока ВРУ или
для оборудования получения аргона (рис. 1.8).
Современные жидкостные установки средней и большой произво-
дительности строят, в основном, по схеме с циклом двух давлений
(0,6 МПа — в технологическом цикле разделения воздуха и 3-4 МПа —
в холодопроизводящем цикле) на базе центробежных компрессоров.
28
Рис-1.8. Принципиальная технологическая схема ВРУ среднего давления типа
КжАр
В классе установок двух давлений выделены три типа, различаю-
щиеся схемами построения холодопроизводящего цикла:
с циркуляционным циклом на азоте;
с циркуляционным пиклом на воздухе;
с автономным ожижительным циклом (чаще азотным) или газо-
вой холодильной машиной (ГХМ).
Для рассматриваемого класса ВРУ характерна высокая степень
унификации применяемого в них оборудования: в цикле разделения
воздуха — с ВРУ низкого давления, в холодопроизводящем цикле
— с ВРУ среднего давления и ожижителями азота. К первым двум
типам относятся жидкостные ВРУ, в которых технологический цикл
разделения воздуха и холодопроизводящий цикл могут функциони-
ровать только совместно, как единое целое. Воздушный холодопро-
изводящий цикл упрощает схему и состав оборудования ВРУ двух
давлений, однако его целесообразно применять при получении,
главным образом, жидкого кислорода; жидкий азот при этом может
быть получен в незначительных количествах. При необходимости
получения жидкого азота в количествах, соизмеримых или превосхо-
дящих количество кислорода, установка должна строиться с приме-
29
нением азотного холодопроизводящего цикла. ВРУ двух давлений
третьего типа — это по существу, соединение двух установок (ВРУ
низкого давления и ОА), каждая из которых может функциониро-
вать и самостоятельно. Естественно, что этот тип ВРУ решает наибо-
лее простым способом проблему организации производства жидких
продуктов на всех ее стадиях (проектирование, изготовление, мон-
таж, эксплуатация), однако, по расходу энергии он на Ю — 15 %
уступает специализированным жидкостным ВРУ. При отсутствии
больших и стабильных потребностей в жидких кислороде и азоте
этот тип установок (ВРУ низкого давления + ОА среднего давления)
может быть более предпочтительным. Это, однако, не исключает
создания высокоэффективных жидкостных ВРУ при наличии соот-
ветствующих потребностей. В ОАО “Криогенмаш” разработана
специализированная ВРУ двух давлений типа КжАжАрж-1,5/1,5
производительностью около 3000 кг/ч жидких продуктов (1500 кг/ч
кислорода, 1500 кг/ч азота, 70 кг/ч аргона) — рис. 1.9, а.
Следует подчеркнуть, что ряд ведущих криогенных фирм выпус-
кает установки двух давлений, значения которых в циркуляционном
цикле {ртч — 0,6 МПа, ркон = 3 ... 4 МПа) являются как бы
продолжением диапазона давлений в технологическом цикле
разделения воздуха (риач = 0,1 МПа, ркон = 0,6 МПа). При этом
центробежный компрессор циркуляционного газа (азота или воздуха)
становится дожимающим (рис. 1.9, б). Соответственно и расширение
циркуляционного газа в турбодетандере осуществляется до давления,
близкого к давлению всасывания для дожимающего компрессора,
т.е. 0,6 МПа. Поскольку в области более высоких давлений коэф-
фициент адиабатного расширения Accs меньше [2, с. 180], то термо-
динамически это решение несколько уступает схеме, приведенной
на рис. 1.9, а, в которой расширение циркуляционного газа происхо-
дит до давления 0,1 МПа. Однако выбор указанных значений двух
давлений в схеме с дожимающим компрессором в циркуляционном
цикле оправдан тем, что машинное оборудование с меньшим отно-
шением давлений является более простым, а значит, и более надеж-
ным в эксплуатации
ВРУ с независимыми холодильными циклами или системами
охлаждения были разработаны в 30-х годах. Однако их серийное
производство было освоено только в конце 50-х годов на основе
использования эффективных ГХМ типа “Стирлинг-Филлипс”. Эти
ВРУ в основном имели малую производительность, например, по
жидкому азоту от 2 до 300 кг/ч. Несколько сложнее подобные
установки для получения жидкого кислорода, так как в этом случае
30
&
Рис. 1.9, Принципиальные технологические схемы ВРУ двух давлений с начальным
Давлением сжатия циркуляционного газа 0,1 МПа (в) и 0,6 МПа (б):
' ~ воздушный турбокомпрессор низкого давления; 2 — блок комплексной
очистки воздуха; 3 — основной теплообменник, 4 и 5 — нижняя и верхняя
Ректификационные колонны; 6 — основной конденсатор; 7, 8 — аргонные
Ректификационные колонны, 9 — азотный циркуляционный компрессор;
~~ блок теплообменников циркуляционного цикла, 11 — теплообменник
внешнего предварительного охлаждения; 12 и 13 — первая и вторая ступени
^бодетандерно-компрессорного агрегата; 14 — детандерный теплообменник,
/5 — азотный компрессор иязкого давления
31
необходимо увеличить тепловую нагрузку змеевика испарителя в
кубе колонны и, следовательно, холодопроизводительность ГХМ.
Образцы таких ВРУ были построены в МГТУ им. Н.Э. Баумана.
Особенность ГХМ типа “Стирлинг-Филлипс” — короткий
рабочий период до отогрева. К подобным установкам относят ВРУ,
работающие на сжиженном природном газе. В связи с активным
развитием систем охлаждения, транспортирования, хранения и
использования природного газа подобные ВРУ весьма перспективны
для регионов с большим потреблением жидкого природного газа
Отечественные ВРУ имеют высокие технико-экономические
показатели и постоянно совершенствуются (см. табл. 1.5). Разрабо-
танные в последние годы ВРУ нового поколения по основным
технико-экономическим показателям находятся на уровне устано-
вок, выпускаемых ведущими криогенными фирмами мира. Тем не
менее проблема сокращения затрат энергии в ВРУ сохраняет свое
первостепенное значение.
Общими тенденциями развития ВРУ являются: снижение расхода
электроэнергии на производство продуктов разделения, материало-
емкости (особенно экономия коррозийно-стойкой стали), повыше-
ние надежности установок, автоматизация процессов управления
ВРУ.
Для повышения эффективности ВРУ ведущие предприятия
отрасли и зарубежные фирмы ведут большую работу по оптимизации
технологических схем установок и их параметров, созданию более
эффективных компрессоров, детандеров, тепло- и массообменной
аппаратуры, изоляции, а также совершенствованию технологии
производства и сборки. Например, по данным отечественных пред-
приятий и зарубежных фирм, средние значения изотермических
КПД компрессоров для крупных ВРУ достигают 0,70 ... 0,75, адиабат-
ные КПД турбодетандеров для этих установок составляют 0,85...0,92.
Использование микропроцессорной техники для управления ВРУ
дает существенную экономию электроэнергии, предотвращая неоп-
равданные выбросы произведенных продуктов в атмосферу при
переменном графике их потребления. Существенное снижение
материалоемкости и экономию коррозийно-стойкой стали обеспечи-
вает применение эффективных теплообменников новых типов,
конденсаторов-испарителей и внедрение новых материалов.
В связи с этим на современном уроане развития криогенной
техники и техники вообще проблему снижения затрат на производ-
ство продуктов разделения воздуха следует рассматривать как
комплексную межотраслевую проблему. Это подтверждает отечест-
32
венный опыт и опыт крупнейших зарубежных фирм, выпускаю-
щих ВРУ: “Air Liquid” (Франция), PRAXAIR (CHIA), “Linde”
(США> Германия), “Air products” и “Petrocarbon” (США, Англия),
“British Oxygen” (Англия), “Kobe Steel” (Япония), “Rivoira” (Италия)
и др-
Важнейшим фактором, определяющим стоимость кислорода и
азота как основных продуктов разделения, является комплексное
разделение воздуха с извлечением возможно большего количества
продуктов (Ar, Кг, Хе, Ne, Не) возможно большей степени чистоты,
естественно, если имеются потребности в этих продуктах. В против-
ном случае усложнение ВРУ будет неоправданным и приведет к
удорожанию основного продукта.
Современный способ получения аргона, который начал внедряться
в промышленность в середине 90-х годов, предполагает осуществ-
ление всех его стадий непосредственно ректификацией в трех
колоннах ВРУ (см. рис. 1$4): верхней — получение аргонной
фракции (до Ю % Аг, около 90 % О2, 0,02 — 0,05 % N2), колонне
технического аргона — очистка от кислорода, колонне чистого
аргона — очистка от азота. Степень очистки от кислорода и азота
должна соответствовать требованиям ГОСТ 10157-79 на продукцион-
ный аргон или требованиям потребителей, которые в некоторых
случаях могут превышать требования стандарта.
В большинстве эксплуатирующихся ВРУ продукционный аргон
получают по комбинированной технологии в четыре стадии:
первая — получение аргонной фракции ректификацией в нижней
секции верхней колонны;
вторая — предварительная очистка аргонной фракции от кисло-
рода ректификацией в колонне сырого аргона с получением сырого
аргона (95-97 % Аг, 2-3 % О2, 1-2 % N2);
третья — окончательная очистка сырого аргона от кислорода
методом каталитического гидрирования при высоких температурах
в специализированной установке типа ХАРТ с получением техничес-
кого аргона (0,0001—0,0005 % О2, 2—3 % N2, 1,0—1,5 % Н2,
остальное — аргон);
четвертая — очистка технического аргона от азота и водорода
низкотемпературной ректификацией в колонне чистого аргона с
получением продукционного аргона (0,0001—0,0005 % О2, 0,0001—
0,0005 % N2, остальное — аргон).
На рис. 1.10 приведена схема части узла ректификации ВРУ,
предназначенной для осуществления первой, второй и четвертой
стадий получения аргона, на рис. 1.П — схема установки типа
3-№б675
33
Рис. 1.10- Принципиальная технологическая схема узла получения аргона:
1 — нижняя колонна, 2 — верхняя колонна, 3 — основные конденсаторы;
4 — колонна сырого аргона, 5 — конденсатор сырого аргона, 6 — колонна
чистого аргона, 7 — накопительная емкость; 8, 9 — теплообменники; 10 —
конденсатор технического аргона
Рис.1.11. Принципиальная технологическая схема установки типа ХАРТ:
I — компрессоры; 2 — газосборники; 3 — реактор; 4 — охладитель;
5 — холодильники, б — теплообменник, 7 — блок осушки; 8 — фильтр,
9 — электронагреватель; 10— влагоотаелитель
ХАРТ, в которой осуществляется третья стадия. Удаление кислорода
из сырого аргона в установке ХАРТ происходит в процессе катали-
тического гидрирования — реакции соединения имеющегося в сыром
аргоне кислорода с подаваемым в установку водородом. Реакция
протекает при высоких температурах (=700 К) на платиновом или
палладиевом катализаторе. Продукт реакции — вода — удаляется
конденсацией при охлаждении и окончательно — осушкой на цео-
лите NaX.
Давление, необходимое для осуществления всех тепло- и массо-
обменных процессов, преодоления гидравлических сопротивлений
на всех четырех стадиях (0,4...0,6 МПа), обеспечивается компрессо-
ром, установленным на потоке сырого аргона в установке ХАРТ
(сплошные линии на рис. 1.10 и 1.11), или испарением жидкого
сырого аргона под давлением столба жидкости в ВРУ (штриховые
линии).
Очистка аргона от кислорода методом каталитического гидриро-
вания, осуществляемая при высоких температурах, методически
находится в противоречии с основной низкотемпературной техноло-
гией разделения воздуха. Кроме того, необходимость использования
водорода требует организации его получения и предъявляет специфи-
ческие требования к установке ХАРТ по взрыво- и пожаробезопас-
ности. В связи с этим актуальной становится задача создания альтер-
нативных низкотемпературных методов очистки аргона от кислорода.
Ранее упоминался ректификационный метод, реализация которого
стала возможной благодаря разработке ректификационных колонн
с регулярной насадкой, имеющих относительное гидравлическое
сопротивление (на высоту единицы переноса массы) в 5 — 7 раз
меньше, чем аналогичные по разделительной способности колонны
тарельчатого типа. В результате снижения гидравлического сопротив-
ления исходное располагаемое давление аргонной фракции (0,13 —
0,14 МПа) стало достаточным для организации всего процесса
ректификационной очистки аргона от кислорода в одной ректифика-
ционной колонне; при этом исключается высокотемпературная
стадия. Следует отметить, что возможно применение регулярной
насадки и для основных ректификационных колонн (нижней и
верхней), что позволит снизить давление сжатия воздуха в компрес-
сорах для ВРУ низкого давления с 0,65...0,67 до 0,58...0,60 МПа и
Уменьшить удельный расход электроэнергии на 5 — 7 %.
Другим методом низкотемпературной очистки аргона от кисло-
рода является адсорбционный, разработанный проф. Г.А. Головко
с сотрудниками. Согласно схеме узла адсорбционной очистки аргона
35
Отдувочный еаз
Рис.1-12- Принципиальная технологическая схема узла очистки аргона от кислорода
адсорбционным методом
от кислорода (рис. 1.12) сырой аргон из конденсатора подается под
давлением около 0,2 МПа в среднюю часть колонны 1, в которой
из смеси O2-Ar-N2 выделяется азот и другие легколетучие примеси
(отдувочный газ). В нижней части колонны концентрируется
аргонокислородная смесь, которая в газообразном виде отбирается
из колонны и направляется в трубное пространство одного из пере-
ключающихся адсорберов 2. При прохождении через слой синтети-
ческого цеолита типа NaA из смеси практически полностью адсор-
бируется кислород (остаточное содержание 0,0005 % и меиее).
Процесс адсорбции осуществляется при температуре 90—100 К,
которая обеспечивается кипением в межтрубном пространстве
адсорбера жидкого кислорода. При испарении кислорода расходуется
холодопроизводительность, необходимая для компенсации тепло-
притоков из окружающей среды к адсорберам и выделяющейся
теплоты адсорбции примесей. Очищенный от кислорода газообраз-
ный аргон конденсируется в конденсаторе 3 за счет испарения
кубовой жидкости и в жидком виде направляется потребителю или
в насос высокого давления и через газификатор закачивается в
баллоны. В схеме предусмотрено три адсорбера 2, которые периоди-
чески (через 24 — 40 ч) переключаются.
В каждый момент времени один из адсорберов участвует в
процессе адсорбции, другой — регенерации, третий — охлаждения.
Регенерация адсорбента осуществляется после слива жидкого кисло-
36
рода азотом, который подогревается в электронагревателе 4 и пропус-
кается через межгрубное пространство. Удаление паров и десорбиру-
ющихся газов из слоя цеолита осуществляется в процессе вакуумиро-
вания (до 0,5 tla и менее) трубного пространства с помощью
вакуумного насоса 5.
Охлаждение адсорбера осуществляется парами кипящего кисло-
рода, отбираемыми из работающего адсорбера, окончательное охлаж-
дение — жидким кислородом.
Получение чистых криптона и ксенона — сложный технологи-
ческий процесс, протекающий в три стадии. Первая из них —
получение пераичного криптоноксенонового концентрата (объемная
доля криптона и ксенона до 0,5 %) — осуществляется в ВРУ
(рис. 1.13), две другие — получение криптоноксеноповой смеси (до
99,7 % криптона и ксенона) и разделение смеси на продукционные
криптон и ксенон — протекают в специальных установках.
При получении первичного криптоноксенонового концентрата
в ВРУ коэффициент извлечения криптона и ксенона во многом
зависит от типа применяемых аппаратов узла охлаждения и очистки
воздуха, схемных решений узла ректификации, необходимости
вывода части кислорода в жидком виде. В установках разделения
воздуха с реверсивными аппаратами узла охлаждения и очистки
воздуха потери 1фиптона и ксенона в этих аппаратах составляют
15 — 20 % от их содержания в атмосферном воздухе. При оснаше-
Рис.1.13. Принципиальная технологическая схема узла получения первичного
криптоноксенонового концентрата в ВРУ
37
нии установок блоками очистки с молекулярными ситами и нере-
версивными ПРТ потери криптона и ксенона в них полностью
исключаются. Криптон и ксенон, содержащиеся в воздухе, с продук-
тами предварительного разделения из колонны 7, а также с частью
воздуха, расширенного в турбодетандере, поступают в верхнюю
колонну 2, где в процессе ректификации эти компоненты концент-
рируются в жидком кислороде. Для снижения потерь криптона н
ксенона с продукционным газообразным кислородом последний
выводится после третьей тарелки снизу. В крупных ВРУ с целью
уменьшения высоты колонны и самой установки эти тарелки
располагают в отдельной колонне с орошением продукционного
газообразного кислорода жидким кислородом с минимальным содер-
жанием криптона и ксенона. Дальнейшее концентрирование крип-
тона и ксенона осуществляется в узле криптоновой колонны 3.
Жидкий кислород с наибольшим содержанием криптона и ксенона
отбирается из узла конденсаторов-испарителей (последнего по тракту
жидкого кислорода) и подается в среднюю часть колонны 3. Пер-
вичный криптоноксеноновый концентрат в жидком вице выводится
из конденсатора-испарителя 4.
Критпоноксеноновую смесь получают из первичного концентрата
с помощью химико-ректификационного метода в установках типа
УСК (рис.1.14). Суть метода: из первичного криптоноксенонового
концентрата выжигаются взрывоопасные примеси (прежде всего
углеводороды), концентрат очищают от продуктов выжигания, а
Рис. 1.14. Принципиальная технологическая схема установки типа УСК
38
затем подвергают ректификационному разделению с получением
чистой криптоноксеноновой смеси и кислорода, возвращаемого в
ВРУ-
Первичный концентрат из ВРУ сжимается в компрессоре 1 до
давления 0,5—0,6 МПа, поступает через теплообменник 2 в печь 3
каталитического окисления, где происходит высокотемпературное
выжигание углеводородов. В качестве катализатора применяют, как
правило, активный глинозем. Адсорбционная очистка концентрата
от продуктов выжигания (СО2 и Н2О) после его охлаждения в тепло-
обменнике 4 происходит в блоке очистки 5. Сорбент — синтетичес-
кий цеолит типа NaX. Степень очистки по ключевому компоненту
(СО2) довольно высока и достигает уровня менее 10'6 % СО2 на
выходе из адсорбера. Такая степень очистки обусловлена более чем
500-кратным обогащением высококипящими компонентами в ректи-
фикационной колонне 6, куда после охлаждения в испарителе
колонны и теплообменнике 8, а также очистки от радиоактивного
радона в адсорбере 7, поступает первичный концентрат. В колонне
6 происходит ректификационное разделение смеси криптона,
ксенона и кислорода с отбором чистой криптоноксеноновой смеси
из нижней части. Подогрев смеси осуществляется в теплообменнике
9. В связи с концентрированием в этой смеси также углеводородов
и двуокиси углерода в схеме предусмотрены аппараты тонкой
очистки от этих примесей: печь 10 для выжигания углеводородов
(катализатор СпО) и патрон 11 для адсорбционной очистки (сорбент
— цеолит NaX). После очистки криптоноксеноновая смесь закачи-
вается в баллоны с помощью газификатора 12 (или мембранного
компрессора).
Разделение криптоноксеноновой смеси на продукционные криптон
и ксенон осуществляют адсорбционным или ректификационным
методом. Наиболее распространен последний, при котором кришоно-
ксеноновая смесь разделяется на чистые продукты в колонне
двукратной ректификации (рис. 1.15). Используют ректификацион-
ные колонны 1 насадочного типа, в качестве хладагента применяют
кислород под давлением или в схему включают дополнительный
Циркуляционный холодильный контур. После очистки получают
криптон и ксенон, отвечающие требованиям стандартов на продукты
иысокой чистоты (ГОСТ 10218-77 — для криптона, ГОСТ 10219-77 —
Для ксенона).
Разработан также принципиально отличный от указанных метод
Переработки первичного криптоноксенонового концентрата —
адсорбционно-ректификационный. В его основе лежат принцип
39
Рис. 1.15. Принципиальная техноло-
гическая схема разделения крипто-
ноксеноновой смеси ректификацион-
ным методом:
1 — ректификационная колонна;
2, 4 — накопительные емкости;
3, 5 — газификаторы
адсорбционного отделения
криптона от ксенона, адсорб-
ционное замещение окисли-
тельной среды на нейтраль-
ную (азотную) с последующей
раздельной очисткой крипто-
новой и ксеноновой фракций.
Согласно этому методу пер-
вичный криптоноксеноновый
концентрат из ВРУ поступает
в теплообменник / (рис. 1.16),
где охлаждается до темпера-
туры 100 К, а затем — в один из двух поочередно работающих
адсорберов 2 ксенона. Здесь концентрат освобождается от ксенона,
а затем, пройдя один из двух поочередно работающих адсорберов
3 криптона, освобождается и от криптона. Оставшийся кислород
поступает в линию продукта из установки разделения воздуха.
Рис. 1.16. Принципиальная технологическая схема установки разделения крипто-
ноксенонового концентрата адсорбционно-ректификационным методом (УАРК)
40
Каждый из поочередно работающих адсорберов 2 и 3, заполнен-
ных силикагелем, имеет индивидуальную систему охлаждения,
позволяющую стабилизировать адсорбционный процесс на уровне
температур 92 — 100 К. После завершения этапа адсорбции адсор-
беры переключаются. В отключенном адсорбере последовательно
происходят процессы адсорбционного обогащения:
замещение — холодный азот замещает ранее адсорбированную
сорбентом кислородную среду;
разделение — с помощью циркуляционного контура, включаю-
щего пароподогреватель 4, газодувку 5, электронагреватель 6, в
адсорберах 2 и 3 создают температурные поля, при движении кото-
рых в циркуляционном газе на выходе этих адсорберов в определен-
ные моменты времени появляются ксенон (адсорбер 2) и криптон
(адсорбер 3). Газовые фракции, содержащие криптон и ксенон,
отбирают из циркуляционного контура. Криптоновую фракцию
подают в дефлегматор 7, в котором она обогащается криптоном,
ожижается и накапливается. Ксеноновую фракцию подают в вымо-
раживатель 11, в котором из фракции вымораживается ксенон, а
азот удаляется;
охлаждение — после окончания десорбции ксенона и криптона
адсорберы 2 и 3 охлаждают до рабочих температур, пропуская через
них холодный азот.
Криптоновая фракция из дефлегматора 7 подается в ректифика-
ционную колонну 8, в которой она разделяется на практически
чистый криптон и азотно-метановую смесь. Криптон проходит
дополнительную очистку в печи 9 для выжигания углеводородов
(катализатор — окись меди СиО) и патроне 10 для адсорбционной
очистки (адсорбент — цеолит NaX), после чего компримируется в
баллоны. Ксенон, отбираемый из вымораживателя 11 в процессе
его отогрева, проходит очистку в печи 12 для выжигания углеводоро-
дов (насадка — металлический кальций) и патроне 13 для очистки
от продуктов выжигания (адсорбент — цеолит NaX), после чего
также компримируется в баллоны.
Радиоактивный радон, в малых количествах содержащийся в
первичном криптоноксеноновом концентрате, практически пол-
ностью задерживается в адсорберах ксенона 2 и, следовательно,
совсем не попадает в криптоновую “ветвь” установки. При этом
период полураспада основной массы этих радиоактивных компонен-
тов не превышает 10 — 15 сут., что в 2 — 3 раза меньше продолжи-
тельности этапа адсорбции в адсорберах 2.
41
В начале 1990-х годов в России ежегодно производилось более
24 000 м3 криптона и 2100 м3 ксенона при мировом производстве
соответственно 40 000 и 3700 м3.
Кроме аргона, криптона и ксенона, перерабатываемый в ВРУ
воздух является источником неона. В принципе возможно получение
и небольших количеств гелия. При рабочих температурах и давле-
ниях в ВРУ неоногелиевая смесь (НГС) является некондесирую-
щимся газом, который необходимо постоянно выводить из ВРУ
для обеспечения ее работоспособности, поэтому на получение НГС
с содержанием неона и гелия от 40 до 60 % не требуется дополни-
тельных затрат. Дальнейшее концентрирование смеси требует созда-
ния специальных устройств, требующих дополнительных затрат
холодопроизводительности. В ВРУ возможно получение НГС с
объемной долей неона и гелия до 98 %. Для этого НГС, выходящую
из дефлегматора верхней колонны, необходимо сжать до давления
15 — 20 МПа, а затем охладить жидким азотом с температурой
78 — 80 К. Если в качестве хладагента использовать жидкий азот
с температурой 65 — 66 К, то тот же результат может был получен
при использовании НГС с давлением 0,55 — 0,60 МПа. Получение
азота с температурой 65 — 66 К можно обеспечить с помощью
вакуумного насоса или двухступенчатого эжектора. В этих условиях
на получение 1 м3 98%-ной неоногелиевой смеси расходуется до
0,02 % перерабатываемого воздуха, при этом степень извлечения
НГС не превышает 40 %.
Увеличение степени извле-
чения НГС до 90 — 93 %
может быть достигнуто
усовершенствованием ВРУ
(рис. 1.17). Для этого в
Рис. 1.17. Принципиальная тех-
нологическая схема узла ректи-
фикации ВРУ с повышенной
степенью извлечения неона и
гелия:
I и 3 — колонны предвари-
тельного и окончательного раз-
деления, 2 — основной кон-
денсатор, 4 — дополнительная
колонна; 5 — конденсатор
колонны чистого аргона; 6 —
конденсатор криптоновой ко-
лонны, 7 — дефлегматор;
5 — теплообменник
Воздух
42
схеМУ ВРУ вводится дополнительная колонна 4, в которой в
процессе ректификации неон и гелий выделяются из жидкого азота,
стекающего из конденсаторов 5—7 и имеющего повышенное
содержание этих компонентов. Газообразный азот, выходящий из
колонны 4, обогащается неоном и гелием. Потери неона и гелия в
этом случае определяются только содержанием этих компонентов
в жидком азоте, поступающем в виде флегмы из колонны 4 в
колонну 3.
Опыт показывает, что создание современных технологий в
химии, машиностроении, радиоэлектронике и других отраслях
невозможно без применения криогенных продуктов с малым содер-
жанием примесей. Так, развитие электронной промышленности в
последние годы поставило задачу получения в больших количествах
газообразного азота, удовлетворяющего очень строгим требованиям
по чистоте. Уровень содержания примеси кислорода в азоте, требу-
емый в настоящее время этой отраслью, — всего несколько ppb', в
недалеком будущем этот уровень должен стать еще ниже (см.
рис. 1.3). Повышение степени чистоты азота возможно только при
увеличении флегмового отношения в ректификационных колоннах,
что можно осуществить, уменьшив отбор продукционного азота или
увеличив тепловой поток в конденсаторе. Использование в азотной
ВРУ цикла повторного сжатия отбросного газа в холодном компрес-
соре (рис. 1.18) позволяет повысить степень извлечения особо
чистого азота. Сжатый в холодном компрессоре отбросной газ
подается в колонну ниже точки ввода основного потока воздуха.
Эго обеспечивает прямое повторное испарение в ректификационной
колонне, наряду с увеличением потока пара, таким образом умень-
шая количество подаваемого
воздуха, необходимого для
получения заданного коли-
чества продукта. Альтерна-
тивный вариант решения
этой задачи показан на
П1с. 1.6.
*"0.1.18. Принципиальная техно-
логическая схема азотной уста-
новки с повторным сжатием от-
бросцого газа:
** основной теплообменник,
— колонна; 3 — конденсатор,
~ холодный компрессор, 5 —
^Рбодетандер
43
Все большее распространение получает метод обеспечения потре-
бителей промышленными газами, доставляемыми в жидком состоя-
нии, поэтому становятся акгувльными вопросы увеличения доли
продуктов разделения, извлекаемых в виде жидкости, а также их
хранения и транспортирования, в том числе и по трубопроводам.
Ряд потребителей требует дополнительной очистки жидких продук-
тов от микропримесей, присутствующих как в твердом, так и в
растворенном состоянии. Все интенсивнее развивается производ-
ство продуктов разделения воздуха в сжатом газообразном состоянии
при давлении 0,5 — 20 и даже 40 МПа. Получение сжатых газов
позволяет отказаться от компрессоров на стадии их использования.
Один из основных продуктов разделения воздуха — кислород —
часто используют разбавленным. Воздух, содержащий 30 — 90 %
кислорода, называют обогащенным (см. табл. 1.3). Метод низкотем-
пературной ректификации, с помощью которого получают кислород,
осуществляется при небольших разностях долей компонентов в
жидкости и паре, поэтому относительно небольшая неравновесность
определяет высокую степень термодинамического совершенства
процессов ректификации воздуха. Однако процесс ректификации
воздуха протекает при низких температурах, поэтому необходима
дополнительная энергия для поддержания этих условий и компенса-
ции различных потерь холодопроизводительности. В саязи с этим
задача получения обогащенного кислородом воздуха (а также азота)
методами, менее эффективными, но не требующими низких темпе-
ратур, стимулируется, главным образом, возможностями создания
более простых установок. В последние годы особенно интенсивно
проводят исследования адсорбционных воздухоразделительных
установок (АВРУ) и разделительных установок с селективными
мембранами. Эти исследования основаны на изучении новых цеоли-
тов и мембран с высокими избирательными свойствами. Разрабо-
таны и внедрены в промышленность установки обогащенного возду-
ха небольшой производительности (до 400 м3/ч) типа МВк, постро-
енные по мембранной технологии. Однако в реально обозримой
перспективе этим методам будет принадлежать все-таки ограничен-
ная роль, а ведущая сохранится за процессами низкотемпературной
ректификации.
В России и за рубежом разработаны сравнительно небольшие
автономные бортовые, лабораторные и транспортабельные ВРУ, в
частности, использующиеся криогенные газовые машины (ЗИФ-
1000; КГМ-9000/80-1 и др.).
Большие изменения, существенно сократившие сроки проектиро-
вания, произошли за последние годы в практике разработки ВРУ:
44
сОзданы информационные системы на базе ЭВМ, разработаны мате-
матические модели отдельных аппаратов, узлов и схем ВРУ, внед-
рены системы автоматизированного проектирования (САПР), кото-
рые быстро развиваются и совершенствуются.
§ 1.3. ТЕХНОЛОГИЯ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА.
ХОЛОДОПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ И ЕЕ СОСТАВЛЯЮЩИЕ
ДЛЯ ВРУ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
Технологический цикл разделения воздуха в ВРУ состоит из
нескольких взаимосвязанных процессов: сжатия воздуха; осушки
и очистки его от двуокиси углерода и углеводородов; охлаждения
до температур насыщения и образования необходимого объема
жидкой фазы (так называемой флегмы); собственно процесса разде-
ления методом низкотемпературной ректификации с отбором про-
дуктов. Поскольку воздух обычно является рабочим телом холодиль-
ного цикла, то в ВРУ часто одновременно осуществляются процессы
расширения газообразных потоков в детандерах и процессы охлажде-
ния воздуха внешними источниками холода. Продукты разделения
могут быть получены в газообразном состоянии при небольшом
избыточном давлении или давлении до 20 МПа, а также в виде
недогретой (переохлажденной) жидкости. Все рабочие процессы в
ВРУ могут быть реализованы в конструктивно различных машинах
и аппаратах, а осушка и очистка могут быть выполнены различными
методами.
При рассмотрении схем современных ВРУ целесообразно выде-
лить в них следующие крупные узлы сжатия, охлаждения и ректи-
фикации.
Узел сжатия включает собственно компрессор, систему водяного
или воздушного охлаждения сжатого воздуха, влаго- и маслоотдели-
тели, фильтры и др.
В узел охлаждения входят теплообменные аппараты, в которых
так называемый прямой поток сжатого воздуха охлаждается обрат-
ными потоками (продукционными и отбросными). Если в установке
использованы регенераторы или реверсивные теплообменники,
осушку и очистку воздуха осуществляют методом вымораживания
примесей на насадке регенератора или стенках каналов теплообмен-
ника; если использованы непереключающиеся теплообменники, в
Узел охлаждения должен быть включен специальный блок комп-
лексной адсорбционной осушки и очистки. В узел охлаждения
входят также детандерные агрегаты, их теплообменные аппараты,
Фильтры, газофазные адсорберы, фреоновые и аммиачные установки
предварительного охлаждения и т.п.
45
Узел ректификации включает ректификационные колонны, кон-
денсаторы-испарители, охладители флегмы, жидкофазные адсорберы,
насосы для подачи жидкости и сжатия жидких продуктов и др
При компоновке ВРУ узел сжатия практически всегда распола-
гают в здании, что обусловлено необходимостью обслуживания
довольно сложного электрооборудования и электропривода компрес-
соров. Узлы охлаждения и ректификации в зависимости от климати-
ческих условий могут быть расположены как в здании, так и вне
его, могут быть объединены или разобщены. Функционально пара-
метры каждого узла ВРУ существенно влияют на работу других
узлов и установки в целом, поэтому потери холодопроизводитель-
ности и энергии в узлах ВРУ взаимосвязаны, что необходимо учи-
тывать как при проектировании, так и при эксплуатации установок.
Д ля изучения технологии разделения воздуха и уяснения взаимо-
связи отдельных узлов ВРУ необходимо на конкретных примерах
технологических схем установок высокого, среднего и низкого
давлений проанализировать специфику и параметры технологичес-
ких узлов. При этом следует обратить внимание на различия по
влагосодержанию воздуха, способ очистки, особенности разделения
воздуха как тройной смеси N2—О2—Аг, условия, при которых
одновременно можно получить чистые азот и кислород, принципы,
используемые при комплексном разделении воздуха и извлечении
аргона, криптоноксеноновой и неоногелиевой смесей. Исключитель-
но важное значение имеют количественная оценка сходимости балан-
са по холодопроизводительности различных установок в целом и
оценка отдельных составляющих холодопроизводительности.
Установка КжКАж-0,25 — сравнительно небольшая ВРУ с
расходом перерабатываемого воздуха 1140 м3/ч или 1370 кг/ч (см.
табл. 1.4). Технологическая схема установки построена на базе цикла
высокого давления со ступенью предварительного охлаждения и
турбодетавдером (рис. 1.19). Воздух после концевых холодильников
компрессора 2 и влагомаслоотделителя 3 поступает в охладитель 5.
При сжатии и охлаждении воздуха в холодильниках компрессора
существенно уменьшается его влагосодержание. Так, при относитель-
ной влажности атмосферного воздуха <р = 0,7 и температуре 303 К
(30 ‘С) d = 25,4 г/кг (см. табл. 1.2). Тогда масса водяных паров в
воздухе, поступающем в компрессор в единицу времени:
ч _ 1370-0,7-25,4 _ ,
( Gii г>)г> — О, Ф —------------- — 24,4 кг/ч.
' H2U,Ac ° V Pec ЮОО ’ '
Рис. 1.19. Принципиальная технологическая схема установки КжКАж-0,25:
I — адсорбционный блок осушки и очистки воздуха; 2 — воздушный компрес-
сор высокого давления, 3 — влагомаслоотделитель, 4 — влагоотделитель, 5—
охладитель воздуха и конденсатор влаги; б — холодильная машина ступени
предварительного охлаждения; 7 — основной теплообменник; 8 — охладитель
флегмы и жидкого продукционного кислорода, 9 — верхняя ректификационная
колонна низкого давления; 10 — конденсатор-испаритель; 11 — нижняя
ректификационная колонна высокого давления, 12 — охладитель жидкого
Продукционного азота, 13 — насос жидкого кислорода; 14 — турбодетандер
высокого давления
При сжатии до 20 МПа в компрессоре температура воздуха
повышается до 393 — 423 К (120 — 150’С). После охлаждения до
308 К (35 "С) при условии насыщения (<р = 1) в воздухе, выхо-
дящем из компрессора, содержится водяных паров (см. рис. 1.2):
(G Н2о)рсж = Ч Ф dPCK = 1370 • 1 • 3 • IO"4 = 0,41 кг/ч.
47
46
Таким образом, во влагоотделителях узла сжатия за 1 час выделя-
ется примерно 24 кг воды. В охладителе 5 воздух охлаждается в
процессе теплообмена обратными потоками сжатого кислорода и
отбросного азота, используемого для регенерации адсорбента в блоке
1 осушки и очистки. При охлаждении до 278 К (5 °C) влагосодер-
жание воздуха уменьшается примерно до 6 • 10"5 кг/кг (см. рис. 12),
и из влагоотделителя 4 после охладителя отводится конденсат в
количестве
(Сн,о)™= G. (<i„- doJ) - 1370 (3 10 - — 6 • IO'5) - 0,33 кг/ч.
В результате остаточное содержание водяных паров в сжатом воз-
духе после влагоотделителя 4 составляет всего 0,08 кг/ч. Содержание
двуокиси углерода в воздухе при его сжатии в компрессоре и охлаж-
дении в охладителе 5 не изменяется и составляет (см. табл. 1.1)
gCO2 = св *со2 = 1370-0,05/100 = 0,685 кг/ч
Дальнейшая осушка и очистка воздуха от двуокиси углерода и
углеводородов происходит в блоке очистки, обычно на цеолитах
типа NaX. Осушенный и очищенный воздух проходит через фильт-
ры, которые улавливают продукты эрозии цеолита, и разделяется
на два потока. Один поток (Спрохл « 800 кг/ч) направляется в
холодильную машину 6 (в ступень предварительного охлаждения),
в которой охлаждается до 248 К (-25 °C), и затем поступает в
турбодетандер ]4, в котором его д авление понижается до 0,59 МПа,
а температура до 130 К. Другой поток направляется в теплообмен-
ник 7 (диаметр 500 мм, высота навивки 400 мм), где охлаждается
до 120 К, и затем дросселируется до давления 0,59 МПа. Потоки
воздуха соединяются и направляются в нижнюю колонну II высо-
кого давления (диаметр 400 мм, число тарелок 38), основное назначе-
ние которой состоит в получении из воздуха чистой азотной
флегмы. В нижней колонне воздух, поднимаясь вверх, постепенно
обогащается азотом, и в конденсаторе-испарителе 10 трубчатого типа
с площадью поверхности теплообмена 10 м2 конденсируется практи-
чески чистый азот при температуре около 96 К.
Аргон, кислород, криптон, ксенон, закись азота и озон как высо-
кокипящие компоненты (см. табл. 1.1) не препятствуют конден-
сации азота и накапливаются в кубовой жидкости, а затем вместе
с ней поступают в верхнюю колонну. Кубовая жидкость содержит
34 % кислорода, 1,5 % аргона, 64,5 % азота
Распределение примесей по высоте нижней колонны неодина-
ково, но доля аргона не превышает 1,5 — 3,5 %. Таким образом,
48
присутствие аргона практически не влияет на процесс ректификации
в нижней колонне. Неон, гелий и водород не конденсируются в
дотком азоте и постепенно накапливаются в самой верхней части
конденсатора. Периодически их необходимо отводить, иначе может
нарушиться процесс конденсации азота. В результате в конденсаторе
нижней колонны может быть получена чистая (99,99 %) азотная
флегма.
Примерно половина азотной флегмы стекает вниз по колонне и
обогащается кислородом в процессе контакта с поднимающимся
вверх паром, который, в свою очередь, обогащается азотом. Из
колонны высокого давления при температуре около 101 К кубовая
жидкость дросселируется в среднюю часть верхней колонны низкого
давления на 41-ю тарелку снизу. Оставшийся жидкий азот отбирает-
ся для обеспечения флегмового питания верхней колонны 9 (диаметр
500 мм, число тарелок 56), в которую он поступает после охладителя
8. Поскольку температура азотной флегмы в охладителе снижается
на 8 — 10 К, при последующем ее дросселировании существенно
уменьшается парообразование. Продукционный жидкий азот из
охладителя 8 отводится в охладитель 12, в котором его температура
снижается до 80 — 81 Кв результате испарения части жидкого
азота, дросселируемого в охладитель из потока продукционного азота.
Затем жидкий азот поступает потребителю.
Потоки жидкости, поданные из нижней колонны в верхнюю,
стекают вниз по тарелкам колонны, обогащаются кислородом и
достигают испарителя 10, в котором кислород испаряется, а образую-
щиеся пары поднимаются вверх, обогащаясь азотом. Высококипящие
компоненты Кг, Хе, N2O, О3 даже при их низких парциальных
давлениях остаются в осноаном в жидкой фазе, поэтому присутст-
вуют в жидком кислороде, кипящем в испарителе 10 при р « 0,13
— 0,14 МПа. Теплота в испаритель передается от азота, конденси-
рующегося при р х 0,58 МПа в конденсаторе. Поскольку начальное
содержание этих компонентов в воздухе мало, увеличение его в
жидком кислороде в 4 — 5 раз не препятствует возможности
получения чистого (99,7 — 99,8 %) кислорода, что в большинстве
случаев удовлетворяет требованиям потребителя. Кроме этих
компонентов, в жидком продукционном кислороде содержатся аргон
и азот, доля которых в общем объеме примесей наибольшая. Если
Сдива жидкого кислорода нет, содержание накапливающихся приме-
сей указанных компонентов несколько увеличивается.
Присутствие аргона существенно усложняет рабочий процесс в
Верхней колонне, так как доли азота и кислорода в ней меняются
49
в очень широких пределах. Температура кипения аргона ниже, чем
у кислорода, но выше, чем у азота (см. табл. 1.1). Распределение
аргона по высоте колонны неравномерно как в отгонной, так и в
концентрационной секции. Объемная доля аргона достигает макси-
мальных значений (12 — 15 %), поэтому число тарелок в верхней
колонне увеличивают до 48 — 58 (иногда до 80). Основная часть
содержащегося в воздухе аргона выносится из верхней колонны с
отбросным потоком газообразного азота, поэтому несмотря на
орошение верхней колонны чистой азотной флегмой доля азота в
отбросном потоке составляет только 96 — 97 %. Остальное
приходится на долю аргона и кислорода. Поток отбросного азота,
имеющего температуру около 80 К, проходит последовательно через
охладитель 8, основной теплообменник 7 и охладитель 5. Поскольку
этот поток сухой, часть его используют для регенерации сорбента
в блоке очистки. Продукционный жидкий кислород из нижней
части испарителя 10 поступает в охладитель 8, а из него в сливной
трубопровод или в насос 13, в котором давление жидкого кислорода
увеличивается; затем он может быть направлен на газификацию
либо в основной теплообменник 7, либо во внешний газификатор.
В теплообменниках 7 и 5 жидкий кислород газифицируется и
нагревается прямым потоком сжатого воздуха, а затем подается на
рампу для заполнения баллонов потребителя.
Установка может работать в одном из следующих установившихся
режимов: получение жидкого азота; жидкого кислорода; сжатого
кислорода; жидкого азота и сжатого кислорода; жидкого и сжатого
кислорода. Возможен также режим с подачей жидкого кислорода
во внешний газификатор. Установка отличается высокой удельной
(на 1 моль сжимаемого воздуха) холодопроизводительностью.
Составляющие холодопроизводительности обусловлены:
1) тепловым эффектом дросселирования при 7^. = 300 К (т.е.
разностью количеств теплоты, отводимой от воздуха в холодильни-
ках компрессора и выделяемой при совершении работы сжатия до
20 МПа)
А'у = <'вх ~ От. = 8700 ” 7700 ' 1000 Лж/моль:
здесь и далее численные значения энтальпий определены по диа-
граммам состояния;
2) предварительным внешним охлаждением 800 кг/ч воздуха
%™ ~ 777 <6850 — 5750) = МО Дж/моль.
0, 1370
50
3) расширением 800 кг/ч воздуха в турбодетавдере при его КПД
п»-°.65
G , 800
=- s> = ВТО-0’65 <5750 — 2200>= 1340 Дж/Моль-
Таким образом, для цикла = Д/у- + qir.окд + qv! = 2980 Дж/моль.
Секундный расход воздуха в установке
(у 1000 _ 1370-1000
Л/в 3600 29 • 3600
13,1 моль/с,
где Ме — молярная масса воздуха.
Полная холодопроизводительность
С™» =«.«,= >3.1 • 2980 = 39 000 Вт.
Для каждого из возможных режимов работы установки составля-
ющие необходимой холодопроизводительности различны. Например,
для режима получения 250 кг/ч жидкого азота:
1) доля холодопроизводительности, необходимая для ожижения
азота:
<?Аж =
СА-1000
Л7Л-36ОО(,/
250-1000 _
--------(15 600 - 3500) = 30 300 Вт:
28-3600
2) доля холодопроизводительности, теряемая с уходящим обрат-
ным потоком вследствие недорекуперации при Л 7 = 15 К и
ср = 29,4 Дж/(моль • К) и секундном расходе gA = 2,5 моль/с:
0н.₽ " - Sf) АТср = С13’1 - 2,5) 15-29,4 = 4700 Вт;
3) доля холодопроизводительности на покрытие внешних тепло-
притоков (при удельных потерях qo с = 9000 Дж/м3) при объемном
расходе перерабатываемого воздуха
а Р 9000-11400
= *- =-------------= 2850 Вт.
3600 3600
В результате <2А< + 0Н4, + = 37 850 Вт.
Поскольку здесь не учтены потери холодопроизводительности
от утечек сжатого воздуха в компрессоре и холодного воздуха в
’’Урбодетандере, а также потери а адсорберах, где воздух нагревается
Примерно на 1 — 1,5 К за счет теплоты адсорбции, а производитель-
51
Рис, 1.20. Принципиальная технологическая схема установки АК-1 5-
4 - - -weeeop „™,
теплообменник, 7— охладитель флегмы и лоолукийоннпт ™Л1-™,ТеПЛ0°бМеМвНИК’ “ кисл°родно-фракционный
9 - конденсатор-испаритель: 10 - детандемый фильтр Н верхняя ректификационная колонна,
рСет,фиВДиОгам я-12 - ™я
по двуокиси углерода (см. табл 1.1):
(GcoXc =3140-0.05-IO2- 1,57 кг/ч.
После осушки и очистки в цеолитовом блоке I сжатый воздух
разделяется на два потока и направляется в основные теплообмен-
ники 5 и 6 блока разделения (диаметр 500 мм, высота навивки
550 мм). Из теплообменника 5 часть воздушного потока (1300 ...1500
кг/ч) при 173 К поступает через фильтр 10 в турбодетандер 14,
где его давление уменьшается до р * 0,6 МПа, а затем и в нижнюю
колонну 12. Охлажденный в теплообменниках 5 и 6 воздух также
дросселируется в нижнюю колонну.
Процесс ректификации в нижней колонне (диаметр 700 мм, число
тарелок 46) обеспечивает получение чистой (99,999 %) азотной флег-
мы в конденсаторе-испарителе 9 и кубовой жидкости (32 — 37 %О2;
1,5 — 3 % Аг; остальное — N2). Азотная флегма (0,345 моль/моль)
через охладитель 7 подается в верхнюю часть верхней колонны 8,
а кубовая жидкость (0,655 моль/моль) дросселируется в ее среднюю
часть на 39-ю тарелку сверху. Здесь и далее доли потоков указаны
в молях на 1 моль перерабатываемого воздуха. Жидкость стекает
по тарелкам верхней колонны (диаметр 750 мм, число тарелок 62),
обогащаясь кислородом, и попадает в испаритель 9 (площадь
поверхности теплообмена 21 м2), где кипит технический кислород.
При анализе рабочего процесса в верхней колонне установки
КжКАж-0,25 была показана невозможность без дополнительных
мероприятий одновременно получать чистый газообразный азот и
кислород вследствие присутствия аргона.
В установках без получения аргона как продукта при одновре-
менном получении технического кислорода и чистого газообразного
азота из верхней колонны следует отводить так называемую аргон-
ную фракцию в виде пара. Отвод аргонной фракции (10 — 20 %
от расхода перерабатываемого воздуха) обеспечивает возможность
получения чистых кислорода и азота Распределение аргона в
верхней колонне зависит от числа тарелок, флегмового отношения
в секциях, числа вводов и выводов потоков и расположения их по
высоте колонны, а также от степени охлаждения флегмы. В каждой
конкретной установке распределение аргона в верхней колонне имеет
свои особенности. Объемная доля отбираемой фракции и содержание
в ней аргона (место отвода) также влияют на содержание аргона в
продуктах разделения (рис. 1.21). В установке АК-1,5 объемный
расход отбросной аргонной фракции (55 % О2; 4,5 % Аг; остальное
— N2) составляет 20 % от расхода перерабатываемого воздуха. Она
54
Рис. 1.21. Кривые распределения
аргона по тарелкам верхней колонны
(N— номер тарелки сверху) при раз-
личных объемных долях Ф отводимой
аргонной фрикции и постоянном
содержании аргона в кислороде
отбирается с 43-й тарелки (от-
счет сверху) и направляется в
основной теплообменник 6 (см.
рис. 1.20) и впоследствии ис-
пользуется как сухой газ для
регенерации цеолита в блоке
комплексной осушки и очист-
ки. Необходимо обратить вни-
мание на то, что долю отбира-
емой фракци и и се температуру
(273 — 275 К) при выходе из
блока охлаждения определяют
не из условий извлечения максимального количества кислорода и
минимума потерь холодопроизводительности от недорекуперации,
а из условия своевременного охлаждения адсорбента (после
регенерации) в блоке комплексной очистки.
Продукционный чистый азот отводится из верхней колонны 8
в охладитель 7 и направляется в теплообменник 5, а затем через
охладитель-конденсатор 4 к потребителю.
Жидкий кислород из испарителя 9 через охладитель 7 подается
в насос 13, в котором его давление повышается до 20 МПа. Сжатый
кислород газифицируется в теплообменнике 6 и, пройдя через
аппарат 4, подается в баллоны потребителя. Утечки газообразного
кислорода из насоса 13 отводятся в верхнюю колонну. Небольшое
количество жидкого кислорода отводится в испаритель 11 для
обеспечения проточности основного испарителя.
В других режимах возможно получение или газообразного и
жидкого азота, или газообразного азота и жидкого кислорода, или
только чистого газообразного азота.
К настоящему времени схема установки модифицирована. Упро-
щены узел охлаждения и теплообменники. Около 60 % перераба-
тываемого воздуха охлаждается азотом в теплообменнике 5, около
40 % — кислородом и аргонной фракцией в теплообменнике 6.
После теплообменников потоки воздуха соединяются, примерно 3/4
п°тока при 143 К подается в турбодетандер, работающий в
55
парожидкостном режиме, а остальная часть дросселируется. Эгц
упрощения возможны только благодаря созданию турбодетандерзв
нового типа — парожидкостных. При работе в парожидкостнпч
режиме после турбодетандера образуется 10 — 18 % жидкости, и
парожидкостная смесь вводится в нижнюю колонну
Составляющие удельной (на 1 моль сжимаемого воздуха) холодо-
производительности установки по аналогии с ВРУ КжКАж-0,25
обусловлены:
1) тепловым эффектом дросселирования при Тсж = 300 К (раз-
ности количеств теплоты, отводимой от воздуха в холодильниках
компрессора и выделяемой при совершении работы сжатия до 4 МПа)
Д/у. = 8700 — 8447 = 253 Дж/моль;
2) расширением 1400 кг/ч воздуха в турбодетандере при его
КПД -0,65
0,65 (4200 - 2450) = 505 Дж/моль.
Таким образом, для цикла дц = 758 Дж/моль.
Секундный расход воздуха
3140 • 1000 _ с ,
Ъ’ 29 - 3600 -30.5 моль/c.
Полная холодопроизводительность установки
30,5-758 - 23 100 Вт.
Составляющие холодопроизводительности установки в режиме
получения 303 кг/ч сжатого (р = 20 МПа) кислорода и 1890 кг/ч
чистого газообразного азота, необходимой для компенсации:
1) работы сжатия в насосе при секундной подаче жидкого
кислорода Vc = 303/(3600-1142) = 0,74-10"4 м3/с:
С.< “ PkVc = 20-106-0,74- IO'4 - 1480 Вт;
2) разности энтальпий сжатого и несжатого кислорода (потерь,
обусловленных дроссельным эффектом потока сжатого кислорода
при
Он = ~<548-3 - 5О5.5> - 3540 Вт;
лсж JOUU
3) потерь холода, уходящего с недогретыми потоками азота и
кислорода (21 моль/с) при ДГ = 5 К и ср = 29,4 ДжДмоль • К):
Снр= 21-5-29,4 = 3040 Вт;
56
4) потерь холода, уходящего с недогретым потоком аргонной
фракции (9,5 моль/с) при ДТ = 25 К:
G«p Ф₽ = 9,5-25-29,4 = 7000 Вт,
5) теплопритоков из окружающей среды (при удельных тепло-
притоках 9О С = 8000 Дж/м3):
с = 8000 - 2600/3600 = 5800 Вт;
6) подогрева воздуха в адсорберах на 1 — 1,5 К:
<U = 30,5 • 1,0-29,4 = 880 Вт.
В результате С„ + 6^+ <2„„+ О,,,. 4 0„, 1 0.,,= 740 Вт.
Здесь не учтены потери от трения, перетечек, утечек, испарения
кислорода в испарителе 11. Каждая из неучтенных потерь и погреш-
ностей мала, но их сумма покрывает расчетную разность вырабатыва-
емой и расходуемой холодопроизводительности (23 100 — 21 740 =
== 1360 Вт).
Установка среднего давления КжАжАрж-6 с расходом перерабаты-
ваемого воздуха 22 000 м’/ч (26 500 кг/ч) вырабатывает в кислород-
ном режиме 6000 кг технического жидкого кислорода, 1670 кг
чистого жидкого азота, 290 кг чистого жидкого аргона и 13 200 м3
чистого газообразного азота за 1 ч. В азотном режиме производи-
тельность по чистому жидкому азоту составляет 7200 кг/ч, по
чистому жидкому аргону — 290 кг/ч, по техническому газообразному
кислороду — 4500 м3/ч и по чистому газообразному азоту —
8500 м3/ч. Технологическая схема установки построена на базе цикла
среднего давления с азотным циркуляционным циклом также сред-
него давления (рис. 1.22). На примере этой схемы покажем
основные принципы, используемые при организации процесса
ректификации сырого и очищенного сырого аргона, а также один
из вариантов организации азотного циркуляционного цикла.
Воздух, пройдя фильтры, засасывается турбокомпрессором 10 и
сжимается до 3,2 МПа. После сжатия и охлаждения в концевых
холодильниках компрессора воздух поступает во влагоотделитель
(на схеме не показаны). При начальной влажности ф = 0,7 и темпе-
ратуре 303 К (30 °C) (см. табл. 1.2) в компрессор поступает влаги:
(бн2о)Рвс = 26500-0,7-25,4-1СГ3 = 471 кг/ч.
После сжатия до 3,2 МПа и охлаждения до 35 °C (см. рис. 1.2)
при насыщении в воздухе может содержаться влаги:
(бн2о)Рсх = 26 500 1-4',0’3 = з6’4 кг/’’’
57
Рис. 1.22. Принципиальная технологическая схема установки КжАжДрж-б:
1 — воздушный турбодетандер; 2 — нижний азотный турбодетандер, 3 —
верхний азотный турбодетандер; 4 — основной теплообменник; 5 —
теплообменник предварительного охлаждения; 6 — адсорбционный блок
комплексной осушки и очистки, 7 — влагоотделитель, 8 — предварительный
азотный теплообменник; 9 — азотный турбокомпрессор; 10 — воздушный
турбокомпрессор; 11 — охладитель-конденсатор, 12 — верхняя колонна, 13 —
конденсатор-испаритель колонны сырого аргона 14, 15 — конденсатор-
испаритель колонны чистого аргона 16, 17 — куб колонны чистого аргона;
18 — аргонный теплообменник; 19 — азотный турбокомпрессор, 20 — тепло-
обменник, 21 — охладитель жидкого продукционного азота; 22 — конденсатор-
испаритель, 23 — испаритель, 24 — охладитель азота; 25 — сборник жидкого
продукционного чистого аргона; 26 — конденсатор-испаритель; 27 — сборник
азотной флегмы; 28 — нижняя колонна, 29 — охладитель жидкостных потоков
поэтому во влагоотделителе за компрессором выделяется волы:
(бнго)..о = 471 - 36,4 = 434,6 кг/ч
Затем воздух поступает в охладитель-конденсатор //, в котором
он охлаждается до 5 — 7 °C обратным потоком азота. При охлажде-
нии часть влаги конденсируется и отделяется во влагоотделителе 7.
(Gh2o)b,o7 = 265ОО (1,4-10 3 - 2,5- 10’4 ) - 30,5 кг/ч.
58
Воздух поступает в адсорбционный блок комплексной осушки
и очистки 6, внося с собой влагу:
бнго = 36,4 — 30,5 = 5,9 кг/ч
и двуокись углерода (см. табл. 1.1):
б?Со2 = 26 500 - 0,05/100 = 13,25 кг/ч.
Таким образом, для цикла среднего давления при рс* = 3,2 МПа
нагрузка адсорбционного блока по двуокиси углерода также больше,
чем по влаге.
Из блока комплексной очистки 6 часть воздуха (3,5 %) направ-
ляется в ступень предварительного охлаждения 5, в которой он
охлаждается примерно до 251 К, смешивается с неохлажденным
воздухом и при температуре 270 К поступает в основной тепло-
обменник 4. Около 79 % воздуха (21 000 кг/ч) при 155 К направ-
ляется в турбодетандер 7, в котором его давление уменьшается до
0,6 МПа, а температура — до 104,5 К. Затем расширенный детан-
дерный поток смешивается с другой частью воздуха (21 % юти
5500 кг/ч), прошедшего основной теплообменник 4 и (дросселиро-
ванного до 0,6 МПа, после чего весь поток воздуха при температуре
103 К вводится в нижнюю колонну (диаметр 1600 мм, 49 тарелок).
Процесс в нижней колонне идентичен рассмотренным выше. В
сборник азотной флегмы 27азот стекает из конденсатора 26, а кроме
того, в него дросселируется 10,5 % циркулирующего азота с темпера-
турой перед дросселем около 98,5 К. Часть чистой азотной флегмы
(0,53 моль/моль) из сборника 27 поступает на орошение нижней
колонны. Другая часть (0,456 моль/моль) проходит охладитель 29
и делится на три потока: продукционного жидкого азота
(0,067 моль/моль) и азотной флегмы (0,374 моль/моль), поступающих
в верхнюю колонну, и жидкого азота (0,015 моль/моль), направ-
ляемого в испаритель 15 колонны чистого аргона 16.
Обогащенная кислородом (35-38 %) и содержащая Аг, Кг, Хе и
другие высококипящие примеси кубовая жидкость (0,63 моль/моль)
из нижней колонны 28 направляется в охладитель 29, затем часть
ее (0,274 моль/моль) дросселируется в верхнюю колонну, а остальная
— в испаритель 13 колонны сырого аргона 14, из которого она
также подается в верхнюю колонну (диаметр 1900, число тарелок
81). Из испарителя 26 жидкий кислород через охладитель 29 подается
потребителю. Газообразный кислород из конденсатора-испарителя
26 возвращается в верхнюю колонну 12. Чистый насыщенный пар
азота из верхней ее части поступает в охладитель жидкостных
59
потоков 29, а затем в теплообменники 4, 8 и 11, в которых он
постепенно нагревается. Нагретый чистый сухой азот (22 000 м3/ч)
сжимается в турбокомпрессоре 9, давая тем самым начало азотному
циркуляционному циклу. Сжатый до 3,2 МПа азот охлаждается
обратным потоком в предварительном теплообменнике 5 до 251 К.
Затем азот поступает на дальнейшее охлаждение в теплообменник 4.
Из теплообменника 4 часть азота (22 900 кг/ч или 0,895 моль/моль)
при 206 К направляется в верхний турбодетандер 3, в котором его
давление снижается до 1 МПа, а температура — до 155 К. Затем
детандерный поток возвращается в теплообменник 4, охлаждается
до 131 К и поступает на дальнейшее расширение в нижний турбоде-
тандер 2 (после расширения его температура равна примерно 80,4 К,
а давление близко давлению азота в верхней колонне — 0,135 МПа)
и направляется в охладитель 29.
Из верхней колонны пар аргонной фракции (9—10 % Аг, 0,05 %
N2, 90—91 % О2) отбирается и подается в колонну сырого аргона
14 (диаметр 1100 мм, число тарелок 60) Поднимаясь вверх по
колонне 14, паровая фаза обогащается аргоном и отводится из
конденсатора 13 в виде сырого аргона, содержащего до 95 % Аг,
3,0 % О2, 2,0 % N2. Флегма стекает вниз по колонне 14 и в виде
жидкой аргонной фракции вводится в верхнюю колонну. Сырой
аргон нагревается в теплообменнике /дочищенным, так называемым
техническим аргоном и подается в специальную установку типа
Арт-0,5 для очистки от кислорода методом каталитического гидри-
рования. Очищенный от кислорода технический аргон, содержащий
0,001 % О2, до 3 % N2 и до 1 % Н2, возвращается в блок разделения
через теплообменник 18 и подается в среднюю часть колонны
чистого аргона 16 (диаметр 400 мм, число тарелок 30). Здесь идет
ректификация бинарной смеси Аг — N2. Кипящий при более
высокой температуре чистый (99,99 %) аргон отводится в виде
жидкости из куба 17 колонны в сборник жидкого аргона 25. В
змеевик куба колонны чистого аргона под давлением 0,6 МПа
подается чистый азот (0,02 моль/моль). Здесь он конденсируется и
затем дросселируется в испаритель 15 этой же колонны. Из верхней
части конденсатора так называемый отдувочный пар (8 м3/ч), содер-
жащий 23 % Аг и 77 % (Н? + N2), через теплообменник выбрасы-
вается в атмосферу.
Таковы основные ста дии технологического процесса в кислород-]
ном режиме.
В азотном режиме дополнительно используется турбокомпрессор
19, в котором давление теплого азота увеличивается до 0,6 МПа.
60
Турбокомпрессор подает азот через теплообменник 20 и охладитель
24 в конденсатор 22, в котором азот конденсируется вследствие
кипения кислорода, отбираемого из испарителя 26. Жидкий кисло-
род (как продукт в этом режиме не производится) частично испаря-
ется в охладителе 24 и в виде парожидкостной смеси направляется
в конденсатор-испаритель 22, в котором происходит его окончатель-
ное испарение, и через азотный теплообменник 20 выводится
потребителю в газообразном состоянии. Для обеспечения проточнос-
ти испарителя 22 небольшая часть жидкого кислорода отводится
из него и испаряется водой в испарителе 23. Жидкий азот из
конденсатора 22 поступает в охладитель 21, в котором охлаждается
вследствие испарения части сдросселированного жидкого азота, и
подается потребителю. Испарившийся в охладителе 21 азот нагрева-
ется в теплообменнике 20 и подается в турбокомпрессор 19.
В установившемся кислородном режиме составляющие удельной
холодопроизводительности установки (на 1 моль сжимаемого воз-
духа) обусловлены:
1) тепловым эффектом дросселирования при Тс^ = 300 К
(разностью количеств теплоты, отводимой в холодильниках ком-
прессора и работы сжатия до 3,2 МПа):
для воздуха
| Д/у |в = 8700 — 8500 = 200 Дж/моль;
для азота (1 моль/моль)
| Д1г |А = 15610 — 15420 = 190 Дж/моль;
2) предварительным внешним охлаждением:
воздуха (0,035 моль/моль)
1 «щшхл к = °>035 <7850 - 700°) = 29’75 Дж/моль;
азота (1 моль/моль)
I «пр охл 1а = 14 700 — 13900 = 800 Дж/моль;
3) расширением воздуха (0.79 моль/моль) в турбодетаидере
I «дет 1в = °-79 С3700 - 2750) = 713 Дж/моль;
4) расширением азота (0,895 моль/моль):
в верхнем турбодетаидере
I «лег 1а.в = 0.895 (12 500 - 11 220) = 1145 Дж/моль;
61
в нижнем турбодетандере
I ?дет 1а.н = 0,895 (10 450 - 9210) = 1110 Дж/моль.
Таким образом, холодопроизводительность цикла
— I 1в । ' ^прохл Ь ' ^пр.охл >А+ । ^дет 'в
+ I «„т 1л« + I Чс„ |а.„ = 4187.75 Дж/моль.
Секундный расход воздуха в установке
26 500-1000 .
р =------------= 254 моль/с.
29 • 3600
Полная холодопроизводительность установки
0ПОЛН = 254-4187,75 = 1 063 700 Вт.
Составляющие холодопроизводительности, расходуемой в
установке для компенсации:
1) потерь холода, отводимого с потоками жидкого кислорода
(6000 кг/ч), жидкого азота (1670 кг/ч) и жидкого аргона (290 кг/ч),
при переохлаждении продуктов на 5 К (см. табл. 1.7):
0к, - ^б'оо0^ 010 + 8,5) = 697 500 Вт;
0А. = 16^00°00 (430 + 10,3) - 204 250 Вт;
= 293°aj^° <274 + 5-7)" 22 530 Вт:
2) потерь холода с недогретыми обратными потоками (при
ДГ = 5 К) соответственно продукционного азота (13 200 кг/ч),
циркуляционного азота (25 600 кг/ч) и сырого аргона (290 кг/ч):
°^ = J282X000 ' 29’4'5 = 19 248 ВТ’
4-5-37333^
- 290-1000
Ок.лр=3994;36оо -29,4-5- 296 Вт;
суммарные потери от недогрева обратных потоков бнд = 56 877 Вт;
62
3) теплопритоков из окружающей среды при расходе воздуха
254 моль/с и удельных теплопритоках 134.45 Дж/моль:
Со с = 254’ 134,45 = 34 150 Вт;
4) при нагревании воздуха на 2 К в результате выделения теплоты
адсорбции в блоке комплексной очистки (ср = 29,4 ДжДмоль • К):
еадс = 254 • 2 • 29,4 = 14 935 Вт.
В результате
+ е„.д + о„с + =“! 030 242 вт.
Расчетный запас холодопроизводительности установки составляет
примерно 3 %.
Установка КААр-32 — крупная ВРУ низкого давления, в которой
осуществляется комплексное разделение воздуха (см. табл. 1.4).
Расход перерабатываемого воздуха В = 180 000 м3/ч (217 000 кг/ч).
Чистый аргон (600 м3/ч, или 1000 кг/ч) может быть получен
жидким и/или сжатым (р = 20 МПа). Предусмотрена возможность
получения жидких азота и/или кислорода (в сумме до 1350 кг/ч).
Из установки отводится 75 м3/ч первичного криптоноксенонового
концентрата с содержанием до 0,2 % (Кг+Хе), что в пересчете на
100%-ную криптоноксеноновую смесь составляет 0,15 м3/ч, и около
4 м3/ч неоногелиевой смеси с содержанием 40 % (Ne+He), что в
пересчете на 100%-ную неоногелиевую смесь составляет 1,6 м3/ч.
Технологическая схема построена на базе цикла низкого давления
(рис. 1.23). Воздух очищается от механических примесей и пыли в
фильтре и сжимается в турбокомпрессоре до 0,63 МПа. При
относительной влажности атмосферного воздуха <р = 0,7 и темпера-
туре 30 °C в компрессор с воздухом поступает влаги (см. табл. 1.2):
(сн2о)рк = 217000- 0,7- 25,4-10'3 = 3850 кг/ч.
После сжатия до 0,63 МПа и охлаждения в промежуточных и
концевых холодильниках турбокомпрессора при полном насыщении
в воздухе остается влаги (см. рис. 1.2):
(Gjy>),„ = 217000-6-10-’ = 1300 кг/ч,
т е. во влагоотделителях узла сжатия за 1 ч выделяется 3850 — 1300 =
= 2550 кг воды. Насыщенный парами воды воздух подается в сис-
тему азотоводяного охлаждения и затем в регенераторы, где охлаж-
дается до температуры, близкой к температуре насыщения (101 —
102 К). В регенераторах в так называемый период “теплого дутья”
63
Рис.1.23. Принципиальная технологическая схема установки КААр-32:
] — скруббер системы аэотоводяного охлаждения (2 шт.); 2 — кислородный
регенератор (3 шт), 3 — азотный регенератор (6 шт.), 4 — адсорбер дяуокисм
углевода (2 шт); 5 — турбодетандер (2 шт.), 6 — адсорбер кубовой жидкости
(2 шт); 7 — дополнительная колонна, 8 — верхняя колонна, 9 — основной
конденсатор (3 шт.), 10 — конденсатор колонны сырого аргона (3 шт.), 11 —
колонна сырого аргона, 12 — колонна чистого аргона, 13 — теплообменник
сырого аргона; 14 — испаритель криптоноксенонового концентрата; 15 — насос
аргона высокого давления, 16 — емкость чистого аргона, 17 — испаритель-
конденсатор, 18 — конденсатор криптоновой колонны; 19 — адсорбер жидкого
кислорода, 20 — криптоновая колонна, 21 — нижняя колонна, 22 — центро-
бежныйнасос (2 шт.); 23 — подогреватель кислорода; 24 — охладитель кубовой
жидкости и грязной азотной флегмы, 25 — охладитель чистой азотной флегмы
воздух проходит через слой насыпной дробленой каменной базаль-
товой насацки, предварительно охлажденной в период “холодного
дутья” обратным потоком азота. Потоки воздуха и азота периоди-
чески (через 9 мин) переключаются. Нагрузка регенераторов при
293 К (20 ’С):
по влаге
Сберег = 217 000 • 3,5 • 10-’ « 760 кг/ч;
по двуокиси углерода
(<7С02)рег = 217000-0,05’ 10 2 « 108 кг/ч.
Для установок низкого давления использование азотоводяного
охлаждения имеет важное значение. Дело в том, что при переклю-
64
чении потоков в регенераторах давление за короткое время резко
уменьшается от 0,63 до 0,13 МПа. При этом часть влаги, сконден-
сированной из воздуха во время теплого дутья на поверхности
насадки, срывается потоком резко выбрасываемого газа, поэтому в
течение первых 30 — 60 с от начала холодного дутья основная
масса влаги выносится из регенератора обратным потоком, и осталь-
ную (большую) часть времени обратный поток выходит из регенера-
торов практически сухим. Поскольку влага вносится в установку
в виде паров с потоком воздуха, то выброс из установки некоторой
массы сконденсированной влаги обусловливает соответствующие
потери холодопроизводительности установки. Численно эти потери
равны холодопроизводительности, затрачиваемой на конденсацию
влаги. Установки низкого давления вследствие их небольшой
удельной холодопроизводительности более чувствительны к этим
дополнительным потерям, особенно при повышенных температурах
атмосферного воздуха в южных широтах. При повышении темпера-
туры воздуха увеличиваются доля паров воды, вносимых в регенера-
тор, и соответствующие потери холодопроизводительности с выноси-
мой конденсированной влагой. Одновременно увеличиваются тепло-
притоки к холодным аппаратам. Эти факторы, если не принять
соответствующих мер, приводят к уменьшению производительности
установки и даже могут привести к срыву устойчивого режима.
Компенсировать эти потери холодопроизводительности можно
несколькими методами. Практическое распространение получили
системы так называемого азотоводяного охлаждения. Обратный
поток азота, остающийся сухим большую часть времени холодного
дутья, направляется в азотный скруббер и, насыщаясь парами воды,
охлаждает стекающую вниз воду. Охлажденная вода подается насо-
сом в скруббер и, стекая вниз, охлаждает встречный поток сжатого
воздуха, который затем через влагоотделитель подается в регенера-
торы. Нагрузка регенераторов по влаге определяется температурой
и давлением воздуха на выходе из воздушного скруббера. Несмотря
на то, что обычно в установках низкого давления нагрузка
регенераторов по влаге примерно на порядок превышает нагрузку
по двуокиси углерода, перенос влаги обратным потоком может при
определенной разности температур обеспечить надежную самоочист-
ку регенераторов.
Регенераторы ВРУ КААр-32 скомпонованы в три группы по три
аппарата в каждой. В каждой группе в данный момент времени по
насадке одного из регенераторов проходит прямой поток воздуха —
“теплое дутье”, по насадке двух других проходит обратный поток
5-*<2 667,
65
отбросного азота — “холодное дутье”. Потоки переключаются через
6 мин, таким образом полный цикл работы регенератора составляет
18 мин. По змеевикам всех девяти регенераторов постоянно
выводятся чистые продукты: по пяти регенераторам чистый азот,
по четырем — технический кислород, а также сухой воздух и аргон
высокого давления (на рис. 1.23 условно показаны два регенератора:
азотный (с выводом по змеевикам чистого азота) и кислородный
(с выводом по змеевикам технического кислорода). Для обеспечения
самоочистки регенераторов часть воздуха (32 000 м3/ч) в период
теплого дутья отводится из средней части регенераторов при
температуре 148 К — “петлевой” лоток. После очистки от двуокиси
углерода и углеводородов в адсорберах 4 эта часть воздуха направ-
ляется в турбодетандер Основная часть воздуха после регенерации
поступает в нижнюю ректификационную колонну 21. В режиме
работы с получением жидких продуктов в турбодетандере расширя-
ется 35 000 м3/ч (42 180 кг/ч) воздуха; при этом к петлевому потоку
добавляется небольшая часть воздуха с холодного конца регенерато-
ров (температура начала расширения 144 К); в режиме с получением
газообразных продуктов в турбодетандере расширяется 28 700 м3/ч
(34 580 кг/ч) воздуха; при этом часть петлевого потока сбрасывается
в поток воздуха, направляемый в нижнюю колонну (температура
начала расширения 148 К). После турбодетандера воздух подается
в среднюю часть верхней колонны 8.
Рабочий процесс в ректификационных колоннах 8 и 21 подобен
рассмотренным ранее. Поскольку колонны установлены на одной
высоте, то для подачи жидкого кислорода из сборника верхней
колонны в основные конденсаторы 9 используют два центробежных
насоса 22 (один — резервный). Часть жидкого кислорода в узле
основных конденсаторов 9 для предотвращения накопления в них
взрывоопасных примесей циркулирует через жидкофазные адсорберы
19. После адсорберов небольшая часть жидкого кислорода в качестве
“богатой” криптоном и ксеноном флегмы подается в среднюю часть
криптоновой колонны 20. “Бедная” криптоном и ксеноном флегма
отбирается из сбсрника верхней колониы и подается на орошение
криптоновой колонны в ее верхней части. Основной поток газооб-
разного технического кислорода (99,5 % О2) отводится из основных
конденсаторов 9, освобождается от криптона и ксенона на тарелках
дополнительной колонны 7 (орошаемой “бедной” флегмой из сбор-
ника верхней колонны), смешивается с кислородом из криптоновой
колонны, подогревается примерно на 4 К в подогревателе кислорода
23 и подается в змеевики кислородных регенераторов 2.
66
Сухой продукционный технический кислород выходит из регене-
раторов с недогревом 8,5 К и подается потребителю. В нижней
части криптоновой колонны 20 (в конденсаторе 18) происходит
концентрирование высококипящих криптона и ксенона. Отсюда
жидкость поступает в испаритель-конденсатор 77, в котором в
результате фракционированного испарения доля криптона и ксенона
в жидкости увеличивается до 0,2 — 0,5 %. Первичный криптоноксе-
ноновый концентрат из испарителя 17 сливается в испаритель 14,
где быстро (во избежание накопления взрывоопасных примесей)
испаряется водой и подается потребителю. Ввод детандерного воздуха
в верхнюю колонну 8 существенно изменяет распределение
компонентов по высоте колонны в каждой ее секции.
При получении чистого азота и отборе аргонной фракции в
колонне 8 имеется шесть секций, работающих с различными флегмо-
выми отношениями. Всего в верхней колонне 74 тарелки; аргонная
фракция (8—10 % Аг) отбирается с 44-й тарелки (отсчет сверху) и
подается в колонну сырого аргона 11. Из конденсатора 10 этой
колонны жидкий сырой аргон подается в теплообменник 13, где
он испаряется и нагревается вначале потоком технического аргона,
а затем сухим воздухом. За счет разности высот расположения
конденсатора 10 и теплообменника 13 обеспечивается давление
сырого аргона на выходе 0,3 МПа. При этом давлении сырой аргон
(2—3 % О2, 1—2 % Ь12) подается в установку каталитического
гидрирования типа ХАРТ, где осуществляется химическая очистка
сырого аргона от кислорода с получением технического аргона
(содержание примесей: « 0,001 % О2, » 2 % N2, « 1 % Н2). Далее
технический аргон вновь подается в теплообменник 13, охлаждается
до состояния сухого насыщенного пара и направляется в среднюю
часть колонны чистого аргона 12, в которой происходит разделение
смеси Аг—N2.
Аргон из нижней части колонны подается в насос 15 жидкого
аргона (или сливается) и после газификации нагревается в аргонных
змеевиках регенераторов 2, 3 и подается в баллоны потребителя.
Чистый продукционный азот из верхней части колонны 8 подо-
гревается в охладителе 25 чистой азотной флегмы и подается в
змеевики азотных регенераторов. Сухой чистый азот выходит из
Регенераторов с недогревом 8,5 К и подается потребителю. С 16-й
тарелки верхней колонны отбирается отбросной азот, который
подогревается в охладителе 24 "грязной” азотной флегмы и кубовой
Жидкости, после чего выводится по насадке регенераторов 2 и 3.
Недогрев отбросного потока в регенераторах составляет 2,5 К.
67
Рассмотрим баланс по холодопроизводительности установки
КААр-32 при работе ее в режиме с выдачей жидких продуктов.
Составляющие удельной (на 1 моль сжимаемого воздуха) холодо-
производительности обусловлены:
1) тепловым эффектом дросселирования при Тсж = 300 К (т.е.
разностью количеств теплоты, отводимой от воздуха в холодильни-
ках компрессора и выделяемой при совершении работы сжатия до
0,63 МПа):
Aiy = 35.0 Дж/моль;
2) расширением воздуха в турбодетавдере (Твх = 144 К;
Лк = °.6 МПа= Пад = °-82 %)
= _42 180 . 0 82. (4000 _ 2600) = 222 дж/моль
иет 217000
Таким образом, удельная холодопроизводительность цикла
— 35 + 222 = 257 Лж/моль:
секундный расход воздуха
= 217 000-(1 - 0,03)-1000 = 2015
29-3600
Здесь коэффициент 0,03 учитывает потери воздуха в регенераторах;
тогда полная производительность ВРУ:
С™.- 2015-257 =517 850 В1.
Составляющие холодопроизводительности, необходимые для
компенсации:
1) теплопритоков из окружающей среды при удельных потерях
|см. формулу (1.7)]:
3500-<р. <р, 3500-1-1 „ „ , .
а = —— = ______- = 62,5 Дж/моль= 2600 Дж/м3;
°с V 180 000
Go с = 2600 -180 000/3600 = 130 000 Вт;
2) потерь холода с уходящими недогретыми потоками по насадке
при АТн = 2,5 К (1290 моль/с) и по змеевикам при &Тп = 8,5 К
(780 моль/с) при ср = 29,4 Дж/(моль • К):
Сн = 1290 • 29,4 - 2,5 + 780 • 29,4 - 8,5 = 189 730 Вт;
68
3) холода, отводимого с жидким кислородом А* =11,5 моль/с
(см. табл. 1.7):
Окж = *» («ю. + <£) = п-5 <13100 + 272> = 153780 Вт:
4) холода, отводимого с жидким аргоном Арж =1,15 моль/с (см.
табл 1-7):
(9^ + <?) - 1.15 (Ю900 + 227) = 12800 Вт;
5) холода, отводимого с аргоном высокого давления (20 МПа)
др =5,77 моль/с (см. табл. 1.7):
Сдрсж = «дрсж = 5.77 - 2190 = 12 630 Вт.
В результате холодопроизводительность, потребляемая в ВРУ
Goe+ + Сдрж + САрСж = 130000 + 189 730 + 153 780 +
+ 12 800 + 12 630 = 498 940 Вт
При расчете не учтены потери холодопроизводительности при
продувке неоногелиевой смеси, испарении криптоноксенонового
концентрата, утечки через лабиртгнтные уплотнения турбодетандеров,
потери холода при переключении адсорберов, а также выделения
теплоты адсорбции, поэтому сходимость баланса по холодопроизво-
дительности с точностью около 4 % можно считать допустимой.
Установка Кт-70 является одной из самых крупных в мире (см.
табл 1.4). Блок разделения имеет высоту 42 м и поперечные разме-
ры 20><13,6 м; блок регенераторов соответственно 16 и 22x16 м.
Блок разделения установлен вне здания. Установка предназначена
для получения 66 000 м3/ч технологического кислорода (95 % О2);
5050 кг/ч технического жидкого кислорода или азота, криптоноксе-
ноновой и неоногелиевой смесей. Установка вырабатывает также
30 000 м3/ч азота (99 % N2). Воздух фильтруется, очищается от
пыли, сжимается в турбокомпрессорах, охлаждается в холодильниках
и направляется в систему азотоводяного охлаждения 1 (рис. 1.24).
Принципы работы системы азотоводяного охлаждения пояснены на
примере установки КААр-32. После скруббера воздух подается в
азотные 2 и кислородные 3 регенераторы, где охлаждается примерно
До 101 К и очищается от влаги и двуокиси углерода, которые
вымерзают на поверхности насадки, представляющей собой диски
из алюминиевой гофрированной ленты. Регенераторы периодически
переключаются, так что во время обратного дутья влага и двуокись
углерода выносятся обратным потоком. После регенераторов воздух
69
70
в состоянии практически насыщенного пара поступает в отмывочную
колонну 21 и на ее тарелках контактирует с кубовой жидкостью
(содержащей около 35 % О2), циркуляцию которой обеспечивает
насос 23. В отмывочной колонне из воздуха в кубовую жидкость
переносятся остатки двуокиси углерода и углеводородов. Очистка
кубовой жидкости от этих примесей происходит в адсорбере 22.
После отмывочной колонны часть потока воздуха в состоянии
насыщения подается на разделение в нижнюю колонну 20. Другая
часть смешивается с петлевым потоком, отбираемым из регенера-
торов и имеющим более высокую температуру (149—154 К). После
смешения этих потоков температура воздуха составляет около 127 К
(в режиме без получения жидких продуктов — 147 К). Затем воздух
поступает в турбодетавдер 5, где расширяется с совершением внеш-
ней работы. Турбодетандер установки представляет собой центро-
стремительную турбину с диаметром рабочего колеса 525 мм и
частотой вращения 6700 мин4. Расход воздуха через турбодетавдер
92 500 м3/ч (в режиме без получения жидких продуктов 44 000 м3/ч).
Давление на входе в турбодетавдер составляет 0,615 МПа (в режиме
без получения жидких продуктов 0,57 МПа). Сопловой аппарат
турбодетавдера — регулируемый с поворотными лопатками. Адиабат-
ный КПД достигает 0,85. После расширения в ту]1бодетандерс воздух
вводится в среднюю часть верхней колонны 7 выше ввода кубовой
жидкости. В нижней части верхней колонны содержание кислорода
в паре достигает 96 %, и кислород частично отводится в виде
продукта в кислородные регенераторы 3 через подогреватель 18.
Из версией части нижней колонны 20 пары азота направляются в
конденсаторы 9, где конденсируются, образуя азотную флегму.
Жидкий азот поступает частично на орошение тарелок нижней
колонны 20 и частично из сборника флегмы нижней колонны через
охладитель 6 на орошение верхней колонны 7. Для получения
технического кислорода часть жидкого кислорода (96 % О2) отбира-
ется из верхней колонны 7 и направляется в колонну технического
кислорода 10, в которой содержание кислорода повышается до
99,5 %. Жидкий технический кислород после конденсатора-испари-
теля 11 охлаждается (вследствие кипения азота) в охладителе 13 и
насосом 12 подается потребителю в состоянии недо гретой жидкости.
С целью извлечения криптоноксенонового концентрата часть
Жидкого кислорода (96 % О2) подается в криптоновую колонну
в которую также вводится более концентрированный жидкий
кислород из конденсатора-испарителя 9. После концентрирования
криптоноксеноновая смесь подается сначала в испаритель 14, а затем
71
в испаритель 15, в котором испаряется (обычно горячей водой).
Неоногелиевая смесь низкой концентрации отводится из конденса-
тора-испарителя 11 в дефлегматор 8, из которого отводится нескон-
денсировавшаяся неоногелиевая смесь в виде “сырого” продукта. |
В межтрубное пространство дефлегматора дросселируется жидкий
азот из сборника флегмы верхней колонны. Жидкий азот в виде
продукта отводится из этого же сборника в состоянии недогретой
жидкости. Газообразный обратный поток азота из верхней колонны
7 направляется в охладитель б и затем в азотные регенераторы 2,
пройдя которые поступает в скруббер 1. Для обеспечения безопас-
ной работы установки периодически осуществляют слив кубовой
жидкости через испаритель 24 и отогрев адсорберов 22 и 4, которые
в реальной схеме дублированы. Кроме того, для обеспечения
холодопроизводительности в пусковой период и длительной безоста-
новочной работы установки дублирован турбодетандер 5. Имеется
также запасной насос 23 кубовой жидкости. Большое число азотных
регенераторов (их восемь) объясняется исключительно конструктив-
ными соображениями: диаметр каждого регенератора 3,2 м, высота
без клапанов 7 м. Оригинальная конструкция ректификационных
тарелок позволяет обеспечить процесс разделения 350 000 м3/ч
воздуха в относительно небольших аппаратах. Диаметр верхней и
нижней колонн 3,8 м.
Установка Аж-0,05 имеет холодопроизводительность около
9000 Вт при Т = 77 К. В этой установке для осуществления
низкотемпературной ректификации использована криогенная газовая
машина КГМ-9000/80-1, работающая по обратному циклу Стир-
линга. Рабочее тело КГМ — гелий, максимальное давление которого
3,8 МПа. Машина хорошо уравновешена, выполнена по схеме с
соосно расположенными цилиндрами и ромбическим приводом.
Разобщение холодильного и технологического циклов в ВРУ с КГМ
или другими источниками холода, например газификаторами ожижен-
ного природного газа, вносит специфику в технологическую схему
установки. На рис. 1.25 приведена схема серийной ВРУ Аж-0,05 с
КГМ (см. табл. 1.4 и 1.5). Воздух через клапан / всасывается в
холодный куб-испаритель 5 ректификационной колонны 11 В
конструкции предусмотрено охлаждение воздуха и вымораживание
влага и двуокиси углерода (1,3 кг/ч) в ваде снега на металлической
сетке, которая тепловыми мостами соединена с кубом колонны.
Затем воздух попадает в зазор межцу корпусом и обечайкой нижней
(отгонной) части колонны и вводится на ректификацию в состоянии
насыщенного пара в среднюю часть колонны. Движение воздуха
72
Рис. 1.25. Принципиальная технологическая схема ВРУ Аж-0,05:
7 — воздушный клапан; 2 — кислородный клапан; 3 — обечайка; 4 — змеевик
для отвода отбросного потока кислорода; 5 — испаритель с сеткой для
вымораживания влаги и двуокиси углерода; б — стояк; 7 — регулирующий
вентиль, 8 — сборник жидкого азота; 9, 10 — трубы подачи жидкого азота;
77 — насадочная ректификационная колонна, 12 — верхняя часть колонны,
13 — наружная трубка вспомогательного газлифта, 14 — разъемный патрубок,
75 — конденсатор азота в головке 21 КГМ; 16 — вспомогательный газлифт;
77 — наружная труба основного газлифта, 18 — газлифт; 19 — теплообменник,
20 — палец чувствительного элемента системы автоматического управления;
22 — осушитель гелия, 23 — редуктор; 24 — гелиевые баллоны; 25 — пусковой
адсорбер
обусловлено разрежением, создаваемым при конденсации паров в
головке конденсатора 21 КГМ, так что среднее давление в колонне
ниже атмосферного. Из верхней части колонны 12 пар азота (99,5-
99,8 % N2) поступает на конденсацию в КГМ и в виде жидкости
стекает в трубу вспомогательного газлифта 16. Через тепловые
мосты-шины к газлифтам подводится теплота от воды в теплообмен-
нике 19 Образующийся при кипении в трубе газлифта пар азота
поднимает азотную флегму сначала по вспомогательному газлифту
в основной газлифт 18, а затем в верхнюю часть ректификационной
насадочной колонны 12. Азотная флегма стекает вниз по колонне,
обогащаясь кислородом. В испарителе 5 жидкий кислород испаряется
охлаждаемым воздухом. Пары кислорода поднимаются вверх через
вентиль 7 в колонну и частично отводятся через клапан 2, как
отбросной поток (93-95 % О2). Часть жидкого азота в виде продукта
73
подается газлифтом по трубе 9 в сборник 8. В пусковой период,
во время охлаждения установки, во избежание занесения влаги в
колонну используется пусковой адсорбер 25, проходя через который
воздух очищается от влаги и двуокиси углерода. Продолжитель-
ность рабочего режима ограничена, так как периодически необ-
ходимо отогревать вымораживатель, для чего предусмотрен спе-
циальный подогреватель воздуха с центробежным нагнетателем (на
рис. 1.25 не показан).
При расходе перерабатываемого воздуха 75 кг/ч и температуре
300 К производительность установки по жидкому азоту составляет
примерно 55 кг/ч (15,3 г/с). Холодопроизводительность, необходимая
для получения продукционного жидкого азота:
= 15,3 [199 + (300 - 77) 1,035) = 6600 Вт.
Холодопроизводительность, необходимая для компенсации
теплопритоков из окружающей среды при удельных потерях
qoc = 13 000 Дж/м3'
л — 75 • 13 ООО п
Q°<~ 1.205-3600 =225ВТ-
Холодопроизводительность, теряемая с отбросным холодным
потоком кислорода 20 кг/ч (5,56 г/с) при 100 К:
QK = 5,56 (300 — 100) 0,94 = 1040 Вт.
При <р = 0,7 из воздуха плотностью 1,18 кг/м3 вымораживается
влаги (см. табл. 1.4):
г _ 75 - 30,3 - 0,7_ _ ___ .
Сн.о------1,18-3600 - 0^^
Холодопроизводительность, расходуемая на охлаждение содержа-
щихся в воздухе паров воды от 300 до 273 К, а также конденсацию
и вымораживание влаги при удельной теплоемкости паров
2,04 Дж/(г- К), теплоте конденсации 2257 Дж/кг и теплоте затверде-
вания (плавления) 333 Дж/кг:
бвым = 0,375 [(300 - 273) 2,04 + 2257 + 333] = 990 Вт.
В результате {)., + (?.„ + QK+ C1UM= 8855 Вт.
При холодопроизводительности КГМ 9000 Вт оценка сходимости
баланса вполне удовлетворительна. Следует обратить внимание на
относительно большую долю холодопроизводительности (около
10 %), расходуемой на вымораживание влаги в установке. Кроме
того, возможность использования холодного отбросного потока
74
кислорода для охлаждения засасываемого воздуха ограничена, так
как в куб колонны необходимо передать от воздуха теплоту для
испарения кубовой жидкости.
§ 1.4. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ВРУ.
РАЗРАБОТКА И РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ
Основные отрасли промышленности России в достаточно
короткий период времени были обеспечены воздухоразделительными
установками, позволившими внедрить новые прогрессивные
технологии. Для создания и выпуска широкой номенклатуры и
большого количества ВРУ в ОАО “Криогенмаш” была разработана
система базовых технологических схем. Практика показала, что для
ее гибкого функционирования нецелесообразно типизировать
модификации схем в целом, достаточно выделить типовые схемные
решения основных узлов ВРУ. Тогда к системе базовых может быть
отнесена любая установка, основные узлы которой построены на
основе типовых схемных решений.
Существенное сокращение сроков разработки ВРУ с высокими
конструктивными и эксплуатационными показателями достигнуто
благодаря применению ЭВМ. Системы автоматизированного
проектирования позволяют рассчитывать технологические схемы
ВРУ, оптимизировать их параметры, осуществлять тепловые и
гидравлические расчеты аппаратов и машин и их выбор из типовых
рядов оборудования, определять энергетические, капитальные и
приведенные затраты на производство заданных продуктов разделе-
ния воздуха. Обобщенная структура математического моделирования
ВРУ, отражающая опыт разработки САПР в ОАО “Криогенмаш”,
показана на рис. 1.26. Содержание и логика построения основных
частей математической модели ВРУ раскрывается в этом и последу-
ющих параграфах гл. 1, в которых также приведены необходимые
данные для проектирования и некоторые результаты анализа рабочих
процессов ВРУ.
Техническим заданием на создание ВРУ и ГОСТами на продукты
разделения воздуха определены: параметры разделяемого воздуха
(температура, давление, влажность, содержание микропрпмесей).
Широта местности, высота над уровнем моря и климатические
особенности, требования к продуктам разделения воздуха (номенкла-
тура продуктов, объемный или массовый расход, степень чистоты,
Давление, агрегатное состояние каждого из них, режимы работы и
Диапазон регулирования производительности ВРУ, требования к
энергопотреблению и регламентным характеристикам. При необ-
75
ходимости в техническое задание включают специальные условия
и требования.
Основными продуктами разделение воздуха являются кислород
(К) — в кислородных установках и азот (А) — в азотных установкам,
или одноаременно азот и кислород. На основании практически^
данных для установок, подобных проектируемой (см. табл. 1.4), а
также результатов теоретических и экспериментальных исследова-
ний принимают предварительные значения степени извлечения
основного продукта рк или РА, а при извлечении аргона и предвари-
тельное значение степени извлечения аргона р^:
₽к = 2кДа_; Pa = AZ«_=^l_; Pap=^2*e2_,(1j)
Ев Jbi *в yB3 *В №1 ’в Ув2
где 1~в, УА, УАр — объемный расход кислорода, воздуха, азота,
аргона; цифровые индексы при объемной доле компонента в потоке
обозначают: 1 — кислород (О2), 2 — аргон (Аг), 3 —- азот (N2), т.е.
уК1 — объемная доля О2 в потоке продукционного кислорода; уА1 и
— объемные доли соответственно кислорода и азота в потоке
продукционного азота; — объемная доля аргона в потоке про-
дукционного аргона; уы, уВ2 и увз — объемные доли соответст-
венно кислорода, аргона и азота в перерабатываемом воздухе.
По соотношениям (1.1) приближенно оценивают расход перераба-
тываемого воздуха. При окончательном расчете установки расход
перерабатываемого воздуха в блоке разделения и расход воздуха,
поступающего в компрессор, уточняют с учетом потерь от утечек
и перетечек, значение которых колеблется от 2 до 5 % и зависит
от типа компрессора и установки.
Давление сжатия воздуха, а следовательно, и тип холодильного
цикла ВРУ выбирают исходя из технического задания с учетом
накопленного опыта, производительности установки, агрегатного
состояния продуктов разделения. На давление сжатия могут сущест-
венно влиять специальные условия и требования, например, для
бортовых, транспортных и транспортабельных установок. По давле-
нию и производительности можно выбрать компрессор из существу-
ющего ряда или при необходимости сформулировать технические
условия для его проектирования.
Таким образом, выбор технологической схемы во многом предоп-
ределяется техническим заданием и накопленным практическим
опытом проектирования и эксплуатации ВРУ.
Расчет технологической схемы предусматривает определение всех
материальных потоков, их термодинамических параметров (Т, р, i,
х, у) во всех характерных точках схемы, тепловых нагрузок тепло-
обменных аппаратов или числа единиц переноса (ЧЕП) теплоты и
числа теоретических тарелок в ректификационных колоннах.
Подученные данные являются основными для последующих проект-
ных расчетов тепломассообменных аппаратов и машин.
При разработке и расчете схемы ВРУ целесообразно вьщелять
Два основных узла: охлаждения и ректификации. Важнейшая задача
77
’1
Рис. 1.27. Упрощенные принципиальные
схемы узла охлаждения ВРУ с регене-
раторами (а), с переключающимися
пластинчато-ребристыми теплообмен-
никами (б), с непереключающимися
пластинчато-ребристыми теплообмен-
никами и адсорберами для осушки и
очистки воздуха («):
1 — турбокомпрессор; 2 — система
азотоводяного охлаждения, 3 — регене-
раторы со встроенными змеевиками,
4 — адсорберы детандерного потока
Dv, подаваемого в верхнюю колонну,
5 — турбодставдер, 6 — переключа-
ющиеся теплообменники, 7 — ступень
предварительного охлаждения или вла-
гоотделения, 8 — система адсорбцион-
ной комплексной осушки н очистки,
9 — непереключающиеса теплообмен-
расчета — взаимное согласование потоков и их параметров в этих
узлах. На рис. 1.27 показаны некоторые варианты упрощенных схем
узлов охлаждения ВРУ низкого давления большой производитель-
ности. Узлы охлаждения с переключающимися тепломассообмеи-
ными аппаратами позволяют получать часть продуктов разделения
воздуха сухими и чистыми: с регенераторами — до 40 - 42 %, с
ПРТ— до 50 % от количества перерабатываемого воздуха (подроб-
нее см. §§ 4.4 — 4.8). В узлах охлаждения с регенераторами и пере-
ключающимися теплообменниками может быть осуществлена полная
осушка воздуха и его очистка от двуокиси углерода при давлении
до 1,4 МПа. При больших давлениях необходимы дополнительные
специальные меры для очистки воздуха; в настоящее время для
этой цели применяют адсорберы.
78
Следует отметить, что применение в узлах охлаждения адсорберов
д ня осушки и очистки и непереключающихся теплообменников для
охлаждения воздуха характерно не только для установок, работа-
ющих в циклах среднего и высокого давлений.
Совершенствование конструкций адсорберов, характеристик
адсорбентов (цеолитов марки NaX), методов проведения процессов
сорбции и десорбции сделало экономически целесообразным приме-
нение комплексной адсорбционной осушки и очистки воздуха также
и для ВРУ низкого давления. При адсорбционной осушке и очистке
воздуха все обратные потоки, выводимые по непереключающимся
ПРТ, являются сухими, а доля продуктов от количества перерабаты-
ваемого воздуха может составлять до 80 % (оставшиеся 20 % исполь-
зуются для регенерации адсорбента).
Выбор принципиальной схемы узла ректификации также во
многом определяется техническим заданием.
Узел ректификации представляет собой сложную систему, вклю-
чающую ректификационные колонны (нижнюю 1, верхнюю 2,
азотную 9, технического кислорода 11, криптоновую 12, сырого
аргона 16, чистого аргона 17), конденсаторы-испарители 3, 10, 13—
15, 18— 20, охладители флегмы 4, 7, подогреватели обратных
потоков 5, 6, 8 (рис. 1.28).
В зависимости от номенклатуры, количества и степени чистоты
продуктов узел ректификации может включать ряд подузлов.
Обязательным для любых модификаций является основной узел
ректификации, включающий нижнюю (предварительного разделе-
ния) /и верхнюю (окончательного разделения) 2колонны, основные
конденсаторы-испарители 3, охладитель кубовой жидкости и
азотной флегмы 4, подогреватели отбросного азота 5 и кислорода
б (рте. 1.28). Такой набор оборудования позволяет осуществлять
разделение перерабатываемого воздуха, большая часть которого Вик
вводится в нижнюю колонну, а меньшая часть DB (детандерный
поток) — в верхнюю колонну, на продукционный кислород К и
отбросной азот А^. Часть продуктов может быть выведена в виде
жидкости (j^, А*).
Принципиальная схема узла ректификации для одновременного
получения кислорода и значительного объема продукционного азота
показана на рис. 1.28, 6. Продукционный азот А выводится из
верхней части верхней колонны 2; чистая азотная флегма для оро-
шения колонны 2 получается в верхней части нижней колонны 1.
Чри малых количествах продукционного азота (менее 10 % коли-
чества перерабатываемого воздуха) более экономичным может
79
Рис.1.28. Принципиальные технологические схемы узлов ректификации ВРУ
оказаться получение чистой азотной флегмы в специальной азотной
колонне 9, имеющей существенно меньший диаметр в сравнении с
нижней (рис. 1.28, в). Из колонны 9 может также выводиться в
качестве продукта чистый азот под давлением около 0,5 МПа — Аа-
При получении в качестве основного продукта технологического
кислорода небольшая часть технического кислорода К в газообраз-
ном или жидком вице может быть получена в колонне 11 техничес-
кого кислорода с конденсатором-испарителем 13 (рис. 1.28, г)
Аналогично строят подузел получения первичного криптоноксе-
нонового концентрата (рис. 1.28, <?). С целью увеличения степени
извлечения криптона и ксенона организуют двойное питание флег-
80
мой криптоновой колонны 12. бедной криптоном и ксеноном в
верхней части (К*. из сборника или после нескольких тарелок
верхней колонны) и богатой — в нижней части (К* из последнего
по тракту жидкого кислорода конденсатора-испарителя). Кроме
обогащения в криптоновой колонне 12 и конденсаторе-испарителе
]4, предусмотрено обогащение в испарителе-конденсаторе 15, в
котором за счет конденсации жидкого воздуха Вж большая часть
жидкости, поступающей из конденсатора-испарителя 14, испаряется,
а неиспарившаяся часть жидкости, обогащенная криптоном и
ксеноном и называемая первичным криптоноксеноновым концентра-
том, выводится как продукт.
Подузел получения аргона (рис. 1.28, е) включает колонну 16
сырого аргона с конденсатором-испарителем 18 и колонну 77чистого
аргона с верхним 19 и нижним 20 конденсаторами-испарителями.
Исходным сырьем для получения аргона является газообразная
аргон ная фракция Фп, отбираемая из промежуточного сечения
верхней колонны 2. В это же сечение возвращается из колонны 16
жидкая фракция Фж. Сырой аргон из конденсатора-испарителя 18
перед поступлением в колонну 17 очищают от кислорода в установке
каталитического гидрирования типа ХАРТ (на рисунке не показана).
Сырой аргон может выводиться из рассматриваемого подузла в виде
насыщенного пара с давлением 0,13 — 0,15 МПа или в виде
жидкосги с последующим испарением ее под давлением столба этой
жидкости (около 0,3 МПа). Это давление необходимо для преодо-
ления всех гидравлических сопротивлений, в том числе и в установке
типа ХАРТ, а также для осуществления процесса ректификации в
колонне чистого аргона. При выводе сырого аргона в виде пара
для этих целей в установке ХАРТ применяют газодувку.
Подузел получения неоногелиевой смеси (рис. 1.28, ж) представ-
ляет собой дефлегматор 22, в который на обогащение подается азот
из последнего по тракту конденсации азота конденсатора-испарителя
21. В зависимости от построения схемы ВРУ в качестве последнего
могут быть использованы конденсаторы-испарители 10, 13 и 14.
Обогащение потока азота неоном и гелием происходит в. результате
практически полной конденсации этого газа с выводом несконден-
сировавщейся части в виде продукта — неоногелиевой смеси. С
Целью повышения степени извлечения неона и гелия конденсат из
Дефлегматора с растворенным в нем неоном и гелием возвращают
на орошение тарелок нижней колонны 1, на которых в процессе
ректификации неон и гелии переходят в газовую фазу и снова
попадают в контур извлечения.
6-№б675 81
Исключительно важный и ответственный этап разработки схемы
ВРУ — выбор и уточнение исходных данных для расчета узлов
охлаждения и ректификации.
Давление в испарителе верхней колонны над жидким кислородом
₽.,« = Р. + ЛЛ. ф + (1.2>
где рв — атмосферное давление, определяемое по техническим
условиям; Ар — гидравлическое сопротивление верхней колонны,
задаваемое в пределах 12...30 кПа из расчета 0,3...0,5 кПа на одну
теоретическую тарелку дро ф — гидравлическое сопротивление охла-
дителей флегмы, задаваемое в пределах 3...6 кПа; Др^ — гидравли-
ческое сопротивление узла охлаждения по обратному потоку, выби-
раемое в зависимости от вида теплообменной аппаратуры в диапазоне
12... 15 кПа (в ВРУ среднего и высокого давлений сопротивление
по обратному потоку в узле охлаждения может быть увеличено
примерно до 25...30 кПа).
Согласно экспериментальным данным давление в испарителе
верхней колонны различных ВРУ рвк = 0,14...0,16 МПа.
Температура кипящего кислорода в испарителе Тк переменна по
высоте испарителя вследствие влияния гидростатического давления.
Организуемая циркуляция жидкого кислорода уменьшает различие
в температурах. При начальном расчете схемы эти факторы не
учитывают, считая кипящую жидкость в первом приближении рав-
новесной продукционному кислороду, отбираемому из испарителя.
В верхнем сечении испарителя температура кислорода определяется
давлением рв к и содержанием примесей. Для установок технического
кислорода (более 99,5 % О2) можно считать, что в продукте в виде
примеси содержится только аргон. Тогда из уравнений или по
диаграммам состояния системы N2-O2-Ar находят искомую темпера-
туру. Например, при рвк = 0,14 МПа и доле кислорода в продукте
99,5 % Тк = 93,2 К. Для установок технологического кислорода
(95 % О2) содержание в продукте аргона достигает 3 %, азота —
2 %. В этом случае при тем же давлении ръ к температура кислорода
7к ~ 92,7 К. Для определения Тк при доле кислорода в продукте
более 85 % используют приближенную эмпирическую формулу
К ~ *ioo % - 0.04СД, - 0.08Ч, (1.3)
где Т100 % — температура кипения чистого кислорода; и cN —
молярные доли аргона и азота в кислороде (в процентах).
82
рис. 1.29. Зависимость давления конденса-
ции чистого ятота от температуры
Рл.^па
Температура конденсирующегося
азота в конденсаторе нижней ко-
лонны:
ТАН1С = К + А7КИ, (1.4)
где ДТКИ — разность температур в
конденсаторе-испарителе, выбирае-
B.50V.
мая в зависимости от типа последнего (для трубчатых 2,3...2,7 К,
для пластинчато-ребристых 1,8..ДО К).
Например, при ДТК(1 = 2,6 К и Тк = 93,2 К ТАик = 95,8 К.
Давление в конденсаторе нижней колонны рА HJ< определяют по
температуре конденсации 7^н к и составу конденсирующегося азота
с помощью уравнений или диаграмм состояния. Азотная флегма в
установках, в которых азот является одним из продуктов, обычно
содержит незначительные доли аргона и кислорода. В этом случае
давление в конденсаторе можно определять как для чистого азота.
Например, согласно рис. 1.29 при ГА= Тл н к = 95,8 К,
₽д =₽/,„,= °.57:1 МПа
Давление в нижней части нижней колонны равно давлению потока
воздуха, вводимого на разделение в нижнюю колонну, т.е
Рн.к Ркик. АРиж:
(1.5)
где Дрнк — гидравлическое сопротивление нижней колонны, прини-
маемое в пределах 10...18 кПа. Например, при рАнк = 0,573’МПа
и дрн к = 0,012 МПа рк к = 0,585 МПа.
Температуру кубовой жидкости 7;. в нижней колонне находят по
составу жидкости и давлению рн к. Например, при содержании в
кубовой жидкости 37 %О2, 1,5 %Ат, 61,5 % N2 и давлении
рнк = 0,585 МПа температура кубовой жидкости TR*= 100 К. Это
самые высокие давление и температура в узле ректификации ВРУ.
Температуру азота в верхней части верхней колонны ТА в к
определяют по доле N2 в потоке уходящего азота и давлению
Равк= Рвж - М,
(1-6)
При рвк = 0,14 МПа и Дрвк = 0,015 МПа рАвк = 0,125 МПа и
с учетом содержания кислорода в уходящем потоке (объемная доля
0,005) ТА вк — 79,3 К. Эго самая низкая температура в узле ректи-
фикации и во всей ВРУ.
83
Состав уходящего газа либо задают, либо определяют по эмпири-
ческим соотношениям для конкретного узла разделения. Выбор доли
кислорода в потоке уходящего азота уАу1 — ответственный этап
разработки схемы, так как определяет степени извлечения кислорода
и аргона, а также число теоретических тарелок пт в ректификацион-
ных колоннах, а следовательно, действительное число тарелок
п ~ ^/Чт’ где Пт — коэффициент эффективности тарелок и, в конеч-
ном итоге, высоты колонн и ВРУ в целом. Для ВРУ низкого давле-
ния состав уходящего газа зависит от доли детандерного потока
/)в, вводимого в верхнюю колонну или отбираемого из нижней
колонны, а также чистоты продукционного кислорода и числа
теоретических тарелок в верхней колонне. Расчет технологической
схемы ВРУ носит, как правило, итерационный характер. При расчете
ВРУ низкого давления для первой итерации долю кислорода в
потоке уходящего азота можно выбирать, пользуясь графическими
зависимостями (рис. 1.30). При получении технологического кисло-
рода (95 % О2) можно принимать уАу| = 0,5... 1,0 %, при получении
технического кислорода (99,5 % О2) — >>Ду| = 1,0...2,5 %. Извлечение
аргона приводит к увеличению степени извлечения кислорода и
уменьшению доли уА| (см. рис. 1.30). При одновременном получе-
нии продукционных кислорода и чистого азота состав потока
отбросного азота (j'Aoie,) определяют из уравнения материального
баланса
(1 - *> Ям - а Ул, + (1 - К - AJ уАоЯ „
гае К- Гк/С ; А = Кд/К„ ; уДу1, >л,„5! — объемные доли
кислорода в потоках уходящего, продукционного и отбросного азота
соответственно.
УАд1%
Рис. 1.30. Зависимость доли уДу1
кислорода в потоке уходящего
азота от доли детандерного
потока, подаваемого в верхнюю
колонну, при получении;
1 — технического (99,5%) кис-
лорода 40); 2 — техни-
ческого кислорода (99,5%) и
аргона = 0,5, MfBK = 45),
3 — технологического (95%)
кислорода (лгвк = 20);
При последующих итерациях состав потока уходящего азота
уточняют и определяют необходимое число теоретических тарелок
при заданных объемных расходах кислорода, азота и аргона.
Давление азота на выходе из блока ректификации (на входе в
блок охлаждения) определяют с учетом гидравлического сопротивле-
ния охладителей жидкости (флегмы), которое задают в пределах
3...6 МПа. Минимальную разность температур в охладителях флегмы
принимают в пределах 2,5—3,0 К.
При определении параметров узлов охлаждения задают:
Т — температуру воздуха на входе в блок охлаждения после
воздушного компрессора (Тъ = 310 ...320 К — при наличии конце-
вых охладителей; Гв = 365 ...375 К — при отсутствии концевых
охладителей; после системы азотоводяного охлаждения температуру
воздуха принимают равной 293 К;
Гпр охл — температуру воздуха после ступени предварительного
охлаждения, если таковая есть в схеме (обычно 7^охп = 245...255 К);
при необходимости существенного повышения холодопроизводи-
тельности температура после ступени предварительного охлаждения
может быть понижена до 220...230 К;
— температуру воздуха на входе в блок комплексной адсорб-
ццрнной осушки и очистки на уровне 278—280 К;
ЬТнр — температуру недогрева обратных потоков (недорекупера-
ция) на выходе из узла охлаждения (3...4 К — для потоков в
регенераторах с алюминиевой дисковой насадкой; 2,5—3,0 К — для
потоков, идущих по насадке в регенераторах с каменной насадкой;
6... 8 К — для потоков, идущих по змеевикам в регенераторах с
каменной насадкой; 2,5...3,0 К — для потоков в ПРТ; 10... 15 К —
для обратного потока в схемах установок высокого давления с
детандером и ступенью предварительного охлаждения; 8... 10 К —
для обратного потока в установках среднего давления; часть обрат-
ного потока в установках среднего и высокого давлений, характери-
зующихся большой удельной холодопроизводительностью, может
выходить из блока охлаждения при температуре 273...275 К, т.е. с
недорекуперацией до 25 К, например, для организации охлаждения
адсорбента в блоке комплексной очистки, как в установке АК-1,5;
5 К — для обратных потоков в установках среднего и высокого
давлений без ступени предварительного охлаждения);
АГтт — минимальную разность температур в “критических"
сечениях основных теплообменников в установках среднего и высо-
кого давлений в пределах 3...5 К;
85
(Д^)Ар — минимальную разность температур в конденсаторах
колонны сырого аргона (2—2,3 К) и в конденсаторах колонны
чистого аргона (3 К);
Д7^ — разность температур на холодной стороне регенераторов
и переключающихся теплообменников, гарантирующую их работу
в режиме полной самоочистки (5...6 К — при отсутствии чистых
продуктов, т.е. без змеевиков или непереключающихся каналов;
2,5...3,5 К — при получении 30—40 % чистых продуктов, отводи-
мых по змеевикам в регенераторах или по непереключающимся
секциям ПРТ);
Лрпр — гидравлическое сопротивление по прямому потоку сжа-
того воздуха (5...8 кПа — в системе азотоводяного охлаждения и
влагоотделителях; 10... 15 кПа — в регенераторах или теплообмен-
никах установок низкого давления; для установок среднего и высо-
кого давлений значение может достигать 0,12...0,2 (0,25) МПа);
Дробр — гидравлическое сопротивление блока охлаждения по
обратному потоку, значения которого указаны на с. 80 (гидравли-
ческое сопротивление колонны сырого аргона обычно принимают
равным 15 кПа, колонны чистого аргона — 10 кПа).
При составлении уравнений энергетического баланса и определе-
нии удельных затрат энергии задают:
Пиз — изотермический КПД компрессоров (0,6—0,65 — для
поршневых машин; 0,65—0,75 — для крупных турбокомпрессоров
низкого давления при рсж < 0,7...0,8 МПа);
т], — изоэнтропный КПД детандеров (0,6—0,75 — для поршне-
вых машин; 0,6...0,65 — для турбодетандеров среднего давления;
0,8...0,9 — для турбодетандеров крупных ВРУ низкого давления);
Д5 — потери воздуха (0,05 (5 %) — при переключении регенера-
торов или теплообменников; 0,02—0,05 (2—5 %) — в установках
высокого и среднего давлений на продувки, утечки и др.);
<7ОС — удельные теплопритоки из окружающей среды (табл. 1.8).
1.8. Теплопритоки из окружающей среды в ВРУ технического
кислорода с аргоном (узел охлаждения — нереверсивные ПРТ)
Объемный расход перерабатываемого воздуха, м3/ч 1500 3000 6000 10000 .30000 60000 90000 180000 360000
Удельные теплопри- токи go v Дж/моль 240 190 155 130 90 75 65 50 40
Значение с существенно зависит от производительности уста-
новки, поэтому к выбору <7ОС необходимо подходить ответственно,
особенно при расчете установок с малой удельной холодопроизво-
дительностью. На основании опыта проектирования и эксплуата-
ции ВРУ низкого давления выведена эмпирическая зависимость,
которая может быть использована для определения удельных
(отнесенных к количеству перерабатываемого воздуха) теплоприто-
ков из окружающей среды, Дж/моль:
«,х - 3500 Ф, ф2 / ’ В (1.7)
где <Pj — коэффициент, учитывающий тип ВРУ (<р. = 1 — для
ВРУ технического кислорода с аргоном; 0,9 — то же без аргона;
0,8 — для ВРУ технологического кислорода; 0,7 — для азотных
ВРУ); ф2 — коэффициент, учитывающий тнп узла охлаждения
(<р2= 1 — на регенераторах; 0,8 — на реверсивных или нереверсив-
ных теплообменниках)
Удельные теплопритоки q0 с распределяются по узлам и аппаратам
установки примерно следующим образом.
Теплопритоки к узлу ректификации в общем случае состоят из
теплопритоков к ректификационным колоннам (нижней, верхней,
сырого аргона, криптона, технического аргона, чистого азота, техни-
ческого кислорода) и теплопритоков к конденсаторам-испарителям,
жидкофазным адсорберам и охладителям флегмы:
Й?+7„аг + &+ &+(«’-•О,7) ^.(1.8)
Теплопритоки к узлу охлаждения (регенераторам и ПРТ):
9рег = (0,35 ... 0,4) qoc ; (1.9)
- <0.25 .. 0,3) „о с . (1.10)
При определении материальных потоков в узлах ректификации
и охлаждения ВРУ необходимо отчетливо представлять их взаимо-
зависимость и влияние на работу колонн и теплообменников. На
практике обычно выполняют предварительные расчеты узла ректи-
фикации.
После выбора значений важнейших параметров: £>в (для схем с
вводом детандерного потока в колонну) и уДу1 (см. рис. 1.30) из
Уравнений материальных балансов определяют продукционные
потоки в узле ректификации. Например, объемная доля кислорода
(К), извлекаемого из 1 моля перерабатываемого воздуха:
* = - Уау1) / 0к1 - УАу1)- <1Л ’)
87
86
Тогда доля уходящего азота
4 = 1 - £ (1.12)
В более общем случае — при извлечении аргона.
к -О'.! ~ Ул.1> + 4» <А»1 ~ Ул.|) . (1 13)
Ук] — >Ау1
Ау=\ — К — Ар. (1.14)
При получении азота (Л) поток отбросного азота и объемная
доля в нем кислорода:
^ = 41 <1,5>
Удив I = <4 ^Ayl - А Уду1) / A<rt - О-16)
Объемная доля воздуха, поступающего в нижнюю колонну:
4.,“ >-*>.• (1.17)
Объемная доля азотной флегмы, выходящей из основных конден-
саторов (в более общем случае: объемная доля азота, отбираемого
из верхней части нижней колонны):
Л,= вк» _ Д, .<*»-*») , (1.|8)
*га — *NI XN3 ~~ хю
где хД| и хю — объемные доли соответственно кислорода и азота в
кубовой жидкости; xN1 и xN3 — объемные доли соответственно
кислорода и азота в азотной флегме.
Объемная доля кубовой жидкости, выходящей из нижней
колонны:
в = ««.«-" (1.19)
С целью проверки целесообразно найти энтальпию воздуха на
входе в ректификационную колонну из уравнения энергетического <
баланса узла ректификации:
ZWC-ТЦА, (1.20)
где П!л и /7вь1х — потоки, входящие и выходящие из узла ректифи-
кации, отнесенные к объему перерабатываемого воздуха; и /вьк —
энтальпии входящих и выходящих потоков
Предварительный расчет узла ректификации на этом заканчи-
вают.
Расчет схем ВРУ выполняют итерационным методом, поэтому
на следующем этапе проверяют, удовлетворяют ли найденные в
предварительном расчете значения Рв, К, А^, А^, Арж и др. уравне-
ниям энергетического баланса узла охлаждения и установки в целом.
Уравнение энергетического баланса установки согласно данным
табл. 1.9—1.10 можно записать в общем виде (на 1 моль перерабаты-
ваемого воздуха):
п п + ?^охл л ^пр.охл л
- XX («., + Я„ „) + ХСж„ , + (I + ЗД - -
- £Сж„ ) 47’., Аг + + • (1-2В
где ХЛ^1?д/ГсжИ — холодопроизводительность, вырабатываемая во
всех компрессорах установки, Вт; Мп — доли сжимаемых потоков,
включая циркуляционные (для установок низкого давления без
циркуляционных циклов Mn = 1); ХДд„„?дет„ — холодопроизво-
дительность, вырабатываемая во всех турбодетандерах установки. Вт;
—доли детандерных потоков; , - холодопроиз-
водительность, вырабатываемая в ступенях предварительного охлаж-
дения, Вт, 0ОХЛЯ—доли потоков, охлаждаемых в ступенях предвари-
тельного охлаждения; (<?ж , + ^ J - холодопроизводи-
тельность, расходуемая на получение жидких переохлажденных
продуктов. Вт: Жп — доли жидких продуктов (Кж, Аж, Арж);
^.СжГ1дсжп — холодопроизводительность, расходуемая на получение
сжатых продуктов, Вт; Сжп — доли сжатых продуктов (А^, Лсж,
4?сх); (1 + — Ес»„) Д7нр?нр — потери холодо-
производительности от недогрева обратных потоков, Вт; Цп — доля
циркуляционных потоков (для установок без циркуляционных
потоков Цп = 0); Е^ох. „ — суммарные потери холодопроизводи-
тельности от теплопритоков из окружающей среды.
Для конкретной разрабатываемой схемы ВРУ уравнение энергети-
ческого баланса имеет ту же структуру, что и общее уравнение (1.21),
89
1.9. Удельная холодопроизводительность ?noip, потребляемая в ВРУ
Основные составляющие расхода холодопроизводительности Обозна- Значение
Вт моль/с Вт г/с
На компенсацию потерь холода с жидкими продуктами разделения (без переохлаждения).
кислородом 13 100 410
азотом «АХ 12 000 430
аргоном «Ар ж 10 900 274
криптоноксеноновой смесью 9кР 13 100 410
На компенсацию потерь холода от переохлаждения жидких продуктов на 5 К-
кислорода <7К 272 8,5
азота 288 10,3
аргона <# 227 5,7
На компенсацию потерь холода с газообразным продукционным кислородом, сжатым до 20 МПа в установках с насосом жидкого кислорода: «Кс» 2167 67,7
вследствие дроссельного эффекта — 1370 42,8
вследствие затрат мощности сжатия в насосе при коэффициенте подачи, равном 1 — 560 17,5
вследствие недогрсва на 6 К сжатого — 237 7,4
кислорода на выходе из установки
То же, при получении сжатого аргона: «Ар с» 2190 54,9
вследствие дроссельного эффекта — 1495 37,5
вследствие затрат мощности на — 567 14.2
сжатие в насосе
вследствие недогрева на 6 К — 128 3,2
На компенсацию потерь холода от недорекуперации по потоку азота или кислорода на 1 К (при 0,101 МПа) «яр 29,4* 1220*
На компенсацию теплопритоков из «,.с - См. табл
окружающей среды 16
Значения $кр отнесены к 1 моль/(с- К) и к 1 мэ/(с К), т.е.
> в = й.4 ——--------" 1220 ----
моль/(с К) м’Дс к)
90
1.10. Удельная холодопроизводительность 9wjjm6, вырабатываемая в ВРУ
Составляющие хадодогтроизвопителыюсти
— холодопроизводительность, обусловленная
дроссельным эффектом при температуре сжатия 300 К’
а) в циклах низкого давления для воздуха и азота при рсж, МПа.
0,6
0.9
б) в циклах среднего давления для воздуха при рсж< МПа:
для азота при рсж, МПа
3,0
4,0
в) в циклах высокого давления при pQ* = 20 МПа
для воздуха
для азота
?дсг — холодопроизводительность. обусловленная
расширением газа в детандерах:
а) в циклах низкого давления для воздуха
при Р„ = 0,6 МПа; рвых = 0,13 МПа; п3 = 0.85:
7^ = 138 К
Тп - 127 К
для азота при рт = 0,57 МПа; рвых = 0.13 МПа; = 0,85;
- 127 К
б) в циклах среднего давления для воздуха.
Рв> = 3 МПа; раых = 0,58 МПа; ц, = 0,75; = 153 К
Рт = 3 МПа; рвьи = 0,13 МПа; ц, = 0,7 ; Тю = 162 К
Рт = 4 МПа; рвых = 0,58 МПа, -Ч1 = 0,6 ; 7^ = 150 К
Р„, = 6 МПа; рвых = 0,58 МПа; q, = «.б . Гм = 160 К
для азота.
Р„ = 3 МПа; рвых = 1,0 МПа, q, = 0,75; = 200 К
Рк = 1,0 МПа; раш = 0,13 МПа, т], = 0,75; Г„ - 130 К
32
52
185
250
425
170
230
350
1000
900
1180
1090
970
1040
1720
890
920
1100
1150
91
Продолжение табл 1 10
Составляющие холсдопроизвсцнтелыюста ‘-ёг моль/с
в) в циклах высокого давления для воздуха:
Рвх = 20 МПа; рвах = 0,59 МПа, = 0,65, Тт = 248 К 2400
9Лрохл — холодопроизводительность ступеней предварительного охлаждения в циклах среднего и высокого давлений для воздуха п₽и Т’чр.охп = 260 К и р, МПа. 3
31,0
4 32,0
6 33,2
20 41,0
при Гороет = 240 Кир, МПа-
3 31,5
4 32,5
6 34,7
20 44,0
Примечание Значения gnpохл отнесены к 1 моль/(с• К)
но более простой вид. Например, для ВРУ низкого давления при
получении жидкого кислорода К* и сжатого аргона Арс.^.
+ С. <?Кж + ftp) + 'Чж ftp еж +
+ (1-Аж-4’Сж)Л?;рй„,+ 9ос. (1.22)
Если недорекуперацни д7^р обратных газообразных потоков
неодинаковы, следует сделать соответствующее уточнение, предста-
вив предпоследний член в уравнении (1.22) в виде суммы слагаемых.
Уравнение энергетического баланса узла охлаждения в общем
виде:
Хсвх - Хсвык ;ВЫ1 + д’° = о, (1.23J
где iBX и 1вых — энтальпии входящих (GBX) и выходящих (GBbIX)
потоков: ?оух° — теплопритоки к узлу охлаждения из окружающей
среды.
Для обеспечения нормальной работы узла охлаждения следует
недорекуперации и температуры потоков выбирать с учетом
приведенных в этом параграфе практических рекомендаций.
92
Значения уДу1, К, DB, найденные при предварительном расчете
узла ректификации, должны удовлетворять уравнениям (1.21) и
(1.23). В противном случае расчет следует повторить при новом
значении уДуГ При небольших расхождениях возможна коррекция
величин и Z)e в допустимых пределах. Согласно эксперименталь-
ным данным для различных ВРУ низкого давления Рв = 0,24...0,3
характерны для процессов получения технологического (95 %) кисло-
рода. При получении технического (99,5 %) кислорода следует стре-
миться к наименьшим значениям детандерного потока (Z)B < 0,2).
В этом случае уменьшается доля кислорода, теряемого с потоком
уходящего азота (см. рис. 1.30), а при одновременном получении
аргона уменьшается также и доля аргона, теряемого с тем же
потоком. Для крупных ВРУ технического кислорода значение Z)B
удается уменьшить до 0,10 — 0,14 путем уменьшения удельных
теплопритоков, потерь холода от недорекуперации и других меро-
приятий, направленных на совершенствование изоляции и аппара-
туры. При существовании резервов холодопроизводительности
экономически целесообразно получать часть продуктов в жидком
состоянии, поэтому окончательное значение Z)B устанавливают в
результате технико-экономического анализа (см. § 1.5).
Расход, м3/ч (м3/с; моль/с) перерабатываемого (разделяемого)
воздуха вычисляют после согласования расчетных параметров узлов
охлаждения и ректификации:
Ия = FK / К, (1.24)
где Ик — заданная производительность по кислороду.
Расход сжимаемого воздуха находят с учетом выбранного значе-
ния потерь сжатого воздуха:
К„ = К/(1-Дв). (1.25)
Из уравнений энергетических балансов отдельных аппаратов
определяют промежуточные параметры потоков внутри каждого узла
и затем тепловые нагрузки и число единиц переноса (ЧЕП) теплоты
для теплообменных аппаратов:
ЧЕП = <?.„- Г„)рВр/л7ср, (1.26)
где Л7ср — средняя разность температур прямого и обратного
потоков.
Необходимая площадь поверхности теплообменного аппарата
Г-ЧЕП (1т)„г„/ *ср, (1.27)
где (ИСр)^ — водяной эквивалент обратного потока; кср — среднее
значение коэффициента теплопередачи.
93
Для определения числа теоретических тарелок пт или ЧЕП массы
используют как графические так и аналитические методы. При дате
кислорода в продукте менее 97 % расчет процесса ректификации
воздуха и усреднение значений лт можно с удовлетворительной
точностью проводить для бинарной смеси О2-Ь12 (табл. 1.11). При
получении технического кислорода нвличие аргона существенно
влияет на рабочий процесс в колонне и число теоретических тарелок
в верхней колонне п,.вк- В этом случае процесс ректификации
рассчитывают для тройной смеси N2-O2-Ar (см. табл. 1.11)
1.11. Результаты расчета числа теоретических тарелок верхней
колонны для бинарной и тройной смесей
Объемная доля кислорода уК|, % Л, Разделяемая Число теоретических тарелок в секциях
верхней средней нижней общее
95,0 0,26 1 o2-n2 8,4 1 5,1 14,5
O2-N2-Ar 9 1 6 16
99,5 0,26 4 Оз-Кг 4 0 7 11
Oj-Nj-Ar 8 2 25 35
В нижней колонне число теоретических тарелок ит11 к зависит
от давления в этой колонне (рнк), характеристики теплового
состояния перерабатываемого воздуха (ев), объемной доли кислорода
в выводимых азотной флегме (xN1) и кубовой жидкости (xR1).
Зависимости между этими параметрами показаны на рис. 1.31.
Рис.1.31. Номограмма для определения
числа теоретических тарелок в нижней
колонне с вводом в нижнюю ее часта
воздуха в состоянии парожидкостной
смеси (е0 = 0,9 — сплошные линии) и
сухого насыщенного кара (ев = 1 —
штриховые линии)
94
Тепловое состояние перерабатываемого воздуха определяется
соотношением:
<. = - „) / ('.,, - <„). <128)
где 4вх’ *в.ж и ’вп ~~ энтальпии соответственно воздуха на входе в
нижнюю колонну, воздуха в состояниях насыщенной жидкости и
сухого насыщенного пара.
При U. = е. = 1 (насыщенный пар), при iBBX = ев - О
(насыщенная жидкость), при »вж < iBBX < ien 0 < ев < 1
(парожидкостная смесь).
При подаче в нижнюю колонну воздуха в состоянии сухого
насыщенного пара (ев = 1) объемной доле содержащегося в нем
кислорода (}’внк j = 20,95 %) соответствует равновесная доля
кислорода в кубовой жидкости (х ^а1вн), стекающей с нижней
тарелки. Так, при рнл, = 0,6 МПа х^а,вк = 40 %.
При вводе в нижнюю колонну парожидкостного потока (ев < 1),
что характерно для ВРУ среднего и высокого давлений, равновесная
доля кислорода в кубовой жидкости уменьшается. Так, при ев = 0,9
и ркк = 0,6 МПа х₽вв« = 37,2 %.
Разность
«и = х5?,'“-хи 0 29)
называют неравновесностью кубовой жидкости или концентрацион-
ным градиентом по кислороду.
При 5Я1 -> 0 ятНК -> оо , при 8Л1 > 0 — величина
конечная, и чем больше 8К1, тем меньше цгН1< при прочих равных
условиях.
Сильно влияет на объемная доля кислорода в отбираемой
азотной флегме (см. рис. 1.31) Так, при ев = 1 и 8Я1 = 1 %
уменьшение доли кислорода в азотной флегме с 1 % до 0,1 %
приводит к увеличению с 16 до 27. При необходимости
получения азотной флегмы или продукционного азота под давле-
нием с очень малой примесью кислорода (xN1 = 10’4 %), значение
пгкк может превышать 50.
Число теоретических тарелок в верхней колонне определяют для
каждой ее секции отдельно. В колонне без ввода детандерного потока
их две, с вводом детандерного потока — три: верхняя 1 — от ввода
азотной флегмы до ввода кубовой жидкости; средняя 2 — от ввода
кубовой жидкости до ввода детандерного потока; нижняя 3 — от
ввода детандерного потока до испарителя Число теоретических
тарелок верхней колонны без ввода детандерного воздуха (<0в = 0)
95
Рис. 132. Зависимое™ числа теоретических тарелок
в верхней колонне от доли кислорода в потоке
уходящего азота н степеки чистоты получаемого
кислорода при 1) = О
зависит от степени чистоты получаемого
кислорода и доли кислорода в потоке
уходящего азота (рис. 1.32). Расчетные
кривые получены для схемы с охладителями
флегмы при пт11К — 21...24 и подаче воздуха
в нижнюю колонну в состоянии сухого
насыщенного пара. При получении технологического кислорода
(95 % О2) лтнк = 15 при доле кислорода в потоке уходящего азота
уДу1 = 0,1 %. В этом случае степень извлечения кислорода из воздуха
близка к 100 %. Для получения технического кислорода (99,5 % О2)
необходимо увеличить i\KV.. Так, при >Ду1 = 1 % пхмк ~ 26.
Охладители флегмы оказывают существенное влияние на количество
стекающей по тарелкам жидкости и, следовательно, на флегмовое
число. При отсутствии охладителей флегмы итнк увеличивается на
25 — 30 %, поэтому в ВРУ низкого давления с вводом детандерного
потока в верхнюю колонну, использование охладителей флегмы
является необходимым.
При получении технологического кислорода по схеме с вводом
детандерного воздуха в верхнюю колонну можно принимать
Нгвк = 19—26, а при получении технического кислорода цгВК =
= 30...40 (рис. 1.33 и табл. 1.12). При получении одновременно с
техническим кислородом и чистого азота (99,999 %) п*** в верхней
колонне увеличивается до 50...60.
1.12. Примерное распределение числа теоретических тарелок по
секциям верхней колонны с вводом детандерного потока
Объемная доля кислорода, % Число тарелок в секции Общее ЧИСЛО тарелок «т.к
верхней 1 средней 2 нижней 3
99,5 8. .12 2.. 6 20. 22 30 40
95 11..15 1 3 7...8 19 26
При получении аргона число секций в верхней колонне ВРУ
увеличивают до пяти-шести в зависимости от типа схемы. Значи-
тельное влияние на нтПК оказывают объемная доля кислорода в
потоке уходящего азота уАу1 и коэффициент извлечения аргона рдр,
96
рис. 1-33. Зависимость объемной доли кислорода
в потоке уходящего азота от степени чистоты про-
дукционного кислорода при различных значениях
Иг«и^=0'26
в схемах с вводом детандерного потока
в верхнюю колонну — еще и доля этого
потока по отношению к потоку перера-
батываемого воздуха (рис. 1.34 и 1.35).
Для эксплуатирующихся ВРУ низкого
давления степень извлечения аргона
составляет 0,2 — 0,5, для установок среднего и высокого давлений
она достигает 0,8. Экспериментальные и промышленные исследова-
ния последних лет показали, что в крупных ВРУ низкого давления,
производящих основное количество кислорода и аргона, целесообраз-
но за счет некоторого усложнения оборудования повысить степень
извлечения этих газов: кислорода — до 95...96 %, аргона — до
0,6...0,7. Естественно, что при этом число теоретических тарелок в
верхней колонне (да и в нижней также, так как требуется более
чистая азотная флегма) существенно увеличивается. В современных
ВРУ низкого давления с получением аргона = 60...70.
Для очистки отбираемой из верхней колонны аргонной фрак-
ции (90—91 % О2; 8—10 % Аг; до 0,05 % N2) от кислорода ректифи-
кацией до остаточного содержания кислорода 0,0001—0,0005 % О2
(1—5 ррт) требуется 155—185 теоретических тарелок (рис. 1.36).
При гидравлическом сопротивлении одной теоретической тарелки
0,35 кПа общее сопротивление такой колонны составит 0,055 —
0,065 МПа, т.е. располагаемого давле-
ния в месте отбора фракции из верх-
ней колонны (0,04—0,05 МПа) оказы-
вается недостаточно для осуществле-
ния очистки аргонной фракции от
кислорода в одной колонне. По этой
причине очистку аргонной фракции
от примесей и концентрирование
аргона проводят в три сталии, из
Рис. 1.34. Зависимость числа теоретических
тарелок в верхней колонне от объемной доли
дстандерпого потока, вводимого в верхнюю
ко пойлу;
W ’9,0%; 0.23%; Рд , - 0,6;
2~W Wt yKt- 1.0®; Вл, - 0.6
,-*667S
Рис. 1.35. Зависимость числа теоретических
тарелок в верхней колонне от степени извлечения
аргона рАр и содержания кислорода в потоке
уходящего азота при уК| = 99,8% и JDB=0,16
которых первую и третью осуществляют
в ВРУ ректификацией (первую — пред-
варительную очистку от кислорода в
колонне сырого аргона, третью —
очистку от азота и других легколетучих
примесей в колонне чистого аргона), а
вторую — окончательную очистку от
кислорода — осуществляют химическим
способом (каталитическое гидрирование) в специальных установках
типа ХАРТ (см. рис. 1.12).
При таком способе для получения сырого аргона с объемной
долей кислорода 2—3 % в колонне сырого аргона требуется 40—42
теоретические тарелки (см. рис. 1.36).
В результате экспериментальных и опытно-промышленных ис-
следований по совершенствованию оборудования ВРУ в 90-х годах
были разработаны конструкции ректификационных колонн с упоря-
доченной структурой насадки, имеющих гидравлическое сопротивле-
ние в 5—7 раз меньше по сравнению с тарельчатыми колоннами
барботажного типа. Это позволило в ВРУ нового поколения процесс
получения аргона организовать в две
стадии, исключив высокотемпера-
турное каталитическое гидрирование
и заодно отказавшись от примене-
ния такого взрыво- и пожароопас-
ного газа, как водород.
Для одновременного получения
небольших объемов чистого (99,999 %)
азота иногда используют дополни-
тельную азотную колонну, в которую
газообразный азот с примесью кис-
лорода до 2—3 % поступает из ниж-
Рис. 1.36. Зависимость обьемной доли кис-
лорода в потоке аргона от числа теоре-
тических тарелок в аргонной колонне п,
98
ней колонны (см. рис. 1.29, в). При расчете процесса ректификации
в азотной колонне содержание аргона не учитывают. Число теоре-
тических тарелок в этой колонне обычно не превышает 20. Сущест-
вуют также установки, в которых чистый азот отводится под
давлением 0,5 МПа непосредственно из нижней колонны, имеющей
повышенное число тарелок. Для получения азота под давлением
0,5—0,8 МПа как основного продукта применяют специальные
установки низкого давления.
Первичный криптоноксеноновый концентрат получают в спе-
циальной криптоновой колонне. В современных установках (напри-
мер КААр-32) криптон и ксенон извлекают из жидкого кислорода,
подаваемого в криптоновую колонну даумя потоками из верхней
колонны и конденсаторов-испарителей. Чтобы увеличить степень
извлечения криптона и ксенона, поднимающийся поток пара “про-
мывают” небольшим количеством отбираемой из верхней колонны
жидкости с низким содержанием этих компонентов. В первичном
концентрате обычно содержится 0,15—0,2 криптона и ксенона.
Дальнейшее увеличение их доли приводит к повышению содержания
метана в этом продукте сверх предельно допустимого (по условиям
взрывобезопасности) значения. Оптимизируя конструкцию крипто-
новой колонны можно добиться повышения объемной доли крип-
тона и ксенона в первичном концентрате до 0,5 % без увеличения
содержания в нем метана сверх предельных концентраций. Степень
извлечения криптона и ксенона в колоннах первичного концентри-
рования различных ВРУ составляет 0,7—0,9. При проектировании
криптоновых колонн расчет процесса ректификации выполняют для
многокомпонентной смеси О2-Кг-Хе-СН4. Действительное число
тарелок в криптоновой колонне 32 (4 — в нижней секции и 28 —
в верхней).
Введение в технологическую схему ВРУ дополнительных ректи-
фикационных колони (азотной, аргоновой, криптоновой и др.) при-
водит к необходимости компенсации возникающих потерь холодо-
производительности. Эти дополнительные потери должны быть
компенсированы увеличением детандерного потока. В ВРУ техноло-
гического кислорода это практически не отразится на степени
извлечения кислорода, в установках технического кислорода —
повлечет за собой ее уменьшение, а при получении в них аргона —
и снижение степени его извлечения.
Таким образом, для ВРУ с комплексным извлечением продуктов
задача снижения теплопритоков и повышения холодопроизводи-
тельности является исключительно актуальной.
99
§ 1.5. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВРУ. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКАЯ
И ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОПТИМИЗАЦИЯ, КРИТЕРИИ
ОПТИМАЛЬНОСТИ
Эффективность ВРУ определяется рядом показателей, главными
из которых являются термодинамические и экономические. Термо-
динамические показатели характеризуют степень совершенства
технологической схемы ВРУ. К ним относятся: давления и темпера-
туры воздуха на входе и продуктов его разделения на выходе из
установки, доля детандерного потока, степени извлечения продуктов,
параметры их теплового состояния, степени чистоты, число единиц
переноса теплоты в теплообменных аппаратах, число теоретических
тарелок в ректификационных колоннах и др. К экономическим
показателям относятся: затраты на конструирование, изготовление
и комплектацию основного и дополнительного оборудования, проек-
тирование объекта, строительные, монтажные и пусконаладочные
работы, содержание и ремонт оборудования; заработная плата эксп-
луатационного персонала; накладные расходы; затраты на техно-
логические воду и пар, другие теплоносители и материалы; срок
окупаемости вложений и пр. Экономические показатели в обобщен-
ном виде показывают, какой ценой достигается та или иная степень
термодинамического совершенства ВРУ.
При термодинамической оптимизации в качестве критерия
оптимальности принимают удельные затраты электроэнергии. Тер-
модинамические параметры и показатели, соответствующие мини-
муму этого критерия, считают оптимальными.
Энергию, потребляемую в ВРУ, вычисляют как алгебраическую
сумму работ, совершаемых в компрессорах, насосах, ступенях
предварительного охлаждения, детандерах:
(1-30)
Соответственно, потребляемая мощность
T.N = DVK + &V„ + SVcno - • (1.31)
Удельная (отнесенная к объему перерабатываемого воздуха) работа
= Х/к + + JX;no — ^д • (1-32)
Удельная работа, совершаемая воздушным компрессором:
г 1е0>„/ лЭ
“ (l-AB)^,^^
(1-?3)
где £] — коэффициент, определяющий совершаемую компрессором
работу в разных единицах: Е, = 2,21 10-4, если 1К в кВт’ч/м3;
100
Е = 19,2, если ZK в Дж/моль; Е{ = 5,3 • 10~6, если 1К в кВт • ч/моль;
Е , — температура изотермического сжатия, К; рсж ар^ — давления
сжатого и всасываемого воздуха, Па; т]ыК — коэффициент, учитыва-
ющий механические потери в компрессоре; 1]эдК — КПД электродви-
гателя компрессора.
Мощность привода компрессора
= V„ /к (1.34)
Удельная работа, совершаемая насосом:
где £/ — коэффициент, определяющий совершаемую насосом работу
в разных единицах: = 0,278 • 10*6, если /н в кВт • ч/м3; Е2 =
= 0,024, если 41 в Дж/моль; Е2 = 6,68 • 10'9, если /н в кВт • ч/моль;
рс* ~ Давление сжатия, Па; -* объемная доля воздуха, сжимае-
мого в насосе; рг — плотность сжимаемого газа при нормальных
условиях (Г= 293 К, р = 0,1013 МПа), кг/м3; А — коэффициент
подачи насоса (для центробежных насосов вместо А подставляют
КПД насоса); цнИ — коэффициент, учитывающий механические
потери в насосе; цэлН — КПД электродвигателя насоса; рж — плот-
ность жидкости на входе в насос.
Мощность привода насоса
Л'н = 'н (1-36)
Удельная работа, совершаемая в ступенях предварительного
охлаждения, кВт*ч/м3:
^спо = 0,278 10 6 (рспо ССпо’ (1-37)
где <рспо — коэффициент удельных затрат мощности в ступени
предварительного охлаждения (рис. 1.37); Осло “ Удельная тепловая
нагрузка ступени предварительного охлаждения (необходимая
удельная холодопроизводительность), Дж/м3.
Мощность, потребляемая в ступени предварительного охлаж-
дения:
^спо = tno • (1.38)
Удельная работа, совершаемая расширяющимся в детандере газом:
'и = £3 Ч *, 4, 4«a , (1.39)
где Е} — коэффициент, определяющий совершаемую расширяющимся
газом работу в разных единицах: Е3 = 11,6 • 10-6, если 1Ц в кВт • ч/м3;
101
Рис.1.37. Зависимость от темпе-
ратуры средних (вероятных)
к<ги]н|»|цжтггов удельных затрат
мощности <р в реальных ступе-
нях предварительного охлазда-
ння ВРУ (сплошная линия) и
при охлаждении идеальной
машиной Карно (штриховая
линия)
£3 = 1, если /д в Дж/моль; £. = 0,278 • Ю"6, если /д в кВт • ч/моль;
DB — объемная доля детандерного потока по отношению к потоку
перерабатываемого воздуха; hs — изменение энтальпии газа при
расширении в изоэнтропном процессе, Дж/моль; — изоэнтропный
КПД детандера; — коэффициент, учитывающий механические
потери в детандерном агрегате.
Мощность детандерного агрегата
Лц = Гв /д . (1.40)
В современных ВРУ с детандерно-компрессорными агрегатами
энергия, вырабатываемая при расширении газа в детандерной
ступени агрегата, используется непосредственно для совершения
работы дополнительного сжатия детандерного потока или всего
перерабатываемого воздуха в компрессорной ступени агрегата. В
этом случае NR = 0; /д = 0.
Для оценки термодинамической эффективности определяют
удельные (отнесенные к объему продукта) затраты энергии. Напри-
мер, удельные затраты энергии на производство 1 м3 кислорода
могут быть определены по формуле
<=»/к = »7Ик. (1.41)
При одновременном получении нескольких 11родуктов разделения
воздуха для определения удельных затрат энергии необходимо
ввод ить условную единицу производительности, т.е. единицу объема
“условного газа” (у.г.). В качестве условного газа обычно принимают
102
чистый кислород (100 % О2) при нормальных условиях с удельной
эксергией еуг = 3810 Дж/моль. При этом приведенные (по эксер-
гии) удельные (на 1 м3 у.г.) затраты энергии определяют по формуле
XN
Lc, V} e .Jeyv
(1.42)
где с. — коэффициент, учитывающий степень эффективности
процесса получения /-го продукта (табл. 1.13); Г{ — производитель-
ность по /-му продукту, м3/ч; et — удельная эксергия i-го продукта,
Дж/моль.
Следует отметить, что методика определения производительности
по условному газу через эксергии продуктов разделения воздуха
вполне корректна при производстве продуктов с не очень высокой
степенью чистоты, например, технологического кислорода (уК1 < 95 %).
При производстве чистых и особо чистых продуктов данная мето-
дика не отражает реальных затрат энергии и материалов на их
получение. Достоверно определить значения коэффициентов с,
весьма трудно. Возможен другой способ оценки удельных затрат
энергии. Если* считать, что цены продуктов разделения воздуха
отражают реальные затраты на их получение, и принять в качестве
условного газа основной продукт (о.п.) разделения (например
технический кислород), приведенные (по ценам) удельные затраты
энергии можно определить по формуле
№' =--------
у,ц/и^’
<143)
где Ц, и Цо п — цены соответственно /-го и основного продуктов.
1.13. Значения эксергии ef и коэффициента ct продуктов разделения
воздуха
Продукт е.
Дж/молъ кВт-ч/м’ ровочно)
Условный газ <100 % О2) 3 810 0,044 -
Кислород технический газообразный. 99.7 % 3 720 0,043 1,0
Кислород технологический, 95 % 3 180 0,0365 1,0
Кислород технический жидкий, 99,7 % 24 200 0,28 0,5
Азот газообразный высшего качества. 594 0.00686 1,0
более 99,993 %
Азот жидкий высшего сорта, более 99,99 % 20 400 0,236 0,4
Аргон жидкий высшего сорта, более 99,99 % 29 400 0,34 0,6
Криптоноксеноновая смесь, 0,2 % 24 300 0,281 0,5
103
Выражение (1-43) отражает реальное соотношение: чем больше
относительная цена того или иного продукта (Д / ЦО1), тем ниже
удельные затраты энергии на производство условного газа (основного
продукта) и выше экономическая эффективность получения допол-
нительного продукта. Основная трудность при этом заключается в
определении реальных цен продуктов разделения воздуха, так как
для предприятий разных регионов они могут быть разными в
зависимости от конъюктуры рынка.
Степень термодинамического совершенства ВРУ определяют как
отношение работы, минимально необходимой для осуществления
технологического процесса, к действительно совершаемой:
- U И (1.44)
Минимальная удельная работа
и = ’«(^ - хд - (.„ - хд (145)
/ /
где — средняя температура окружающей среды, К; sBX и iBX —
энтропия и энтальпия воздуха реального состава на входе в ВРУ;
П, — доля /-го выходящего потока по отношению к потоку воздуха
на входе ( X/Z = 1); sB№lJ и /вых, — энтропия и энтальпия j-го
выходящего потока.
Значения Zrain, вычисленные по формуле (1.45) для случаев
полного и неполного разделения воздуха, приведены в табл. 1.14,
реальные значения для эксплуатирующихся ВРУ — в табл. 1.5.
При неполном разделении воздуха (нижняя часть табл. 1.14)
существенно меньше, чем при полном (верхняя часть табл. 1.14).
Следует отметить, что несмотря на малое содержание в воздухе
аргона, при его извлечении /тш увеличивается примерно на 10 %.
Кроме того, увеличивается на 5 — 6 % при попутном выделении
влаги. При извлечении остальных компонентов практически
не меняется.
Степень термодинамического совершенства крупных ВРУ (см.
табл. 1.4 и 1.5) при получении основных продуктов в газообразном
состоянии достигает 17...20 %, в жидком состоянии — 22...30 %,
что объясняется применением более эффективных и более сложных
криогенных циклов при извлечении жидких продуктов. Для
современных азотных ВРУ значение может достигать 40 % и
более, что объясняется высокой степенью извлечения продукцион-
ного азота и тем, что при использовании цикла низкого давления
воздуха азот выводят при давлении 0,6 — 0,8 МПа.
104
Важный этап исследования ВРУ — анализ распределения затрат
и потерь энергии по узлам, отдельным аппаратам и машинам. Чтобы
целенаправленно изучать характеристики ВРУ, необходимо знать
парциальные затраты и потери энергии.
Проанализируем распределение затрат и потерь энергии в ВРУ
низкого давления, включающей компрессор для сжатия воздуха и
детандер для расширения газа.
Вся энергия, необходимая для разделения воздуха, затрачивается
на совершение работы сжатия воздуха в компрессоре. Часть этой
энергии расходуется на совершение минимально необходимой работы
разделения воздуха /тп, часть — на совершение дополнительной
работы, необходимой для компенсации различных потерь:
'к = U + *'к + 4'д + Ч.Р . <1Ч«)
где /к — удельная работа сжатия воздуха в компрессоре; Д/к —
дополнительная удельная работа, совершаемая для компенсации
потерь энергии в компрессоре: Д/к = /(3 [1 / цмК т]адК) —
д/д — дополнительная удельная работа, совершаемая для компен-
сации потерь энергии в детандере: = D hs (1 — rjs Лмд)’ р —
дополнительная удельная работа, совершаемая для компенсации
потерь энергии в результате необратимости реальных рабочих
процессов в других аппаратах и элементах ВРУ (за исключением
компрессора и детандера): А/нр = То Еду,- , здесь Ду. — приращение
энтропии в результате необратимости рабочего процесса в г-м
аппарате (элементе).
Разделив все члены уравнения (1.46) на /к, получим
! = , Дк(147)
4с lK k
или
+ + + а-4»)
где 57m-in — доля минимально необходимой работы в действительной
работе сжатия воздуха в компрессоре; по существу это степень
термодинамического совершенства ВРУ — см. формулу (1.44); 5/к ,
5/д, Ц, р — относительные (по отношению к действительной работе
сжатия воздуха) доли дополнительных работ, совершаемых для ком-
пенсации потерь энергии в компрессоре, детандере и вследствие необ-
ратимости рабочих процессов в других аппаратах (элементах) ВРУ.
Уравнения (1.46) и (1.48) позволяют определить относительные
Доли потерь энергии в различных узлах ВРУ.
105
1.14. Минимально необходимая работа (энергия) разделения воздуха
и температуре разделения воздуха)
106
различного состава (продукты разделения находятся при давлении
продукционных ПОТОКОВ воздуха) Минимальная работа разделения воздуха при То = 303 К и р0 = 0,101325 МПа Приме-
S S L и Е-? [9 по перерабаты- ваемому воздуху кислороду ЛЗО1У
Дж кВт-ч Дж кВт-ч Дж кВт - ч
моль м> моль ы' мель м’
0 0 0 1291 14,77-10’ 6177 0,0706 1632 0,0187
0 0 0 1420 16,28 • J0-’ 6792 0,0777 1822 0.0208 Тлрега-
23,24-10 6 0 0 1421 16,43*10“’ 6782 0,0784 1819 0,021 ческие
23,24- 10-* 0,3 • 10“’ 0 1428 16,51 • 10 ’ 6816 0,0788 1818 0,021 данные
22,55 • I0-* 0,29- НУ3 0.0297 I486 17,18-10“’ 7309 0.0845 1961 0,0227
0 0 0 1060 0,01225 5463 0,063 1315 0,0152
0 0 0,03 1128 0,0130 6000 0.069 1442 0,0166 Расчетные
0 0 0 1076 0,0124 5075 0,0586 1365 0,0158 данные
0 0 0,03 1148 0,0133 6580 0,0645 1501 0,017
0 0,25 0,03 1198 0,0138 6655 0,077 2229 0,0258
II-10* 0.227 0.03 1267 0.0147 6668 0.077 2303 0,0266
107
Рис. 1.38. Диаграмма примерного распределения затрат энергии в ВРУ низкого
давления (1^п = 0,0133 кВт • ч/м3; = 0,65; степень чистоты кислорода 95 %;
отбираемого азота 99 %):
/ — в компрессоре без учета утечек (35 %), II — вследствие необратимости
теплообмена в регенераторах (5,7 "г); III — от гидравлического сопротивления
в узле охлаждения (12,3 %), IV — от смешения перед турбодетандером и утечек
(4,8 %); V — в узле охлаждения (21,8 %); VI — вследствие необратимости
массообмена в нижней колонне (3,9 %), VII — вследствие необратимости
процесса в верхней колонне (8,4 %), VIII — от гидравлического сопротивления
колонны (3,2 %), IX — вследствие необратимости теплообмена в конденсаторах
(3,8 %), X — в узле ректификации (19,3 %), XI — вследствие теплопритоков
(3,0*%), XII — в турбодетандере (1,7 %), XIII — энергия, возвращаемая
турбодетандерами (2,8 %), XIV — минимально необходимая энергия для
осуществления технологического процесса разделения воздуха (16,4 %)
На рис. 1.38 приведена диаграмма распределения затрат и потерь
энергии в основных узлах и элементах ВРУ низкого давления.
Эксплуатирующиеся в настоящее время ВРУ достаточно эффектив-
ны, однако проведенный анализ показывает, что имеются значитель-
ные резервы для их усовершенствования. Например, увеличение
изотермического КПД компрессоров с 65 до 66 % обеспечивает
сокращение затрат энергии на 1,5 %; снижение недорекуперации в
узле охлаждения на 1 К приводит к уменьшению затрат энергии
примерно на 2,5 %; при уменьшении гидравлических сопротивлений
108
по прямому (обратному) потоку на 15 — 20 (8 — 10) кПа затраты
энергии снижаются на 2,5 — 3,0 %; уменьшение разности температур
на 0 4 К в основных конденсаторах-испарителях дает экономию в
затратах энергии около 1 %.
Совершенствуя один из аппаратов ВРУ, необходимо учитывать
его взаимосвязь с другими аппаратами и машинами, поскольку
максимальная экономия энергии обеспечивается только при ком-
плексной оптимизации.
Наиболее существенно влияют на общую эффективность ВРУ
потери в узле сжатия и в первую очередь в компрессоре, а также в
основных теплообменниках (регенераторах) узла охлаждения, ниж-
ней и верхней колоннах узла ректификации. Определенный резерв
для улучшения характеристик ВРУ имеется и в других узлах и
элементах ВРУ’ повышение и уменьшение утечек в турбо-
детандерах, усовершенствование изоляции и уменьшение теплопри-
токов из окружающей среды, уменьшение гидравлических сопротив-
лений в коммуникациях и т.п. Современный уровень компрессоро-
строения обеспечивает создание центробежных и осевых компрессо-
ров для крупных ВРУ с т]из = 70—75 %. Применение в ВРУ эффек-
тивных крупногабаритных ПРТ и ректификационных колонн с
регулярной насадкой позволит снизить относительные затраты
энергии в узлах охлаждения и ректификации в сумме с 40 % (см.
рис. 1.38) до 30—35 %. Суммарная оценка возможностей совершенст-
вования ВРУ показывает, что уже в настоящее время степень их
термодинамического совершенства может быть повышена до 25 —
30 %, а удельная (на 1 м3 продукционного кислорода) энергия сни-
жена до 0,28—0,3 кВт - ч — при получении технологического кисло-
рода и до 0,35—0,36 кВт • ч — при получении технического кисло-
рода.
Энергетические затраты составляют основную долю (до 60 %)
стоимости продуктов разделения воздуха, поэтому при термодинами-
ческой оптимизации удельные значения их принимают в качестве
критерия оптимальности. Прн экономической оптимизации кроме
энергетических затрат необходимо учитывать другие составляющие
эффективности. Полные затраты, переносимые на стоимость продук-
тов, называют приведенными (руб/год):
П = Э +С/Л, (1.49)
где Э — эксплуатационные затраты, включающие стоимость элект-
роэнергии, амортизационные отчисления, заработную плату, наклад-
ные расходы и др.; С — капитальные затраты (вложения), включа-
ющие стоимость основного и дополнительного оборудования и
109
материалов, зданий, сооружений, строительных и монтажных работ;
Л — срок окупаемости.
В качестве критерия экономической оптимальности принимают
удельные (отнесенные к массе или объему основного производимого
за год продукта — кислорода или условного газа) приведенные
затраты
П„-(Э+С t)/(VK TJ, (1.50)
где е — коэффициент эффективности капитальных вложений
(величина, обратная сроку окупаемости Л); Тф — годовой фонд
рабочего времени.
При проектировании ВРУ стремятся к минимизации этого кри-
терия. Приведенные затраты существенно зависят от производитель-
ности ВРУ и качества продуктов.
Приведенные затраты на получение технического кислорода
примерно на 17—20 % больше, чем затраты на получение технологи-
ческого кислорода (95 % О2), а приведенные затраты на получение
жидкого кислорода в 2,5—3 раза превышают затраты на получение
газообразного кислорода.
Для многих производств, потребляющих кислород пониженной
степени чистоты или обогащенный кислородом воздух (доменное про-
изводство, выплавка цветных металлов, газификация углей и др.),
актуальной является задача оптимизации степени чистоты этого
продукта (объемной доли кислорода в нем). Расчетные исследования
с использованием удельных приведенных затрат в качестве критерия
оптимальности показали, что при существующей стоимости электро-
энергии и материалов минимум приведенных затрат обеспечивается
при доле О2 в технологическом кислороде в диапазоне 80—95 %
При опережающем росте стоимости электроэнергии в сравнении с
ростом стоимости материалов и изготовления оборудования минимум
приведенных затрат сдвигается в сторону уменьшения доли кисло-
рода в продукте.
Необходимо отметить еще одно обстоятельство. Известно, что
стоимость сжатых и жидких продуктов выше стоимости газообраз-
ных, поэтому в крупных ВРУ целесообразно использовать даже
небольшие резервы холодопроизводительности для извлечения части
продуктов в жидком и сжатом состоянии. В установках низкого
давления часть продуктов, получаемых в жидком виде, обычно не
превышает 2 % от количества перерабатываемого воздуха, и тем не
менее реализация такой возможности обеспечивает сокращение
удельных приведенных затрат. Например, для ВРУ технологического
кислорода (95 % О2) отбор жидкого азота в количестве около 1,5 %
ПО
от объема перерабатываемого воздуха уменьшает приведенные удель-
№1е затраты примерно на 13 % и энергетические — примерно на
15 %- Оптимальной для крупных ВРУ этого типа является доля
отбираемой жидкости 2,5 — 3 % от перерабатываемого воздуха;
при этом оптимальная объемная доля кислорода уменьшается до
80 — 85 %- В ВРУ технического кислорода также целесообразно
часть продуктов получать в сжатом или жидком состоянии. Однако
оптимальные доли отводимого жидкого продукта для ВРУ этого
типа существенно ниже (не более 1 — 1,5 % от перерабатываемого
воздуха для крупных ВРУ), так как отбор жидкости приводит к
снижению коэффициентов извлечения аргона и кислорода.
Возможность накопления жидкого кислорода имеет важное
значение и с точки зрения экономного его использования при
неравномерном потреблении.
Важный практический показатель эффективности ВРУ —
длительность непрерывной работы установки с гарантированными
изготовителем показателями между двумя полными отогревами
(рабочая кампания). За последние 15 лет гарантированная длитель-
ность рабочей кампании ВРУ низкого давления, выпускаемых ОАО
“Криогенмаш”,-увеличилась с 1 года до 2 лет. Фактическая продол-
жительность рабочей кампании некоторых ВРУ этого типа состав-
ляет 4-6 лет.
Увеличение длительности рабочей кампании означает увеличение
годового фонда рабочего времени установки, что приводит к увели-
чению годовой производительности по основному продукту Ик Тф
и снижению удельных приведенных затрат на его производство 17уд
[см. формулу (1.50)].
§ 1.6. РЕГУЛИРОВАНИЕ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ВРУ.
СПОСОБЫ КОМПЕНСАЦИИ НЕРАВНОМЕРНОСТИ
ПОТРЕБЛЕНИЯ ПРОДУКТОВ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
ВРУ представляет собой комплекс технологического оборудова-
ния, в котором осуществляется множество физических процессов,
таких как сжатие и расширение, натревание и охлаждение, вымора-
живание и сублимация, адсорбция и десорбция, конденсация и
испарение, разделение и смешение и т.п. Управление этими взаимо-
связанными процессами — сложная задача, а эффективное управле-
ние, т.е. проведение технологического процесса с извлечением
максимального количества продуктов и минимальным расходом
энергии, возможно лишь при оснащении ВРУ соответствующими
Устройствами контроля и регулирования.
111
Наиболее эффективным в эксплуатации является проектный
режим работы ВРУ, характеризующийся расчетным количеством
перерабатываемого воздуха и близкими к расчетным материальными
и тепловыми нагрузками всех аппаратов и машин. При этом сохра-
няется работоспособность установки (т.е. способность производить
продукты с заданной степенью чистоты) при изменении количества
перерабатываемого воздуха в диапазоне ±20 % номинального
значения. Этот диапазон учитывает суточные и сезонные колебания
температуры и давления атмосферного воздуха. Выход из указанного
диапазона расхода перерабатываемого воздуха может привести к
снижению степени чистоты получаемых продуктов вследствие нару-
шения процесса ректификации (“провал” жидкости на тарелках
ректификационных колонн при минимальной загрузке по воздуху
или унос жидкости с тарелок — при максимальной). В указанном
диапазоне может быть осуществлено регулирование расхода перера-
батываемого воздуха и других режимных показателей с целью
приведения по возможности количеств производимых продуктов в
соответствие с переменным графиком их потребления.
Одиако целесообразность регулирования количества перерабаты-
ваемого воздуха далеко не однозначна, так как при этом, с одной
стороны, уменьшаются потери продуктов от неравномерности их
потребления, а с другой, — появляются новые потери продуктов и
энергии, связанные с переходными процессами и эксплуатацией
оборудования в нерасчетных режимах. Особенно негативно переход-
ные процессы отражаются на получении аргона. Как правило, при
эксплуатации ВРУ стремятся к стабилизации расхода перерабаты-
ваемого воздуха с тем, чтобы уменьшить потери, неизбежные при
частой смене режима работы. Регулирование количества перерабаты-
ваемого воздуха применяется редко: при сравнительно небольших
колебаниях объемов потребления и продолжительности цикла между
двумя изменениями, измеряемого часами и сутками (например,
снижение производительности в выходные и праздничные дни,
увеличение производительности в связи с остановкой на ремонт
одной из ВРУ и т.п.).
Проблема разработки способов регулирования объемов производ-
ства продуктов разделения воздуха с целью компенсации неравно-
мерности их потребления особенно актуальна для металлургической
промышленности — основного потребителя кислорода. Промышлен-
ные ВРУ, работающие в составе кислородно-конверторных цехов,
имеют постоянную производительность и ограниченные возмож-
ности ее регулирования, в то время как потребление кислорода имеет
112
циклический характер и изменяется в широких пределах, существен-
но превышающих допустимый диапазон регулирования производи-
тельности ВРУ. Следствием такого несоответствия между объемами
производства и потребления кислорода являются, с одной стороны,
необходимость иметь некоторый избыток мощностей по производ-
ству кислорода для покрытия пиковых нагрузок, а с другой, —
появление избытка кислорода при уменьшении его потребления,
который, как правило, выбрасывается в атмосферу.
Наиболее целесообразным способом приведения во взаимное
соответствие постоянной производительности ВРУ по кислороду и
переменных объемов его потребления является резервирование
избытка кислорода в период уменьшения его потребления с после-
дующей реализацией запасенного кислорода вместе с кислородом,
выдаваемым из ВРУ, в период пиковых нагрузок. Рассмотрим два
варианта реализации этого способа.
I. Резервирование газообразного кислорода под давлением при
постоянной производительности ВРУ, равной ^ВРУ (рис. 1.39).
Кислород из ВРУ поступает в кислородные компрессоры 1, которые
с той же постоянной производительностью VK вру нагнетают его в
ресиверы 2. Из последних кислород отбирается неравномерно — в
соответствии с графиком потребления (рис. 1.40). В период мини-
мального потребления (^пот = ^ктп) избыток производимого
продукта GzKBPy — ^Kmm) накапливается в ресиверах 2, давление
в них р^х увеличивается (например до 3,5 МПа). В период f2 макси-
мального потребления (^кпот = Р^тах) из ресиверов отбирается
кислород в количестве, равном производительности ВРУ, и избытка,
запасенного в ресиверах в период минимального потребления:
^К шах ~ ^К ВРУ + (^К ВРУ — ^K min) ~ 2 *К ВРУ — ^K min* (151)
В этот период давление в ресиверах р^ уменьшается до мини-
мального значения, задаваемого потребителем (например 1,6 МПа)
Рис. 1.39. Принципиальная технологическая схема обеспечения переменного объема
потребления кислорода резервированием газообразного сжатого кислорода:
1 ~ кислородные компрессоры; 2 — ресиверы сжатого кислорода
3 113
Рис. 1.40. График потребления кислорода с равномерно чередующимися периодами
колебания объемов потребления
2. Резервироввние газообразного кислорода под давлением и
жидкого кислорода при постоянной производительности ВРУ,
равной >кВру (рис. 1.41). В сравнении со схемой на рис. 1.39 данный
вариант позволяет обеспечить также “пиковые” объемы потребления
кислорода, существенно превышающие РК|пах (см. рис. 1.40). При
возникновении “пиковых” потребностей в газообразном кислороде
^к пик в работу включается газификационная установка, состоящая
из криогенного насоса 4 и газификатора 5 жидкого кислорода (см.
рис. 1.41). Газифицированный кислород в количестве Ук гаэ подается
Рис. 1.41. Принципиальная технологическая схема обеспечения переменного объема
потребления кислорода резерннропаннем газообразного сжатого кислорода и жид-
кого кислорода:
1 — кислсропные компрессоры; 2 — ресиверы сжатого кислорода; 3 — резервуар
жидкого кислорода; 4 — насос жидкого кислорода; 5 — газификатор жидкого
кислорода
114
в ресиверы 2 в дополнение к поступающему туда кислороду из
компрессоров /:
газ = пик — *К ВРУ • (1-52)
Жидкий кислород, предназначенный для газификации, накапли-
вается в резервуаре 3. Он может вырабатываться за счет холодо-
произаодительности криогенного цикла ВРУ. При больших по
амплитуде и частых по времени изменениях объема потребления
кислорода ВРУ дополнительно может быть оснащена ожижителем
азота. Ожиженный азот возвращается на орошение в верхнюю
колонну ВРУ; при этом из последней может быть выведено соот-
ветствующее по холодопроизводительности количество жидкого
кислорода.
Второй вариант компенсации неравномерностей в потреблении
кислорода позволяет также обеспечить работоспособность оборудова-
ния потребителя (например, кислородного конвертора) при выходе
из строя на некоторое время ВРУ, одного или нескольких кислород-
ных компрессоров. В этан случае весь объем потребления кислорода
будет обеспечен газификационной установкой пат = VKгаз).
Представляет интерес разработанная и внедренная в промышлен-
ность в 80-х годах фирмой “Air Liquid” (Франция) ВРУ, работающая
с постоянным расходом перерабатываемого воздуха и с регулируемой
в широком диапазоне производительностью по кислороду. Этот
способ основан на попеременном накоплении жидких кислорода и
азота в биогенных резервуарах и подаче их при необходимости в
узел ректификации ВРУ. Способ получил также название “весы”.
Его целесообразно применять, когда периоды времени, в течение
которых требуется существенно увеличенная или уменьшенная
производительность по кислороду, довольно продолжительны (сутки
и более). Принципиальная схема ВРУ (за исключением узла аргона)
показана на рис. 1.42.
Установка работает по схеме цикла низкого давления (0,6 МПа)
С колонной двукратной ректификации, блоком комплексной очист-
ки, дожимающим воздушным компрессором и двумя турбодетанде-
рами на воздушном и азотном потоках. Дожимающий компрессор
расположен на одном валу с воздушным турбодетандером.
Воздух, сжатый в основном 1 и дожимающем 10 центробежных
компрессорах, охлаждается в узле азотоводяного охлаждения 2,
очищается в блоке комплексной очистки (БКО) 3 и подается в
основной теплообменник (ПРТ) 4. Часть воздуха из ПРТ отбирается,
подогревается в детандерном теплообменнике 9, расширяется в
115
Рис. 1.42. Принципиальная схема ВРУ с регулируемой пронзводителыюстыо для
компенсации неравномерного потребления кислорода:
1 — воздушный компрессор, 2 — узел азотоводяного охлаждения, 3 — блок
комплексной очистки воздуха; 4 — основной теплообменник. 5 и 6 — нижняя
и верхняя колонны; 7 — конденсатор-испаритель, 8 — азотный турбодетандер;
9 — детандерный теплообменник; 10 — дожимающий воздушный компрессор;
11 — воздушный турбодетандер, 12, 13, 14 — кислородные иасосы; 15, 16 —
азотные насосы, 17 — охладитель азотной флегмы и жидкого кислорода; 18 —
отделитель жидкого азота; 19 — резервуар жидкого кислорода, 20 — резервуар
жидкого азота; 21 — испаритель жидких кислорода и азота; 22 — пзетпш
компрессор; 23 — кислородные компрессоры, 24 — испаритель кислорода,
25 — кислородный жидкофазный адсорбер
воздушном турбодетандере 11 и смешивается с отбросным потоком
азота из верхней колонны б перед подачей в ПРТ. Оставшаяся часть
охлажденного в ПРТ воздуха подается в нижнюю колонну 5.
Газообразный азот из нижней колонны подается в ПРТ, где
подогревается поступающим на разделение воздухом, расширяется
в азотном турбодетандере 8, подогревается сначала в детандерном
теплообменнике 9, а затем снова в ПРТ и смешивается с потоком
продукционного азота на выходе из установки Жидкий азот из
нижней колонны 5 охлаждается в охладителе 17 и подается в
отделитель жидкости 18. Одна часть жидкого азота из отделителя
116
]8 подается на орошение верхней колонны 5, другая — отводится
в резервуар 20, пары азота отводятся в поток продукционного азота,
выходящего из верхней колонны 6. Далее поток продукционного
азота подогревается в охладителе 17 и ПРТ 4, сжимается в
компрессоре 22 и подается потребителю. Расход продукционного
азота может быть увеличен за счет азота, поступающего из резер-
вуара 20 через испаритель 21.
Кубовая жидкость из нижней колонны 5 охлаждается в испари-
теле кислорода 24 и подается на орошение верхней колонны 6.
Жидкий кислород, отбираемый из конденсатора-испарителя 7,
подается с помощью насоса 14 через охладитель 77 в резервуар 19.
Часть жидкого кислорода циркулирует через адсорбер 25 и испари-
тель кислорода 24, очищаясь в адсорбере от двуокиси углерода и
взрывоопасных примесей (углеводородов).
Продукционный газообразный кислород отбирается из конденса-
тора-испарителя 7, подогревается в ПРТ 4, сжимается в кислород-
ных компрессорах 23 и подается потребителю. В эту же линию
подается сжатый кислород, полученный газификацией жидкого
кислорода, поступающего из резервуара 19 через испаритель 21.
Насос 12 обеспечивает подачу жидкого кислорода из резервуара
19 в конденсатор-испаритель 7, а насос 15 обеспечивает орошение
верхней колонны 6 жидким азотом из резервуара 20.
В расчетном режиме работы установки, т.е. при номинальном
объемном расходе производимого кислорода, насосы 12 и 15 не
работают, и установка не обменивается с резервуарами 19 и 20
потоками жидкостей.
При уменьшении потребности в газообразном кислороде избыточ-
ную часть жидкого кислорода отводят в резервуар 19. Для сохране-
ния теплового баланса установки на орошение верхней колонны
подают жидкий азот из резервуара 20, а также увеличивают долю
азотного детандерного потока (при необходимости может быть
пущен второй азотный турбодетандер 8). В результате флегмовые
отношения в ректификационных колоннах, а также степени извлече-
ния кислорода и, особенно, аргона повышаются.
При увеличении объема отбираемого кислорода в конденсатор-
испаритель 7 из резервуара 19 дополнительно подают жидкий
кислород, который испаряется за счет конденсации азота в нижней
колонне 5; сконденсированный азот отводят в резервуар 20. При
этом доля азотного детандерного потока уменьшается. При необходи-
мости азотный детандер 8 может быть остановлен. В режиме
интенсивного отбора газообразного продукционного кислорода
117
Рис. 1.43- Регулировочная характе-
ристика ВРУ с переменной произво-
дительностью по газообразному кис-
лороду:
I — подача жидкого азота из азот-
ного резервуара в колонну, 2 —
мягкая остановка насосов жидкого
азота, 3 — отвод жидкого азота в
азотный резервуар, 4, б, 8 —
производительность по кислороду;
5, 7 — увеличение производи-
тельности по кислороду
условия ректификации в ко-
лоннах ухудшаются, поэтому
установка нуждается в исклю-
чительно точном регулирова-
нии, чтобы сохранить высокую
степень извлечения аргона.
Изменение производительности установки по кислороду в широ-
ком диапазоне осуществляется очень быстро. Так, увеличение объема
отбираемого газообразного кислорода от 6000 до 20 000 м3/ч при
сохранении режима колонны сырого аргона осуществляется в два
этапа примерно за 10 мин (рис. 1.43).
§ 1.7. АДСОРБЦИОННЫЕ ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫЕ
УСТАНОВКИ
Адсорбционный способ разделения воздуха. В основе этого способа
лежит избирательная адсорбция компонентов воздуха синтетичес-
кими цеолитами типа СаА (5А), СаХ (10Х), NaX (13Х) и др., а
также природными цеолитами и углеродными молекулярными сита-
ми (УМС) — натуральными активными углями или полимерными
углеродными адсорбентами с упорядоченной структурой (рис. 1.44).
При прохождении через неподвижный слой адсорбента потока
воздуха один из его основных компонентов — азот или кислород
— сорбируется лучше (в зависимости от температуры и типа адсор-
бента); при этом доля другого компонента в выходящем потоке
увеличивается. Эффект избирательной адсорбции, т.е. сорбционного
разделения, обусловлен двумя физическими причинами: различием
квадрупольных моментов и коэффициентов диффузии в зернах
адсорбента молекул азота и кислорода.
Молекулы этих веществ характеризуются повышенной на пери-
ферии электронной плотностью, обусловленной наличием л-связей
(азот) и свободной электронной пары (кислород). Благодаря такой
118
Рис. 1.44. Возможные виды адсорбционного разделении воздуха
локальной концентрации электронов возможно проявление специ-
фического взаимодействия наряду с универсальным, неспецифи-
ческим. Такого рода взаимодействие может осуществляться, если
адсорбент обладает сосредоточенным положительным зарядом, что
характерно для обменных катионов малых радиусов. Из промышлен-
ных адсорбентов этому требованию удовлетворяют цеолиты. Наличие
положительных зарядов на поверхности полостей цеолитов приводит
и к более высоким значениям теплоты адсорбции молекул с
л-связями (азот) по сравнению с молекулами, обладающими только
G-связями (кислород). Значения теплоты адсорбции азота и кисло-
рода синтетическими цеолитами типа X:
Цеолит ...............................LiX NaX КХ
Теплота адсорбции, ДН, кДж/моль:
кислорода ......................... 13,4 13,8 13,0
азота............................... 27.6 18,4 18,4
MgX СаХ
13,4 18,0
34,7 31,3
119
Рис. 1.45. Изобары адсорбции Ог, N2 и Аг на цеолите
NaA (N — число молекул, адсорбированных одной
полостью цеолита)
Разделение смеси N2 — О2 и О2 — Аг также
можно осуществить за счет различия ско-
ростей диффузии молекул в полости цеолита.
Понижение температуры приводит к умень-
шению кинетической энергии атомов (моле-
кул), что равнозначно увеличению их крити-
ческого диаметра; при этом в действие вступает диффузионный
механизм с возрастающей энергией активации. Для разделения
воздуха в этом случае следует использовать цеолиты с диаметром
входных окон 0,3 — 0,4 нм (КА или NaA соответственно), близким
к критическим размерам молекул кислорода (0,28 нм), аргона (0,38 нм)
и азота (0,3 нм). Даже столь малое различие критических диаметров
при определенных условиях оказывается решающим для протекания
диффузионного механизма с молекулярно-ситовым эффектом. На
рис. 1.45 показаны изобары адсорбции кислорода, азота и аргона на
цеолите NaA, поясняющие данный способ разделения.
Для углеродных адсорбентов типа УМС, поверхность которых
нейтральна, при разделении газовых смесей определяющими явля-
ются неспецифические взаимодействия, в этом случае существенное
влияние может оказать диффузионное сопротивление пор Коэффи-
циенты диффузии постоянных газов в углеродных адсорбентах,
содержащих микропоры до I нм, слабо зависят от критического
диаметра молекул. Напротив, при использовании УМС с размерами
пор 0,5 — 0,7 нм скорость адсорбции зависит от размеров молекул.
Несмотря на относительно низкие равновесные значения адсорбции
ор азота и кислорода, последний адсорбируется значительно быстрее
(рис. 1.46).
В настоящее время в России серийно выпускаются адсорбенты,
пригодные для техники разделения воздуха.
Для сравнения свойств цеолитов удобно использовать термодина-
мический коэффициент разделения
*N, /(' ~ *N;)
In, / (• - i’n,*
(1-53)
где Хдо и Jn — молярные доли азота соответственно в адсорби-
рованной и газовой фазах.
120
a) 6)
Рис. 1.46. Равновесные изотермы адсорбции компонентов воздуха на цеолите NaX
(а) и кинетические кривые адсорбции на молекулярном сите из кокса (б)
Значения адсорбции eN и о0 в первом приближении можно
вычислить как значения адсорбции чистых компонентов при их
парциальных давлениях в воздухе с помощью эмпирических соотно-
шений типа
где с0 — равновесная адсорбция чистого компонента при нормаль-
ных условиях см3/г; и. — коэффициенты, характеризующие
систему адсорбтив-адсорбент при определенной температуре (табл.
1.15); р. — давление компонента в разделяемой смеси, МПа, причем
индекс 1=1 соответствует азоту, 1 = 2 — кислороду
1.15. Значения коэффициентов тр п-г и ctj^ для расчета изотерм
адсорбции азота и кислорода при р < 1,5 МПа и Т= 298 К
Адсорбент Азот Кислород aN2
м. «I т2 «2
NaX 79,7 0,092 70,5 0,034 2,87
СаА 68,1 0,103 87,2 0,027 2,78
СаХ 76,9 0,068 87,5 0,025 2,37
Перелит 1 49,3 0,1166 49,3 0,0454
Примечание. Значения <xN приведены для Т = 293 К.
121
В интервале температур 273...333 К изотермы адсорбции азота
и кислорода на цеолите Перелит-1 с достаточной точностью аппрок-
симируются уравнением типа Ленгмюра
“° - Л, t, / (1 + Ь, Р,1. (1.55)
Здесь Л*. — константа (Ак = mi; i = 1,2); bs=bOj jA (1/T — 1/293)/jR] ;
fc0( — nt — const (см. табл. 1.15); ЛИ — теплота адсорбции: ЛН{ =
= 16,35 кДж/моль, ЛН2 = 11,73 кДж/моль.
Коэффициент разделения aN в сильной степени зависит от
температуры и в слабой — от давления и молярной доли азота в
газовой фазе. При температуре Т * 290...300 К для большинства
цеолитов ctjsj ® 2...3.
Технологически адсорбционный цикл разделения смеси N2 —
О2 можно осуществить двумя способами (см. рис. 1.44):
селективное поглощение азота (кислорода) при 7j = const,
р{ - const и регенерация адсорбента путем повышения температуры
Г2> 7] прир1 = р2;
селективное поглощение азота (кислорода) при повышенном
давлении разделяемой смеси pt = const, 7j =const и регенерации
адсорбента путем понижения давления р{ > р2 при Tt = Тт
Инерционность термических процессов требует значительной
длительности режима регенерация и существенно влияет на энерге-
тические показатели и массу установки. Эту технологию в адсорб-
ционных установках разделения смеси азот — кислород практически
не используют. В безнагревной технологии разделения продуктовым
потоком чаще является фракция хуже адссрбирующегося компонента
газовой смеси. Цикл адсорбционного аппарата состоит из двух режи-
мов: продуцирования и регенерации. Режим продуцирования может
протекать при повышенном давлении 0,2... 1,0 МПа (напорный
вариант) или при атмосферном (безнапорный вариант). Регенера-
ция в напорном варианте осуществляется, как правило, при атмос-
ферном давлении, в безнапорном — при вакуумировании. Продолжи-
тельности режимов сопоставимы и составляют от нескольких секунд
до нескольких минут в зависимости от объема аппарата.
Каждый режим может состоять из нескольких стадий как с
постоянным, так и переменным давлением (переходные стадии).
Например, в режиме регенерации адсорбента (напорный вариант)
после стадии понижения давления вводят стадии обратной продувки
и повышения давления в слое частью продукционного газа. Если
продуктом является неадсорбированная слоем адсорбента смесь
O2-N2, стадии обратной продувки и повышения давления позволяют
122
Рис. 1.47. Принципиаль-
ная схема организации
технологического про-
цесса адсорбционного
разделения воздуха--
/ — адсорбер, 2 —
обратный клапан; 3 —
буферная емкость
снизить остаточное содержание нецелевого компонента в слое
адсорбента и повысить чистоту продукта.
Для осуществления непрерывного процесса разделения воздуха
адсорбционным методом необходима установка, состоящая из
нескольких циклически работающих адсорберов. На рис. 1.47
приведена принципиальная схема двухадсорберной установки, на
рис. 1.48 — экспериментальные характеристики лабораторной
(Перелит-1) и импульсной десорбции (диаметр адсорбера 50 мм, длина 1000 мм):
Ро — степень извлечения кислорода; уо — объемная доля кислорода; I — затраты
энергии на единицу объема газообразного продукта; г — расход продукта, отнесен-
ный к 1 дм3 слоя адсорбента
123
установки МГТУ им. Н.Э. Баумана, работающей по наиболее
простому двухстадийиому циклу: режимы продуцирования и
регенерации включают в себя соответственно по одной стадии
(десорбция происходит только за счет импульсного понижения
давления). Продуктом является неадсорбированный слоем адсорбента
воздух, обогащенный кислородом.
Технологические схемы промышленных АВРУ. Адсорбционный
метод разделения воздуха с целью получения кислорода и азота
получил широкое распространение в США, Японии, странах
Западной Европы и др.; установки типа АВРУ выпускают десятки
фирм. Например, по данным фирмы TOYO SODA только на
сталеплавильных заводах Японии работает более 20 АВРУ произво-
дительностью более 1000 м3/ч (93 % О2).
Наиболее известны следующие фирмы-производители АВРУ: “Air
products”, “Puritan Bennet”, “Kemp LTD”, “Seitetsu Kagaku Co, LTD”,
“Kobe Steel LTD”, “Bergbau Forschupgs”, “OY Teknowac AB” и др
В России радом предприятий организован мелкосерийный выпуск
установок АВРУ малой производительности — фирма АДГЕН (на
базе АО “Гелиймаш”), РКК “Энергия”, фирма “Провита” (на базе
Невского и Кировского заводов), ТНИХИ (на базе Мичуринского
машиностроительного завода) и др.
Известно большое число технологических схем АВРУ: фонд
патентов на способы разделения газовых смесей адсорбционным
безнагревным методом {P.SA (англ.) и D.W.A. (нем.)] и технологи-
ческие схемы превышает 300 единиц, начиная с известного патента
CJW.Skarstrom, опубликованного в i960 г. и являющегося осново-
полагающим для проектирования промышленных установок данного
типа.
На выбор технологической схемы влияют следующие основные
факторы:
назначение установки и условия окружающей среды;
производительность и требуемая доля целевого компонента в
продукте;
назначенный срок эксплуатации и надежность;
наличие источников сжатого воздуха и возможности понижения
давления в установке ниже атмосферного
Промышленные установки АВРУ, особенно большой производи-
тельности, несмотря на незначительное число элементов пневмосхем,
в целом достаточно сложны, включают вспомогательное оборудова-
ние и коммуникации, обеспечивающие рециркуляцию потоков с
целью снижения затрат электроэнергии. Установки для получения
124
кислорода большой производительности, как правило, работают по
безнапорной схеме с последующим компримированием продукцион-
ного потока, а малой — по напорной. Установки для получения
азота выполняют в основном по напорной или комбинированной
схеме.
Число адсорберов в АВРУ может быть различным: их увеличение
позволяет повысить степень извлечения целевого компонента, а
уменьшение — сократить капитальные затраты, повысить надежность
установки. В АВРУ число адсорберов обычно равно двум-трем
(степень извлечения кислорода 10 — 50 %). Двухадсорберные АВРУ
используют преимущественно, когда потребность в кислороде не
превышает 50 и'/ч. Пульсации продукционного потока сглажива-
ются с помощью ресивера.
Рассмотрим примеры схем промышленных установок для
получения кислорода и азота.
Кислородная установка ((>3500 м3/ч, у0 = 0,93) фирмы “Seitetsu
Kagaku Со, LTD” работает по безнапорной схеме (рис. 1.49):
воздуходувка подает воздух в первый из трех адсорберов, в котором
происходит поглощение азота слоем адсорбента (цеолит 5А), а
неадсорбированный кислород (продуктовый газ) поступает в ком-
прессор и далее в газгольдер. Второй и трешй адсорбционные
аппараты находятся соответственно в стадиях вакуумирования и
повышения давления путем заполнения слоя адсорбента продукто-
вым газом. После насыщения адсорбента азотом в первом аппарате
происходит их переключение на следующую стадию цикла.
Рис.1.49. Схема адсорбционной установки для получения кислорода фирмы “Seitetsu
Kagaku Со, LTD”:
I — воздухоочиститель, 2 — воздуходувка, 3 — адсорбер (/ — в стадии
адсорбции; П — в стадии десорбции; III — в стадии набора давления), 4 —
вакуумный насос; 5 — кислородный компрессор; 6 — конечный холодильник,
7— ресивер
125
Азотная установка (Q = 20...350 м’/ч, = 0,99995) фирмы
“Kobe Steel LTD” работает по напорной схеме (рис. 1.50): воздуш-
ный компрессор (рсж » 0,6 МПа) подает воздух в один из двух
предварительных адсорберов, предназначенных для удаления влаги
и двуокиси углерода, и далее в ресивер (сплошная жирная линия).
Далее в первом основном адсорбере происходит поглощение азота
слоем цеолита, а неадсорбированный поток (штриховая линия)
используется для регенерации второго предварительного адсорбера.
Второй основной адсорбер продувается продукционным газом,
повышая парциальное давление азота над слоем адсорбента и вытес-
няя адсорбированный на предыдущей стадии кислород; выходящий
из второго адсорбера поток смешивается с исходным воздухом на
входе первого, повышая содержание азота по сравнению с воздухом.
Третий адсорбер работает в стадии продуцирования — продукцион-
ный азот откачивается вакуумным насосом и поступает в ресивер.
Более известны установки для получения азота с использованием
в качестве адсорбента углеродных молекулярных сит, преимущест-
венно поглощающих кислород. Эти установки менее сложны, их
схемы аналогичны схемам напорных установок для получения
кислорода.
Основные технико-экономические показатели АВРУ:
удельные затраты электроэнергии (на единицу массы или объема
продукта);
удельный расход продукта (на единицу массы адсорбента);
Рис. 1.50. Схема адсорбционной установки для получения азота фирмы "Kobe Steel,
LTD” типа MOLPSA:
1 — компрессор, 2 v 4 — предварительные и основные адсорбционные
аппараты; 3 и 5 — ресиверы; 6 — вакуумный насос
126
назначенный срок эксплуатации и надежность установки, ее
эксплуатационные характеристики.
Например, оценка энергетических показателей АВРУ и анализ
путей их снижения могут быть выполнены с помощью расчета
степени термодинамического совершенства:
RT'Lni In ty.,%)
(1.56)
где П — j-й поток, выходящий из АВРУ (/= 1,2); ш — доля г-го ком-
понента вj-м потоке; yOj — доля г-го компонента во входящем потоке
(воздухе); R—универсальная газовая постоянная, R = 8314 ДжДкмоль • К);
Г— температура процесса, К; —работа сжатия воздуха в компрессоре,
Дж/кмоль; £доп — дополнительная совершаемая работа, Дж/кмоль;
Lp — работа расширения (возвращаемая энергия), Дж/кмоль.
Результаты обработки экспериментальных кривых на рис. 1.48,
построенных по точкам, найденным по формуле (1.56), показана
на рис. 1.51. Наличие экстремума на зависимости п1(Уо ) легко
объясняется: при отсутствии разделения затраченная энергия равна
нулю (inlin = 0) и т]г = 0; при получении продукта с высоким
содержанием кислорода резко сокращается продукционный поток
(см. рис. 1.48) и при TZj -> 0 значение £1Ш1] также уменьшается до 0.
Малые значения ц, объясняются потерями энергии вследствие
несовершенства сжатия воздуха в компрессоре и неравновесностью
процесса понижения давления в режиме регенерации, кинетичес-
кими факторами при поглощении азота и небольшим значением
aN = 2...3; при этом значительное количество кислорода может
теряться со отбросным потоком в режиме регенерации.
Очевидно, в безнапорном варианте (см. рис. 1.49) значения
больше, так как энергия, подводимая к вакуумному насосу для
откачки десорбата на стадии понижения давления, меньше энергии,
расходуемой на изотермическое сжатие
в компрессоре с цнэ = 0,6, а нерав-
новесный процесс расширения десор-
бирующегося газа исключен.
Рис. 1.51. Зависимость степени термодинами-
ческого совершенства АВРУ от доли кислорода
в продукте (по данным рис. 1.48, а).
1 ~ Пиз = «А Ч, = 0, 2 - !]„*, = 1,0; =0;
3 — Пиз - 0,6; л,’=1,0; 4— чи*,=1,0, ц/-1,0
(значения ч’иэ = 1 и ц* = I условные — при-
няты для определения теоретического предельно
возможного значения г;, для АВРУ)
127
Удельный расход Z продукта и удельные энергозатраты АВРУ
взаимосвязаны. Снижение удельного расхода при фиксированном
продукционном потоке идоле целевого компонента равнозначно уве-
личению массы адсорбента и, соответственно, расходу (сжатою) воз-
духа, поступающего на разделение. В связи с этим удельный расход
не только является массовым показателем установки, но и харак-
теризует совершенство ее технологической схемы (при выбранном
адсорбенте). В случае длительной эксплуатации установки постоян-
ство значения /является критерием исправности установки. Значение
Z для промышленных кислородных АВРУ в среднем составляет
1,5—2,0дм3/(миН’Дм3) при доле кислорода уо ~ 0,93...0,95
На выбор технологической схемы установки также влияет число
и ресурс входящих в нее устройств, определяющих надежность
установки. Надежность установки Р(т) и ее наработку на отказ 7
определяют по количеству входящих элементов
Р(т) = 1 - Т, (1.57)
Т=т/[1 -Р(т)], (1.58)
где т — время эксплуатации установки, ч; X, — интенсивность
отказов i-ro элемента, входящего в установку, ч’1; п — общее число
элементов.
Значения \ для электромагнитных переключающих устройств
(клапанов) в среднем составляют 1 • 10'5 ч’1, для остальных элемен-
тов (адсорбера, дросселя и др.) на два-три порядка ниже и, как
правило, ими пренебрегают. Согласно рис. 1.52 число переключа-
ющих устройств, использованных в технологической схеме (8 и 12
соответственно в двух- и трехадсорберных системах), оказывает влия-
ние на надежность Р(т) при наработке установки более 1000 ч.
Период переключения клапанов в малых установках составляет
несколько секунд, поэтому для повышения
значения /’(т) необходимы специальные
клапаны либо применение одно- или двух-
адсорберных схем с минимальным числом
переключающих устройств.
Рис. 1.52. Зависимость отношения расчетных зна-
чений надежностей трех- и двухадсорберной АВРУ
от премени эксплуатации т при X, = const
128
рис. 1-53. Зависимость доли кис-
лорода в продукте от температуры
окружающей среда (re с » t ) при
Рмс * °’3 МПа’ рд« “ °’1 МП*
Важным показателем для
эксплуатации АВРУ является
температура окружающей сре-
ды, при которой установка
сохраняет свои рабочие характеристики. Зависимость циклической
производительности установки при постоянном значении доли
кислорода в продукте при изменении температуры от -60 'С до +60 ”С
показаны на рис. 1.53. При температуре процесса ниже -10 *С
производительность установки резко снижается вследствие замед-
ления десорбционного процесса. Это снижение производительности
в области повышенных температур объясняется уменьшением коэф-
фициента ccj-j и равновесной величины адсорбции азота.
Влияние температуры окружающей среды to с на производитель-
ность установок для получения азота может быть также весьма
существенным, а оптимальному режиму работы соответствует относи-
тельно небольшой интервал температур.
Методы расчета АВРУ. А. К. Акуловым и Е.А. Устиновым была
сформулирована математическая модель процесса разделения бинар-
ной смеси методом циклической адсорбции и получено численное
решение задачи на ПК. При построении модели были приняты
допущения:
L) скорость потока (и) через неподвижный слой переменна;
2) коэффициенты массопередачи азота и кислорода (компонентов
1 и 2) из газовой фазы в адсорбент бесконечно велики;
3) изотермы адсорбции компонентов линейны;
4) соотношения между концентрациями компонентов (с, и с2)
удовлетворяют уравнению Клайперона;
5) гидросопротивление слоя адсорбента пренебрежимо мало.
С учетом этих допущений модель имеет вид
d(w q) / + (е + Г,) dct / А = 0; (1-59)
d(w с2) / (% + (е + Г2) dc2 / А = 0; (1.60)
q + с2 = р/ (RT) =/(т), (1.61)
где £ — координата слоя; е — порозность слоя; Гх, Г2 — константы
Генри; т — время процесса, с; р — давление смеси; R — универсаль-
ная газовая постоянная; Т — абсолютная температура процесса.
9-№667> 129
Рис. 1.54. Схема движения потока t
АВРУ для получения кислорода в режи-
мах продуцирования (а) и регенерации
(б — г) на различных стадиях цикла:
а — продуцирования, б — понижения
давления; в — обратной продувки, г —
повышения давления кислородом
Систему уравнений (1.59) —
(1.61) решают последовательно для
всех стадий цикла с различными
начальными и граничными усло-
виями. Начальные условия каждой
последующей стадии цикла соот-
ветствуют выходным параметрам
системы азот-кислород-адсорбент
на предыдущей. Граничные усло-
вия (1.59) — (1.61) на каждой
стадии определяют в зависимости
от характера движения газового
потока. Схема движения потока на
различных стадиях цикла показана
на рис. 1.54.
шспщед Для расчета рабочей точки уста-
новки АВРУ (зависимость кон-
центрации (доли) кислорода в про-
____________________________дукте от производительности уста-
новки) необходимо выполнить
последовательно расчет для пяти-
шести циклов. В течение этих циклов на стадии продуцирования
установится рабочее распределение концентрации компонентов по
длине слоя адсорбента в начале стадии продуцирования и, соответ-
ственно, установится среднее значение концентрации кислорода в
буферной емкости на выходе из установки.
Модель дает хорошее приближение при расчете установок АВРУ
с использованием в качестве адсорбентов только определенных типов
цеолитов, так как эффект разделения воздуха за счет диффузионных
свойств азота и кислорода противоречит второму допущению.
Существенную неадекватность расчетных значений реальной уста-
новки может внести пятое допущение при значительных гидравли-
ческих сопротивлениях переключающих устройств.
В реальных условиях на работу установки оказывает влияние
большое число дополнительных факторов, не учтенных в модели,
ВО
поэтому в инженерной практике часто используются приближенные
методы расчета. Приведем методику расчета адсорбционной уста-
новки для получения кислорода.
J. По значению давления разделяемого воздуха на входе в уста-
новку ртах и минимальному давлению ртт в режиме регенерации
определяем величины адсорбции азота и кислорода согласно формуле
(1.54) или (1.55)
2. Определяем удельную производительность по продукционному
газу за цикл
— 1 „ X ?°2 ( х
4 \ а2 max а2 min/ \ al max °1 min/’
Л)2 Л2 Уо2 Укг
где у02 и уК2 — доли азота в воздухе и продукте соответственно;
и а2 — величины адсорбции кислорода и азота соответственно при
указанных давлениях (максимальном и минимальном).
З.Задаем продолжительность цикла и определяем массу адсорбента
Чч»’хС’«Р„/«
где — масса адсорбента в установке; Q — требуемый расход
продукта; х — коэффициент, учитывающий влияние кинетических
факторов, обычно х = 1, 2 ... 1,4; ри — насьгпная плотность адсор-
бента.
Продолжительность цикла тц выбирают в зависимости от масшта-
ба адсорбционных аппаратов и D переключающих устройств. Реко-
мендуемые значения в зависимости от объема адсорбционных аппа-
ратов:
Р, л, не более.............. 10
1ц,с .... ._ .... 20-40
50
30-50 40-70
Относительная продолжительность стадий цикла а - д (см. рис.
1.54) может быть рекомендована: тв: те: тв: тг: « 8:4:1:3.
4. Определяем необходимый расход воздуха из компрессора
= X — I ---------— (а2 твл - а2 т J -
I Й1 max С1 mini
Ртах *0
7Г т
131
5 Определяем геометрические размеры адсорбционного аппа-
рата, приняв скорость фильтрации в лобовых слоях адсорбента
(Оф = 0,05...0,1 дм3/(мин - см2):
, _ 1 “ф
" р» <?«
где п — число адсорбционных аппаратов в установке (обычно п = 2
или и = 3).
§ 1.8. МЕМБРАННЫЕ ГАЗОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
Мембранные процессы разделения газовых смесей относятся к
новым технологическим процессам, которые в настоящее время
находят все более широкое применение в различных отраслях
промышленности. Принцип работы установок основан на селек-
тивной проницаемости компонентов газовых смесей через полимер-
ные мембраны. Мембранные газоразделительные установки приме-
няют для получения азота и создания инертной среды, обогащения
воздуха кислородом, создания регулируемой газовой среды в
холодильных камерах при хранении продуктов питания, концент-
рирования водорода в азотоводородных смесях и т.д. [2, с. 507].
В России развитие мембранного аппаратостроения связано с соз-
данием асимметричной поливинилтриметилсилановой (ПВТМС)
мембраны в Институте нефтехимического синтеза им. А.В. Топчиева,
а также полых полимерных волокон в ПО “Химволокно” (г. Мыти-
щи)
Асимметричная мембрана состоит из активного гомогенного слоя
толщиной несколько микрометров и пористой подложки толщиной
100—200 мкм. Благодаря тому, что практически все сопротивление
потоку проникающего газа сосредоточено в тонком гомогенном слое,
газопроницаемость асимметричной мембраны значительно выше, чем
у гомогенной, имеюшей обычно минимальную бездефектную
толщину несколько десятков микрометров. Это позволяет наряду
с сохранением селективности полимера уменьшить площадь поверх-
ности мембраны в аппарате, т.е. габариты и капитальные затраты,
а процесс разделения сделать экономически эффективным. Основ-
ные преимущества мембранных газоразделительных установок:
разделение газовых смесей без фазовых переходов при нормальной
132
рис- 1-55. Схема мембранного аппарата на
полых волокнах:
Воздух с повышенным содер-
жание" азота
I. 4 — полимерные трубные решетки; 2 — |'
мембрана на полых волокнах; 3 — корпус _j_
аппарата 1| |1_
температуре, экологическая чистота .
мембраны и продуктов разделения, -
гибкость характеристик и плавность
регулирования режимов, короткое время V TV
пуска (1—2 мин) и простота в обслужи- В Н
вании, многолетний срок службы (более R I ' I
10 лет). НО :|
В США фирмой “Monsanto” освоен
выпуск мембранных газоразделительных AW^r—JI1|1 I
установок на основе полых асимметрия- 1>L К| III i П
ных волокон диаметром 0,6—0,8 мм из || I I' 11 Л
полисульфона, покрытых диффузион-
ным слоем полисилоксана (рис. 1.S5). И Н PiHgj [mfr
Эти установки были созданы в основ- —|. ____!'—“
ном для концентрирования водорода из uJ.IT
продувочных газов, а в последние годы
фирма начала выпуск установок, пред- воздух с повышенным содержа-
г нием кис парада
назначенных для реализации и других
процессов: обогащения воздуха кислородом (30—50 % О2), полу-
чения азота для транспортирования химических веществ, продувки
технологического оборудования, создание инертной среды в резер-
вуарах и т.д
В каждом конкретном случае выбор того или иного типа
мембранной газоразделительной установки (с использованием
ПВТМС мембраны или полых волокон) и оптимизацию проводят
с целью получения максимальной эффективности от применения
оборудования в технологическом процессе при минимуме затрат
Главной их составляющей являются капитальные затраты, т.е
стоимость оборудования, необходимого для обеспечения техноло-
гического процесса. Они характеризуются рядом параметров (плот-
ностью упаковки мембраны, количеством и стоимостью полимера
в расчете на единицу продукции и др.). Специалисты, работающие
с полыми волокнами, считают основным их преимуществом высо-
кую плотность упаковки мембраны. Однако анализ показывает, что
плотность упаковки не является определяющим параметром. Пра-
вильнее проводить сравнение по производительности, приведенной
к единице объема аппарата и его стоимости. Такой показатель
133
Рис Л .56. Принципиаль-
ная схема установки обо-
гащения газовых смесей
позволяет получить минимальные капитальные затраты и занима-
емые производственные площади при равных прочих показателях.
Принципиальная технологическая схема обогащения газовых
смесей (рис. 1.56) отражает ступенчатый цроцесс обогащения смеси
легкопроникающим компонентом (ЛПК). Разделительной мембраной
в ней служит полимерная пленка 5, нанесенная на пористую основу
6. Мембрана разделяет устройство на две камеры 3 и 2 так, что
поступающая исходная смесь из камеры 3 проникает в камеру 2
только через газопроницаемую мембрану 5. Газовая смесь, не
прошедшая мембрану, выбрасывается в атмосферу через трубу 4.
Исходная смесь нагнетается в камеру компрессором или вентилято-
ром 1. Смесь, обогащенная целевым компонентом, удаляется из
камеры 2 с помощью вакуумного компрессора 7 или самопроиз-
вольно, при давлении, превышающем атмосферное.
Возможны различные варианты соотношений давлений над и
под мембраной. Либо в камере 3 создается давление больше атмо-
сферного, а в камере 2 ~ равное атмосферному, либо над мембраной
поддерживается давление, равное атмосферному, а под ней — разре-
жение.
Как уже отмечалось, чем больше газовой смеси проникает через
мембрану, тем меньше степень обогащения проникающим компо-
нентом [2, § 7.11]. В связи с этим при получении продукта с мак-
симальным содержанием ЛПК увеличивают расход исходной смеси,
выбрасываемой из аппарата. Но в случае, когда процесс осущест-
вляется под давлением, теряется энергия сжатого обедненного газа.
Можно повысить содержание ЛПК в продукте, применив
ступенчатое обогащение, но в этом случае перед каждой ступенью
газ необходимо компримировать, что связано с дополнительными
энергозатратами. Оптимальную схему обогащения выбирают с
учетом энергетических критериев.
На рис. 1.57 показана схема пятиступенчатого процесса обогаще-
ния воздуха кислородом. В каждой ступени размещается мембрана
134
Рис. 1.57. Принципиальная схема
пятиступенчатой мембрапиой уста-
новки разделения воздуха:
у _ J — ступени разделения; 6 —
компрессор; 7— мембрана
из этидцеллюлозы толщиной
25 мкм на перфорированном
металлическом листе. Фактор
разделения (а) кислорода и
азота этилцеллюлозной мемб-
раны равен 3,4- Абсолютное
давление газа со стороны ка-
меры высокого давления на
каждой ступени 0,8 МПа, а со
стороны низкого давления —
0,1 МПа.
На ступени / расход возду-
ха, содержащего 20,95 % кис-
лорода, регулируется таким
образом, чтобы около 50 % по-
ступающего воздуха проникало
через мембрану, а остальная
часть сбрасывалась в атмосферу
(табл. 1.16). При таких усло-
виях в обедненом кислородом
отбросном потоке, выходящем
из первой ступени, содержится
около 9,1 % кислорода. Энер-
гию отбросного потока можно
частично использовать в газо-
вой турбине. В камере низкого
давления ступени I содержится 32,6 % кислорода. Эта обогащенная
газовая смесь компримируется с 0,1 до 0,8 МПа и подается в камеру
высокого давления ступени 2. Расход газовой смеси на ступени 2
регулируется так, чтобы отбросной поток, выходящий из камеры
высокого давления, имел тот же состав, что и поток, поступающий
в камеру высокого давления предыдущей ступени, т.е. содержал
20,95 % кислорода (см. табл. 1.16). Этот газ поступает в камеру
высокого давления ступени 7, где смешивается с потоком поступаю-
щего воздуха. Аналогичные условия выполняются на остальных
ступенях (3 — 5).
135
1.16. Изменение содержание кислорода в воздухе при гих^зедовательном
прохождении через ступени разделения
Ступень Содержание кислорода в потоке, 5?
поступающем в выходящем из камеры высокого давления выходящем из камеры низкого давления
давления
1 20,95 9 1 32,6
2 32,6 20,95 51,1
3 51,1 32,6 68,5
4 68,5 51,1 82,5
5 82,5 68,5 91,1
По описанной схеме может быть получен продукт, с содержанием
до 91 % кислорода (при условии использования этилцеллюлозной
мембраны с фактором разделения кислорода и азота равным 3,4).
В этом случае применение мембраны с фактором разделения кисло-
рода и азота, например, равным 2,3 потребовало бы семи ступеней
разделения для получения газа с содержанием кислорода 91 %
ОАО “Криогенмаш” серийно выпускает мембранные газораздели-
тельные установки с использованием поливинилтриметилсилановой
мембраны Кусковского химического завода. Большой вклад в
развитие и становление мембранных способов разделения газовых
смесей, создание серийного оборудования внесли работы В.П.
Белякова, Ю.И. Дытнерского, Л.Н. Чекалова, О.Г. Талакина, Н.Л.
Докучаева. Мембранное оборудование эксплуатируется в ряде стран
Западной Европы (Голландии, Италии, Венгрии, Польше, Болгарии)
и Австралии.
Мембранные установки для получения азота применяют для
создания инертной среды при хранении и транспортировании легко-
воспламеняющихся жидкостей и топлива, хранении спецтехники,
выплавке цветных металлов, проведении процессов полимеризации
в автоклавах, продувке охлаждающих рубашек турбогенераторов
ТЭЦ, послеуборочной обработке и хранении зерна, упаковке пище-
вых продуктов, проведении буровых работ в нефтегазодобывающей
промышленности, проведении гипокситерапии в медицине и т.п
В основе конструкции — модульность построения, что позволяет
тиражированием унифицированных модулей создавать установки
любой производительности от 1 до 500 м3/ч с содержанием азота в
продукте 98 — 99 %. Имеется возможность плавного снижения
содержания азота с одновременным увеличением производительности
(например, перевод установки в режим получения 95 %-ного азота
повышает производительность в 2 раза).
136
Рис.1.58. Принципиальная схема аппарата для получения азота;
/ _ штуцер, 2 — мембранный элемент; 3 — перегородка; 4 — прокладка.
V — перфорированная труба
Удельные затраты электроэнергии на производство азота под
давлением 0,5 и 1,5 МПа соответственно равны:
98 % N2 - 0,63 и 0,89 кВт-ч/м3;
95 % N2 — 0,31 и 0,45 кВт-ч/м3;
90 % N2 — 0,14 и 0,27 кВт-ч/м3.
Воздух, входящий в аппарат (ступень разделения) для получения
азота (рис. 1.58), разделяется на два потока, которые, пройдя
сложный путь и обогатившись труднопроникающим компонентом
(азотом), удаляются через штуцер 1. Перегородки 2 устанавливают
через различное число мембранных элементов — большее — в
начале, меньщее — в конце по ходу газа.
При расчете процесса обогащения воздуха кислородом на безде-
фектной асимметричной ПВТМС мембране по модели полного
смешения в изотермических условиях молярную долю кислорода
после мембраны определяют из уравнения
Яс _ , ... ~ / Л,) >*
<9к / «Л» ~7-?--7-77.----Г • " 62)
1 - J'k----------------------------------------(1 - *к) - <Р„ / Р.)(1 - J'k)
где _ук — молярная доля кислорода в камере низкого давления (под
мембраной); и $А — удельная газопроницаемость по кислороду
и азоту, м3/(МПа • м? ч); хк — молярная доля кислорода в отбросном
потоке; рв и рн — давление смеси над мембраной и под мембраной.
МПа; Т— температура процесса разделения, К.
137
Площадь поверхности мембраны
«к />. [*К -(/>„/ ft) Jkl ’
где V — поток, проходящий через мембрану, м3/ч.
Отношение удельных газопроницаемостей в изотермических
условиях или фактор разделения мембраны ПВТМС — постоянная
величина. При температуре разделения 290 К фактор разделения
кислорода и азота составляет 4,37.
Мембранные установки для получения обогащенного кислородом
воздуха производительностью до 300 м3/ч (табл. 1.17) применяют
при проведении окситерапии в медицине, для биологической очистки
сточных вод, при рыборазведении в инкубационных цехах, для ин-
тенсификации процессов брожения в виноделии и в микробиологии,
для пиролиза бытовых отходов, а также интенсификации окислитель-
ных процессов. Удельные затраты электроэнергии в зависимости от
производительности установок составляют 0,10 — 0,15 кВт - ч/м3.
Мембранные установки типа МВ применяются для концентри-
рования водорода в азотоводородных смесях, получаемых в хими-
ческой и нефтехимической промышленностях (табл. 1.18), а также
в продувочных газах аммиачных производств. Эго позволяет сберечь
энергоресурсы и улучшить экологическую обстановку на этих
производствах.
1.17. Технические характеристики установок тала МВк
Показатель МВк-0,0125 МВк-О,О125М МВк-0,025 МВк-03
Производи- тельность, м3/ч 12,5 12,5 25 300
Давление, МПа (кгс/см3) 0.03(0.3) 0,03(0,3) 0,015(0,15) 0,01(0,1)
Относительная влаж- ность продукта,% 100 70 100 100
Число модулей 1 1 2 30
Область применения Рыбораз- ведение Медицина Рыбораз- ведение Биоочистка сточных вод, пиролиз быто- вых отходов, рыборазведение
Масса, кг 540 780 1110 11200
138
1.18- Технические характеристики мембранных установок для
концентрирования водорода типа МВ
Показатель МВ-0,3 МВ-0Д5 МВ-4 МВ-5 МВ-5-1 МВ-9
Производительность по продукту, MJ/4 300 3500 4000 5000 5000 9000
Объемная доля водорода в продукте,% 97 95 97 82 83 94
Объемная доля водорода в исходной смеси, % 90 65 90 62 67 86
Давление исходной смеси, МПа 5,0 4,0 4.5-5.0 4,0 3,0 2,2
Давление продукта, МПа 1,7 0,1 2,0 1.0 0,1 1.2
Мембранные установки используют также для создания регули-
руемой газовой среды (РГС) при крупнотоннажном хранении
плодоовощной продукции в холодильных камерах, а также в мало-
габаритных комплексных холодильниках при хранении охлажденных
и замороженных продуктов в контролируемой атмосфере.
Глава 2
КРИОГЕННЫЕ ВОДОРОДНЫЕ СИСТЕМЫ
§ 2.1. ВОДОРОД. ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ, МЕТОДЫ
ПОЛУЧЕНИЯ, НЕКОТОРЫЕ СВОЙСТВА
Области применения жидкого водорода. Существует широкий класс
криогенных систем, в которых в качестве рабочей среды использован
водород. Эти системы предназначены для решения различных
технических задач. Развитие криогенной водородной технологии
обусловлено появлением различных новых технических систем —
потребителей этого криоагента. Рассмотрим некоторые системы, в
которых рабочей средой является жидкий водород.
В современных жидкостных ракетных двигателях (ЖРД ) широко
используют двухкомпонентное жидкое топливо, состоящее из
горючего и окислителя; при этом источником энергии является
реакция горения. Тип топлива сильно влияет на характеристики
ЖРД, и нетрудно показать, что именно водород является наилучшим
горючим. Удельный импульс ракетного двигателя /уд — один из
важнейших параметров, позволяющих судить об эффективности
применяемого топлива в ЖРД:
7уд = Р/т = не, (2.1)
где Р = nwc — тяга двигателя, Н; т — массовый расход топлива,
кг/с; пе — скорость истечения газов из сопла ЖРД, м/с.
При адиабатном расширении продуктов сгорания в идеальном
случае для заданного отношения давлений
1„=с4т/М. (2.2)
где С — константа; Т — температура в камере сгорания. Согласно
формуле (2.2) 1ув тем больше, чем меньше молекулярная масса
топлива М. Водород имеет наименьшую молекулярную массу из
всех веществ ~ 2,016), а в смеси с кислородом образует топливо
с М = 10...12. Остальные виды горючего (аммиак, гидразин, керосин
и др.) имеют гораздо большую молекулярную массу и, соответст-
140
венно, меньший удельный импульс. При увеличении 7уд всего на
1 % дальность полета ракеты увеличивается на 5 — 6 %. Современ-
ные ракетные двигатели имеют ^,д= 2500...4200 м/с, причем большее
значение соответствует топливам на основе водорода. Водородное
топливо было использовано в космических системах “Апполон”,
“Шаттл’’ и “Энергия”—’’Буран”. Наиболее крупные современные
ожижители водорода предназначены для обеспечения ракетных
двигателей этим эффективным горючим.
Криогенные водородные системы используют также в экспери-
ментальной технике. Они обеспечивают охлаждение до 20 К, а при
давлении жидкого водорода меньше 10s Па (вакуум) можно
понизить температуру до 14 К. Охлаждение до таких температур
применяют в термобарокамерах и криостатах. Водородный уровень
охлаждения характерен для вакуумных насосов конденсационного
и адсорбционного типов. Наиболее яркий пример использования
жидкого водорода в научных исследованиях — водородные пузырь-
ковые камеры, с помощью которых изучают ядерные превращения.
Их относят к наиболее сложным, крупным и дорогим современным
экспериментальным сооружениям. Так, один из крупнейших в мире
ускорителей в Протвино имеет пузырьковую камеру “Мирабель”
объемом 11 м3, массой 3000 т.
Получение дейтерия из водорода также относится к процессам
жидководородной технологии. Тяжелый изотоп водорода — дейтерий
— имеет важное промышленное значение. Его используют для
получения тяжелой воды D2O, которая является лучшим замедли-
телем для ядерных реакторов. Дейтерий — редкий изотоп: его
массовая доля в водороде составляет 1/6400, что усложняет процессы
его получения. Один из способов извлечения дейтерия из водорода
— ректификация жидкого водорода (см. § 2.4).
В последние годы активно разрабатывается идея об использова-
нии водорода в качестве перспективного источника энергии
(главным образом для транспортных систем), способного заменить
нефть и уголь. Эффективность водорода как универсального
горючего обусловлена тем, что теплота его сгорания втрое выше,
чем у нефти:
Топливо.... .... . Уголь Нефть Метан Водород
Теплота сгорания, МДж/кг ...30,2 40,7 50.2 119,0
Преимущество водорода как топлива заключается в том, что при
сгорании он не загрязняет окружающей среды, обладает высокой
теплотой сгорания (119 МДж/кг), самой большой скоростью
141
распространения пламени (2,65 м/с при объемной доле водорода в
воздухе 42 %), запасы его неисчерпаемы, производство совместимо
с производством химических продуктов и основных вадов энергии:
ядерной, тепловой и электрической; кроме того, применение
водорода требует минимальных доработок существующих типов
двигателей транспортных средств. Недостатками водорода, ограни-
чивающими его применение в настоящее время, является высокая
стоимость его производства, малая плотность и необходимость
создания дорогостоящего оборудования для его ожижения и хра-
нения в жидком ваде. Следует отметить, что определенные опасения
по поводу применения водорода начинают постепенно исчезать,
особенно по мере накопления успешного опыта эксплуатации
ракетно-космических систем.
В ряде стран прошли испытания автомобили с водородными
двигателями. Ведутся исследования по применению жидкого водо-
рода в авиации, что позволит значительно улучшить характеристики
самолетов. Существует много технических трудностей, но принци-
пиально эту проблему решить можно, и, по-видимому, водородная
энергетика придет на смену ее традиционным современным видам.
Методы получения газообразного водорода. В связи с увеличением
производительности криогенных водородных систем возникает
проблема получения исходного сырья — газообразного водорода в
значительных количествах и достаточно дешевыми методами.
Водород широко распространен в природе, однако вследствие своей
химической активности находится в связанном состоянии. Основные
источники получения водорода — это углеводородные соединения:
нефть, уголь, природные и попутные газы, а также вода.
При выборе метода получения водорода необходимо учитывать
ряд факторов. Так, при применении относительно дешевого метода
получения водорода из угля, нефти, природного газа получается
продукт с большим содержанием примесей и требуется громоздкое
оборудование для его очистки. Электролизный метод получения
водорода из воды дорогой, но позволяет получить водород высокой
степени чистоты, пригодный для непосредственного применения в
криогенных установках.
Важным фактором также является требуемое количество водорода.
Для малых ожижителей его нужно немного, и вполне приемлем
электролизный метод; для крупных ожижителей необходимо дешевое
исходное сырье, т. е. выгоднее получать водород из углеводородов.
Установки для получения газообразного водорода в больших
количествах являются составным элементом технологической схемы
всего цикла ожижения водорода.
142
Рассмотрим некоторые наиболее распространенные методы
получения водорода.
Каталитическая конверсия углеводородов
основана на экзотермической реакции при взаимодействии
углеводородов с водяным паром. Исходным продуктом чаще всего
является метан (природный газ), но могут быть и другие углеводо-
роды.
Реакция
СН4 + Н2О = СО + ЗН2 (2.3)
протекает при атмосферном или немного повышенном давлении
при температуре 750-800 "С в присутствии никелевого катализатора.
Продукт, получаемый в результате конверсии, содержит 70—75 % Н2,
а также СН4, СО2 и СО. В отдельном аппарате происходит
дальнейшая конверсия окиси углерода СО в соответствии с реакцией
СО + Н2О -> СОз + Н2 (2.4)
при температуре 350-400 “С с применением окислов железа и хрома
в качестве катализаторов. При этом содержание СО уменьшается
от 10-14 % до 0,1-0,5 %.
Продукт, получаемый в результате двухступенчатой конверсии,
содержит более 20 % СО2 и примеси СО, N2, Аг, СЩ. После очист-
ки этой примеси от двуокиси углерода содержание водорода в ней
достигает 98 % и более. Установки для получения водорода этим
методом достаточно сложны и громоздки. Они включают реактор,
абсорберы, теплообменники, конверторы, скрубберы, системы
очистки и другое оборудование.
Довольно эффективен м е т о д неполного окисления
углеводородов. Основная его особенность — необходимость
подавать в реактор кислород. Реакция неполного окисления (горение
при недостатке кислорода)
СН„ + -1- О, -» СО + 2Н, (2.5)
идет с выделением теплоты, для поглощения которой вводят воду.
Процесс идет в реакторе (рис. 2.1) при давлении около 4 МПа,
температуре 1200—1500 'С, содержании кислорода 90—95 %. В
реакторе можно сжигать как газ, так и жидкие углеводороды: сырую
нефть, мазут — это большое преимущество метода. Теплоту, выде-
ляемую в результате реакции, используют для производства водяного
пара, применяемого в реакторе, а также для дальнейшей конверсии
СО в СО2. В процессе реакции возможно образование продуктов
сгорания, содержащих углерод (сажу), которую необходимо удалять.
143
Рис. 2.1. Схема установки для получения водорода методом неполного окисления
углеводородов:
I — нагреватели, 2 — реактор; 3 — котел-утилизатор, 4 — ловушка для сажи;
5 — холодильник-скруббер; 6 — холодильник, 7 — отстойник воды, / —
углеводородное сырье, // — кислород; III — вода; IV — взвесь сажи; V — сажа,
VI — циркулирующая вода; VII — водяной пар; VIII — продукт
Очистка и охлаждение продукта происходят в холодильнике-
скруббере. В итоге получается продукт, содержащий 60 % Н2, 35 %
СО и примеси СО2, СН4, N2 и др. После конверсии СО в СО2 и
очистки получают водород высокой степени чистоты.
Регенерация водорода из продуктов химических
реакций в технологических процессах позволяет создавать замк-
нутые циклы, в которых водород расходуется только на образование
целевого продукта, а непрореагировавший водород возвращается
снова в цикл. В настоящее время газообразный водород использу-
ется во многих технологических процессах в качестве газа-восста-
новителя. Так, в производстве поликристаллического кремния
применяют процесс водородного восстановления трихлорсилана; при
этом степень использования водорода составляет всего лишь 5 %.
Парогазовая смесь 80 % водорода, 3,7 % хлористого водорода, 11,3 %
тетрахлорсилана, 4,8 % трихлорсилана, 0,2 % дихлорсилана, выходя-
щая из печей водородного восстановления, является хорошим
сырьем для извлечения из него ценных веществ (в первую очередь
водорода) и возвращения их в цикл производства. При этом не
требуется дополнительных материальных и энергетических ресурсов
на нейтрализацию сбрасываемых в атмосферу компонентов и на
144
получение больших количеств дорогостоящего электролизного
водорода.
В ОАО “Криогенмаш” создана установка регенерации водорода
ФрВ-1,5 (рис. 2.2), предназначенная для глубокой очистки паро-
газовой смеси (ПГС), выходящей из агрегатов водородного восста-
новления в производстве полупроводникового кремния, от содер-
жащихся в ней хлорсиланов и хлористого водорода для повторного
использования регенерированного водорода в процессе получения
поликристаллического кремния.
Техническая характеристика установки ФрВ-1,5
Производительность по водороду, м?/ч ................ . 1500
Объемная доля примесей в регенерированном
водороде, %, не более........... ......................10~2
Удельный расход энергии. кВт*ч/м3 _0,8
Габаритные размеры, мм.... ................. 7500x5570x7160
Масса, т............................ . ........... 60
Принцип действия установки основан на методе многоступен-
чатой фракционной низкотемпературной конденсации хлорсиланов
и вымораживания хлористого водорода.
Рис.2.2. Схема регенерации водорода в производстве поликристаллического кремния
с использованием жидкого азота:
Л — реактор для получения поликристаллического кремния; Б — многоступен-
чатый парциальный конденсатор; В — вымораживатель хлористого водорода; I
И II — исходные вещества (водород и хлорсиланы); III — VI — продукты
регенерации (водород, дихлорсилан, трихлорсилан и тетрахлорсилан соответст-
венно); VII — продукты реакции на регенерацию; VIII — смесь водорода с
хлористым водородом в вымораживатель; IX — хлористый водород потребителю;
X — жидкий азот в вымораживатель; XI — газообразный азот в парциальный
конденсатор, 1 — кристалл поликристаллического кремния, 2 — поверхность
теплообмена
ю. №6675
145
Конструктивно установка выполнена в виде ряда теплообменных
аппаратов, расположенных последовательно и заключенных в единый
герметичный кожух. В качестве независимых хладоносителей
подается жидкий азот и хладон с температурой 243 — 258 К
Применение установки регенерации водорода в промышленности
позволяет создать безотходную экологически чистую технологию
производства кремния и значительно повысить технико-экономи-
ческие показатели этого производства.
В результате электролиза воды получается наиболее
чистый водород. Однако этот метод самый энергоемкий. Электро-
химический способ получения Н2 основан на применении водных
растворов щелочей (15—20 % NaOH или 25—30 % КОН) с
высокой электропроводностью. Под действием постоянного
электрического тока молекулы воды диссоциируют; при этом
образуются положительно и отрицательно заряженные ионы Н3О+
и ОН". На полюсах ионы разряжаются, при этом на катоде
выделяется водород, на аноде — кислород.
Широко распространены электролизеры типа фильтр-пресса с
биполярными электродами (рис. 2.3). В качестве электродов
используют стальные листы, к которым с одной стороны крепят
катод, а с другой — анод. Для улучшения циркуляции электролита
используют перфорированные электроды. Диафрагмы из асбестовой
Рис.2.3. Схема электролизера для получения водорода из воды:
1 — корпус; 2 — диафрагма, 3 — биполярные электроды, 4 — изолирующие и
уплотняющие прокладки
146
ткани служат для разделения продуктов электролиза. Для уплотне-
ния и изоляции применяют прокладки из паронита. Число отдель-
ных секций (ячеек) колеблется от нескольких десятков до сотен.
Мощный электролизер ФВ500 имеет по водороду производитель-
ность 500 м3/ч (по кислороду 250 м3/ч), массу (без электролита)
97 т, размеры 13x2,6x6,4 м, потребляет энергии 2750 кВт.
Основные характеристики электролизеров: напряжение на ячейке
1,8—2,3 В; сила тока 8000—10 000 А; температура процесса
60 —80 "С; расход воды на получение 1 м3 водорода 0,9 л; расход
электроэнергии 5—6 кВт • ч, что на порядок выше, чем при других
методах. Объемная доля водорода в получаемом продукте
99,7—99,9%.
Наряду с описанными применяют идругие методы
получения водорода.В газах, получаемых в результате
нефтепереработки, содержится более 25 % Н2. Чаще всего исполь-
зуют газы, образующиеся при каталитическом риформинге (до
75 % Н2), крекинге, пиролизе и других процессах. Водород также
можно получить разложением аммиака при 890...920 °C.
Использование углеводородов для получения больших количеств
водорода, применяемого затем как энергоноситель, нецелесообразно,
поскольку сами углеводороды могут быть использованы как
источник энергии. В будущем основным продуктом для получения
водорода, по-видимому, станет вода, из которой можно извлекать
водород путем ее разложения на Н2 и О2. Так как процесс электро-
лиза весьма энергоемок, в настоящее время разрабатывают другие
способы разложения воды. При высоких температурах (около 3000 °C
и более) водород можно выделить непосредственно из воды, но
это очень энергоемкий процесс. Разрабатываемые процессы термо-
химического разложения воды позволят с помощью цепи химических
реакций извлекать водород из воды при существенно более низких
температурах и затратах энергии. Они могут стать основным источ-
ником получения дешевого водорода в больших количествах.
Некоторые свойства водорода. Водород имеет простую двух-
атомную молекулу, а атом водорода состоит всего из одного протона.
Водород самый легкий химический элемент, его молекулярная масса
минимальна (табл. 2.1). Существуют два редких изотопа водорода:
дейтерий D2 (атомная масса 2) и тритий Т2 (атомная масса 3).
Молярная доля дейтерия в водороде около 0,016 %. Тритий нестаби-
лен и чрезвычайно редок. В зависимости от направления вращения
атомных ядер в молекуле (параллельные и антипараллельные спины)
различают две модификации водорода: ортоводород и пяраводород.
10*
147
2.1. Теплофизические параметры нормального водорода и дейтерия
Параметр Значение параметра
для нормального водорода для дейтерия
Молекулярная масса М 2,016 4,03
Плотность р, кг/м3 0,08988 0,18
Газовая постоянная R, Цж/(кг- К) Теплоемкость", кДж/(кг- К): 4124 2060
ср 14,235
с 10,09 —
Температура кипения’ Т^, К Параметры тройной точки" 20,39 (20,28) 23,57
температура К давление р^, Па Плотность** рн , кг/м3 13,95 (13,8) 18,73
7200 (7040) 17142
насыщенной жидкости 70,8 165,0
насыщенного пара Теплота фазового перехода г 1.34 —
испарения , кДж/кг или кДж/м3 442 или 31,8 302 или 51,6
плавления, хДж/кг 58,6 49,5
Теплопроводность Л, Вт/(м • К) 0,169 0,122
Динамическая аязкость л' Ю6, Па с Критические параметры- 8,4 11,8
температура Тк. К 33,24 (32,9) 38,24
давление рк, МПа 1,297 (1,287) 1,61
плотность р(., кг/м3 30 67
’При Т- 273 К и р = 0,1013 МПа
"При р = 0,1013 МПа.
Примечание:!) скобках указаны параметры параводорода
Обычный (нормальный) водород при нормальных условиях имеет
стабильный равновесный состав: 75 % ортоводорода и 25 % пара-
водорода. При изменении температуры равновесный состав водорода
меняется. Так, при 71® 20 К равновесным является почти чистый
Iiapaнедород.
Вследствие малой молекулярной массы многие свойства водорода
отличаются от свойств других криоагентов. Так, плотность жидкого
водорода (0,0708 кг/дм3) примерно в 14 раз меньше, чем плотность
воды, а также жидких азота и кислорода. Малая плотность газа
обусловливает высокую скорость теплового движения молекул,
поэтому теплопроводность водорода примерно в 7 раз больше, чем
у воздуха. Велика и скорость диффузии. Водород легко поглощается
металлами, особенно при высоких температурах; при этом качество
металлов ухудшается. Вследствие низкой плотности водорода невоз-
148
можно создать водородный турбокомпрессор, однако предложены
методы, позволяющие решить эту проблему (см. § 2.3).
Идея получения сверхтекучею водорода к настоящему времени
не вышла за рамки обсуждения специалистами, занимающимися
вопросами физики твердого тела, а именно: свойствами квантовых
кристаллов.
Одно из первых упоминаний о возможности существования пара-
водорода в сверхтекучем состоянии можно найти в работе Б.Т. Гейлик-
мана.
Теоретическая оценка температуры Х-перехода для параводорода
дает значение, близкое 6 К
При такой температуре водород находится в твердой фазе.
Однако известно, что вещество при фазовых переходах может нахо-
диться в метастабильных переохлажденных (относительно равновес-
ных) состояниях, поэтому можно полагать, что водород может быть
переведен в сверхтекучее состояние. В литературе описаны экспери-
менты по переохлаждению относительно тройной точки таких
веществ, как вода, ртуть, глицерин и др.
В настоящее время известны экспериментальные работы, в
частности Института физики твердого тела РАН (Л.П. Межов-
Деглин с сотрудниками) по глубокому переохлаждению жидкого
гелия в области давлений от 2,5 до 5,0 МПа. Достигнутая темпера-
тура переохлаждения относительно положения тираничной кривой
жидкость-твердое тело составила 0,05—0,80 К.
Возможность реализации идеи получения параводорода в сверх-
текучем состоянии пока может быть обозначена только фрагмен-
тарно. Экспериментальное подтверждение существования сверх-
текучего параводорода создало бы предпосылки для его применения
в технике и физике низких температур (космические проекты,
техническая сверхпроводимость, физика высоких энергий и т.д.).
С помощью вакуумирования жидкого водорода можно обеспе-
чить охлаждение примерно до 14 К (7^ = 13,95 К). Прн этом
образуется водородный лед, плотность которого выше, чем у жидкого
водорода (около 87 кг/м3). Теплота испарения водорода примерно в
5—7 раз меньше, чем у жидких N2 и О2, что обусловливает необхо-
димость высокоэффективной теплоизоляции при хранении жидкого
водорода. Верхняя температура инверсии водорода = 204,6 К, т.е.
существенно ниже температуры окружающей среды. Теплофизи-
ческие свойства нормального водорода и параводорода различны
(см. табл. 2.1). Так, теплопроводность параводорода в интервале
120...250 К на 15—20 % выше, чем у нормального водорода.
149
Давление р, Па. насыщенных паров водорода зависит от темпе-
ратуры Т, К:
1g (р/133,3) = а + В/Т + СТ. (2.6)
где для нормального водорода А = 4,669; В = 44,957; С = 0,02054;
для параводорода А = 4,651; В = 44,395; С = 0,02072.
Удельная теплота испарения г, Дж/моль, нормального водорода
незначительно отличается от теплоты испарения параводорода и
может быть определена по формуле
г = 4,187 [219,7 - 0,27 (Т- 16,6)2]. (2.7)
В табл. 2.1 приведены значения некоторых параметров водорода
в характерных точках, однако многие его свойства резко изменяются
в зависимости от температуры и давления (рис. 2.4 — 2.7). Даже
при атмосферном давлении теплоемкость водорода изменяется
значительно при низких температурах.
Особенность водорода — высокая химическая активность. Вместе
с кислородом или воздухом он образует взрывчатую смесь (взрыво-
Рис. 2.4. Зависимость коэффициента сжимаемости параводорода от давления и
температуры:
J — кривая затвердевания; Л — кривая насыщения
150
Низких (а) и высоких (б) температур:
насыщенная жидкость; II — насыщенный пар
от температуры и давления в области
151
Ср,кДзк1(^г-И)
cD, кДзкДкг-tf)
Рис. 2.7. Истинная изобарная теплоемкость с :
а — параводорода на линии насыщения, б — нормального водорода и пара-
водорода в зависимости от температуры Т при р — 0,1 МПа (л-Н2 — в идеально
газовом состоянии); в — нормального водорода в зависимости от температуры
Т при различных давлениях р (Тк — критическая температура)
опасная объемная доля водорода в смеси 4—74 %). Активность
взаимодействия с окислителями приводит к тому, что контакт даже
жидких кислорода и водорода может привести к взрыву. Еще более
активно протекает реакция соединения водорода с фтором.
Эти свойства водорода обусловливают применение специальных
мер для безопасной эксплуатации водородных криогенных уста-
новок.
152
§ 2.2. ОЖИЖЕНИЕ ВОДОРОДА МЕТОДОМ
ДРОССЕЛИРОВАНИЯ, ПОЛУЧЕНИЕ ПАРАВОДОРОДА
Ожижение водорода. Жидкий водород впервые был получен
Дж. Дьюаром в 1898 г. с помощью метода дросселирования с пред-
варительным охлаждением жидким воздухом. Этот метод ожижения
прост и достаточно эффективен, поэтому его широко применяют
до сих пор в ожижителях малой и средней производительности.
Существуют различные модификации этого метода. Рассмотрим
основные из них и определим характеристики ожижителей.
В установке, схема которой показана на рис. 2.8, а, газообразный
очищенный водород, сжатый в компрессоре К до давления р2,
проходит последовательно теплообменник 77, ванну предваритель-
ного охлаждения В, теплообменник Т2 и дросселируется в сборник
С. Ожиженный водород (доля потока х) отводится к потребителю,
а оставшийся (1 — х) обратным потоком возвращается через
теплообменники в компрессор, охлаждая прямой поток. В ванну В
подается охлаждающая жидкость, пары которой проходят тепло-
обменник 77, нагреваются и откачиваются вакуумным насосом ВН.
1
Рис. 2.8. Цикл ожижения
водорода методом дроссели-
рования с предварительным
охлаждением.-
с — схема; б — зависи-
мость коэффициента ожи-
жения от давления н тем-
пературы
153
Так как водород имеет низкую температуру инверсии 7|1НВ= 204,6 К,
положительный дроссельный эффект и ожижение водорода может
быть обеспечено только в результате его предварительного охлажде-
ния до температуры существенно ниже ТЮ1Г>. На практике в качестве
охлаждающей среды чаще всего применяют жидкий азот. При
атмосферном давлении жидкий азот имеет равновесную температуру
77,3 К; при понижении давления в ванне В с помощью вакуумного
насоса может быть достигнута предельная температура тройной точки
Т = 63,15 К = 12535,7 Па). Зависимость между давлением р,
МПа, и температурой Т, К, для жидкого азота имеет вил
1g (/>/0,1013) = 3,918 - ЗОЗ/Г (2.8)
Из уравнения энергетического баланса для нижней части схемы
(при Т < Т4) можно определить долю ожиженного газа (коэффи-
циент ожижения)
X - [Л'Щ - (Ср Л(„ + «, „)] / (>,. - 1}). (2.9)
Полная холодопроизводительность при дросселировании опреде-
ляется разностью энтальпий Д/у при Т4 для давлений р} и р2.
Оптимальное давление для водорода р2= 12...14 МПа. Температура
предварительного охлаждения ТА существенно влияет на коэффи-
циент х (рис. 2.8, б). Так при понижении Г4 от 80 до 64 К
коэффициент х увеличивается от 18 до 28 %. Дальнейшее уменьше-
ние температуры предварительного охлаждения может быть достиг-
нуто при использовании смесей жидкого азота и кислорода. Так,
смесь, содержащая 22,5 % N2 и 77,5 % О2, имеет минимальную
температуру жидкости около 50,5 К (рис. 2.9). Применение такой
смеси позволяет существенно увеличить коэффициент ожижения х.
Расход охлаждающей жидкости Go определяют из уравнения
энергетического баланса верхней ступени (при Т — Тг
°о ('ю - 9 “ * ('г - '«) + «а с2-10)
Здесь
«I = (Л1г4 - Л'г,) + («„ Л', - Л'„) + «я, (211)
где ДГ0 и ЛГ(| — недорекуперации в верхней и нижней частях схемы
(для ожижителей рассматриваемого типа принимают А/в = Т2 —
- ТГ = 10 ... 15 К; А?я — 74 — Т8. = 2 ... 3 К).
Теплоприток обычно составляет около 3 % удельной холодо-
производительности. Действительное значение расхода (70Л на 15—
25 % больше расчетного вследствие потерь и дополнительного
расхода жидкости.
154
Рис. 2.9. Равновесная диаграмма смеси O2-N2:
/ — жидкость. II — твердое вещество (лсд)
Удельная работа, совершаемая в этом цикле:
_ RT2 In (р2 / р,) lQ
'уд---------—--------+ сол — • <2 °)
Пиз* х
где 10 — удельная работа, необходимая для производства жидкого
азота; обычно /0 = 4 ... 6 МДж/кг.
Для небольших ожижителей водорода /уд= 8...12 МДж/дм3.
Этот цикл (см. рис. 2.8, а) характерен для ожижителей малой
производительности. Для более крупных ожижителей целесообразнее
применять цикл с двумя уровнями предварительного охлаждения
(рис. 2.10). Преимущество этого цикла в том, что основная доля
охлаждающей жидкости кипит в ванне В] при атмосферном давле-
нии. Вакуумный насос служит только для откачки паров небольшого
количества жидкости (Go„), находящейся в ванне В2. Нередко
вакуумный насос откачивает холодные пары, что облегчает процесс
откачки, хотя при этом полезно не используются холодные пары
вакуумного потока. Характеристика такого цикла полностью соответ-
ствует характеристике, приведенной на рис. 2.8, б.
Для ожижения водорода целесообразно применять цикл с предва-
рительным охлаждением и двойным дросселированием (рис. 2.11, а).
Поток водорода высокого давления рг проходит последовательно
теплообменник Т], ванну В], теплообменник Т2 и через дроссель
ДР1, в котором его давление уменьшается до промежуточного
значения рпр, поступает в емкость В2. Часть этого потока охлажда-
155
Рис. 2.10. Схема цикла ожиже-
ния водорода методом дроссели-
рования с двумя уровнями пред-
варительного охлаждения
Рис. 2.11. Цикл ожижения водорода
с предварительным охлаждением И
двойным дросселированием:
а — схема, б — зависимость удельной
работы от давлений р2 и р„р
ется в теплообменнике ТЗ и дросселируется (ДР2) до рх в сборник
С жидкого водорода, а оставшаяся часть обратным потоком при
Pjjp возвращается в промежуточную ступень компрессора. Обратный I
поток из сборника С возвращается через теплообменники в первую
ступень компрессора. Оптимальное промежуточное давление I
соответствует примерно 0,5 р2 (рис. 2.11, б) При р2 > 8 МПа
156
характеристики стабилизируются и не зависят от давления. По
затратам энергии этот цикл более экономичный, чем цикл с одно-
кратным дросселированием, но коэффициент х для него сущест-
венно ниже.
Рассмотренные методы применяют д ля получения нормального
водорода, однако для длительного хранения такой водород непри-
годен, так как испаряется вследствие выделения теплоты в процессе
перехода в параводород, который является равновесным для жидкого
состояния.
Получение параводорода. Равновесным состояниям водорода при
нормальной температуре и в жидком состоянии (20 К) соответствуют
различные соотношения его орто- и парамодификаций. Анализ
кривых равновесия (рис. 2.12) показывает, что состав нормального
водорода (75 % орто- и 25 % параводорода) не зависит от темпера-
туры в интервале от нормальной до 200 К, затем доля параводорода
увеличивается, достигая 99,8 % при 20 К. Определяющий фактор
при конверсии (переходе) — выделение теплоты дк, эквивалентной
изменению вращательных уровней энергии молекул при орто-пара-
переходе. При конверсии нормального водорода в 100 %-ный пара-
водород эта теплота достаточно велика (527 кДж/кг). Это больше,
чем теплота испарения жидкого водорода (447 кДж/кг).
В результате ожиженный нормальный водород при переходе его
в равновесный параводород полностью испаряется. Теплота перехода
100 %-ного ортоводорода в 100 %-ный параводород составляет
706 кДж/кг, т.е. на 1 % изменения орто-парасостава приходится
7,06 кДж/кг выделяющейся теплоты. Теплота перехода дк при
низких температурах постоянна, а начиная с 50 К уменьшается.
Орто-параконверсия протекает самопроизвольно, но медленно:
скорость уменьшения доли х ортоводорода пропорциональна
квадрату этой доли, т.е. dxjdt = кх1.
Рис. 2.13. Кривые изменения
долей параводородя Хр_н и
жидкого водорода хн>в про-
цессе самопроизвольной кон-
версии
Проинтегрировав это выражение при начальном условии
при т = О, получим
X = [I/Xq + fcr}1, (2.13)
где JQ) — начальная доля ортоводорода в смеси; т — время, не-
постоянная (к = 0,0126 ч1).
Соответственно доля параводорода х-н в смеси увеличивается
в процессе конверсии от 25 % до 100 %, а доля жидкого водорода
уменьшается (рис. 2.13). Этот процесс сильно растянут во
времени: за 24 ч испаряется около 20 % жидкости, за 100 ч —
около 40 %, за 400 ч — 60 %. Конверсию можно резко ускорить
путем применения катализаторов.
Следовательно, для длительного хранения жидкого продукта необ-
ходимо производить устойчивый параводород, осуществляя орто-
параконверсию непосредственно в ожижителе с применением
катализаторов. Естественно, что при этом теплота конверсии выделя-
ется непосредственно в ожижителе и существенно влияет на его
работу. Конверсия происходит в реакторе, заполненном катализатором.
Существуют различные схемы включения реакторов (рис. 2.14),
в которых применяют различные типы катализаторов. Нижние части
всех схем даны применительно к циклу, приведенному на рис. 2.8.
Вариант схемы, показанной на рис. 2.14, а, — простейший, он
предусматривает помещение открытого реактора 1 с катализатором
в сборник 2 жидкого водорода. При этом вся жидкость переходит
в параводород, часть которого испаряется в результате конверсии,
а другая часть отводится через вентиль 4 в виде продукта. Этот
вариант малоэффективен, так как в результате испарения обратный
поток обогащается параводородом, что приводит к уменьшению его
158
Рве. 2.14. Схемы включения реакторов в ожижитель водорода-.
] — реактор с катализатором, 2 — сборник жидкости, 3, 5 — дроссели; 4, 8 —
вентили; 6, 7 — теплообменники, Р — промежуточный сборник, 10 — клапан
энтальпии ic по сравнению с энтальпией /н поступающего нормаль-
ного водорода;
/с = i„ - 7,06 (С - 25), (2.14)
где С — доля параводорода в смеси, %.
В итоге уменьшается дроссельный эффект Лгу [см. формулу
(2.9)1, а следовательно, и производительность по жидкому продукту.
По этой схеме невозможно получать нормальный водород. Кроме
того, при этой схеме затруднена активация катализатора
Схема, приведенная на рис. 2.14, б, лишена этих недостатков.
Ее широко применяют в небольших ожижителях. Поток водорода
делится на две части. Доля потока х через дроссель 3 поступает в
теплообменник 6, затем в реактор 1 и теплообменник 7 и выходит
через вентиль 4 в виде продукта. Конверсия происходит в закрытом
реакторе, теплота конверсии отводится через его поверхность и в
теплообменнике 7. Через дроссель 5 идет основной поток нормаль-
ного водорода. Прн необходимости через вентиль 8 можно получать
нормальный водород, отключив реактор 7. Схема на рис. 2.14, в
отличается от схемы на рис. 2.14, б'отсутствием дросселя 5. Весь
поток водорода дросселируется в промежуточный сборник 9, откуда
доля потока х поступает в реактор, а оставшийся нормальный
водород выходит через газовый клапан 10 в сборник 2 жидкого
водорода.
159
Вариант, показанный на рис. 2.14, г, целесообразнее для крупных
ожижителей. Согласно этой схеме доля потока водорода, равная
доле получаемой жидкости х, при низком давлении проходит по
отдельному каналу В остальном схема соответствует схеме на
рис.2.14, б.
Организация потоков по схеме на рис. 2.14, г позволяет проводить
предварительную конверсию ожижаемой части газа на более высо-
ком температурном уровне в азотной ванне, отдавая часть теплоты
жидкому азоту. Эта теплота эквивалентна изменению доли параводо-
рода от 25 до 50 % (см. рис. 2.12). В итоге количество теплоты §к,
выделяемой в реакторе I, уменьшается, что ведет к увеличению
производительности ожижителя.
Очевидно, идеальной является непрерывная конверсия с отводом
теплоты при любых равновесных концентрациях параводорода в
интервале температур 200...20 К и поглощением ее соответствую-
щими источниками охлаждения. На практике непрерывный процесс
заменяют ступенчатым процессом конверсии на нескольких темпе-
ратурных уровнях. Схема, показанная на рис. 2.14, г, для этой цели
наиболее целесообразна, так как конвертируемый поток идет по
отдельному каналу. Давление в потоке, идущем через реакторы,
составляет 0,2—0,4 МПа, что обеспечивает температурный перепад
для отвода теплоты от реактора. Теплообменники б и 7 позволяют
предварительно охладить конвертируемый поток, а затем сконденси-
ровать его после конверсии. Желательно поддерживать изотермич-
ность конверсии, что повышает долю параводорода.
Необходимая доля параводорода в получаемой смеси зависит от
характера его использования. Для кратковременного хранения
достаточно обеспечить содержание параводорода 80—85 %, для
длительного — состав должен быть близким к равновесному. Чаще
всего получают продукт, содержащий 90—95 % параводорода.
Для получения параводорода применяют различные типы катали-
заторов. Наиболее распространены хромоникелиевый, а также
гидроокиси хрома, железа и др. Катализаторы имеют зернистую
структуру и для удаления из них влаги проводят предварительную
активацию путем вакуумирования до 1—10 Па с прогревом до 100—
150 'С. В крупных установках активацию выполняют продувкой
сухим горячим водородом. Примеси, содержащиеся в водороде,
могут “отравлять” катализаторы, поэтому водород должен иметь
высокую степень чистоты. При хорошей очистке длительность
непрерывной эксплуатации катализаторов может составлять несколь-
ко лет.
160
Активность катализатора характеризуется константой скорости
реакции К Численное значение этой величины зависит от вида
катализатора и температуры (табл. 2.2). Реакция орто-парапревраще-
ния является гетерогенно-каталитической и экзотермической. Ее
интенсивность определяется кинетическим уравнением
(CD - С), (2.15)
dV G р
где С — текущее значение доли параводорода, %; V — текущее
значение объема катализатора, м3; К— константа скорости химичес-
кой реакции, кг/(с-м3); Ср — равновесная доля параводорода,
являющаяся функцией температуры (см. рис. 2.12); G — массовый
расход реагирующего газа, кг/с.
В случае, когда удается обеспечить выполнение условия
Ср=const путем поддержания постоянной температуры процесса,
задача по расчету реактора сводится к нахождению необходимого
объема катализатора при заданном конечном значении доли параво-
дорода Ск, что достигается интегрированием кинетического уравне-
ния при начальном условии V= 0; С = Сс и приводит к результату:
Необходимо подчеркнуть, что изотермичность обеспечивается
лишь в случае проведения процесса в жидкой фазе за счет испарения
части жидкости. В большинстве промышленно реализуемых процес-
сов температура экзотермически реагирующего газа является пере-
менной, а следовательно, переменной величиной является и равно-
весная доля параводорода.
В последнем случае при расчете аппаратов конверсии кинети-
ческое уравнение дополняется уравнениями теплообмена — рааднч-
2.2. Константы скорости реакции некоторых катализаторов
Катализатор Значения К- 103, мольДсм3 • с), при температуре, К
78 64 22
CrjOj+NiO 1,5—1,7 1,4-1,5 1,6-2,1
С^ОН)з 0,6—0,7 0,5-0,7 0,9-1,6
Мп(ОН)4 0,7-1,2 0,6-1,1 1,6-2,1
Fc(OH)3 1,0-2,3 0,7—1,7 0,9-2,1
Ni(OH)2 0,4—0,7 0,3-0,6 0,5—0,8
4-№б675
161
ними для разных способов реализации процесса. При этом можно
выделить три основных термических режима: адиабатный — вся
теплота орто-параперехода передается реагирующему газу; изотерми-
ческий — реагирующий газ охлаждается кипящим хладагентом;
непрерывный — охлаждение реагирующего газа осуществляется
обратным потоком водорода.
Решение соответствующих каждому способу систем уравнений
приводит к получению зависимостей, определяющих характер
изменения доли параводорода и температуры в зависимости от
конструктивных и технологических параметров.
При расчете установок для получения параводорода в балансе
энергии ожижителя необходимо учитывать теплоту конверсии дк,
имея в виду при этом, что конверсии подвергается только ожижае-
мая доля потока. Формула (2.9) для определения коэффициента
ожижения принимает вид
_ д'Г.-(сРЧ + 9е11)
Х - '? + «к (217)
Учет приводит к тому, что для полной конверсии на водо-
родном уровне коэффициент х уменьшается примерно на 1 /3 по
сравнению с коэффициентом при получении нормального водорода.
При проведении предварительной конверсии в азотной ванне
изменяется также уравнение (2.10), определяющее расход охлаждаю-
щей жидкости 60:
(*ю = х К»г — + 9К] + 9а • (2.18)
Следует иметь в виду, что значения дк, кДж/кг, в формулах
(2.17) и (2.18) различны: для каждого реактора их находят по
формуле
9к=7,06(С-Со). (2.19)
Значение С обычно на несколько процентов ниже равновесной
доли при температуре в реакторе (см. рис. 2.12). Оценим влияние
орто-параконверсии на процесс ожижения водорода количественно
на примере.
Пример 2.1. Определить коэффициент ожижения водорода х кг/кг, расход
Go охлаждающей жидкости (азота) и удельную работу I для цикла с предвари-
тельным охлаждением и дросселированием (см. рис. 2.8) Производительность
установки по водороду 100 дм3/ч. Расчеты выполнить для получения нормаль-
ного водсрода и 96 %-ного параводорода. Определить также необходимый объем
катализатора Ук.
Исходные данные р2 = 12 МПа. pt - 0,1 МПа, Т2 = 300 К, 7^ = 70 К;
Д4 = Т2 — Ji- = 15 К. ДА. = Тл — Тв. = 3 К; теплоприток на каждой ступени
дс = 4,0 кДж/кг.
162
Решение. По диаграмме Г—з для Н, находим = 4020; 1Я = 1220; L = 272
кДж/кг; Д»г = —56,6, Д1г = 218* кДж/кг; для N2 i9 = 29,4 кДж/кг;
j10=448 кДж/кг.
Коэффициент ожижения нормального водорода находим по формуле (2.9)
при теплоемкости водорода при Т= 70 К ср= 11,2 жДж/(кг- К) и р = 0,1 МПа:
х = 218-(3-11,2.4.4) = _
1220 -272
Согласно формуле (2.11) потери холода
fe = КЛ'г, - Ч - <Ь. Ч) + «я) “
= (218 + 56,6) + (14,3 -15 - 11,2 - 3) + 4 = 458 кДж/кг
Для охлаждения i кг водорода согласно (2.10) необходима следующая масса
азота
0,193 (4020 - 1220) + 458
------------------------------- 2,388 кг
(4o — A>)n2 ^8 — 2^’4
С учетом 15 % потерь азота GOJI = 1.15 - 2,388 = 2.75 кг/кг, или в объемных
единицах
2,75 р„ 2,75 0,0708 , ,
G' =-----------Ь-=-------------------= 1,28 дм’/дм3.
х pN; 0,193 0,804
Удельную работу, необходимую для получения жидкого водорода при КПД
компрессора т)из = 0,6 и 20 = 5,5 МДж/кг, найдем по формуле (2.12)
_ 4,12-10~3 3001л (12/0,1) + V . П5
»” 0.6-0.193 0,193
0,6-0,193
или = 115*0.0708 = 8,15 МДж/дм3
Параводород получают конверсией на двух температурных уровнях в азотной
ванне при Т = 70 К и Ср — 52 %, а также в сборнике водорода при Т — 24,8 К
(р = 0,3 МПа) и Ср= 98,5 %
Примем неравновесность 2 %, тогда доля параводорода после азотной ванны
50 % и теплота конверсии в азотной ванне согласно формуле (2 19)‘
9ki = 7,06 (50 — 25) — 176 кДж/кг.
Теплота конверсии в сборнике водорода q^ = 7,06(96,5 — 50) =328 кДж/кг
Поскольку конверсии подвергается только ожижаемый водород, по формулам
(2.17) и (2.18) находим:
218-(3-112^4) =0Д41(Ю
(1220 - 272) + 328
_ 0.141 итого-laojtiTH^ «8.
448 - 29,4
С учетом 15 % потерь азота
2,1 1,5 0,0708 . _ ,, з
—---------------~ 1,5 дм/дм’.
0,141 0,804
163
Удельная работа получения 1 дм3 жидкого водорода
, 4,12• 10’1 300 In (0,12/0,10). 2,1 • 1,15 . _ ,._ . .п ,
= -----------------' ’ + J----— 5,5 = 147 МДж/кг,
>я 0,6-0,141 0,141
или =147-0,0708 = 10,4 МДж/дм3.
Для катализатора Fe(OH)3 по табл 2 2 принимаем К= 1,0 • 10"3 моль/(см3-с)
или 2,016 г/(м3-с)
По формуле (2 16), ще G = 100 ям3/ч или 1,97 г/с, определяем объем
катализатора для реактора в водородной ванне
1,97-Ю3, 98,5 - 50 , 1П.3 ,
Е, = — ------In —’------------= 3 10 м3
2.016 98.S - 96.5
§ 2.3. ВОДОРОДНЫЕ ОЖИЖИТЕЛИ
Рассмотренные циклы с дросселированием и предварительным
охлаждением используют для ожижителей водорода малой и средней
производительности. Эти установки состоят из низкотемпературного
блока с высокоэффективной теплоизоляцией, внутри которой
размещены теплообменники и другие элементы, показанные на
рис. 2.8, 2.10 и 2.11. Кроме того, существует ряд машин и аппаратов,
обеспечивающих работу установки: компрессор; блоки очистки от
влаги, масла и других примесей; газгольдер; емкости газообразного
водорода; сосуды с жидким азотом; вакуумные насосы; приборы
контроля и управления и др.
Ожижитель ВО-2. В этой установке средней производительности
расход перерабатываемого газообразного водорода составляет 725 м3/ч
Низкотемпературный блок этого ожижителя размещен в двух
корпусах с вакуумно-порошковой изоляцией. В первом корпусе
(рис. 2.15, о) находится основной теплообменник 1 и ванна 2 с
жидким азотом, кипящим при давлении, близком к атмосферному
(Т = 81 К) Во втором корпусе (рис. 2.15, б) находится
промежуточный теплообменник 3, ванна 4 с жидким азотом,
кипящим в вакууме (Т= 66 К), нижний теплообменник 5, дроссель
6, система для сбора жидкого водорода и проведения орто-
параконверсии. Установка ВО-2 позволяет получать жидкость,
содержащую 97—98 % параводорода. Реактор включен по схеме,
близкой к схеме, изображенной на рис. 2.14, в. Сжатый в
компрессоре до 12,5 МПа и очищенный от примесей водород
проходит все теплообменники и дросселируется в промежуточный
сборник 10 до давления 0,5 МПа, откуда пар и часть жидкого во-
дорода выходят через пневматический клапан 7 (см. рис. 2.15, б).
Пар вдет обратным потоком через теплообменники, а жидкость
164
поступает во второй сборник 12, внутри которого размещены
реакторы и змеевик-конденсатор. Жидкий водород из этой емкости
поступает сначала в реактор 9 и конденсатор 8, а затем во второй
реактор 11, откуда выдается потребителю.
Таким образом, здесь применена одноступенчатая конверсия, так
как производительность по параводороду относительно невелика
(140 дм3/ч). Из сборника 10 можно непосредственно получать нор-
мальный водород, тогда производительность возрастает до 230 дм3/^
Универсальная установка ВО-2 может работать и в рефрижера-
торном режиме; при этом жидкий нормальный водород из сборника
10 поступает к потребителю, а холодный пар возвращается в ожижи-
тель
toSpampuU
поток)
Смтыи Водород
Водород
feSpomni
пото»)
Рис. 2.15. Низкотемпературный блок
ожижителя водорода ВО-2
165
Установка с поршневым детандером. В некоторых установках
средней производительности и во всех крупных ожижителях
применяют циклы с водородными детандерами различных типов
(поршневыми в средних установках и турбодетандерами — в
крупных).
Включение детандера в цикл обеспечивает высокоэффективный
процесс изоэнтропного расширения и приводит к увеличению про-
изводительности установки по сравнению с циклом с дросселиро-
ванием и уменьшению удельных затрат энергии. Рассматриваемый
ожижитель имеет производительность, близкую к производитель-
ности установки ВО-2: 158 дм3/1* при работе по циклу с дроссели-
рованием и 233 дм3/ч при включении поршневого детандера.
Технологическая схема установки приведена на рис. 2.16. Цикл,
примененный в этой установке, соответствует схеме на рис. 2.10.
Имеются две азотные ванны: в одной азот кипит при атмосферном
давлении, в другой — в вакууме. Предусмотрена возможность
дополнительного включения детандера, в который поступает часть
прямого потока (43 %) после второй азотной ванны. Водород,
проходящий через детандер, расширяется до атмосферного давления
и из теплообменника возвращается в обратный поток.
Водород (780 м3/ч) сжимается в компрессоре до 15 МПа,
проходит блок 1 очистки от масла (сначала отделитель капельного
масла, потом угольный адсорбер паров). Затем водород очищается
от кислорода в реакторе с никелевым катализатором блока 2 катали-
тической очистки — этот процесс идет при высокой температуре
(300 ’С). Водород связывается с кислородом, образуя воду.
Влага из водорода удаляется в цеолитовых блоках 3 осушки,
азот и оставшиеся примеси — в блоке 4 низкотемпературной очист-
ки. Очистка происходит в результате адсорбции примесей активиро-
ванным углем при температуре жидкого азота. Адсорбционные блоки
3 и 4 имеют систему регенерации адсорбентов. Сжатый чистый
водород поступает в блок 5 ожижения, затем в основной теплообмен-
ник и азотную ванну, в которой охлаждается до 81 К. Из азотной
ванны ожижаемая часть водорода (продукционный водород) идет
по отдельному каналу в первый конвертор, где доля параводорода
увеличивается до 47 %. Во второй азотной ванне водород охлажда-
ется до 67 К. Основной поток нормального водорода после конце-
вого теплообменника дросселируется до = 0,13 МПа и частично
ожижается. Продукционный поток (параводород) после концевого
теплообменника дросселируется до 0,3 МПа и поступает в конвертор
второй ступени, находящийся в сборнике нормального водорода.
166
167
После конверсии получается смесь, содержащая 98 % параводорода.
Разделение прямого потока на две части позволяет осуществить
конверсию на двух температурных уровнях наиболее целесообраз-
ным способом в соответствии со схемой рис. 2.14, г. В обоих
реакторах в качестве катализатора используется гидроокись железа.
Применение поршневого детандера 6 (см. рис. 2.16) позволяет
значительно увеличить производительность ожижителя, однако
ожижитель может работать и при отключенном детандере. Кроме
основных узлов установка включает вспомогательное оборудование,
а именно: электроподогреватели 7, 9, вакуумные насосы 8, азотную
рампу 10, газгольдер, систему продувки азотом и другие элементы.
Водородные ожижители большой производительности. В связи с
интенсивным развитием ракетной техники на рубеже 50-х — 60-х
годов была разработана технология промышленного производства
жидкого водорода в больших масштабах. Так, в США суточное
производство жидкого водорода постоянно увеличивается. Наиболее
крупная установка фирмы PRAXAIR имеет призводительность по
параводороду до 800 т/сут.
При таких больших значениях производительности необходимо
применять эффективные многоступенчатые термодинамические
циклы, уделяя основное внимание экономической стороне пробле-
мы. В этом случае большую роль играет также способ получения
и очистки первичного продукта — газообразного водорода.
Рассмотрим получение 95 %-ного параводорода на заводе со сред-
ней производительностью 16 000 дм3/ч (27,2 т/сут). Блок-схема
завода включает четыре группы производственных комплексов
(рис. 2.17, о). В труппу I входит оборудование для получения и
предварительной очистки газообразного водорода. Водород получают
методом неполного окисления (см. § 2.1). Кроме нефти (или
природного газа) для получения водорода необходим кислород, вода
и водяной пар. В начале получают смесь Н2 и СО, а затем СО
окисляют до СО2 и удаляют СО2 и другие примеси. Последняя
ступень моноэтаноламиновой очистки позволяет получить продукт,
содержащий 98,8 % Н2 и примеси: 0,6 % СН4, 0,3 % СО, 0,3 %
N2 и Аг и др.
К группе II относится оборудование для получения кислорода
и азота. Для этой цели применены две воздухоразделителъные уста-
новки 6. Жидкий кислород собирается в танке, затем газифици-
руется, охлаждая азот в блоке 7, и направляется в генератор газооб-
разного водорода 4, где вступает в реакцию неполного окисления.
Блок 7 представляет собой азотный рефрижератор, в котором по
168
169
детандерному циклу производится необходимое количество жидкого
и холодного газообразного азота, поступающего затем в ожижитель
водорода 5.
Оборудование группы IV включает емкость вместимостью 340 м-
и ряд емкостей вместимостью 106 м3 для хранения и раздачи
продукта потребителю. Пары водорода из хранилища возвращаются
в блок 5 для повторного ожижения.
Группа III представляет собой основной криогенный блок, в
котором находится ожижитель водорода 5 (его принципиальная
схема дана на рис. 2.17, б). Для ожижения водорода используют
сложный цикл с пятью ступенями охлаждения, что обеспечивает
высокую термодинамическую эффективность.
Важная особенность схемы — применение разделенных потоков:
ожижаемый (продукционный) водород полностью отделен от замк-
нутого циркуляционного потока, осуществляющего холодильный
цикл. Преимущество такой схемы состоит в том, что многоступен-
чатой очистке и конверсии подвергается только небольшая часть
всего перерабатываемого в установке водорода — ожижаемая доля.
В крупных ожижителях, как правило, применяют разделенные
потоки.
Поступающий из генератора 4 (см. рис.2.17, с) газообразный
водород (продукционный поток) сжимается в компрессоре 1 (см.
рис. 2.17, б), охлаждается до +5 ‘С в фреоновом теплообменнике
3, проходит алюмогелиевый блок осушки 4, в котором удаляется
влага, и поступает в блок ожижения. Этот поток проходит теплооб-
менники 5 и 7, две азотные ванны 6(7’= 77 К) и 8(р—0,0137 МПа,
7’= 64 К). Затем поток водорода проходит теплообменники 9, ванну
10 с жидким водородом холодильного цикла (Т = 29,4 К) и на
заключительной стадии охлаждения конденсируется в ванне 11, в
которой находится жидкий водород при давлении, близком к
атмосферному. Образовавшаяся жидкость поступает в емкость на
хранение.
Циркуляционный поток осуществляет холодильный цикл двух
давлений. В компрессорах 2 часть этого потока сжимается до
высокого давления р2, затем проходит последовательно все тепло-
обменные аппараты и две азотные ванны, дросселируется в сборник
/0 (Рпр — 0,7 МПа), в котором частично ожижается, обеспечивая
охлаждение до Т~ 29,4 К. Другая часть циркуляционного потока,
сжатая в компрессоре 2 до промежуточного давления 0^= 0,7 МПа),
проходит те же аппараты. В теплообменнике 9 этот поток соеди-
няется с водородом, идущим из ванны 10. Объединенный поток
170
поступает в турбодетандер 15 (температура после расширения 36 К).
Расширенный поток соединяется с водородом, идущим из ванны
11, и суммарный обратный поток проходит все теплообменники,
возвращаясь в компрессор 2. Предварительное охлаждение
осуществляется не только жидким азотом, но и потоком холодного
газообразного азота.
Очистка и конверсия продукционного потока проходит на
нескольких температурных уровнях. Так, при Т = 110 Кв блоке
12 происходит очистка от метана адсорбцией на активированном
угле. После ванны 6 установлен силикагелиевый блок очистки 13
для поглощения окиси углерода, азота, аргона. Окончательная
очистка происходит в блоке 14. Конверсия осуществляется на пяти
температурных уровнях: в двух ваннах с жидким азотом и двух
ваннах с жидким водородом, а также потоком из турбодетандера.
До и после конверторов (рис. 2.18) установлены теплообменники
для снижения температуры и отвода теплоты конверсии. Петлевое
включение конверторов обеспечивает эффективный отвод теплоты.
Теплообменник 5 (см. рис. 2.17, б) разделен на три отдельные
секции, в каждую из которых входят различные прямые потоки.
Теплообменник 9 также разделен на шесть отдельных секций.
Ожижитель производит 95 %-ный параводород, он прост и
надежен в эксплуатации. Время его запуска от начала получения
газообразного водорода составляет 48 ч. Расход энергии невелик
(5 МДж/дм3).
На рис. 2.19 приведена схема водородного ожижителя, на основе
которого решена проблема обеспечения жидким параводородом
ракетно-космической программы "Энергияи-”Буран”. Структурная
схема установки построена на водородном (7) и азотном (11) циклах
высокого давления на базе компрессоров 6М40-320/320. Эффектив-
ность продесса ожижения водорода по циклу высокого давления
определяется: организацией процесса орто-параконверсии водорода,
использованием промежуточного дросселирования, а также наличием
в схеме водородного и азотного турбодетандеров и их эффектив-
ностью.
В схеме ожижителя применено каскадное предварительное
охлаждение циркуляционного водорода, так как оно эффективнее
одноступенчатого. Холод к циркуляционному водороду подводится
на нескольких температурных уровнях за счет: испарения жидкого
аммиака, жидкого азота, кипящего под атмосферным давлением, и
жидкого азота, кипящего под вакуумом. Для предварительного
охлаждения водорода используется также холод газообразного азота.
171
Fai /гушв/иетыи
Рис2. 18. Схема потоков в блоке завода по ожижению водорода:
1 — адсорбционные блоки очистки; 2 — конверторы параводорода, 3 —
турбодетандер
что позволяет существенно снизить расход циркуляционного азота,
а следовательно, уменьшить удельные энергозатраты на производ-
ство жидкого параводорода. Водород, поступающий в установку,
очищается от примесей азота, метана, аргона, окиси углерода и
масла. Очистка осуществляется: вымораживанием и адсорбцией
высококипящих примесей в переключающихся аппаратах; адсорб-
цией низкокипящих примесей в адсорберах на уровне температуры
172
Рис. 2.19. Прит
давления:
юднмо ожижителя высокого
КП^, КПд — водородный и азотный компрессоры, В — вакуумный компрес-
сор; Лн,, ЛА — водород и азот для компенсации потерь в циклах; Д&? ДА —
водородный и азотный турбодетандеры; С — сборник жидкого азота, Лй —
адсорбер; КВ1 — изотермический конвертор на температурном уровне 65 К,
КВ2 — изотермический конвертор на температурном уровне 21 К; КН —
конвертор непрерывной орто-параконверсии; 7 — 9 — теплообменные аппараты
водородного цикла; 10 — 13 — теплообменные аппараты азотного цикла
жидкого азота, кипящего под вакуумом. Объемные доли примесей
в водороде, поступающем в установку, %:
кислорода .. .....КГ7
азота .. 2 • 1О’Э
метана....... ..... .... 10'4
аргона....... г... ............ ... 10 6
окиси углерода ... ...............10'5
173
Сжатый в компрессоре КПц3 водород (Т = 308 К) проходит
через ряд переключающихся теплообменных аппаратов !—3, в кото-
рых происходит охлаждение и очистка от легкокипящих примесей.
В ожижителе применены трубчатые витые теплообменники из
коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т. Затем прямой поток посту-
пает в ванну с жидким азотом, кипящим при атмосферном давле-
нии, охлаждается там до температуры 82 К. После охлаждения
потока до температуры 68 К в ванне жидкого азота, кипящего под
вакуумом, происходит его тонкая очистка от примесей (в основном
от азота) в адсорберах Ад. За аппаратом О/ прямой поток водорода
делится на два: продукционный и холодообразующий, последний,
в свою очередь, делится на детандерный и дроссельный потоки.
Дроссельный холодообразующий поток проходит теплообменный
аппарат 8 и дросселируется в межтрубное пространство аппарата
КВ2 с образованием жидкого водорода, испарение которого
обеспечивает окончательное охлаждение, конверсию на уровне
температуры 22 К и ожижение продукционного потока водорода
Детандерный поток после аппарата КВ! расширяется в турбоде-
тавдере Дн2> за которым смешивается с парами дроссельного холодо-
образующего потока водорода из аппарата КВ2, образуя обратный
поток водорода. Турбодетандерный агрегат состоит из четырех
смонтированных в теплоизоляционном кожухе турбинных ступеней
и оборудования масляной системы (рис. 2.20 и табл. 2.3). Каждая
ступень конструктивно представляет собой самостоятельную центро-
стремительную турбину.
Продукционный поток возвращается в аппарат КВ! (см. рис. 2.19)
для изотермической конверсии; при этом объемная доля параводо-
рода в потоке увеличивается с 25 до 56 %. Пройдя теплообменный
аппарат 7, продукционный поток поступает в аппарат КН, в кото-
ром реализуется процесс непрерывной орто-параконверсии, и содер-
2.3. Параметры водородного турбодетандера
Наименование параметра Ступень (см. рис. 2 20)
I 11 III IV
Давление, МПа: на входе 12,1 7,4 4,0 1,65
на выходе 7,4 4,0 1,65 0,15
Температура на входе, К 68 60,4 51,7 39,5
Расход газа, кг/с 0,3 о,3 0,3 о.з
Диаметр рабочего колеса, мм 48 48 48 60
Частота вращения ротора, мин'1 80000 80000 80000 80000
Мощность, кВт 22,3 22,4 24,6 36,6
174
Рис. 2.2©. Принципиальная структурная схема четырехступенчатого водородного
турбодетандерного агрегата:
7— fV— ступени турбодетандера; 7 — фильтр на входе; 2 — клапан отсечной;
3 — кожух теплоизоляционный; 4 — подогреватель водорода, 5 — фильтр
на потоке водорода для теплового поддува; а — масло в подшипники; б -
масло в тормозные устройства; в — масло на слив
жание параводорода увеличивается до 90 %. После изотермического
конвертора КВ2 параводород поступает в систему хранения.
Дросселирование потоков водорода (продукционного и дроссель-
ного) на нижнем температурном уровне осуществляется клапанами
типа АДБ (рис. 2.21). Конструктивная особенность этих клапанов
— наличие удлиненных штоков — дает возможность вынести уплот-
нение штока и привода арматуры в зону нормальных температур,
а также обеспечить доступ к золотникам арматуры без выгрузки
изоляции. Уплотнение по штоку осуществляется сильфоном, по кор-
пусу — прокладкой. Шток скользит по бронзовой втулке с резино-
выми кольцами. Клапан управляется мембранно-исполнительным
механизмом (МИМ), который снабжен позиционером, обеспечива-
ющим заданное положение плунжера, указателем положения и
ручным дублером.
175
Рис.2.21. Конструкция клапана АДБ-41-25/160:
1 — корпус клапана с седлом; 2 — шт<ж с
сильфоном; 3 — прокладка уплотнительная;
4 — корпус сальника; 5 — втулка сальника с
резиновыми кольцами; 6 — фланец крепления
МИМ; 7 — пневмопривод; 8 — пробка, 9 —
мембрана; 10 — плунжер
Проблема “шугообразного” водорода.
Использование водорода в качестве
топлива вследствие его малой плотности
(на порядок меньшей, чем у керосина)
связано с необходимостью создания
топливных баков большой вмести-
мости. Такая ситуация ускорила раз-
работку промышленных методов увели-
чения плотности жидкого водорода
путем охлаждения его до температур
ниже нормальной точки кипения. При
реализации программы “Энергия”—
’’Буран” были созданы криогенные сис-
темы для получения охлажденного до
16 К водорода (см. гл. 5). Наиболее
перспективным техническим решением
представляется гцжменение “шугообраз-
ного” водорода, массовая доля твердых
частиц в котором составляет около 50 %.
В таком состоянии смесь жидкого и
твердого водорода еще сохраняет свой-
ство текучести, а ее плотность — на
15 % выше плотности жидкого водорода при температуре 20,4 К.
Использование меньшего по объему бака может более чем на 30 %
улучшить массогабаритные характеристики аэрокосмических
летательных аппаратов XXI в.
В настоящее время в США в соответствии с программой NASP,
разработано опытно-промышленное оборудование, позволяющее
производить, хранить и транспортировать “шугообразный” водород.
Производство “шуги” в данном случае осуществляется порциями
по 227 кг методом вакуумирования парового пространства сосуда
вместимостью 2,84 м3 до давления тройной точки и одновременным
механическим перемешиванием обьема жидкости.
176
Конструктивные трудности, возникшие при создании оборудова-
ния вследствие очень низкого равновесного давления тройной точки
водорода (5 Па) и относительно низкой его теплоты плавления
(117,5 Дж/моль), в настоящее время преодолены.
Перспективные способы ожижения водорода в циклах с примене-
нием турбомашин. В связи с задачами водородной энергетики
возникает необходимость ожижать водород в очень больших коли-
чествах. Обычно в таких случаях для всех газов используют турбо-
компрессоры, более компактные и эффективные, чем компрессоры
объемного типа. Однако для водорода непосредственное применение
турбокомпрессоров исключено, так как в центробежных машинах
степень сжатия пропорциональна его молекулярной массе, которая
у водорода очень мала. Даже для небольшой степени сжатия в водо-
родном турбокомпрессоре необходимо несколько десятков ступеней,
что технически неприемлемо. Решение этой проблемы в принципе
возможно: водород следует использовать в смеси с каким-либо газом
высокой плотности и проводить последующую очистку ожижаемого
потока от этой примеси.
Одна из таких схем, предложенная С. Бейкером, приведена на
рис. 2.22. Продукционный водород сжимается в компрессоре /,
проходит теплообменники 4, б и 7, азотную ванну 5, ванну 8 с
жидким водородом и сконденсированным поступает к потребителю.
Реакторы, установленные на этом потоке в аппаратах 5—8, позво-
ляют получать параводород.
Холодильный цикл осуществляется в отдельном контуре: смесь
водород—пропан сжимается в турбокомпрессорах 2 и 3 и идет в
теплообменник 4, после чего сконденсировавшийся пропан отделя-
ется в сборнике 9. Затем поток очищается от остатков пропана в
адсорбере 10. Из азотной ванны 5 часть потока поступает в тепло-
обменники би 7, а часть в турбодетандеры 77 и 72, где расширяется,
обеспечивая необходимую холодопроизводительность. Оставшаяся
часть потока дросселируется в сборник 8. Обратные потоки воз-
вращаются в турбокомпрессоры, а отделенный ранее пропан добав-
ляется к ннм перед теплообменником 4.
Степень повышения давления в одной ступени турбокомпрессора
при сжатии идеального газа можно определить по формуле
к
к-1’"”
«к = Р,/Л=[1+^—(2.20)
Здесь Л/и= Иг/он, где «2 — окружная скорость; дн — скорость звука:
ан = к R Тн .
(2.21)
Из соотношений (2.20) и (2.21) следует, что величина пК зависит
от свойств сжимаемой среды через газовую постоянную R. Для смеси
идеальных газов газовая постоянная, Дж/(кг- К):
где Rq- 8314 ДжДмоль • К) — универсальная газовая постоянная;
х, — массовая доля 7-го компонента; Л^. — молярная масса 7-го
компонента.
На рис. 2.23 приведены результаты расчетов по формулам (2.20)
— (2.22) для смеси водород — пропан, показывающие влияние
добавки пропана на степень повышения давления в ступени водород-
ного турбокомпрессора. В расчетах принято: коэффициент удельной
работы (напора) у = 0,5; политропный КПД tj = 0,8; окружная
скорость «2 — 400 м/с, Тк = 300 К. Молярные массы водорода
A/Hj = 2,016, пропана Л7с,Н =44,1. Учтено изменение показателя
изоэнтропы к. Добавка 15—^5 % пропана обеспечивает достаточно
178
Рис. 2-23. Зависимость степени повышения
давления в ступени водородно-1фспанового
турбокомпрессора от доли пропана в смеси
высокие степени повышения дав-
ления (лк =1,3—1,45), тогда как для
чистого водорода тгк = 1,066. При
хс н = 25 % необходимое число
ступеней при том же конечном
давлении уменьшается примерно в
о ю го хсЛ,%
6 раз. В качестве добавки выбран пропан, поскольку его моле-
кулярная масса в 22 раза больше, чем у водорода. Еще более высокая
молекулярная масса у криптона и ксенона, но эти газы редки и
дороги Можно также использовать фреоны. При разработке
водородных криогенных систем такого типа известные трудности
связаны с обеспечением высокой степени очистки потока водорода
от примесей до их объемной доли 10"7.
В конце 80-х — начале 90-х гг. в Научно-исследовательском и
проектном институте азотной промышленности и продуктов орга-
нического синтеза (ГИАП) разработана технология комприми-
рования водорода в термосорбционном компрессоре (ТСК) и создано
необходимое для этой цели оборудование (Ю.К. Байчток с сотруд-
никами). Работа ТСК основана на способности некоторых интерме-
таллических соединений, например лантонвда никеля LaNis, сорби-
ровать значительные количества водорода (до массовой доли 1,8 %)
при температуре 290—310 К с образованием обратимых гидридов.
Процесс гвдридооЕразования является экзотермическим, разложения
— эндотермическим. Удельный (на единицу количества продукта)
тепловой эффект достаточно велик (25—42 кДж/моль) и зависит
от химического состава интерметаллического соединения. Выделение
водорода происходит в результате разложения гидридов при
нагревании до 380—410 К. Особенности физико-химических свойств
этих соединений позволяют проводить процессы сорбции и
десорбции водорода в изотермическом режиме при постоянном
давлении (рис. 2.24, б).
Гидридный ТСК (рис. 2.24, а) конструктивно оформлен в виде
ряда периодически работающих сорбционных модулей, представля-
ющих собой кожухотрубные теплообменники, в трубках которых
размещен интерметаллид, а межтрубное пространство омывается
циркулирующим теплоносителем (рис. 2.25). Чистый водород или
смесь водорода с другими газами поступает в один из модулей, в
рубашку которого подается холодная вода. В модуле происходит
179
Рис. 2.24. Термосорбциониый компрессор для сжатия водорода:
а — принципиальная конструктивная схема; (7 — сорбционный модуль, 2 —
переключающиеся клапаны; 3 — циркуляционная система холодной и горячей
воды); б — изотермы десорбции водорода на лвнтониде никеля
поглощение водорода из смеси газа, а непоглощрнные газы поступают
в систему сброса. После насыщения сорбента водородом закрыва-
ются отсекатели на линии сброса, и в рубашку модуля подается
горячая вода. При этом из сорбента выделяется поглотившийся
водород, который под давлением до 32 МПа направляется в
технологическую линию. Циклы других модулей аналогичны и
отличаются смещением процессов во времени.
За счет использования отходящих низкопотенциальных тепловых
потоков (360—420 К) энергетическая эффективность гидридных
ТСК намного выше всех известных методов сжатия водорода. Так,
при одноступенчатом сжатии (степень сжатия 50) эксергетический
Рис. 2.25. Сорбционный модуль:
1 — трубчатый элемент, 2 — корпус; 3 и 4 — фланцевые разъемы; 5 — цент-
ральная труба-вытеснитель; 6 — интерметаллид в теплопроводяшей матрице
180
КПД равен 0,4, а удельные (отнесенные к объему производимого
продукта) затраты энергии на сжатие при этом составляют 1680
кДж/м3 в случае использования для десорбции воды с темпера-
турой 420 К. По результатам эксплуатации опытно-промышленной
установки сжатия водорода производительностью 100 м3/ч разрабо-
таны конструкции ТСК производительностью до 5000 м3/ч.
Уникальные свойства интерметаллических соединений позволили
создать не только эффективным компрессор, но и безопасное
компактное хранилище водорода вместимостью 1000 м3.
§ 2.4. ДРУГИЕ ТИПЫ ВОДОРОДНЫХ КРИОГЕННЫХ
СИСТЕМ
Рассмотренные водородные системы предназначены для получе-
ния жидкого водорода, используемого в качестве горючего либо
криоагента. Кроме этого, существуют специальные криогенные
водородные системы, предназначенные для решения конкретных
задач науки и техники. Рассмотрим два типа таких систем.
Жилководородные пузырьковые камеры. Криогенные водородные
установки широко применяют в технике современного эксперимен-
та. Они, в частности, обеспечивают работу детекторов элементарных
частиц — пузырьковых камер. Принцип действия пузырьковых
камер основан на высокой чувствительности перегретой жидкости
к ионизирующему излучению. Вдоль траектории движущейся
заряженной частицы, которая, затормаживаясь, выделяет энергию
в жидкость, появляется цепочка паровых пузырьков. Траектории,
образованные пузырьками, фиксируются на фотопленке —- по ним
судят о движении, взаимодействии и превращении элементарных
частиц. Камера находится в магнитном поле, воздействующем на
траектории частиц; напряженность поля определяет кривизну траек-
тории и позволяет вычислить энергию частиц. Пузырьковыми каме-
рами снабжают современные ускорители элементарных частиц. Они
являются неотъемлемой составной частью этих уникальных дорого-
стоящих сооружений.
В качестве рабочей жидкости пузырьковых камер чаще всего
используют жидкий водород, поскольку он является хорошей
мишенью для пучка частиц. Ядро атома водорода — это один
протон, что обусловливает однозначные результаты при взаимодей-
ствии частиц. Жидкий водород также очень чувствителен в пере-
гретом состоянии к проходящим через него частицам и является
хорошим их детектором. Рассмотрим рабочий процесс в жидко-
водородной пузырьковой камере (рис. 2.26).
181
Рис. 2.26. Жидком «дородная пузырьковая камера:
а — схема рабочего процесса в диаграмме р— V (1 — жидкость; II — пар; III —
двухфазная система; К — критическая точка); б — принципиальная схема
установки (/ — камера с жидким Н2; 2 — подогреватель; 3 — тепловые мосты;
4 — магнит; 5 — экран; б — корпус; 7 — расширительная и компрессионная
система; 8 — клапан; 9 — фотокамера; 10, 11 — ванны с жидкими N2 и Н2,
12 — система подсветка)
6}
В корпусе 6 с высокоэффективной теплоизоляцией и экраном
5 находится рабочая камера 1 с жидким водородом. Она соединена
с расширительным и компрессорным устройствами 7, обеспечиваю-
щими ее рабочий цикл. Диаграмма р - Г (рис. 2.26, а) характеризует
изменение состояния водорода в камере; перегретое состояние жид-
кости достигается при давлении ниже равновесного при данной тем-
пературе. Начальное равновесное состояние определено точкой 4
(р= 0,46 МПа, Т-= 27 К). При снижении давления на 0,2—0,3 МПа
(адиабатное расширение по кривой 4—2) объем увеличивается и
жидкость становится перегретой по отношению к равновесному
состоянию (точка 4). Для снижения давления применяют мембраны,
сильфоны, но чаще поршни. Процесс расширения синхронизирован
с работой ускорителя; снижение давления, выдержка, обратная ком-
прессия и восстановление происходят циклически с помощью
клапана 8, полный цикл составляет 3—10 с. Пузырьки фиксируются
фотосъемкой. Ванны 10 и //служат для тфмостатирования жидкости
в рабочей камере, температура в камере поддерживается с точностью
до 0,05 К с помощью тепловых мостов 3 и подогревателей 2.
Камера, находящаяся в поле магнита 4, снабжена системой вакуум-
ной откачки, измерительными приборами, системами подсветки 12
и фотосъемки 9.
182
Жидководородные камеры являются криогенными объектами,
для их работы необходимо дополнитсяиное криогенное оборудование
(для производства жидкого водорода, конденсации его паров,
компенсации потерь). Обычно камеры снабжают рефрижераторными
водородными установками, работающими по замкнутому циклу и
обеспечивающими термостатирование камер. От камеры необходимо
отводить теплоприток из окружающей среды, а также теплоту,
эквивалентную работе неравновесных процессов расширения и
сжатия жидкости, которые многократно повторяются.
Рассмотрим конструкцию водородного ожижителя-рефрижера-
тора (рис. 2.27), предназначенного для пузырьковой камеры вмести-
мостью 0,5 м3. Газообразный водород сжимается (340 м3/ч) в
компрессоре 1 до давления 15 МПа, проходит блок 2 осушки от
влаги и два адсорбционных блока 3 и 4 очистки. Низкотемпе-
ратурный блок очистки 4 охлаждается жидким азотом, в нем удаля-
ются примеси азота, кислорода и двуокиси углерода при работе
установки в ожижительном режиме.
Очищенный и сжатый водород поступает в ожижитель 5, рабо-
тающий по циклу с предварительным охлаждением жидким азотом
и дросселированием (по схеме на рис. 2.8). Верхний теплообменник
состоит из двух секций, пары азота откачиваются вакуумным
насосом
При работе в ожижительном режиме вентиль 6 открыт, 7 —
закрыт, жидкость поступает в сборник С, а затем в пузырьковую
Азот к Лмууннсщ
Рис. 2.27. Водородный ожижитель-рефрижератор для пузырьковой камеры в
Беркли
183
камеру. При работе в рефрижераторном режиме вентиль б закрыт,
через вентиль 7 водород дросселируется в змеевик испарителя 8,
обеспечивая полезную нагрузку; пары возвращаются в ожижитель
5. Регулятор 9 поддерживает давление и температуру в испарителе
8, регулятор 10 поддерживает необходимое давление сжатия в цикле.
Датчиками являются газовые термометры VPT1-VPT3. Холодопроиз-
водительность установки 1800 Вт при Т = 27,5 К.
Для более крупных пузырьковых камер применяют более слож-
ные водородные рефрижераторы. Так, работу пузырьковой камеры
ЦЕРН вместимостью 1 м3 обеспечивает рефрижератор холодо-
производительностью 7400 Вт при Т= 23 К. Для этой цели приме-
няют цикл с двумя последовательно включенными водородными
турбодетандерами. Современные водородные пузырьковые камеры
имеют объем до 10 м3 и более, соответственно они снабжены более
крупными рефрижераторами.
Системы для получения дейтерия. Разработан ряд способов
получения дейтерия и тяжелой воды: многоступенчатый электролиз,
изотопный обмен, ректификация воды и других водородных
соединений, а также ректификация жидкого водорода. Последний
метод относится к числу наиболее дешевых и предусматривает
использование криогенных систем.
Как известно, разделение смесей методом ректификации осно-
вано на использовании законов фазового равновесия между
жидкостью и паром для смеси веществ. В результате многоступен-
чатого взаимодействия между неравновесными жидкостью и паром
происходит тепломассообмен, приводящий к обращению жидкости
одним из компонентов, а пара — другим. С этих позиций жидкий
водород можно рассматривать как двухкомпонентную смесь, состоя-
щую из молекул Н2 и HD (дейтерий в водороде присутствует в
ваде водорододейтерия HD). Температура водорода при р = 0,1 МПа
равна 20,38 К, a HD — 22,13 К; разница температур невелика
(1,75 К), но достаточна для осуществления процесса ректификации.
В установках для извлечения дейтерия используют какой-либо
из известных криогенных циклов ожижения водорода (с дросселиро-
ванием, детандерами), а также разделительную аппаратуру, состоя-
щую из ряда ректификационных колонн. Установка, схема которой
приведена на рис. 2.28, предназначена для получения концентрата,
содержащего 7—9 % HD. Холодильный цикл, использованный в
этой установке, наиболее прост и предусматривает обеспечение
холодопроизводительности путем предварительного охлаждения
водорода жидким аммиаком, затем азотом и последующим
дросселированием.
184
Рис. 2.28. Схема первой ступени получения дейтерия из водорода методом
ректификации:
1, 3 — 6, 8, 10— 16 — теплообменники; 2 — блок очистки; 7 — адсорбер; 9—
ректификационная колонна
При получении чистого дейтерия методом ректификации жидкого
водорода процесс последовательно происходит в трех колоннах 1—3
(рис. 2.29). Исходный продукт — водород, содержащий 0,03 % НО,
поступает из холодильного блока в среднюю часть колонны 1 в
виде насыщенного пара (колонна 1 соответствует колонне 9 на
рис.2.28). Циркуляционный поток водорода высокого давления,
проходящий через куб колонны 1, служит для обеспечения холодо-
производительности и флегмы в этой колонне.
В результате ректификации стекающая в куб жидкость обогаща-
ется HD до 5—10 %; степень извлечения HD составляет 90 %. Полу-
ченный концентрат направляется в верхнюю часть колонны 2 и,
стекая по тарелкам, обогащается до 100 %-ного содержания HD.
Обратный поток из этой колонны возврапеется в колонну 1. Чистая
фракция HD из колонны 2 поступает через теплообменник 4 в
реактор 5, где разлагается на Н2 и Dj- Образовавшаяся смесь
направляется в колонну 5, в нижней части которой концентрируется
чистый дейтерий D2, обратный поток возвращается в колонну 2.
Самой громоздкой является колонна 7; в установке, перерабатыва-
ющей 4000 м3/ч водорода, колонна имеет 77 тарелок диаметром
1050 мм. Установка подобного типа впервые в мировой практике
была создана в СССР. Эту технологию широко используют в разных
странах, причем применяют различные холодильные циклы и раз-
личные схемы процесса ректификации. При переработке 1000 м3/ч
исходного сырья — водорода за год можно получить около 1080 м3
185
Рис. 2.29. Принципиальная конструктивная схема установки для выделения чистого
дейтерия;
I — 3 — ректификационные колонны; 4 — теплообменник; 5 — реактор
99,8 %-ного дейтерия и соответственно 970 кг D2O. Удельные
затраты энергии иа получение I кг D2O составляют
12 000 — 18 000 МДж, тем не менее этот метод имеет ряд
экономических преимуществ по сравнению с другими методами
извлечения дейтерия. В качестве сырья необходимо применять
чистый водород, который затем может быть использован как
горючее, для синтеза аммиака и в других целях.
Глава 3
КРИОГЕННЫЕ ГЕЛИЕВЫЕ УСТАНОВКИ
§ 3.1. ГЕЛИЙ: ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ, МИРОВЫЕ
РЕСУРСЫ
Гелий был обнаружен Ж. Жансеном и Дж. Н. Локкером в 1868 г.
при изучении состава солнечного вещества спектральным методом
(от Греч, helios — Солнце). На Земле гелий был обнаружен спустя
27 лет (в 1895 г.). Честь этого открытия принадлежит шотландскому
химику Уильяму Рамзаю.
Гелий имеет два стабильных, содержащихся в природе, изотопа:
гелий-3 (3Не) и гелий-4 (4Не), у которых массовые числа равны
соответственно 3 и 4. Наиболее широко распространен в природе
гелий-4. Он встречается в атмосфере и в земных недрах в составе
природного газа. Его образование связано с радиоактивным распадом
в земле тяжелых химических элементов таких, как уран. Легкий
изотоп гелия (3Не) также существует в природе, но в ничтожно
малых количествах: объемная доля изотопа 3Не в гелии составляет
всего лишь 0,000137 % (остальное 4Не). Это объясняется тем, что
природный изотоп 3Не — продукт медленного процесса радио-
активного распада сверхтяжелого водорода — трития, который
образуется в верхних слоях атмосферы Земли при “обстреле” атомов
азота нейтронами космического излучения. Применение изотопа
гелия 3Не в криогенной технике позволяет достигать температур,
близких к абсолютному нулю.
Плотность гелия невелика (табл. 3.1), удельная теплоемкость
весьма значительна (большую теплоемкость имеет лишь водород).
Газообразный 4Не имеет высокую теплопроводность и является
хорошим теплоносителем. Его широко применяют в криогенной
технике как 1фиоагент, поскольку он нейтрален и негорюч, а сле-
довательно, безопасен в обращении.
Изучение гелиевой проблемы в XX столетии дало человечеству
много принципиально новых знаний и достижений и отмечено,
образно говоря, покорением целого ряда “вершин” (рис. 3.1): 1 —
открытие Не на Солнце (Жансен, Локкер); 2 — открытие Не на
187
3.1.Свойства гелия
Показаг^-ь 4Не 3Не
Молекулярная масса М, г/моль 4,0 3,016
Газовая постоянная R. Дж/(кг • К) 2077 2756,7
Плотность*, кг/м* 4 5: газообразного гелия рг 0,166 0,124
жидкого гелия при температуре кипения рж 125 60
Температура кипения Тгап, К 4,224 3.191
Теплота испарения гн, кДж/кг 20,8 8,5
Вязкость газа* при 273 К ц 106 * 8, Па • с 18,9 16,3
Динамическая вязкость насыщенной жидкости р • 106. Па • с 3.6 1.9
Коэффициент теплопроводности* X, Вт/(м • К): газа при 273 К 0,146
насыщенной жидкости 0,0197 0,0145
Удельная теплоемкость* с„, Дж/(г К): газа при 273 К 5,2
насыщенной жидкости 5.0 —
Удельная теплоемкость* с,, Дж/(г - К): газа при 273 К 3,15 —
насыщенной жидкости 2,37 —
Температура критической точки Тк, К 5,201 3,324
Давление критической точки рк> МПа 0,227 0,116
• При давлении 101,325 кПа.
Земле (Рамзай); 3 — первое ожижение Не (Камерлинг-Оннес);
4 — открытие сверхпроводимости (Камерлинг-Оннес); 5 — получе-
ние температуры, близкой к 1 К, в стационарном режиме, открытие
Не-П (Камерлинг-Оннес с сотрудниками); 6 — отверждение Не
(Кизом); 7— первое ожижение Не в детандерном цикле (Капица);
8 — открытие сверхтекучести 4Не (Капица, Аллен, Майзнер); 9 —
открытие 3Не (Альварес); 10 — получение сверхнизких температур
порядка 1 мК в стационарном режиме (Лондон, Мендоза, Пешков,
Неганов, Борисов, Либург); 11 — практическое использование
сверхпроводимости — создание гелиевой промышленности (сверх-
проводящих материалов, сквидов, магнитной томографии и др.) в
СССР, США, Англии, Франции, Японии.
Области практического использования гелия постоянно расширя-
ются (рис. 3.2). Так, в СССР еще в 1978 г. была построена и
испытана магнито-гидродинамическая (МГД) установка мощностью
25 МВт. Это позволило осуществить разработку подобных опыто-
промышленных МГД-систем мощностью 100 и 500 МВт. Во
Франции был построен опытный криотурбогенератор мощностью
188
Рис. 3.1. Главные “вершины’’ в история гелия в XX в.
Све/итшвовпуий наепипнми кМес
для ccopocamto птанспорпа
Имитаторы яосиичсскоео
просаиянсеЛа
баллонное волйрылавание
I
t
I
Искусственные вятсстеры
космические кораблей
Маенитные танагра/ры для
!
Дыхоааялные спеси при
подводные пагруженияк
Холодный не (omOJIo ЮК)
*Ыв, Ьче
Теплый не (275-6Q00K}
Перспективные устновки
и машины Вся выровотхи
злекгврорнереш.
токапаки, НГД-генерсторы,
нриотурмгенераторы
СверкгроЮвяиуие ивели
вля лере Вачи рлекпрознереии
СверхпроЫяшие инвугтары
для накопления ч комсервацш
рлехяроеиереии
Электродвигатели co
для прокатнык станов и норскик
судов
3.2. Области прииеиеиия гелия
i
Сварка материапав
со специальными свойствам!.
Злектровакищтт иг
осветитеяекые приСорт
СвериуювоЛаааг квантовые
интерферометры и воломет.
Сверепрововящие нашиты
тя очистки веществ
Получение нимиг и свергни»
температур
189
250 МВт, а в СССР (в объединении “Электросила”) — мощностью
300 МВт, в перспективе мощность подобных генераторов может
быть увеличена до 5000 МВт.
В ряде случаев подвод электроэнергии в зону потребления
выгодно организовывать с помощью сверхпроводящих кабелей.
Например, экспериментальный сверхпроводящий кабель, рассчитан-
ный на силу тока 10 кА и напряжение 10,6 кВ, бьш испытан в
ОАО “Криогенмаш”. Разработаны сверхпроводящие индуктивные
накопители энергии для выравнивания пиковых нагрузок в электро-
сетях. В США экспериментально исследован накопитель мощностью
30 МДж.
В Германии и Японии созданы опытные поезда с магнитным
подвесом вагонов. Статор линейного или асинхронного двигателя
развернут вдоль монорельса; при этом поезд не нуждается в подаче
энергии. Сверхпроводящий ротор-магнит размещен в вагоне и
создает магнитную индукцию в путевых шинах из обычных провод-
ников. Скорость движения поездов с такими двигателями может
достигать 500—600 км/ч.
Болыпие количества жидкого гелия необходимы в крупных
имитаторах космических условий, В Подмосковье построена самая
крупная в Европе криогенно-вакуумная камера вместимостью
10 000 м3. В ней был испытан космический корабль “Буран”. Пло-
щадь поверхности гелиевого конденсационного крионасоса, разме-
щенного внутри камеры, составляет 400 м2.
Небольшие количества жидкого гелия необходимы для обеспече-
ния работы новых уникальных приборов и инструментов: магнитных
томографов, обеспечивающих тончайшую диагностику живых орга-
нов человека; сверхпроводящих квантовых интерферометров (скви-
дов), обеспечивающих измерение экстремально малых величин,
например, силы тока до 10'16 А, напряжения до 10~15 В, магнитной
индукции до 10 ’4 Тл; болометров — высокочувствительных
приборов для измерения излучений. И наконец, можно отметить,
что самые низкие температуры в стационарном режиме, достигающие
1 мК, реализуются с помощью рефрижераторов растворения 3Не в
4Не. Расширение области применения этих новых методов исследо-
ваний стимулирует развитие систем гелиевого обеспечения.
Возможность реализации сверхпроводящих состояний проводни-
ков с помощью охлаждения гелием является весьма важной для
решения перспективных научно-технических проблем Явление
сверхпроводимости некоторых металлов (ртути, свинца, олова,
таллия, индия) при определенной для каждого металла низкой
190
температуре Тс было открыто Камерлинг-Оннесом еще в 1911 г.
Температуру Тс, при которой наблюдается внезапное исчезновение
сопротивления, называют критической. В последующие периоды
основные усилия ученых были направлены на разработку теории
сверхпроводимости и создание доступных сверхпроводящих материа-
лов с возможно более высокой критической температурой.
К настоящему времени разработана и промышленно освоена
технология изготовления сверхпроводников на основе ниобия в
различном конструктивном исполнении. Это сверхпроводники
второго рода на основе интерметаллического соединения Nb3Sn,
имеющего критическую температуру Тс = 18,06 К, сплавов NbTi с
Тс = 10,8 К и NbZr с Тс = 11 К.
Техническое применение эффекта сверхпроводимости потребовало
создания систем криогенного обеспечения, разработки эффективных
холодильных циклов, укрупнения единичных мощностей криоген-
ных гелиевых установок (КГУ).
В настоящее время создание сильных магнитных полей в боль-
шом рабочем объеме является актуальным решением ряда научных
и прикладных проблем. Применение в этих целях обычных мето-
дов практически невозможно вследствие огромных затрат энергии
и громоздкости самих установок. Задача создания сильных магнит-
ных полей в результате использования эффекта сверхпроводимости
успешно решена при создании установок “Токамак 7” и “Тока-
мак 15”, предназначенных для исследования управляемого термо-
ядерного синтеза.
Пуск экспериментальной термоядерной установки “Токамак 7”
был произведен в 1979 г., а в декабре 1988 г. состоялся пуск уста-
новки “Токамак 15”. За эти годы накоплен большой опыт совмест-
ной работы физических установок и криогенных гелиевых систем,
который позволил приступить к созданию оборудования для крио-
генного комплекса ускорителя УНК-3000 (в г. Протвино) и к разра-
ботке концептуального проекта Интернационального термоядерного
экспериментального реактора (ИТЭР).
О масштабах и мощности криогенной гелиевой установки сис-
темы охлаждения установки “Токамак 15” можно судить по энергии,
затрачиваемой на привод компрессоров (1,2 МВт), и расходу жид-
кого азота для ступени предварительного охлаждения (350 кг/ч).
Эффект сверхпроводимости используют для создания сильных
магнитных полей в больших рабочих объемах в ускорителях частиц
высоких энергий, накопителях энергии, системах магнитной защиты
от радиационного излучения, системах магнитного подвеса транс-
портных устройств и др.
191
Все перечисленное показывает в общих чертах ту гигантскую
роль в науке и практике, которую сыграл гелий в XX столетии.
Представляется, что его значение в следующем веке будет возрастать,
несмотря на развитие работ в области высокотемпературной сверх-
проводимости.
В 1994 г, в предверии 100-летнего юбилея открытия гелия на
Земле, в России прошел Международный конгресс “Гелий-94” под
девизом “Сохраним гелий нашим потомкам”, на котором было
принято “Обращение к ООН, правительствам и научной обществен-
ности”. В обращении отмечена необходимость создания банка
данных о мировых ресурсах гелия, анализа процессов его производ-
ства, потребления и невозвратимых потерь, а также оценки
перспектив его использования до 2020 г. На конгрессе были обсуж-
дены доклады ведущих специалистов, в том числе русских ученых:
Беньяминовича О.А., Попова О.М., Степанюка ВА, Якуцени В.П.
и др. по проблеме “Состояние природных запасов гелия. Геополи-
тика в области добычи и потреблениии гелия”; Андреева Н.Л.,
Герасименко М.Н., Давыдова А.Б., Давыденкова ИА., Удута В. Н.
и др. по проблеме “Переработка гелийсодержащих газов. Развитие
гелиевого бизнеса в мире”; Бармина Н.В., Морковкина И.М.,
Пересторонина Г.А. и др. по проблеме "Оборудование для работы
с гелием”; Берго Б.Г., Буткевича И.К., Горбачева С.П., Кузь-
менко И.Ф., Мильмана С.Б. и др. по проблеме “Области применения
гелия. Научные исследования на гелиевом уровне температур”.
Гелий широко распространен в природе, но в чистом виде не
встречается. Вследствие своей высокой проникающей способности
он рассеивается. Земная атмосфера гелий не удерживает и он
диссипирует в космическое пространство. Основным доступным
источником гелия является природный газ. Его общие запасы оце-
ниваются в 210 трлн, м3; при этом гелия в нем содержится около
56 млрд. м3. В зависимости от месторождения содержание (объемная
доля) гелия колеблется от 0,005 до 2 %, хотя известны залежи
природного газа, содержащего до 10 % гелия, а в отдельных водо-
растворимых газах доля гелия доходит до 18 %. Современные заводы
по извлечению гелия работают на природных газах, содержащих
от 0,05 до 0,9 % гелия. Известны другие источники гелия: угольные
и рудничные газы, водораствсренные газы, газонасыщенные породы,
так называемые коллекторы, включая и трещинные траниты. Это
нетрадиционные источники гелия, они реальны, но несопоставимы
по масштабам и экономической эффективности освоения со
свободными газами. Их основной недостаток — незначительные
объемы газа и высокая энергоемкость его извлечения.
192
Наиболее значительные мировые запасы гелия сосредоточены в
С1ПА (штаты Техас, Канзас, Оклахома, Колорадо, Вайоминг),
Канаде (провинция Альберта), России (Оренбургская обл., Астрахан-
ская обл., Башкирия, Иркутская обл., Якутия, Красноярский край),
Польше (г.Одолянов), Алжире (г. Оран).
Атмосфера земли содержит гелий, но его объемное содержание
мало (5,24 • 10’4 %), поэтому воздух, перерабатываемый в ВРУ,
может являться источником получения малых количеств гелия (в
основном попутно с неоном).
Общеизвестно, что подавляющее количество гелия на Земле
представлено его тяжелым радиогенным изотопом 4Не — продуктом
а-распада радиоактивных элементов. Ежегодно в процессе распада
на планете образуется 24,9 млн. м3 гелия и примерно 3,2 млн. м3
его диссипирует в космос. Есть и иные источники гелия, но они
дают не более 0,003 % от образующегося количества гелия. Эти
цифры приведены для сопоставления их с показателями добычи
гелия. Так, только в 1993 г. из недр Земли было извлечено
1,2 млрд, м3 гелия, что несопоставимо больше ежегодной гелиогене-
рации и равно объему произведенного на Земле гелия за 50 лет.
Совокупное воздействие независимых процессов газогенерации
и гелиенакопления осложняет прогнозирование качества газогелие-
вого сырья. Ниже приведены качественные характеристики газоге-
лиевого сырья.
1. Наиболее высокие фоновые содержания гелия — 0,05—0,3 %
(реже больше) выявлены в нефтегазоносных бассейнах древних
платформ. Они есть на всех континентах, но наиболее высокое
содержание гелия в газах (свыше 0,2 %) отмечено в единичных
бассейнах мира. Они расположены в Северной Америке, Африке и
Сибири. Все зоны глубокого прогибания в теле древних платформ
обеднены гелием.
2. Газы молодых платформ обеднены гелием: его содержание не
превышает 0,008—0,025 %. В частности, даже газовые гиганты
Западной Сибири содержат всего 0,009—0,012 % гелия.
3. Газы областей молодого кайнозойского прогибания содержат
лишь 0,001—0,005 % гелия.
4. В бассейнах акваторий содержание гелия обычно вдвое ниже,
чем в их континентальных аналогах по геоструктурным условиям.
Отсюда вывод — основной резерв качественных газогелиевых
ресурсов (более 0,1 %) — это газы древних платформ в пределах
континентов, включая поднятые участки с молодой тектонической
активизацией- А это как раз наиболее освоенная и во многом уже
реализованная часть газогелиевых ресурсов.
193
13-№6675
Перспективы прироста запасов гелия и газодобычи связаны в
основном с зонами глубокого прогибания и акваториями, т.е. с
газоносными бассейнами с пониженным содержанием гелия — в
основном менее 0,04 %. Это шельфы всех северных и арктических
морей, включая Северо-Американское, а также Баренцево и Карское
моря.
Из общего объема запасов природного газа на Земле около 80 %
приходится на бассейны с мезокайнозойским заполнением и на
акватории, гелиеносность газов в которых меньше 0,05 %. В 1994 г.
в г. Ставанджере (Норвегия) проходил 14 Международный нефтяной
конгресс, на котором эта цифра была изменена. Но это не прин-
ципиально, поскольку основное изменение ресурсов происходит в
настоящее время за счет прироста малогелиеносных газов акваторий
и больших глубин, практически не дающих прироста запасов гелия.
Подсчитанные прогнозные ресурсы гелия в газах различных зон:
Газ. трлн м3 Гелий, %/млрд, м3
молодого глубокого прогибания.....42 0,004/1,2
молодых платформ......... ........ 126 0,02/25,6
древних платформ______... 42 0,07/29,0
Сравнительно несложные, но хорошо обоснованные ретроспектив-
ные добычи четко демонстрируют интенсивную динамику как
реализации добычи гелиевых ресурсов в мире, так и ухудшение их
качественного состава со временем. В связи с этим следует подчерк-
нуть главное — добыча газа ведет к неизбежной потере гелия. Важно
также отметить, что газодобыча в мире интенсивно возрастает в
связи с компенсирующей ролью газа в энергетике. Вместе с газом
интенсифицируются и потери гелия. Можно ожидать, что к 2020 г.
средневзвешенное содержание гелия в добываемых газах снизится
примерно до 0,02 % (в сравнении с современным — 0,04 %).
Технический прогресс, конечно, позволяет извлекать гелий
экономно, но никакой прогресс не сможет восстановить исчерпан-
ных ресурсов качественного гелиевого сырья в мире и сохранить
его для потомков, так как это сложно реализовать. Эти сложности
в основном обусловлены разрывом во времени использования гелия
и его попутной добычи.
Гелий — элемент высокой степени промышленного прогресса
человечества. Его основные потребители — это действительно
потомки, которые будут жить в XXI—XXII вв., а добывают гелий
уже давно, причем во все увеличивающихся объемах.
194
3.2. Крупные потенциальные источники гелия на востоке России
Месторождение природ ного газа Содержание гелия, % Планируемый объем добычи, млн м3/год
Братск 0,25 1.5
Якутия (пос Мирный) 0,35-0,47 2.2
Иркутская обл. 0,24 40
Красноярский край 0,3—0,5 —
Крупнейший в Европе Оренбургский гелиевый завод извлекает
гелий из газовых месторождений Оренбуржья, где его среднее
содержание составляет 0,055 %. Несколько меньше содержится гелия
в газе Астраханского месторождения — 0,035 %. Однако после
извлечения из этого газа сероводорода и двуокиси углерода, содержа-
ние гелия повышается до 0,05 %.
Азотные газы Удмуртии и Башкирии содержат 0,1—0,2 % гелия.
Природные и попутные нефтяные газы месторождений Саратов-
ской и Самарской областей, Республики Коми содержат до 0,3—
0,4 % гелия. Однако общие запасы гелия в них относительно
невелики.
Газы Западной Сибири небогаты гелием (0,01— 0,02 %), поэтому
они неперспективны для промышленного извлечения гелия, несмотря
на их колоссальные запасы.
Возможность извлечения гелия из перспективных источников
зависит от приоритетного решения проблемы использования природ-
ного газа в качестве топлива и химического сырья в этих регионах
и (или) экспорта продуктов, получаемых из природного газа, в
страны азиатско-тихоокеанского региона.
Крупнейшими в мире производителями промышленного гелия
в настоящее время являются США, Россия, Польша, Алжир.
Основное количество гелия производится в жидкой форме, удобной
для транспортирования на далекие расстояния. Главные фирмы-
производители жидкого гелия: “Exson”, PRAXAIR, “Air Products”,
ВОС, “Криор”.
Современное состояние спроса и предложения гелия характеризу-
ется превышением производства над потреблением. Так, при миро-
вом потреблении в 1993 г. около 81 млн. м3 гелия, его производство
составило 90 млн. м3. Отношение мирового потребления гелия к
его производству, по оценкам компании “Криор”, выглядит следу-
ющим образом: 1991 г. — 93 %, 1993 г. — 90 %, 1995 г. — 78 %.
1997 г. — 80 %, 1999 г. - 85 %.
195
§ 3.2. ОЖИЖИТЕЛИ ГЕЛИЯ
Верхняя температура инверсии гелия примерно 43 К, поэтому
при дросселировании при температуре окружающей среды гелий
нагревается. Следовательно, для ожижения гелия в процессе дроссе-
лирования необходимо осуществить его предварительное охлаждение
до температуры ниже 40 К.
В современных ожижителях рабочий процесс происходит в
результате эффекта дросселирования гелия при начальном давлении
2,0—2,5 МПа, а также использования в нижней ступени охлаждения
газожидкостного детандера. Предварительное охлаждение сжатого
гелия осуществляется сначала жвдким азотом, а затем либо жидким
водородом, либо за счет работы одного или нескольких детандеров.
Ожижители гелия с предварительным водородным охлаждением,
Жидкий гелий
технологической схемы, имеют весьма
ограниченное применение вследствие
повышенной взрывоопасности жид-
кого водорода. В такой установке
Камерлинг-Оннес получил жидкий
гелий.
Принципиально новый шаг в тех-
нике ожижения гелия был сделан
П.Л. Капицей в 1934 г., который
реализовал адиабатный метод ожиже-
ния гелия, построив ожижитель с
поршневым детандером (рис. 3.3).
Это была уникальная конструкция
машины, впервые работавшая при
температуре на входе около 20 К.
Температура гелия на выходе состав-
ляла примерно 10 К. Применение
детандера позволило Капице отка-
заться от использования жидкого
водорода. Как показала дальнейшая
практика, это был первый шаг в тех-
нологии промьгшленного ожижения
гелия. Для повышения термодина-
Рис. 3.3. Условная схема ожижителя Капицы-'
I — компрессор; 2 — предварительный тепло- 1
обменник, 3 — ванна с жидким азотом, 4, 5—
теплообменники, 6 — дроссельный гелиевый
теплообменник; 7 — поршневой детандер
196
мической эффективности криогенного цикла ожижения в схемах
применяют несколько детандеров, работающих на различных темпе-
ратурных уровнях.
Ряд выдающихся технических решений в развитии технологии
промышленного ожижения гелия принадлежат С. Коллинзу, работав-
шему в США. Коллинз спроектировал и построил гелиевые ожижи-
тели с двумя и тремя поршневыми детандерами (рис. 3,4). Он внес
много усовершенствований в их конструкцию, например гибкие
тянущие штоки привода клапанов, уплотнения “О-ринг” с перека-
тывающейся круглой манжетой и др. Эти детандеры были весьма
надежны.
Активный период творчества Коллинза продолжался с середины
30-х до конца 70-х годов. Одним из его последних выдающихся
достижений было создание гелиевого ожижителя с поршневым
парожидкостным детандером (ПЖД) в конце 1969 г. (рис. 3.5).
Впервые рабочий процесс гелиевого детандера был осуществлен в
двухфазной области состояний под пограничной кривой. Температура
на входе 6,3 К при давлении 1,4 МПа. Следует отметить, что 71 %
хода поршня h впускной клапан оставался открытым. Давление за
детандером составляло 0,2 МПа В режиме ожижения гелия произ-
водительность увеличивалась от 60 л/ч (при дросселировании) до
80л/ч (при использовании ПЖД)- В рефрижераторном режиме
холодопроизводительность возрастала соответственно от 180 до
250 Вт. ПЖД был супертихоходным (30 ходов в минуту) и увеличи-
вал производительность до 30 %
Первые низкотемпературные гелиевые турбодетандеры с газовыми
операми были разработаны и построены в МГТУ им Н-Э.Баумана
на кафедре “Криогенная техника” в 1962—1966 гг. (рис. 3.6).
Основные показатели, характеризующие эффективность работы
ожижителей: коэффициент ожижения х, равный отношению массы
жидкого гелия к массе циркулирующего гелия; удельные затраты
энергии Аэ° (на 1 дм3 или 1 кг жидкого гелия). Эти величины
зависят от многих параметров: совершенства принятой технологичес-
кой схемы, выбранной степени сжатия гелия в компрессоре лк, сте-
пени расширения гелия в детандере лд, КПД машинного оборудова-
ния и теплообменных аппаратов, теплопритоков из окружающей
среды, выбора температурных уровней перед детандерами, учета
реальных термодинамических свойств гелия как рабочего тела и
Др. В связи с этим при создании современных ожижителей гелия
приходится решать сложные оптимизационные задачи — поиск
оптимальных схемных решений, выбор оптимальных параметров
197
с — с диумя детандерами (условная схема и конструкция); б — с тремя
детандерами (конструкция и схема процесса в координатах Г—у); 1 —3 —
поршневые детандеры; 4 — экран с жидким азотом; 5 - сборник жидкого гелия,
б — компрессор
198
Рис. 3.5- Детандер Коллинза:
с — общий вид, б — схема процесса в координатах T—s (/ — пограничная
кривая; 2 — процесс в детандере): в — индикаторная диаграмма
цикла. Их решение стало возможным только с появлением системы
автоматизированного проектирования и быстродействующих вычис-
лительных машин.
Все КГУ (несмотря на разнообразие холодильных циклов) имеют
определенное число однотипных элементов или ступеней: ступень
компрессора, ступень с внешним охлаждением, ступень с расшире-
нием газа в детандере, ступень с расширением газа в дроссельном
устройстве или газожидкостном детандере (ступень окончательного
охлаждения — СОО). В некоторых КГУ, имеющих большую произ-
водительность, ступень с внешним охлаждением может отсутствовать.
Рис. 3.6. Низкотемпературный гелиевый
турбодетандер с газовыми опорами кон-
струкции Mi l У:
1 и 2 — турбинное и компрессорное
(“тормозное") колеса; 3 — подшип-
ники с газовой смазкой
199
В ступени компрессора для сжатая гелия используют поршневые,
винтовые и центробежные компрессоры со степенью сжатия
лк = р2/рр где Pi и А — давления гелия в прямом и обратном
потоках соответственно.
Ступени с внешним охлаждением и ступени с расширением газа
в детандерах являются ступенями предварительного охлаждения
(СПО) КГУ. В КГУ холодопроизводительностью более 20 Вт при
4,5 К обычно используют комбинированные СПО, в которых для
предварительного охлаждения применяют жидкий азот. Такие СПО,
имеющие достаточно простую конструкцию и высокую эффектив-
ность, позволяют значительно сократить время вывода КГУ на
рабочий режим. Недостаток этой схемы— потеря автономности КГУ.
На рис. 3.7, а приведена схема ожижителя гелия с четырьмя
ступенями: I — предварительного азотного охлаждения, II, III —
детандерные, IV — дроссельная ступень ожижения. Эта схема
200
ожижителя гелия на протяжении многих лет была типовой и ее
широко применяли на практике, поэтому примем ее в качестве
базовой при сравнении с другими технологическими схемами
ожижения гелия.
Процессы в ожижителе осуществляются в последовательности,
указанной на схеме и диаграмме T—s (рис. 3.7, б).
Сжатый в компрессора К до давления р2 = 2,6 МПа (точка 7)
1 кг гелия направляется в ступень азотного охлаждения I, последова-
тельно охлаждаясь в теплообменнике 77 и азотной ванне В1 до
температуры 80 К (точка 2).
В ступени //прямой поток после теплообменника Т2разделяется
на две части (точка 3). Одна часть (1 — Mt) направляется в детандер
Д1, где, расширяясь до давления обратного потока р{ (точка 77),
охлаждается до температуры Т",,.
Вторая часть потока гелия (Л/2) охлаждается в теплообменнике
ТЗ и направляется в ступень ///. После теплообменника Т4 прямой
поток вновь разделяется на две части (точка 4). Часть потока
(Л/, — М) направляется в детандер Д2, где, расширяясь до давления
(точка 10), охлаждается до температуры Г10 и смешивается с
обратным потоком гелия, обеспечивая необходимую холодопроизво-
дительность ступени III.
Оставшаяся часть потока (М) охлаждается в теплообменнике Т5
и поступает в дроссельную ступень охлаждения IV.
В теплообменнике Тб температура прямого потока понижается
до 8 К (точка 5), после чего проводится промежуточное дросселиро-
вание до давления рп = 0,6...0,8 МПа (точка б).
Промежуточное дросселирование позволяет избежать влияния
изменения реальных свойств гелия в области низких температур и
давлений выше 1,0 МПа на КПД теплообменника, снизить степень
недорекуперации до 1—2 %. Отрицательное влияние изменения
реальных свойств гелия особенно велико при работе КГУ в рефриже-
раторном режиме.
В теплообменнике Т7 температура гелия понижается до 4,5—
5,0 К (точка 7). Процесс дросселирования гелия с промежуточного
давления рп = 0,6...0,8 МПа до давления обратного потока Pj
приводит к частичному ожижению гелия (точка 8).
Жидкий гелий в количестве х направляется в сборник С и
выводится из цикла (точка 9). Пары гелия при температуре насыще-
ния в количестве (Л/ — х) поступают в обратный поток (точка 9‘),
проходят последовательно теплообменники Т7, Тб, Т5, Т4, ТЗ, Т2,
Т1, соединяясь с потоками гелия, выходящими из детандеров Д2 и
Д1 (точки 10 и II), охлаждая прямой поток гелия.
201
На диаграмме T—s процессы в теплообменниках показаны без
учета потерь на недорекуперацию, а расширение гелия в детандерах
с учетом КПД т]ад = 0,7...0,8.
Существующие технологические схемы ожижителей гелия отлича-
ются числом ступеней охлаждения, способом включения детандеров,
числом потоков гелия с разными давлениями.
Ожижители гелия, построенные по схеме двух давлений, исполь-
зованы в зарубежной практике при создании установки производи-
тельностью по жидкому гелию 800 дм3/ч. Эта схема менее предпоч-
тительна, так как предусматривает большее число компрессоров и
теплообменной аппаратуры В связи с этим ожижители гелия
создают по схеме одного давления, причем для ожижителей гелия
небольшой производительности (до 100 дм3/ч) используют схему,
предусматривающую предварительное азотное охлаждение и уста-
новку одного детандера и одного дросселя.
Для ожижителей гелия большей производительности применяют
технологические схемы, предусматривающие предварительное
охлаждение прямого потока гелия
жидким азотом, установку двух
детандеров и одного дросселя или
детандера-ожижителя на ступени
окончательного охлаждения. В по-
следнем случае в детандере, уста-
новленном на ожижаемом потоке
гелия, происходит расширение ге-
лия до 0,25 МПа; окончательное
расширение осуществляется в дрос-
селе. Такая четырехкаскадная схема
холодильного цикла применена в
ожижителе гелия, производитель-
ностью по жидкому гелию 400 дм?/ч
при 0,1 МПа (рис. 3.8). Блочное
Рис. 3.8. Схема КГУ со ступенью пред-
варительного азотного охлаждения; двумя
турбодетандерами, включенными после-
довательно; поршневым детандером на
ожижаемом потоке и дросселем:
К — компрессор; TI-Т7 — теплообмен-
ники; В1 — азотная ванна; С — сбор-
ник жидкого гелия; ТД1, ТД2 — турбо-
детандеры; ДЗ — поршневой детандер;
ДР1 — нраахлъ.
202
исполнение установки предусматривает: блок ожижения гелия, блок
турбодетандерных агрегатов, блок поршневого детавдера, выносные
блоки предварительного азотного охлаждения. Конструктивно все
блоки выполнены в виде вертикальных сосудов с вакуумной
изоляцией, нижняя часть сосудов — опорная.
Давление прямого потока гелия после винтовых компрессоров
составляет 2,65 МПа. Последовательное включение турбодетандеров
ТД1 и ТД2 приводит к увеличению объемного расхода через них,
а следовательно, повышению их КПД. Турбодетандеры имеют
масляные опоры. Запорная арматура ожижителя встроенного типа,
запорно-регулирующая арматура имеет электропривод. Блоки
соединены между собой по прямому, обратному и детандерным
потокам криогенными трубопроводами.
Практически по аналогичной схеме спроектирована КГУ для
ожижения гелия производительностью 2400 дм3/4 (рис. 3.9). В отли-
чие от установки, схема которой показана иа рис, 3.8, в ступени
окончательного охлаждения установлен турбодетандер ТДЗ,
имеющий большие надежность и КПД, чем поршневой детандер.
В МГТУ был разработан также вариант гелиевого ожижителя с
волновым крио генератором (рис. 3. 10). Волновые криогенераторы
используются в схемах вместо пер-
вого дросселя и позволяют увели-
чить производительность на 10 %.
Испытания волнового криогене-
ратора были проведены при темпе-
ратуре до 7 К.
Эффективность схемы КГУ
удобно оценивать по таким целе-
вым показателям, как коэффи-
циент ожижения х и удельные за-
траты энергии
На рис. 3.11 приведены резуль-
таты многовариантных расчетов
применительно к базовой схеме
ожижения (см. рис. 3.7, а). Мини-
мальным затратам энергии соответ-
ствуют наибольший КПД детавдера
и малые потери от иедореку-
Рис. 3.9. Схема цикла установки ожижения
гелия производительностью 2400 дм3/ч
(обозначения те же, что ня рис. 3.8)
203
Рис. 3.10. Гелиевый ожижи-
тель с волновым криогене-
ратором конструкции Mi l У:
а — конструктивная схема
(ГД — турбодетандер; ВК —
волновой криогенератор, К —
компрессор), б — схема про-
цесса в координатах T—s
перации в теплообмен-
никах — отношение раз-
ности температур на
теплом конце ступени к
температуре входящего в
эту ступень прямого
потока: а = ДТ/Т. Об-
ласть максимумов коэф-
фициентов ожижения х
соответствует степени
расширения пд = лк = 25 ...30. На абсолютное значение коэффици-
ента ожижения х превалирующее влияние оказывает величина а.
Следует отметить, что кривые построены по результатам расчета
без учета потерь давления прямого и обратного потоков гелия, т.е.
Рис. 3.J2. Зависимости коэффициента
ожижения х (сплошные линии) и удель-
ных затрат энергии (штриховые
линии) при о. = 0,02 и т)щ = 0,75 от
степени расширения рп для схем КГУ:
1 — с двумя детандерами, 2 — с тремя
детандерами, 3 — со ступенью азотного
охлаждения и одним детандером; 4 —
со ступенью азотного охлаждения и
двумя детандерами, включенными
параллельно
На рис. 3.12 приведены резуль-
таты расчетов различных техноло-
гических схем ожижителей гелия
при а — 0,02 и Чад = 0,75, отли-
чающихся числом и качеством
ступеней охлаждения. При этом
последней ступенью ожижения гелия во всех случаях была дрос-
сельная ступень. В расчетах учтены гидравлические потери; отно-
шение степени сжатия в компрессоре к степени расширения в
детандерах принято лк/пд = 1,3. Из сравнения кривых 1 и 3 с
кривыми 2 и 4 следует, что применение ступени предварительного
азотного охлаждения приводит к существенному увеличению
коэффициента ожижения гелия х. В ожижителях гелия с тремя
детандерами (кривая 2) и со ступенью предварительного азотного
охлаждения и двумя детандерами (кривая 4) удельные затраты
энергии примерно одинаковы, поскольку оптимальная температура
перед первым детандером в схеме (кривая 2) близка к температуре
жидкого азота в азотной ванне. Схема ожижителя с двумя детан-
дерами (кривая Г) более экономична, чем схема со ступенью пред-
варительного азотного охлаждения и одним детандером (кривая 3);
в этом случае оптимальная температура перед первым детандером
значительно ниже температуры жидкого азота (кривая Г).
Таким образом, можно заключить, что для КГУ большой произ-
водительности (более 100 дм?/ч жидкого гелия) целесообразно при-
менять каскадные циклы, предусматривающие расширение газа в
нескольких детандерах и дросселирование части газа.
К 1988-90 гг. отечественные криогенные предприятия ОАО
“Криогенмаш” и АО “Гелиймаш” и ведущие в криогенике
инофирмы “Air Liquid”, ВОС, PRAXAIR, “Air products” и “Ferrox”
освоили выпуск гелиевых ожижителей с турбодетандерами различной
производительности. Мощность ожижителя сегодня уже не ограни-
205
Рис- 3.13. Динамика роста производи-
тельности G гелневьи ожижителей в период
с 190b по 1990 г.:
I — крупные ожижители, II — микро-
ожижители
чивается техническими или техноло-
гическими возможностями изготовле-
ния, а определяется заказчиком,
исходя из экономических и практи-
ческих соображений. На рис. 3.13
показан рост производительности
гелиевых ожижителей.
В АО “Гелиймаш” освоен выпуск КГУ производительностью
от 45 до 700 л/ч жидкого гелия (табл. 3.3). Установки работают по
замкнутому холодильному циклу среднего давления в ожижительном
и рефрижераторном режимах с использованием турбодетандеров и
предварительного азотного охлаждения (рис.3.14). Установки
Рис. 3,14. Серийная гелиевая установка производно-лыюспло 700 л/ч жидкого гелия
с парожидкостным чурбодетандером
1 — рампа; 2 — газгольдер; 3 — ресивер; 4 — щит контроля и пуска турбо-
детандеров; 5, 7 — смазочный агрегат; 6 — турбодетандеры газовые; 8, 9, 15 —
теплообменники; 10 — гелиевый трубопровод; 11 — турбодетандер жидкостной,
12 — криостат жидкостного турбодетандера; 13 — гелиевый сосуд, 14, 18 —
блоки охлаждения; 16, 17 — адсорберы; 19 — щит технологических параметров;
20 — блок осушки гелия; 21 — масляный адсорбер, 22 — маслоотделитель,
23 — к-лисвый компрессор
206
1 1 I i § а । +1 S
1 1 i । § 1 ' 1 7(блок охлаждения)
КГУ 1600/4.5 f 1 | s s S S
“1 1 1 ° 1 1 «Л g ° f 8 g $
“t I 1 я | |§ +1 g
и 1 s 1 § ° g £ О-
1 1 * i В 1 1 1
1
Параметры i i a .. ii h n м a« w lr= Производительность в ожижительном режиме, л/ч Установленная мощность основного оборудования, кВт Время непрерывной работы, ч, ! х А 1 i И К. S Расход жидкого азота, кг/ч Масса, т
207
укомплектовываются дополнительными блоками, обеспечивающими
понижение температуры криостатирования, циркуляцию хладагента,
захолаживание массивных объектов. Применение в ступени оконча-
тельного охлаждения парожидкостного турбодетандера (ПЖТ) вместо
дроссельного вентиля позволяет увеличить производительность
гелиевой установки в 1,5 раза. Турбодетандер с вертикально рас-
положенным валом и полуоткрытым радиально-осевым колесом
помещен в вакуумный кожух. Роль тормоза выполняет масляный
радиально-упорный подшипник скольжения, расположенный в
теплой зоне. Установка может работать при отключенном турбо-
детандере. Параметры ПЖТ приведены в табл. 3.4.
3.4. Параметры парожидкостных турбодетандеров
Установка Давление, МПа Температура Расход, Частота вращения ротора, мин*1 Мощность, кВт
на входе
КГУ-1600/4,5 2,4 0,45 9,0 306 170000 1,20
КГУ-500 2,2 0,40 8,9 300 170000 1,16
ОГ-800 2,3 0,25 8,6 342 163400 1,25
Приведем пример расчета КГУ большой производительности,
схема которой представлена на рис. 3.8.
Расчет начинают с выбора исходных технологических параметров:
производительности установки по жидкому гелию и его параметров
на выходе из установки, давлений прямого и обратного потоков,
гидравлических сопротивлений теплообменников, температур и их
разности в элементах установки, теплопритоков из окружающей
среды, КПД машинного оборудования.
Часть исходных данных принимают иа основании технического
задания на КГУ, часть — на основании результатов исследований
и оптимизации установок, опыта проектирования, а также предвари-
тельных расчетов. При расчетах учитывают характеристики суще-
ствующего и создаваемого оборудования.
Принятые исходные данные уточняются в процессе проектирова-
ния с учетом результатов разработки аппаратов и машин.
Пример 3.1. Рассчитать ожижитель гелия производительностью ИНе =
= 2000 дм’/ч
Исходные параметры цикла.
Для определения давлений в линиях всасывания и нагнетания р^ и
необходимо выбрать компрессор, обеспечивающий данную производительность
КГУ (здесь и далее нижние индексы при параметрах состояния соответствуют
точкам на рис. 3.8).
208
Подача компрессора
рн- 0,125
G, = ИНе 2000 =» 1600 кг/ч;
Здесь рНс« = 0,125 кг/дм3 и рНс = 0,1785 кг/м3 — плотности жидкого и
газообразного гелия, х — коэффициент ожижения (принят предварительно
равным 0,16).
Выбираем по каталогу винтовой компрессор “Каскад-80/25” производитель-
ностью 4800 м3/ч Для гелиевого ожижителя заданной производительности
необходимо использовать два компрессора “Каскад-80/25” обшей производи-
тельностью = 9600 м3/ч при давлении газа на выходе из компрессора р\ =
= 2,65 МПа.
Давление всасывания в компрессоре р20. = 0,102 МПа.
Давление после детандера ДЗ на ожижаемом потоке р9 = 0,25 МПа
Гидравлические сопротивления* на прямом потоке = 50 кПа (от
компрессора до установки); A₽j_3 = 90 кПа (с учетом сопротивления системы
очистки от масла и других примесей), Др3_4 = 10 кПа; = 3 кПа; Др5_4 =
- 2 кПа; Др4_7 = 3 кПа, в = 2 кПа; Др9_10 = 1 кПа; на обратном потоке
ЛРдг-20 = 3 кПа» АР19-20 = 5 кГ1а< АР18-1» = 3 кПа- APj7-i« = 3 кПа, Др|6„|7 =
= 2 кПа, Др]5_)6 = 2 кПа; Лр14_15 = 2 кПа; Д »й_м = 3 кПа, на детандерном
потоке A/>jj_22 ~ Ю кПа
]. Температуры и разности температур. Температура прямого потока на входе
в установку Ц = 308 К.
Температура прямого потока после ступени азотного охлаждения Т3 — 81,6 К
(определена в соответствии с давлением поступающего в ванну азота plf = 0,13 МПа,
температурой Г|д = 79,6 К и перепадом температур в змеевике ванны с жидким
азотом ЬТ = 2 К) Разности температур задают с помощью значений относи-
тельных недорекупераций а
Принимаем следующие значения a. с.|_21| = а|_зл ’ 0,02, а3_19 = 0,015,
ctj-u = а5_21 = 0,013; а7_13 = 0,013.
Теплопритоки из окружающей среды* к ступени I — </ос = 18,0 Дж/моль;
к ступеням II и III — до®*е1П = 33 Дж/моль; ГУ — = 3,0 Дж/моль, к тепло-
обменникам ?’ос = 18,0 Дж/моль; = 12,0 Дж/моль; q\c =10 Дж/моль;
/С с = 3,0 Дж/моль; с = 0 Дж/молы х = 6,0 Дж/моль; с = 5,0 Дж/моль
(здесь теплопритоки к ступени I и теплообменнику 77 отнесены к количеству
циркулирующего гелия, остальные — к количеству ожижаемого гелия).
КПД машин изотермический компрессора ци, = 0,5; адиабатные турбо-
Детавдера ТД1 = 0,72, турбодетандера ТД2 г)ад = 0,75, поршневого детандера
Чад =0,85
2 . Давления в различных точках схемы Давление в каждой точке схемы по
прямому потоку определяют как разность между давлением в предыдущей точке
схемы и гидравлическим сопротивлением между этими точками Отсчет ведут
отточки / Например. pt = рг — ^Ру—г
Давление в каждой точке схемы по обратному потоку определяют как сумму
давления в последующей точке схемы гидравического сопротивления между
этими точками Отсчет ведут от точки 20 Например р20 = Pxj + АРго1—20*
14-Кг 6675 209
Результаты определения давлений в различных точках схемы по прямому и
обратному потокам приведены в табл 3 5 (давление р2| между турбодетандерами
7Д7 и ТД2 определим далее).
3 Температуры включения детандеров. Показатели установки в большой
степени зависят от температурных уровней работы детандеров. В процессе рас-
чета выбираем оптимальные температурные уровни включения детандеров, при
которых обеспечивается наибольшая эффективность установки В качестве кри-
терия оптимальности принимаем коэффициент ожижения х.
С учетом последовательности расчета (сначала рассчитываем ступень
ожижения, затем ступень газовых детандеров) в качестве оптимизационных пара-
метров удобнее принять температуру Tt5 после турбодетандера ТД2 и температуру
ТЛ перед турбодетандсром 72?/-
Начальное значение температуры Tts для данной схемы можно принять в
пределах 10—15 К. Принимаем Tl5 = 12 К. Начальное значение температуры
Т71 после турбодетандера ТД1 определяем по формуле Капицы
4 81,6 12 - 31,3 К
Til “ тз тк ~
Начальное значение температуры на входе в турбодетандер ТД1 находим по
формуле
(Ра/Рн) k
= 47,5 К.
Г
] _ 0,72 11 - (0.55/2.5)1-67
Здесь к = 1,67 — показатель адиабаты для гелия
3,5. Результаты расчета гелиевого ожижителя
§ £ Р. МПа Г. К Доля потока в потоке циркули- рующего къчканарис. 3 8 | Р. МПа У. К Ч Доля потока циркули- рующего
Г 2,65 308 6492,7 1.0 14 0,0122 5,39 151,6 0,2541
2,6 308 6492,7 1,о 15 0,120 14,84 364,0 0,8384
2 2,52 100,52 2171,5 1,0 16 0,118 19,88 470.2 0,8384
3 2,51 81,56 1774,7 1,0 17 0,116 35,84 804,3 0,8384
4 2,50 52,06 1149,8 1,0 18 0,113 44,79 990,7 0,8384
5 2,497 36,31 809,5 0,4157 19 0,110 80,34 1730,1 0,8384
6 2,495 23,62 522,2 0,4157 20 0,105 301,84 6334,8 0,8384
7 2,492 15,04 310,9 0,4157 20’ 0,102 301,84 6334,8 0,9394
8 2,490 10,04 184,0 0,4157 21 0,638 36,31 811,7 0,5843
9 0,25 5,50 110,9 0,4157 22 0,628 23,62 540,9 0,5843
10 0,249 5,33 92,1 0,4157 1А 0,13 79,56 3263,8 0,0727
11 0,125 4 47 92,1 0,4157 2А 0,13 79,56 2199,5 0,0727
12 13 0,125 0,125 4,51 4,47 4700 120,9 0,1616 0,2541 ЗА 0,125 301,84 ЪТП,1 0,0727
210
По начальным значениям температур Г4 и Tls выполняем расчет схемы,
определяя коэффициент ожижения х. Затем значения Т4 и Т15 изменяем
(Г 4 ~ У4 ± Д7^; Г'ц == Zj5 ± АТУ И определяем новое значение коэффициента х
В результате многократных расчетов находим оптимальные значения темпе-
ратур Т4 = 52,0 К и Тк = 14,84 К, соответствующие максимальному коэффи-
циенту ожижения х
Пример определения оптимальных значений температур Т4 и Tf5 приведен
4 Температуры и энтальпии в некоторых точках схемы По заданным
значениям относительных недорекупераций на теплых концах ступеней и
температурам прямого потока определяем температуры обратного потока
^обр ~
В точках 19, 20, ЗА, 7 соответственно получаем
Тк = 81,6 (1— 0,0015) = 80,34 К,
Гм = ГЗА = 308 (1 - 0,02) = 301.84 К;
Т, = 7]s/0 — «ц) = 14,84/(1-0,013) = 15 К
Энтальпии в этих точках определяем как J = / (р, Ту J7 — 310,9 Дж/моль;
Jl9 = 1730,1 Дж/моль; J20 = 6334,8 Дж/моль; /ЗА = 8777,7 Дж/моль.
5 Расчет ступени ожижения. В результате расчета ступени ожижения
определяют коэффициент ожижения на 1 моль входящего в эту ступень пря-
мого потока и температуру Г8 перед детандером ДЗ.
Начальное значение Ts — (0,5 ... 0.7) Тк. При этом значении выполняем
расчет детандера ДЗ по следующей методике. По входным параметрам рт, Тъх
и адиабатному КПД детандера определяем Тъх = Г„) и = ffp^
По рвых и находим энтальпию в конце изоэнтропийного расширения Js =
= /(рвЫХ, $„,)- ИэоэнтропиЙный теплоперепад в детандере й, = —/5, действитель-
ный теплоперепад h = hs Энтальпия на выходе из детандера — й,
температура Тв1а =• f (раых, -1вых) Из энергетического баланса ступени ожижения
определяем коэффициент ожижения на 1 моль ожижаемого гелия
Из энергетического баланса теплообменника Тб определяем энтальпию
а также Г|4 =/(рм, /|4)
Разность температур на теплом конце теплообменника Т7
Л?9_]4 = (1 а)
Из энергетического баланса теплообменника Т7 определяем энтальпию
Ло = -4 — (1 — Х) 1^14 ~ ЛзУ + <7гЛ»
а также Тк =f[pl0, /|0)
211
Разность температур на холодном конпе теплообменника Т7
Д2М1->3 = Ло ^13
Если одна из разностей температур на концах теплообменника Т7 находится
в пределе 0,05 ... 0,1 К, а другая равна ияи больше этого значения, расчет
ступени ожижения заканчивают Если хотя бы одно из этих условий не
выполнено, расчет повторяют, изменив Tt = Тл ± &Те
В результате расчета ступени ожижения получены следующие значения:
7g = 10,04 К, = 0,3887
Температуры и энтальпий во всех точках ступени ожижения приведены в
табл 3 5.
6 Расчет ступени газовых детандеров. Начальное значение промежуточного
давления р2| определяем по формуле
Рг\ =^PiPi2
По начальным значениям Т}5, и ря рассчитываем турбодетандеры газовой
области ТД1 и ТД2. Из энергетического баланса ступени газовых турбодетандеров
определяем долю детандерного потока Д, в потоке перерабатываемого гелия (т.е.
на 1 моль циркулирующего гелия)
в = а
/3 — J4 + J2| — J22 + /(S Л»
Далее вычисляем энтальпию Js = f (р5, Т5) и Т5 " Г21. Из энергетического
баланса ступени определяем энтальпию
а также Tj7 =f(pn, J,?)
Разность температур на холодном конце теплообменника ТЗ- ДТ^_|7 = 7j —
— Т|7 Если (ДТ^_17 — k?ij) - 0,05, расчет ступени газовых детандеров заканчи-
ваем; если это условие не выполнено, промежуточное давление изменяем-
Р’2| = ₽21 ± А₽2| -
Затем выполняем пересчет ступени турбодетандеров ТД1 в ТД2, опредепяя
новое значение (1 — М) = DT
В результате расчета ступени газовых детандеров и подбора промежуточного
давления между детандерами ТД1 и ТД2 получаем Рц^0,638 МПа; Dr= (1— М) =
= 1,406 моль/моль.
7 Определение детандерных потоков через турбодетандеры газовой ступени
и коэффициента ожижения на 1 моль циркулирующего газа. Поток гелия через
ступени газовых турбодетандеров
D’c = Сг| = = Dt /(1 + £>r) = 0,5732 моль/моль
Коэффициент ожижения х = х0 (1 — /)г) = 0,1616 моль/моль
8 . Расчет азотной ступени Определяем энтальпии на потоке азота:
жидкости на входе в ванну В/
/)А =f(PiA^ = 3263.8 Дж/моль;
212
сухого насыщенного пара на выходе из ванны 57
J2A. = 2199,5 Дж/моль;
сухого насыщенного пара на выходе из теплообменника Т1
6а гза) = 8777,7 Дж/моль.
Из энергетического баланса азотной ступени определяем молярную долю
расхода жидкого азота-
для охлаждения циркуляционного потока гелия
... <6 - 6> - <6о - 69X1 - *) +
= 0,0727 мочь/моль.
J3A •’IA
9 Определение дополнительных температур и энтальпий Энтальпию в точке
6 определяем из энергетического баланса теплообменника Т4, в точке 16 — из
энергетического баланса теплообменника TS По энтальпиям находим тем-
пературы в этих точках.
Результаты этих расчетов также приведены в табл 3.5.
10 . Определение производительности Производительность установки по
жидкому гелию вычисляем по формуле
’не-=
где = 9600 м3/ч — объемный расход газа через компрессоры; <р„= 0,03 —
коэффициент, учитывающий потери газа, в том числе на поддув газовых опор
турбодетандеров; 1^ — 24,05 м3/моль — объем, который занимает 1 моль газа
при нормальных условиях (293,15 К и 101,3 кПа), ИНеж = 62,6 кмоль/ч =
= 62,6-4,0 = 250,4 кг/ч = 250,4/0,125 = 2003 дм’/ч; здесь МНс = 4,0.
11 . Определение затрат энергии. Удельная работа, совершаемая в цикле;
'и = <6+'а)А
Здесь 1К — удельная работа, совершаемая при сжатии гелия в компрессоре
I - Мь)
1Л — удельная работа, совершаемая при азотном охлаждении
‘а ‘уд "2 •
При А = 8314 Дж/(кмоль-К) и значениях Т, рр p2ff, взятых из табл 3 5
Т} ~ 7J = 308 К, pt = 2,65 МПа и р29 = 0,102 МПа. получаем 1К = 17 204 Дж/моль.
Приняв удельную работу, необходимую для получения жидкого азота,
равной l^a = 10s Дж/моль и подставив в значение Nj, получим
/А = 10s-0,0727 = 7270 Дж/моль;
Удельные затраты энергии на получение-
1 моля жидкого гелия
17 = 151 448 дж/моль;
213
1 кг жидкого гелия
0= _Ш 448_ = кВт-ч/кг;
3 4,0-3600
1 дм3 жидкого гелия
N?= 10,5 0,125 = 1,3! кВт-«01м’
Общие затраты энергии в установке
N» = 4л Гне- = 131'2010 = 2633 кВт
В результате расчета получены исходные данные для проектирования ге-
лиевого ожижителя Однако для проектирования необходимо еще знать, как
изменяются параметры ожижителя при других значениях КПД детандера, если
увеличатся потери в теплообменниках. Расчет этих вариантов методом,
рассмотренным в примере, очень трудоемок, поэтому в настоящее время все
расчеты гелиевых ожижителей, рефрижераторов, криогенных гелиевых систем
выполняют только с помощью ЭВМ
Следует заметить, что для расчетов и исследования КГУ с по-
мощью ЭВМ эффективен метод выделения ступеней охлаждения и
составления математических моделей ступеней или их совокупностей
на основе энергетических и материальных балансов. Такой подход
позволяет упростить составление алгоритма и программу расчета.
Одновременно с этим необходимо иметь банк данных о термо-
динамических и теплофизических свойствах гелия.
В зависимости от необходимой точности и располагаемой па-
мяти ЭВМ ввод данных о свойствах гелия может осуществляться
двумя основными способами: с помощью таблиц или аппроксими-
рующих зависимостей.
Табличный способ целесообразнее использовать для ЭВМ с
достаточно большим объемом памяти, а также при проведении
оптимизационных расчетов КГУ, включая проектные расчеты основ-
ных машин и аппаратов установки.
На рис. 3.15 приведены результаты расчетов коэффициента ожи-
жения х и удельных затрат энергии при различных значениях
о и Сопоставление зависимостей, представленных на рис. 3.11
и 3.15, показывает, что схема КГУ, приведенная на рис. 3.10, имеет
большую эффективность по сравнению с базовой (см. рис. 3.7, а),
а именно: при этк — 25 и а = 0,02; nM = 0,8 коэффициент ожижения
х = 0,18, что в 1,35 раза больше, а удельные затраты энергии
меньше на 15—30 %.
При этом увеличение степени расширения в детандерах приводит
к дальнейшему увеличению коэффициента ожижения х и снижению
удельных затрат энергии что не характерно для ожижителя
базовой схемы.
214
Рис. 3.15- Зависимости коэффиниевта
ожижения х (сплошные линии) и удель-
ных затрат энергии N3° (штриховые
линии) от степени расширения лд при
различных значениях о. и для схе-
мы КГУ, показанной на рис. 3.8
При совершенствовании тех-
нологических схем особое внима-
ние следует обратить на умень-
шение потерь от необратимости
протекающих процессов. Нагляд-
ное представление о количест-
венном распределении энергии и
потерь для базовой установки
дает схема на рис. 3.16. Особое
внимание необходимо обратить
на потери в реальном компрес-
соре, обусловленные низким зна-
чением т)из.
Одним из вариантов повы-
шения эффективности ожижения
гелия можно считать использо-
вание компрессора-нагнетателя
на выходе паров из сборника
жидкого гелия (рис. 3.17, б).
Работа ожижителя гелия, выпол-
Рис. 3.16. Схема распределения затрат
энергии и потерь в ожижителе базовой
тахнологической схемы на ступеням:
I — в теплообменниках вследствие
теплопритока из окружающей среды (а
= 2,6 %), гидравлических сопротив-
лений (б = 8,6 %), конечной разности
температур (с = 25,2 %); И — в
детандерах вследствие несовершенства
работы (е = 23,7 %), III — в ступени
окончательного охлаждения вследствие
теплопритоков из окружающей среды (g
“ 0,8 %), А — работа изотермического
сжатия h — полезная работа ступени
охлаждения (й = 36,8 %); d — энергия,
возвращаемая детандерами («? = 2,3 %)
215
Рис. 3.17. Схема цикла (а) ожиже-
ния гелия с нагнетателем паров
гелия в ступени ожижения (б)
ненного по такой схеме, про-
исходит следующим образом.
В основном компрессоре
давление газообразного гелия
рп = 0,4 МПа увеличивается
до р2 = 2,5 МПа (рис. 3-17, а).
Затем сжатый гелий как и в
обычной схеме охлаждается в
азотной ванне, детандерных
теплообменниках (линии 3—3'
и 4—4') и обратным потоком
паров гелия из сборника С
до температуры Т5 и рас-
ширяется окончательно в па-
рожидкосгном детандере ДЗ
(линия 5—7) до давления рх = 0,13 МПа = 4,5 К). Образующаяся
жидкость направляется к потребителю, а пары гелия поступают в
компрессор-нагнетатель (К-Н), в котором их давление увеличивается
до = 0,4 МПа, и затем поступают в обратный поток ожижителя.
Сжатие паров гелия, имеющих температуру = 4,5 К и соот-
ветственно в 293 : 4,5 = 65 раз большую плотность, происходит со
значительно меньшими затратами энергии. Уменьшение степени
сжатия в теплом компрессоре с лк » 20 до этк = 6,3 приводит к
уменьшению затрат энергии на сжатие гелия. В результате общие
затраты энергии уменьшаются почти в 1,4 раза. В связи с умень-
шением степени расширения холодопроизводительность детандеров
также уменьшается почти в 1,2 раза.
Общий выигрыш в удельных затратах энергии составляет 10—
15 % по сравнению со схемой ожижителя без компрессора-нагне-
тателя. Кроме того, в ожижителе гелия, выполненном по схеме с
компрессором-нагнетателем, уменьшаются габариты теплообменников
вследствие более высокого давления обратного потока, что улучшает
теплообмен и уменьшает удельные объемы газообразного гелия.
Вследствие уменьшения степени сжатия и более высокого давления
гелия на всасывании уменьшаются габариты и повышается КПД
теплого компрессора, что дополнительно повышает общую эффек-
тивность ожижителя гелия почти иа 5 %.
216
Рнс. 3.18. Схема установки КГУ, рабо-
тающей но двухконтурному циклу на
неоне (контур Ж и гелии (контур В)
Сложные проблемы сжатия
теплого газообразного гелия удач-
но решены в схеме ожижителя
гелия, предложенной на кафедре
криогенной техники МГУИЭ. В
этой схеме (рис. 3.18) использо-
ваны два криоагента; неон и
гелий. Газообразный неон, имею-
щий достаточно большую плот-
ность, используют для охлаждения
до 28—30 К, гелий, охлажденный
неоном, — для получения жидко-
сти. Ожижитель гелия, построен-
ный по этой схеме, работает следу-
ющим образом. В компрессоре К1
давление гелия, охлажденного до
Т к 28 К, увеличивается до 1,2—
1,6 МПа. Затем гелий охлаждается
в неоновой ванне В2 вновь до
температуры 28 К и поступает в
теплообменник Т5, из которого
примерно половина потока гелия
направляется в турбодетандер ТД1,
где его давление уменьшается до
давления обратного потока, а тем-
пература снижается примерно до
10 К. Вторая половина потока
гелия, охлаждаясь в теплообменниках Тб и Т7, направляется в
дроссель ДР1 или в парожидкостной детандер Д1, где происходит
уменьшение давления гелия до 0,12—0,13 МПа и частичное его
ожижение. Жидкий гелий (поток х) направляется в хранилище, а
пары гелия поступают в обратный поток, охлаждая в теплообменни-
ках Т5—Т7 прямой поток гелия. Нагретые до температуры 7'= 28 К
пары гелия подаются на всасывание в компрессор К1 для повтор-
ного сжатия.
В центробежном компрессоре К2 давление газообразного неона
увеличивается до 1,2— 1,6 МПа. Затем, проходя последовательно
теплообменник Т1, азотную ванну В1 и теплообменник 72, он
217
охлаждается и направляется частично в детандер ТД2, в котором
его давление уменьшается до давления обратного потока. Другая
часть охлажденного неона охлаждается в теплообменниках 73, Т4
и при температуре около 35 К поступает в парожидкостной детан-
дер Д2, в котором происходит уменьшение его давления до давле-
ния обратного потока и частичное ожижение. В ванне В2 жидкий
неон испаряется, охлаждая газообразный гелий до Т к 28 К. Выбо-
ром параметров контуров можно добиться равенства работ, которые
совершаются в турбодетандере ТД2 и в компрессоре KL В этом
случае компрессор К1 и детандер ТД2 могут быть объединены в
единый компрессорно-детандерный агрегат, в результате чего сокра-
щаются удельные затраты энергии на ожижение 1 кг гелия, которые
будут определяться только затратами энергии на сжатие теплого
неона. Расчеты показывают, что удельные затраты энергии на
получение 1 кг жидкого гелия для этой схемы значительно меньше,
чем для самой эффективной схемы ожижителя гелия (см. рис. 3.8).
В последние годы в ОАО “Криогенмаш” проводятся опытно-
конструкторские работы по созданию безмашинного способа сжатая
газообразного гелия, основанного на применении многоступенчатых
пароэжекторных агрегатов. Необходимость этих работ была обусловле-
на тем, что для создания криогенной гелиевой системы УНК-3000
(см. гл. 5) общей холодопроизводительностью 60 кВт при темпера-
туре 4,5 К, состоящей из шести ожижителей гелия ОГ-24СО и 24
рефрижераторов РГ-2500/4,4, требуется 60 винтовых компрессорных
агрегатов ВКА 80/25 с семнадцатью блоками очистки гелия от масла
и влаги МО-2400. Технические проблемы эксплуатации этого парка
компрессоров в режиме периодических пусков вполне очевидны и
поиск альтернативных способов компримирования оправдан.
На рис. 3.19 показана схема многоступенчатого пароэжекторного
агрегата сжатия гелия (Морковкин И.М. с сотрудниками). Конден-
сацию пара после первой ступени эжектора целесообразнее прово-
дить в аппарате смесительного типа. В последующих ступенях сжа-
тия могут применяться конденсаторы поверхностного типа. “Актив-
ный” паровой поток подается на все эжекторные ступени с одина-
ковыми параметрами, в то время как параметры гелиевого потока
от ступени к ступени принимают все более высокие значения.
Пятиступенчатый пароэжекторный агрегат компримирования при
степенях сжатия е« 10 ... 30 имеет достаточно высокие показатели
эффективности ( ~ 0,42 ... 0,47 и т]из » 0,22 ... 0,26).
Если оценивать эксплуатационные затраты с учетом стоимости
природного газа и электроэнергии, то использование пароэжектор-
ного агрегата будет обходиться в 1,5—2,0 раза дешевле, чем примене-
218
ние винтовых компрессоров. С учетом перечисленных преимуществ
и в случае утилизации теплоты целесообразность применения паро-
эжекторных агрегатов компримирования еще более увеличивается.
В табл. 3.6 приведены параметры работы пятиступенчатого
пароэжекторного агрегата компримирования гелия при различных
параметрах (р, 7) водяного пара используемого в качестве “актив-
ного” потока.
Следует отметить, что несмотря на существенное различие пара-
метров рабочего тела (см. табл. 3.6) и газообразного гелия в линиях
всасывания и нагнетания, показатели эффективности и циз
остаются неизменными. Этот способ сжатия может оказаться
предпочтительным перед другими для сжатия больших количеств
газообразного гелия.
3.6. Расчетные параметры пятиступенчатого пароэжекторного
агрегата
Параметры “активного" потока — водяного пара Давление “пассивного” потока — газообразного гелия, МПа Коэффициент эжекиии Gr
Давление, МПа Температура, К На стороне всасывания на стороне нагнетания
13,8 823 0,08 2.5 о,1
2,5 693 0,075 0,9 0,07
1,3 543 0,035 0,65 0,05
219
Применение пароэжекторных агрегатов для сжатия гелия позво-
лит получить следующие технические преимущества:
высокую надежность эксплуатации;
существенно более низкие капитальные затраты;
полную герметичность и отсутствие загрязненности сжимаемого
газа различными примесями и особенно такой, трудноудаляемой
примесью, как масло;
низкую стоимость проектирования и изготовления, обусловлен-
ную конструктивной простотой и технологичностью изготовления;
возможность работы в вакуумно-компрессорном режиме (вплоть
до рк < 0,01 МПа) без какого-либо снижения показателей энергети-
ческой эффективности;
сохранение эффективности работы агрегатов вне зависимости от
масштабного фактора.
§3.3. ГЕЛИЕВЫЕ РЕФРИЖЕРАТОРЫ
Гелиевые рефрижераторы имеют много общего с ожижителями
гелия. Построенные по тем же схемам, они могут работать в
ожижительном или рефрижераторном режимах. Эти режимы
реализуются, например, в установке КГУ-250/4,5 (рис. 3.20 и 3.21).
В рефрижераторном режиме холодопроизводительность установки
составляет 250 Вт при 4,5 К. В ожижительном режиме произво-
дительность установки 90 дм3/ч жидкого гелия. Давление холодиль-
ного цикла р2 =1,6 МПа.
Гелиевые рефрижераторные установки могут работать и при более
высоких температурах. Например, К.ГУ-4000/20 имеет холодопроиз-
водительность 4000 Вт при 12—20 К (рис. 3.22). Установка работает
по замкнутому циклу, включает турбодетавдер и ступень предвари-
тельного азотного охлаждения.
По сравнению с гелиевыми ожижителями, в которых количе-
ство теплоты = х J ср dT выводится из установки с жидким
гелием, в гелиевом рефрижераторе можно исключить предвари-
тельное азотное охлаждение прямого потока гелия
Такая схема предполагает установление оптимальных температур
перед турбодетандерами, значения которых целесообразно находить
расчетным путем с помощью ЭВМ. Для такой схемы рефрижератора
особенно важно, чтобы температурный режим теплообменников
характеризовался значениями а < 0,01. При больших потерях в
теплообменниках предварительное азотное охлаждение необходимо
для снятия этих потерь при Т> 80 К в гелиевых рефрижераторах.
220
— ресивер, 4 — блок турбодетандеров ТД1 и ТД2, 5 — блок очис
гелиевый сборник вместимостью 800 дм3, К — компрессор
Ахт в газгол^ц
221
Рис. 3.21. Принципиальная техноло-
гическая схема цикла КГУ-250/4.5
(обозначения те же, что и на рис. 3.20)
На рис. 3.23 приведены
зависимости q (лд) и <р(яд) для
гелиевого рефрижератора, вы-
полненного по базовой техноло-
гической схеме (см. рис. 3.7, а)
с предварительным азотным
охлаждением и без предвари-
тельного азотного охлаждения
(последние помечены крести-
ками). В обоих случаях удель-
ные затраты энергии на азот-
ное охлаждение приняты
=1,0 кВт-ч/кг. Согласно
этим зависимостям при
а = 0,02, г]вд = 0,75 и
= 20... 25 можно получить
холодопроизводительность
q = 51 Дж/моль; при этом
коэффициент удельных затрат
мощности ср = 270 Вт/Вт.
Значительно большая холодопроизводительность и меньший
коэффициент удельных затрат мощности (рис. 3.24) характерны для
гелиевого рефрижератора с детандером на ожижаемом потоке (см.
рис. 3.8). При тех же потерях в теплообменниках а = 0,02, КПД
детандеров = 0,75 и степени сжатия лк = 25 максимальная
холодопроизводительность достигает q = 65 Дж/моль. Коэффициент
удельных затрат мощности при этом составляет 230 Вт/Вт, что почти
на 25 % меньше, чем для базовой схемы (см. рис. 3.7, а).
Из сравнения характеристик этой технологической схемы при
работе в ожижительном (см. рис. 3.15) и в рефрижераторном
режимах (см. рис. 3.24) можно проследить влияние относительной
недорекуперации а и КПД детандеров на коэффициент ожижения
гелия х, удельную холодопроизводительность q, удельные затраты
энергии и коэффициент удельных затрат мощности <р.
В ожижительном режиме при повышении давления от 0,6 до
4,0 МПа увеличивается коэффициент ожижения гелия и умеиь-
222
XttSnu азот.
223
Рис. 3.23. Зависимости удельной холоде-
производительности q (сплошные линии) и
коэффициента удельных затрат мощности <р
(штриховые линии) от степени расширения
тгд для гелиевого рефрижератора, выпол-
ненного по базовой схеме
шаются удельные затраты энергии.
Увеличение коэффициента ожиже-
ния гелия вызвано увеличением
доли прямого потока, поступающего
в ступень ожижения (уменьшением
потоков через турбодетавдеры), а
также уменьшением энтальпии ожи-
жаемого потока после теплообмен-
ника 77 (см. рис. 3.8) или увеличе-
нием теплоперепада в детандере ДЗ.
Поскольку в ожижительном режиме
обратный поток существенно меньше
прямого, после дросселирования
ожижаемого потока до 0,13 МПа в нем содержится до 40 % пара
даже при исходном давлении 4,0 МПа.
В рефрижераторном режиме, в котором обратный поток равен
прямому, минимальное значение энтальпии ожижаемого потока
после теплообменника Т7достига-
ется уже при давлении гелия в
прямом потоке 2—2,5 МПа (после
дросселирования ожижаемого по-
тока до 0,13 МПа доля пара состав-
ляет около 5 %); повышение дав-
ления не приводит к увеличению
удельной (на 1 кмоль ожижаемого
потока) холодопроизводительности,
Рис. 3.24. Зависимости удельной холодо-
производительности q при 4,5 К и коэф-
фициента удельных затрат мощности <р от
степени сжатия в компрессоре для гелие-
вого рефрижератора со ступенью предва-
рительного азотного охлаждения, двумя
последовательно установленными турбо-
детацдеранн н детандером на ожижаемом
потоке
224
увеличивается только расход газа в этом потоке (расход газа через
турбодетандеры ТД1 и ТД2 уменьшается) Увеличение удельной
холодопроизводительности при этом замедляется. В связи с этим в
рефрижераторном режиме максимальная холодопроизводительность
соответствует давлению 2,5—3,5 МПа. Минимальный коэффи-
циент удельных затрат мощности соответствует давлению 1,7—
2 7 МПа; при этом оптимум на кривых q (як) смещается в сторону
более низких давлений с уменьшением а и увеличением КПД
детандеров.
При создании ожижителей и рефрижераторов гелия следует иметь
в виду, что с уменьшением степени расширения (сжатия) увеличи-
вается объемный расход газа через турбодетавдеры, что позволяет
повысить их КПД. Увеличение степени расширения (сжатия) гелия
приводит к смещению оптимума коэффициента удельных затрат
мощности рефрижератора гелия в сторону меньших степеней сжа-
тия, а для ожижительного режима кривые х = f (лд) становятся
более пологими, в результате влияние степени расширения уменьша-
ется и оптимум коэффициента удельных затрат мощности смещается
в сторону меньших лд. Вместе с тем уменьшение степени расшире-
ния (сжатия) в ожижительном режиме приводит к значительному
увеличению как удельной площади поверхности теплообмена, так
и габаритов теплообменного блока, что не характерно для рефриже-
раторного режима (рис. 3.25).
Итак, применение гелиевых рефрижераторов в едином контуре
с охлаждением сверхпроводящим (СП) устройством (одноконтурная
схема) позволяет получить большую термодинамическую эффек-
тивность. Однако на практике одноконтурные схемы не применяют,
если тепловая нагрузка СП-устройств переменна, поскольку крио-
генные рефрижераторы вслед-
ствие большой инертности не
могут отслеживать ее в про-
цессе криостатирования. В
Рис. 3.Z5. Зависимости относитель-
ной удельной площади поверхности
теплообмена F от степени сжатия
в компрессоре пг для установки с
предварительным азотным охлажде-
нием, двумя последовательно уста-
новленными турбодетандерами и
детандером на ожижаемом потоке:
1 — ожижительный режим, 2 —
рефрижераторный режим
225
15-№6675
связи с этим были разработаны двухконтурные схемы, в которых
в качестве гелиевого рефрижератора применены рефрижераторы с
избыточным обратным потоком (рис. 3.26).
Схема а выполнена по простому дроссельному циклу, схема
б — с концевым детандером Д вместо дросселя ДР2.
В гелиевых рефрижераторах с избыточным обратным потоком
сжатый компрессором гелий охлаждается до минимально возмож-
ной температуры в теплообменниках, затем расширяется в дросселе
(или детандере). Парожидкостная смесь гелия поступает в ванну с
жидким гелием, которая соединена с СП-устройством. В эту же
ванну непрерывно поступает у кг жидкого гелия из ожижителя
гелия (двухконтурная схема). Таким образом, если в прямом потоке
гелия после компрессора циркулирует 1 кг, то в обратный поток
поступает (1 + у) кг паров гелия, что повышает эффективность
охлаждения прямого потока, существенно уменьшает потери от
недорекуперации и тем самым повышает холодопроизводительность
и эффективность гелиевых рефрижераторов с избыточным обратным
потоком.
Для двухконтурной схемы рефрижератора с простым дроссель-
ным циклом (см. рис. 3.26, а), в котором рабочим телом служит
азот, водород или гелий, зависимость удельной полезной холодо-
производительности q (при температуре жидкости) от доли у избы-
точного обратного потока приведена на рис. 3.27. Дроссельный цикл
может быть использован для охлаждения объектов водородом или
Рис. 3.26. Схемы рефрижераторов с избыточным обратным потоком:
а — с двумя дросселями ДР1 и ДР2, б — с дросселем ДР1 и детандером Д (ОК
— объект криостатирования)
226
рис. 3.27. Зависимости удельной холодопроизводи-
тельности азотного, водородного и гелиевого дрос-
сельного циклов от доли избыточного обратного потока
при давлении газа в прямом потоке 1,5 МПа, в обрат-
ном — 0,12 МПа и разности температур но высоте
теплообменника лТпдх = 6,5 К
гелием соответственно при у > 0,0045 и
у > 0,0125; при меньших значениях у
изотермический эффект дросселирования
отрицателен.
Удельнвя холодопроизводительность реф-
рижератора, построенного по дроссельному
циклу с избыточным обратным потоком, может быть определена
из уравнения энергетического баланса теплообменного блока:
«ф = 1А'Г, + У ('2 - ‘ж>1 - l<V + (I + J1) 5, АГ,], (3.1)
где Д/у = (i2 — q) — изотермический эффект дросселирования
при температуре у — доля избыточного обратного потока; /х —
энтальпия жидкости, вводимой извне в цикл (двухконтурная схема);
<7ОС—теплоприток из окружающей среды; ср—теплоемкость газа;
А 7] — недорекуперация на теплом конце теплообменника.
Для рефрижератора с концевым парожидкостным детандером
уравнение (3.1) имеет вид
««.Г “ ['«.т+ А'т; 1 Г (<, - у] - [«„.с + (1 + у) А, АТ], (3-2)
где 1лег = i7 — ig— внешняя работа расширения газа в детандере.
На рис. 3.28 приведены результаты расчета удельной холодопро-
изводительности при давлении прямого потока 2,5 МПа и мини-
мальной разности температур по высоте теплообменника 0,2 К.
Особенно проявляется преимущество рефрижератора с концевым
детандером в области у < 0,04. Уменьшение темпа роста §дет в области
у > 0,04 связано с необходимостью введения промежуточного
дросселирования потока высокого давления гелия в дросселе ДР1
вследствие изменения его свойств при давлении выше 0,1 МПа. В
области у > 0,10 холодопроизводительность для дроссельного цикла
практически становится равной холодопроизводительности для цикла
с детандером.
Результаты расчета холодопроизводительности рефрижератора,
построенного по простому дроссельному циклу, в зависимости от
давления прямого потока р,, приведены в табл. 3.7 и на рис. 3.29.
Минимальная разность температур по высоте теплообменника в рас-
15*
227
Рис. 3.28. Зависимости удельной холодо-
производительности q от доли избыточного
обратного потока у для циклов:
1 — простого дроссельного (см. рис. 3 26, а)
2 — с детандером (см рис 3.26, б)
четах принята равной 0,2 К (у > 0,03).
При у < 0,03 Д 7j = 5 К при Т = 300 К.
В табл. 3.7 приняты обозначения: ATj,
ДГ2 — разность температур соответ-
ственно при 300 и 80 К; Тп, Д Тп —
с ’ nun’ nun
минимальная температура и минималь-
ная разность температур по высоте теп-
лообменника; &Т67 — разность температур на холодном конце тепло-
обменника; р5 — 'промежуточное давление дросселирования. Про-
межуточное дросселирование необходимо при у > 0,04 для орга-
низации теплообмена в низкотемпературной части теплообменника,
в которой возможно нарушение теплообмена вследствие нерасчетного
соотношения расходов и изобарных теплоемкостей прямого и
обратного потоков.
Анализ данных табл. 3.7 и кривых на рис. 3 29 показывает, что
зависимость удельной холодопроизводительности в диапазонах
р = 1,0 ... 2,5 МПа и у = 0,03 ... 0,10 от доли избыточного обратного
потока почти линейная. В то же время при фиксированном зна-
чении у холодопроизводительность практически не зависит от
давления прямого потока в диапазоне 1,0 ... 2,5 МПа, так как
энергия в цикле не используется. Давление влияет лишь на
теплофизические свойства газа. Дальнейшее уменьшение давления
прямого потока до 0,3—0,5 МПа приводит к резкому уменьшению
холодопроизводительности.
Удельная холодопроизводительность рефрижератора, построен-
ного по дроссельному циклу, существенно зависит от потерь бт
недорекуперации. При увеличе-
нии ДГт1П (рис. 3.30) от 0,2 до
1,0 К при у = 0,04 удельная холо-
допроизводительность уменьша-
ется от 7,6 до 3,0 кДж/кг, т.е
более чем в 2,5 раза.
Рис. 3.29. Зависимость удельной холо-
допроизводительности q рефрижератора,
построенного ио циклу с дросселнровавнем
(см. рис. 3.26, я), от давления р, при раз-
личных значениях у
3.7. Зависимость удельной холодопроизводительности гелиевого
рефрижератора, построенного по дроссельному цикл}', от доли
избыточного обратного потока и давления прямого потока
Давление прямого ДТ, аг- Г„= ЛГ67 9лр> ₽5>
потока рр
МПа к
0,03 7,20 1,00 32 0,19 2,42 5,46 1,0
0.04 9,67 1,42 30 0,17 2,15 7,24 1,0
0.05 12,20 1,92 26 0,17 1,92 8,69 1.0
1.0 0,06 14,60 2,36 24 0,13 1,64 10,30 1,0
0,08 19,00 3,40 22 0,13 1.20 12,70 1,0
0,10 24,18 4,40 21 0,11 0,74 15,00 1,0
0,03 6,37 0,75 38 0,20 2,19 5,67 1,5
0 04 8,80 1,13 38 0,17 1,73 7,81 1,5
0,05 11,20 1,50 32 0,16 1,31 9,67 1,5
1 5 0,06 13,70 2,00 30 0,15 0,92 11,33 1.5
0,08 18,50 2,92 25 0,16 0,166 14,25 1,5
0,10 23,16 3,90 22 0,14 0,251 16,82 1,0
0,03 5,90 0,58 50 0,18 1,73 5,54 2,0
0,04 8,30 0,92 38 0,18 1,14 7,82 2,0
0,05 10,70 1,30 38 0,175 0,58 9,91 2,0
2,0 0,06 13,10 1,72 36 0,20 0,38 11,71 1,8
0,08 17,85 2.58 30 0,18 0,37 15,07 1.2
0,10 22,5 3,50 26 0.17 0,19 17,97 0,8
0,03 5,53 0,48 50 0.20 1,26 4,86 25
0,04 7,93 0,80 45 0,20 0,48 7,50 2,5
2,5 0,06 12,60 1,50 37 0,20 0,36 11,80 1,8
0,08 17,27 2,26 32 0,14 0,18 15,74 1,2
0,10 21,90 3,15 26 0,15 0,20 19.00 0,6
Результаты расчета холодопроизводительности рефрижератора с
концевым детандером в зависимости от доли избыточного обратного
потока и давления прямого потока приведены в табл. 3.8 и на
рис. 3.31. Большему давлению соответствует большая удельная холо-
допроизводительность, однако темп роста удельной холодопроиз-
водительности с увеличением давления замедляется. Это объясняется
сложной зависимостью теплофизических свойств гелия от даале-
ния и температуры и необходимостью промежуточного дроссели-
рования прямого потока для обеспечения оптимальной зависимости
температурного перепада по высоте теплообменника. Изменение
разности температур между потоками по высоте теплообменника
носит сложный характер
229
производительности.
Рис. 3.30. Зависимость удельной
холодопроизводительности q от
доли избыточного обратного по-
тока у при различных значениях
минимальной разности температур
Л7^а (цикл с дросселированием)
Для рефрижераторов с
избыточным обратным по-
током при у > 0,03 раз-
ность температур по высо-
те теплообменника между
прямым и обратным пото-
ками значительно ниже
(особенно в низкотемпе-
ратурной области), чем при
нулевой доле избыточного
обратного потока. Это об-
условливает уменьшение потерь, связанных с необратимостью про-
цесса теплообмена, а следовательно, увеличение удельной холодо-
3.8. Зависимость удельной холодопроизводительности гелиевого
рефрижератора с детандером от доли избыточного обратного потока
и давления прямого потока (давление на выходе из детандера
р2 - 0,25 МПа; ДТт.„ = 0,2 К)
Давление прямого потока />|, МПа У «лге кДж/кг Температура на выходе из детандера, К
0,03 14,24 5,16
0,05 17,58 4,82
1,5 0,06 18,13 4,61
0.08 21,5 4,17
0,03 16,40 4,95
2,0 0,05 20,00 4,95
0,06 20,66 4.29
0,08 20,8 4,35
0,02 15,17 5,06
0,03 17,48 4,70
2,5 0,05 19,60 4,48
0,06 20,60 4,28
0,08 21,20 4,55
230
Рис. 3-31. Зависимость удельной холодопроизводи-
тельности рефрижератора с детандером от доли избы-
точного обратного потока и давления (температурный
уровень криостатировоння 4,5 К; А7^]п = 0,2 К;
давление на выходе из детандера 0,25 МПа)
Удельные энергетические затраты в реф-
рижераторе с детандером (см. рис. 3.26, 6)
можно определить по формуле
N = £к + ^Не - £дет (3.3)
С <7
Здесь £к — работа сжатия газа в компрессоре; £Не — работа произ-
водства жидкого гелия; £дет — внешняя работа при расширении
газа в детандере; С — расход газа через компрессор; q — удельная
холодопроизводительность на единицу' расхода газа через компрессор,
причем
= \GRT In = У^, (3 4)
где R — газовая постоянная гелия; Т, р„ — температура и давления
газа на выходе и входе в компрессср; т)из — изотермический КПД
компрессора; — удельные затраты мощности на производство
жидкого гелия.
Результаты численных расчетов удельной холодопроизводитель-
ности (q и qne^ и удельных затрат мощности N рефрижераторов,
------------------------ -> Вт/Вт
выполненных по схемам рис. 3.26
при температуре 4,5 К, приведены
в табл. 3.9 и на рис. 3.32.
Рис. 3.32. Зависимость коэффициента
удельных затрат мощности но криоста-
тирование объекта при температуре
4,5 К и Л7^;п = 0,2 К от доли избыточ-
ного обратного потока при различном
давлении сжатия гелия в компрессоре:
7— дроссельный цикл; 77 — цикл с 2<}0
О 0,04 е,08 у
детандером
231
3.9. Результаты расчета удельных затрат мощности и холодопроизво-
дительности при температуре 4.5 К. давлении на входе в компрессор
— 0,1 МПа
Давление прямого потока, МПа к- кВт Ьнс, кВт Дроссельный цикл Цикл с детандером
Q, кДж/кг Ч>, Вт/Вт Ч, кДж/кг 9 , Вт/Вт
0,03 983 5,67 681 14,24 278
0,04 1396 7,81 539 — —
1,5 2813 0,05 1745 9,67 471 17,58 259
0,06 2094 11,83 433 19,13 256
0,08 2792 14,25 393 21,5 261
0,10 3490 16,82 375 — —
0,03 953 5,54 751 16,40 254
0,04 1396 7,82 576 — —
2.0 3112 0,05 1745 9,91 490 20,00 243
0,06 2094 11,71 445 20,66 252
0,08 2792 15,07 392 20,80 284
0,10 3490 17,97 376 - —
0,03 982 4,86 904 17,48 248
0,04 1396 7,50 632 — —
2,5 3345 0,05 1745 9,60 530 19,60 260
0,06 2094 11,80 461 20,6 264
0,08 2792 15,74 390 21,20 290
0,10 3490 19,00 360 - —
В формуле (3.3) внешняя работа при расширении в детандере
не учитывалась, так как она мала. Анализ результатов показывает,
что эффективность рефрижераторов, построенных по детандерному
циклу с избыточным обратным потоком, при оптимальных усло-
виях достигает 250 Вт/Вт и практически не уступает эффективности
современных одноконтурных гелиевых рефрижераторов. Анализ
кривых показывает быстрое уменьшение затрат мощности на 1 Вт
холодопроизводительности при увеличении доли избыточного
обратного потока для простого дроссельного цикла и высокую
эффективность цикла с концевым детандером в диапазонах
у = 0,03 ... 0,06 и р = 1,5 ... 2,5 МПа. Эффективность цикла с
детандером слабо зависит от давления, что объясняется сложной
зависимостью свойств гелия от давления и температуры, а также
необходимостью введения промежуточного дросселирования при
повышенных давлениях.
232
Полученные результаты позволяют сделать вывод, что наибольшая
термодинамическая эффективность криогенных гелиевых систем
обеспечивается при использовании рефрижераторов с концевым
детандером (у> 0,03). При использовании более простых и надежных
рефрижераторов, построенных по дроссельному циклу, эффектив-
ность системы существенно меньше. Однако высокая надежность
дроссельно-эжекторной ступени по сравнению с надежностью
детандера обусловливает в ряде случаев ее предпочтительное приме-
нение.
Одна из важнейших задач при создании гелиевых рефрижера-
торов с избыточным обратным потоком — организация циркуля-
ции жидкого гелия через объект криостатирования. Эту задачу
можно решить применением струйных циркуляционных и откачных
насосов (эжекторов), криогенных гелиевых насосов и криогенных
вакуумных гелиевых насосов.
Принципиальная схема эжектора показана на рис. 3.33. Рабо-
чий поток (G, рр, Wp) подводится к соплу, в котором его давление
уменьшается до давления в приемной камере. Инжектируемый поток
(ри, %), подводимый в приемную камеру, увлекается рабочим
потоком; оба потока поступают в камеру смешения. При смешении
потоков происходит выравнивание скоростей по сечению камеры
и увеличение давления. Далее смешанный поток поступает в диффу-
зор, в котором средняя скорость потока уменьшается и одновременно
повышается давление. В результате давление потока на выходе из
диффузора становится больше давления инжектируемого потока.
Повышение давления смешанного потока без совершения механичсс-
Рис. 3.33. Схема эжектора:
А — сопло; В — приемная камера, С — камера смешения, О — диффузор
233
a)
Рис. 3.34. Схемы дроссельно-
эжекторной ступени:
7 — эжектор; 2 — сборник
жидкого гелия, 3 — объект
криостатирования, 4 — тепло-
обменник
кой работы — основное принципиальное отличие эжекторов. В
криогенных установках эжекторы применяют на различных темпера-
турных уровнях, причем они могут быть включены по два и более,
последовательно или параллельно. Для криостатирования объектов
при Т = 4,5 К может быть использована схема с одним циркуля-
ционным эжектором. Циркуляционный эжектор в схеме рефрижера-
тора устанавливают вместо концевого дросселя, т.е. эжектор
выполняет роль дроссельно-эжекторной ступени рефрижератора.
Схемы включения эжектора показаны на рис. 3.34. Для схемы,
показанной на рис. 3.34, о, расход жидкого гелия через объект
криостатирования определяется перепадом давлений между сборни-
ком жидкого гелия и приемной камерой эжектора, а также гидрав-
лическим сопротивлением объекта криостатирования. Суммарный
расход циркулирующего гелия через объект криостатирования
на рис. 3.34, б:
с« = СР + си, 0.5)
где <7р — расход гелия, поступающего из рефрижератора, через сопло
эжектора; Gw — расход жидкого гелия в инжектируемом потоке.
Коэффициент инжекции эжектора
» - G„/Gp- <3 6>
Рис. 3.35. Характеристики цир-
куляционного эжектора Э (кривая
1) и гидравлические характерис-
тики объектов криостатирования
ОК (кривые 2 и 3) при давлении и
температурах гелия на входе в
эжектор рр «= 1,8 МПа и Tf = 4,6 К
234
Зависимость гидравлического сопротивления криостатируемого
объекта от располагаемого коэффициента инжекции имеет вид
РС-РК=ЬР=Ь
J(gp+ CZ
2gf
G2 (1 + «)2
2gf
(3.7)
где f — площадь сечения гидравлического тракта объекта криоста-
тирования; £ — коэффициент сопротивления этого тракта.
Анализ рис. 3.35 показывает: чем меньше гидравлическое сопро-
тивление Др объекта криостатирования, тем больше расходы жидкого
гелия, инжектируемого в эжекторе и поступающего на криостати-
рование объекта. Очевидно, действительный расход гелия на крио-
статирование графически можно определить как точку пересечения
кривой располагаемого коэффициента инжекции с гидравлической
характеристикой объекта. Для объекта с гидравлической харак-
теристикой 2. Gy — Gp + 2Gp = 3Gp, для объекта с характеристикой
3: G£ = Gp + 3,5Gp — 4,5 Gp. Из приведенных характеристик можно
сделать очень важный вывод: применение циркуляционного эжек-
тора позволяет обеспечить надежное криостатирование СП-устройств
посредством значительного (в несколько раз) увеличения расхода
жидкого гелия через объект при проектировании как гелиевого
рефрижератора с циркуляционным объектом, так и объекта криоста-
тирования.
Эжекторы успешно применяют также для обеспечения цирку-
ляции недогретого жидкого гелия через объект.
Понижение температуры жидкого гелия до заданной происходит
в СОО, в криостате которой откачной эжектор понижает давление
до равновесного.
Выбор схемы включения эжектора в рефрижераторе с избыточ-
ным обратным потоком зависит от заданной температуры термоста-
тирования, допустимого перепада температур жидкого гелия на входе
и выходе объекта криостатирования, типа сверхпроводящей магнит-
ной системы (погружная или циркуляционная)
Замена дроссельной ступени эжекторно-дроссельной позволяет
наряду с охлаждением в результате эффекта Джоуля — Томпсона
дополнительно использовать для циркуляции жидкого гелия и от-
качки и сжатия паров гелия кинетическую энергию струи на выходе
из эжектора. Эффективность использования энергии сжатого и
охлажденного гелия повышается при этом на 20—25 %.
На рис. 3.36 приведены наиболее типичные схемы ССО. В схеме
на рис. 3.36, а откачной эжектор Э1 предназначат для отвода паров,
образованных в результате выделения теплоты объектом крио-
235
0
Рис. 3.36. Схемы ступеней окончатеяыюго охлаждения с одним (а, б) и двумя (в)
Эжекторами:
I — сборник-сепаратор, 2 — дроссель, 3 — вакуумный сборник, 4 — теплооб-
менник; 5 — перепускной вентиль, ОК — объект криостатирования,
Н— насос
статирования, а также для поддержания требуемого вакуума в
сборнике 3.
В схеме на рис. 3.36, б откачной эжектор Э1 поддерживает
требуемый вакуум, удаляя пары жидкого гелия, кипящего под
вакуумом, и обеспечивает заданную температуру жидкого гелия,
поступающего в объект криостатирования.
В схеме на рис. 3.36, в предусмотрены два эжектора: откачной
Э1 и циркуляционный Э2, что позволяет увеличить расход жидкого
гелия, поступающего в объект криостатирования, одновременно
поддерживая температуру жидкого гелия, кипящего под вакуумом
на заданном уровне. Увеличение расхода жидкого гелия на криоста-
тирование позволяет стабилизировать температуру при импульсных
нагрузках. Для полной реализации этих преимуществ двухэжектор-
ной схемы ступени окончательного охлаждения необходимо опреде-
лить предельные возможности криогенных эжекторов и оптимальные
условия работы как откачного эжектора, так и циркуляционного
эжектора-дросселя. Условием устойчивой работы эжекторов является
равенство количества пара, образующегося в криостате СОО, и
количества пара, которое может откачать эжектор, т.е. равенство
необходимого и достижимого коэффициентов инжекции эжектора.
Необходимый коэффициент инжекции определяют из уравнений
теплового баланса.
Достижимый коэффициент инжекции if — это максимальный
коэффициент инжекции эжектора при заданных условиях. Расчет
236
if выполняют по известной методике для струйных аппаратов,
основанной на применении трех основных законов: сохранения
энергии, массы и импульса, с учетом изменения реальных свойств
и фазовых превращений жидкого гелия.
Эффективность схем СОО рефрижераторов р эжекторами (см.
рис. 3.36) оценивают по значениям необходимого коэффициента
инжекции откачного эжектора, температуре жидкого гелия, направ-
ляемого в объект криостатирования, и расходным характеристикам
эжекторов.
Для расчета необходимого коэффициента инжекции и* откач-
ного эжектора Э1 схем СОО, приведенных на рис. 3.36, а и б,
составляют уравнение теплового баланса вакуумного сборника 3,
пренебрегая теплопритоками из окружающей среды дос и паро-
образованием при дросселировании жидкости ввиду их малости:
«. - У = G,„ <'"з - '%), (3 8)
где Gcl — массовый расход жидкого гелия, направляемого в объект
криостатирования; iA и iE — энтальпии гелия на входе и выходе из
теплообменника вакуумного сборника (в точках А и Б); GHl —
массовый расход парообразного гелия, откачиваемого из вакуум-
ного сборника; 7’3 и /°3— энтальпии пара и жидкости в вакуумном
сборнике.
Введем обозначение
а = (/' - (»,)/(/, /,). (3.9)
Согласно закону сохранения масс
СС, = Ср1 + с.„ = С„| <! + “«) (З Ю)
где Gpl — расход криоагента высокого давления через сопло эжек-
тора; (?и1 — массовый расход пара, откачиваемого из вакуумного
сборника 5; — коэффициент инжекции откачного эжектора:
“«=G„,/GPi- (311)
Решив совместно уравнения (3.8) — (3.11), получим выражение
доя определения необходимого коэффициента откачного эжектора
37.-
и” = 1/(а - 1). (3.12)
Для схемы на рис. 3.36, в
(<'з - 'V (3-13)
237
Здесь Gu — массовый расход жидкого гелия, направляемого
эжектором в объект криостатирования:
Ц,= (1 +«„)Gp2. (3.14)
где ии — коэффициент инжекции циркуляционного эжектора Э2;
Gp2 — расход активного потока гелия в эжекторе Э2.
Решив совместно уравнения (3.9), (3.11)—(3.14), получим
выражение для определения необходимого коэффициента инжекции
откачного эжектора Э]:
Сравнительный анализ выражений (3.12) и (3.15) показывает,
что в схемах с одним откачным эжектором необходимый коэффи-
циент инжекции зависит только от значения а, т. е. от давления в
сборнике недогретого гелия и параметров жидкого гелия, направ-
ляемого в объект криостатирования (точки А и Б), а в схеме СОО
с двумя эжекторами необходимый коэффициент инжекции зависит
также от отношения активных потоков tn = Gp2/Cpl и коэффи-
циента инжекции циркуляционного эжектора ии.
Расчет коэффициента мон для двухконтурной схемы СОО по
формуле (3.15) выполняют в такой последовательности. Сначала
находят достижимый коэффициент инжекции «ил циркуляционного
эжектора и принимают его в качестве исходного, т. е. «ил = иц. Зна-
чение т назначают исходя из технологических режимов работы СОО.
Затем задают давление рс на выходе из эжектора Э2 и условия тепло-
обмена в вакуумном сборнике 5. При известном давлении обрат-
ного потока газообразного гелия в рефрижераторе рп = (125. ..130)
кПа по диаграмме Т—s находят параметры для расчета а.
На рис 3.37 приведены зависи-
мости давления в объекте криоста-
тирования от необходимого и дос-
тижимого коэффициентов инжек-
ции откачного эжектора. Точка пе-
ресечения кривых 7 и 2 на рис. 3.37
соответствует температуре Т3 в ва-
куумном сборнике. Если темпе-
ратура Т3 отличается от заданной,
Рис. 3.37. Кривые необходимого (7) и
достижимого (2) коэффициентов инжекции
для объекта криостатирования
V
238
Рис. 3.38. Характеристики циркуляционного
эжектора (кривая 3) и объекта криостатиропа-
иия для расчетного режима (кривая 1) и
режима нонмшсиного сопротивления (кривая 2)
расчет продолжают при других отно-
шениях т до тех пор, пока темпе-
ратура Т3 не станет равной заданной
техническим заданием.
Геометрические размеры эжекторов
определяют для расчетных режимов,
однако в объекте криостатирования
постоянно происходят колебания теп-
ловыделений и гидравлических сопро-
тивлений, вследствие чего режимы
работы эжекторов изменяются.
На рис. 3.38 приведена характеристика циркуляционного эжек-
тора рс =/(мц) при р(1) = 125 кПа и гидравлические характеристики
объекта криостатирования для расчетного режима g = у и режима
повышенного сопротивления (£ = 2 ^р), где £ — коэффициент
гидравлического сопротивления. Точки пересечения гидравлических
характеристик с характеристикой эжектора соответствуют режимам
работы циркуляционного эжектора.
По найденным значениям и и давлению рс при принятом
значении т = const по формуле (3.14) рассчитывают кривые необ-
ходимого коэффициента инжекции и” откачного эжектора как
Ап =/Ю» где Рт~ давление инжектируемого потока, давление в
вакуумном сборнике. Кривые 1
и 2 наносят на поле харак-
теристик откачного эжектора Э1
(рис. 3.39). Точки пересечения
кривых 1 и 2 с характерис-
тиками откачного эжектора
А«з=/("о>пРи различных рн1
характеризуют режимы работы
Рис. 3.39- Зависимость давления рю и
емпературы Т3 в вакуумном сборнике от
необходимого коэффициента инжекции
откачного эжектора:
1 — Рс = 220 кПа; г, = £ 2 — рс =
= 235 кПа, £ = 2
239
Рис. 3.40. Зависимость давления рм,
температуры Т3 в вакуумном сборнике
и расхода ьрионгента G ОТ перепада
давлений в объекте криостатирования
(индексы /и II соответствуют схемам
с двумя и одним эжектором)
вакуумного сборника рефриже-
ратора совместно с объектом
криостатирования.
На рис. 3.40 приведена кри-
вая массового расхода GcI в за-
висимости от перепада давле-
ний в объекте криостатирова-
ния Лрс = / (риз), которая
построена по точкам пересе-
чения кривых необходимого
коэффициента инжекции с характеристикой откачного эжектора
(см. рис. 3.36, в) при заданном давлении в вакуумном сборнике.
Здесь же приведена кривая Gc п = F (Дрс) для схемы с одним
эжектором (см. рис. 3.36, б). Сравнение этих кривых показывает,
что схема с двумя эжекторами позволяет стабилизировать темпера-
туру Т3 (давления рнз) в вакуумном сборнике при изменении
гидравлического сопротивления объекта криостатирования посредст-
вом увеличения расхода жидкого гелия.
Таким образом, применение эжекторов в схемах гелиевых рефри-
жераторов с избыточным обратным потоком позволяет обеспечить
понижение температуры жидкого гелия до Т> 3,5 К и его циркуля-
цию через объект криостатирования с расходом Gi: = Gp (1 + и),
значительно превышающим расход охлаж-
денного гелия в прямом потоке, поступаю-
щем в эжекторно-дроссельную ступень.
Однако основной недостаток эжекторов —
низкий КПД (р = 0,1 ... 0,15), поэтому
лучшие энергетические показатели имеет
схема гелиевого рефрижератора с избыточ-
ным обратным потоком (рис. 3.41), вклю-
чающая криогенный насос 1 для цирку-
Рис. 3.41. Схема ступени окончательного охлаждения
с криогенным насосом 1 и криогенным вакуумным
насосом 2
240
ляции жидкого гелия через объект криостатирования и криогенный
вакуумный насос 2 для создания вакуума и понижения температуры
жидкого гелия в криостате СОО.
Криогенный насос обеспечивает подачу в объект криостатиро-
вания жидкого гелия с требуемым по заданию расходом и давле-
нием, необходимым для преодоления гидравлических потерь этого
объекта. В связи с тем, что КПД насоса может достигать лишь
50—60 % в лучших образцах, он вносит дополнительное количество
теплоты
Qн = 4МФ (3.16)
РЧн
где Дрн — гидравлические потери в объекте криостатирования;
Gn — расход жидкого гелия через объект криостатирования; р —
плотность жидкого гелия; т]н — адиабатный КПД насоса.
Повышение температуры жидкого гелия при этом составляет
(3-17)
С„ С Р Ч„
Очевидно, для обеспечения заданной температуры жидкого гелия
в объекте криостатирования необходимо в криостате СОО поддер-
живать температуру
7= 7,„ - *7„- (3-18)
Величина (2Н соответствует увеличению нагрузки на вакуумный
насос и на гелиевый рефрижератор в целом.
Для понижения температуры в криостате СОО служит крио-
генный вакуумный насос. Его задача сводится к понижению давле-
ния в криостате др давления насыщения при заданной температуре
жидкого гелия. Например, если в криостате надо поддерживать
температуру 3,3 К, криогенный вакуумный насос должен обеспечи-
вать в криостате стабильное давление 0,036 МПа, т.е. степень сжатия
е = P4j5Zp3>3 = 0,15/0,036 = 4.2.
где р45 =0,15 — давление в сборнике-сепараторе рефрижератора.
Соответственно при Т = 3,0 К и рк * 0,024 МПа, е = 0,15/0,024 =
= 6,2.
Эти примеры показывают, что при понижении температуры др
3 К требуются сравнительно небольшие степени сжатия, которые
могут быть обеспечены вакуумным турбокомпрессором, работающим
при криогенных температурах. Так, двухступенчатый турбовакуум-
ный компрессор со степенью сжатия е « 7 и производительностью
по парам гелия G = 40 ... 50 кг/ч имеет следующие характеристики:
16 - К 6675 241
диаметр рабочих колес 130 мм, частоту вращения 25000 мин'1 *
адиабатный КПД т]м ж 0,7.
Мощность, необходимая для привода такого криогенного турбо-
вакуумного компрессора, невелика, и при составлении энерге-
тического баланса ее можно не учитывать. Основной недостаток
рассматриваемой схемы — низкая надежность криогенного насоса
и криогенного вакуумного насоса в работе, особенно по сравне-
нию с эжекторной схемой СОО.
§ 3.4. КРИОСТАТЫ И РЕФРИЖЕРАТОРЫ:
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ СВОЙСТВ ИЗОТОПОВ ГЕЛИЯ
Из всего многообразия криостатов и рефрижераторов, исполь-
зуемых для физических исследований в диапазоне температур
1 ... 10 ? К, рассмотрим принципы работы и особенности устано-
вок, в которых реализуется метод откачки паров из термостатиро-
ванного сосуда, заполненного жидким изотопом гелия (4Не или
3Не), а также рефрижераторы растворения 3Не в 4Не.
Малая упругость насыщенных паров и сверхтекучесть 4Не
(табл. 3.10) практически ограничивают использование метода
откачки для достижения температур ниже 0,7 К. Типичная схема
криостата периодического действия приведена на рис. 3.42. При
относительной простоте и надежности конструкции этот криостат
имеет специфические особенности.
Термомеханический эффект обусловливает
движение сверхтекучей пленки Hell к теплым
частям криостата с последующим ее испарением.
Так как массовая скорость пленки изменяется
пропорционально периметру сечения наиболее
узкой части сосуда по пути ее движения, го
потери от испарения пленки значительно сни-
жаются в результате установки диафрагмы 6
малого размера над уровнем гелия в сосуде.
Однако следует отметить, что при этом ухудша-
ются условия откачки.
Рис. 3.42. Схема криостата для получения низких темпе-
ратур откачкой паров гелия через диафрагму*
1 — внутренний сосуд Дьюара, 2 — основной сосуд
Дьюара с жидким гелием, 3, 4 — охлаждаемые экраны,
5 — трубопровод откачки, 6 — диафрагма
242
3.10. Свойства изотопов гелия 4Не и 3Не
Г, К | р. Па | Рж.кг/м’ | Рп-кг/м’ | г-101, Дж/кг | ДжДкг- К)
Гелий-4
0.5 2,18 КГ3 145.2 2-Ю-6 17,4 2,5
0,6 3,75-10"2 145,2 3 • 1O’S 17,9 4 4
0,7 3,03-10-' 145,2 2,1 IO’* 18,4 9,8
0,8 1,53 145,2 9,2 • 10* 18,9 22,2
0,9 5,54 145,2 3,0-1 о-3 19,5 51,0
1,0 16,0 145,1 0,0077 20,0 104
1,2 83,3 145,1 0,033 21,0 322
1,4 287 145,2 0,099 21,9 780
1,6 760 145,2 0,230 22,7 1,57 -103
1,8 1,66 -ю3 145,4 0,455 23,2 2,81 • 103
2,0 3,17-10’ 145,7 0,798 23,3 5,18-103
2,2 5,39- 103 146,2 1,25 22,7 3,98 • 103
2,4 8,44 103 145,4 1,83 22,9 2,38 • 103
2,6 1,25-10* 144,4 2,56 23,2 2,27 • 10’
2,8 1.77-10* 143,0 3,44 23,4 2,34 103
3,0 2,43-10* 141,3 4,51 23,5 2,49 • 10э
3,2 3,23-10* 139,4 5,79 23,4 2,69-103
3,4 4,19-10* 137,1 7,30 23,2 2,97 - 103
3,6 5,34 10* 134,5 9,08 22,9 3,26 • 103
3,8 6,67 10* 131,6 11,2 22,4 3,60 -103
4,0 8,22-10* 128,6 13,6 21,6 3,99-Ю3
4,2 9,99-10* 125,2 16,6 Гелий-3 20,6 4,48-103
0,2 1,6 - ю-3 0,25 82,0 3-Ю6 8,08 9,04
0,3 82,1 3 -10 * 8,68 9,80
0,4 3,75 82,2 3,4 IO’3 9,27 10,43
0,5 21,2 82,2 8,6-10’3 9,84 11,00
0,6 72,6 82,2 4,4-10’2 10,41 11,52
0,7 184 82,1 ОД 10,94 12,07
0,8 385 82,0 0,17 11,47 12,64
0,9 707 81,9 0,28 11,95 13,28
1,0 1,18-Ю3 81,7 0,43 12,43 13,99
1,2 2,69 • 103 81,3 0,81 13,28 15,75
1,4 5,13-103 80,8 1,5 14,02 17,94
1,6 8,73 103 80,0 2,0 14,61 20,55
1,8 1,37-10* 79,0 3,0 15,03 23,46
2,0 2,01-10* 77,7 4,4 15,24 26,46
2,2 2,83 • 10* 76,0 6,1 15,22
2.4 3,85 • 10* 74,7 8,3 14,90
2,6 5,07-10* 71,6 11,2 14,20
2,8 6,53 • 10* 68,5 14,7 12,96
з,о 8,24-10* 64,4 18,9 10,69
16»
243
Кроме того, достижение температур ниже 1К связано с необходи-
мостью обеспечения высоких скоростей откачки, так как теплота
испарения гелия мала (см. табл. 3.10). Холодопроизводительность
в системе откачки, составляющую обычно несколько микроватт
можно определить по формуле
Q = У Рп г, (3 19)
где V — быстрота откачки, м3/ч; рп — плотность откачиваемых
паров, кг/м3; г — удельная теплота испарения, кДж/кг.
Для расчета системы откачки используют соотношение
1/К= 1/К0 + 1/К (3.20)
Здесь — быстрота действия вакуумного насоса; V — проводи-
мость трубопровода откачки, м3/ч.
При R < К (область молекулярного течения)
U = F к ~а/ 4. (3.21)
где Л. — длина свободного пути молекул; F — площадь сечения
трубопровода; к — коэффициент Клаузинга, зависящий от отноше-
ния длины трубопровода к его радиусу R (к ~ 1,0... 0,026); с” —
средняя арифметическая скорость молекул газа.
Усовершенствование системы откачки
привело к использованию адсорбционных
насосов, расположенных непосредственно в
самом криостате, что позволяет увеличить
быстроту откачки.
Самая низкая температура 4Не, которую
можно достичь в криостатах подобного типа,
составляет 0,5 К.
Криостат циклического действия (рис. 3.43)
работает следующим образом. Предварительно
экспериментальная камера 1 заполняется
жидким 4Не; при этом угольный насос нахо-
дится в теплой зоне А.
Рис. 3.43. Схема криостата с подвижным адсорбционным
насосом:
1 — низкотемпературная экспериментальная камера с
жидким 4Не; 2 — внешний сосуд Дьюара; 3 —
угольный насос; 4 — труба, 5 — подвеска насоса;
6 — реверсивный двигатель
244
Во внешнем сосуде Дьюара 2 за счет откачки форвакуумным
насосом поддерживается температура 1,2—1,3 К. При перемещении
угольного насоса 3 в холодную зону происходит адсорбция гелия
из камеры 1 с понижением в ней температуры. Регенерация
адсорбента происходит при подъеме угольного насоса 3 в теплую
зону А\ при этом гелий десорбируется и снова конденсируется в
камеру 1 за счет охлаждения гелием, находящимся во внешнем сосуде
Дьюара 2, и цикл повторяется. В таком криостате при массе угля
15 г минимальная температура составляет 0,704 К и поддерживается
в течение 40 мин. Цикл повторяется через 20 мин после подъема
угольного насоса в теплую зону.
Для достижения температур до 0,3 К используются подобные
системы с откачкой насыщенных паров более легкого изотопа гелия
3Не.
В области низких температур давление паров 3Не значительно
выше, чем у 4Не (см. табл. 3.10), что и позволяет увеличить холодо-
производительность этих машин.
Используются два типа систем, работающих на 3Не: периодичес-
кого и непрерывного действия.
Система периодического действия (рис. 3.44) в целом аналогична
показанной на рис. 3.42, так как и здесь применен метод откачки
насыщенных паров. Для уменьшения теплопритока к холодным
частям служит ванна 4 с 4Не при температуре около 1,1 К.
Для обеспечения непрерывной работы системы с внешней
откачкой необходима непрерывная циркуляция 3Не.
Подобная система (рис. 3.45) включает сосуды с 3Не, 4Не и обору-
дование для вакуумирования. Подсистема с 3Не включает камеру
испарения 3, дроссель 11, конденсатор 10.
Рис. 3.44. Схема рефрижератора
периодического действия с 'Не:
J — низкотемпературная экспери-
ментальная камера с жидким 3Не;
2 — вакуумная камера; 3 — ваку-
умная рубашка; 4 — ванна с жид-
ким 4Не; 5 — экраны; 6 — трубо-
провод откачки 3Не, 7 — трубопро-
вод откачки 4Не; 8 — вентиль
долива жидкого 4Не
245
Рис. 3-45. Схема рефрижера-
тора непрерывного действия:
I — охлаждаемый образец,
2 — теплопровод; 3 — каме-
ра испарения 3Не; 4 — сверх-
щель; 5 — откачной штуцер;
б — сосуд с жидким 4Не,
7 — трубопровод откачки
3Не; В — трубопровод от-
качки 4Не; 9 — рекупера-
тивный теплообменник,
10 — конденсатор, II — рас-
пределенный дроссель;
12 — ванна с жидким гели-
ем; 13 — вакуумная камера;
14 — супсризоляция; ВЦ —
вакуумные насосы
Понижение температуры в камере 3, а значит, и охлаждение
образца 1 осуществляется за счет непрерывной откачки гелия через
трубопровод 7 с помощью последовательно установленных диффу-
зионного и ротационного вакуумных насосов. Двлее сжатый в
насосах 3Не через аппараты маслоочистки поступает в многоступенча-
тый теплообменник 9, гае охлаждается парами 4Не, отходящими
из ванны 12. Затем 3Не поступает в конденсатор 10, жидкость из
которого через дроссель 11 поступает в камеру 3 — цикл замыкается.
Подсистема с 4Не состоит из ванны 12 с Hell (имеющим темпера-
туру 1,3 К), в которой и осуществляется предварительное охлаждение
циркулирующего 3Не. Ванна 12 снабжена устройством доливки
сверхтекучего гелия. Для поддержания и доливки Hell в ванну 12
используется одно из свойств Hell — термомеханический эффект.
При падении уровня жидкости в ванне 12 в сосуд 6 автомати-
чески подается определенное количество Не1. Пока давление в сосуде
6 превышает давление в вание 12, жидкий Hell сквозь пористую
перегородку 4 не проходит. При необходимости долива сосуд 6
через штуцер 5 вакуумируют, при равенстве давлений в ванне 12
и сосуде 6 начинается процесс долнва, причем температуры Hell
в ванне 12 и сосуде б практически одинаковы. При достижении
необходимого уровня Hell давление в сосуде б повышается и долив
прекращается.
Непрерывная циркуляция 3Не может осуществляться также с
помощью внешнего криосорбционного насоса (рис. 3.46)
Установка содержит два криостата /и 17, в одном из которых
находится рабочая камера 16, в другом размещен адсорбционный
246
Рис. 3.46. Схема рефрижератора с под-
вижными адсорбционными насосами:
1, 17 — криостаты; 2, 3 — адсорб-
ционные насосы, 4 — адсорбционные
панели, 5 — реверсивные электро-
двигатели, 6 — трубопроводы соеди-
нения криостатов 1 и /7; 7, 8 —
клапаны; 9 — трубопровод откачки
3Не, 10, II — клапаны трубопровода
нагнетания; 12 — трубопровод нагне-
тания 3Не; 13 — вентиль напуска 3Не,
14 — емкость с 3Не; 15 — змеевик
ожижения 3Не: 16 — рабочая камера;
18 — дроссель
6 7 8 9 К
насос 2 непрерывного действия. Криостаты связаны вакуумным
трубопроводом 9 и трубопроводом нагнетания 12 в единую герметич-
ную систему с емкостью 14 для хранения газообразного 3Не.
Адсорбционный насос охлаждается 4Не (7’= 4,2 К). Насос имеет
две камеры, каждая из которых через клапаны 7 и 8 соединяется с
вакуумным трубопроводом, а через клапаны 10 и 11 — с трубопро-
водом нагнетания- Адсорбционные панели 4 насоса, заполненные
палладированным силикагелем, перемещаются электродвигателями
5 между холодной (Т= 4,2 К) и теплой (Т = 80 К) зонами в
соответствующих периодах цикла рефрижератора. Рабочий процесс
происходит следующим образом. Когда температура 4Не в криостате
17 равна 1,4 К, открывается вентиль 13 и 3Не из емкости 14 посту-
пает в змеевик 15, в котором конденсируется, и через дроссель 18
поступает в рабочую камеру. Остальные вентили при этом закрыты.
Адсорбционные панели крионасоса, находясь в нижнем положе-
нии, охлаждаются до температуры 4Не в криостате 1.
По окончании конденсации открывается клапан 7 или 8, давле-
ние и температура жидкости понижаются При насыщении адсор-
бента 3Не клапаны 7 и 8 переключаются, отсекая вакуумный
трубопровод от насыщенной адсорбционной полости и соединяя ее
с полостью чистого адсорбента.
Электродвигателем отработанная панель перемещается в теплую
зону, где 3Не десорбируется при температуре около 30 К.
Последовательность работы второй панели такая же. После этого
клапаны 10и //одновременно открываются, и десорбированный
гелий вновь конденсируется в змеевике 75 — цикл завершается.
247
Установка обеспечивает поддержание температуры в камере на
уровне 0,42 К в течение 2 ч при полезной нагрузке 1,6 мВт.
Использование встроенных адсорбционных насосов в ряде схем
рефрижераторов с 3Не объясняется тем, что в этом случае темпера-
тура адсорбента поддерживается на уровне 1,5—4,2 К, так что
адсорбционный насос может быть расположен в непосредстаенной
близости от ванны с 3Не, что позволяет свести к минимуму длину
откачного тракта. При этом удельный объем откачиваемых паров
относительно невелик и гидравлическое сопротивление откачного
тракта минимально, что позволяет соответственно понизить рабочую
температуру.
Удачное решение применено в конструкции рефрижератора
одноразового действия (рис. 3.47). В криостате 1, заполненном 4Не
при атмосферном давлении, размещены рабочая камера 2, ванна 3
с Hell и адсорбционный насос 6. Ванна имеет общий вакуумный
кожух с рабочей камерой и соединяется с полостью 1фиостата через
трубопровод 5 и вентиль 4. Откачной трубопровод 11 соединяет
внутреннюю полость ванны с внешним вакуумным насосом.
Адсорбционный насос 6 представляет собой герметичный медный
стакан, заполненный адсорбентом и соединенный откачным трубо-
проводом 12 с рабочей камерой.
Адсорбционный насос 6 размещен в верхней части криостата под
перевернутым сосудом Дьюара 10. Под сосуд Дьюара введен
трубопровод 7, который позволяет отводить или подводить газооб-
разный 4Не во внутреннюю полость сосуда Дьюара через регулиру-
ющий вентиль 8. Перед началом работы в криостат заливается 4Не;
вентиль 4 находится при этом в откры-
том положении, обеспечивая заполнение
внутренней полости ванны. Затем вен-
тиль 4 закрывается, и температура жид-
кости в ванне 3 в результате откачки
паров 4Не по трубопроводу II понижа-
Ряс. 3.47. Схема рефрижератора со встроенным
адсорбционным насосом:
1 — криостат; 2 — низкотемпературная экспери-
ментальная камера; 3 — ванна с Hell, 4 — дрос-
сельный вентиль, 5 — трубопровод, 6 — адсорб-
ционный насос, 7 — отводной трубопровод;
8 —регулирующий вентиль; 9 — трубопровод
заправки 5Не, 10 — сосуд Дьюара, 11 — откачной
трубопровод 4Не, 12 — откачной трубопровод
3Не; 13 — конденсатор
248
ется до уровня, соответствующего условиям конденсации 3Не.
Заправка рабочей камеры 3Не осуществляется по трубопроводу 9,
в котором он охлаждается до 4,2 К, через конденсатор 13,
расположенный во внутренней полости ванны. В течение заправки
3Не адсорбционный насос наход ится над уровнем жидкого 4Не. Затем
адсорбционный насос погружается в жидкий 4Не, и адсорбент
охлаждается до температуры, близкой к температуре гелия (4,2 К).
Уровень жидкости в сосуде Дьюара зависит от гидравлического
сопротивления трубопровода 7, по которому отводятся пары,
генерируемые в процессе адсорбции. Эго сопротивление регулируется
вентилем 8, в результате чего изменяются температура адсорбента
и соответственно быстрота откачки, определяющая температуру
жидкого 3Не в рабочей камере.
Рефрижераторы растворения 3Не в 4Не обеспечивают стабильный
теплоотвод на низком температурном уровне (вплоть до 10‘2 К) в
течение любого отрезка времени. Впервые на возможность получения
сверхнизких температур путем растворения 3Не в 4Не указал Лондон.
После открытия Уолтерсом и Фербенком фазового расслоения и
доказательства конечной растворимости 3Не при температуре, близ-
кой к 0,64 К, в 1966 г. Б.С.Негановым, Н.С.Борисовым и М.Ю.Ли-
бургом этот способ наиболее удачно был реализован с достиже-
нием температуры до 0,025 К.
Эффективность такого метода охлаждения иллюстрирует рис.
3.48. Особенность жидких растворов 3Не — 4Не отражают фазовые
диаграммы (рис. 3.49). При температуре ниже 0,87 К жидкие
растворы расслаиваются на две фазы: первая — это слабый раствор
Рис. 3.48. Зависимость холодопроизводи-
тельности рефрижераторов растворения
(/) и рефрижераторов с откачкой паров
3Не (2) от температурного уровня охлаж-
дения
Рис. 3.49. Диаграмма фазового
состояния смеси 3Не — 4Не:
А — область расслоения фаз;
Би В — области нормально-
го и сверхтекучего состояний
249
3Не в 4Не, обладающий сверхтекучестью (кривая 2), вторая —
концентрированный раствор 3Не в 4Не, не обладающий сверхтеку-
честью (кривая 3).
Кривые 1—3 сходятся в одной точке с координатами: Т= 0,872 К,
х = 0,669, где х — объемная доля 3Не в смеси.
Растворимость 3Не в 4Не при низких температурах вплоть до
абсолютного нуля конечна и составляет 6,4 % (х = 0,064).
В силу разной плотности фаз между ними существует четкая
граница раздела. Более легкая вторая фаза, богатая 3Не, всплывает
над первой. Такое расслоение растворов при низких температурах
позволяет 3Не совершать переход между растворами, объемные доли
которых существенно различны. Так как энтальпия раствора увели-
чивается при уменьшении доли 3Не, то этот переход сопровождается
поглощением теплоты, т.е. процесс аналогичен классическому
способу охлаждения, основанному на использовании скрытой тепло-
ты испарения жидкостей. Однако раствор 3Не в 4Не обладает ря-
дом особенностей, связанных с его квантовой природой, которая,
в частности, определила квадратичную зависимость теплоты перехода
от температуры и конечную растворимость 3Не при нулевой темпе-
ратуре. Для обеспечения непрерывности процесса растворения 3Не
в 4Не необходимо постоянно удалять перешедшие в “паровую” фазу
атомы 3Не, т.е. нарушать равновесие за счет циркуляпии 3Не в
системе рефрижератора. Принципивльная схема рефрижератора раст-
ворения 3Не в 4Не показана на рис. 3.50.
Подробная схема низкотемпературной части
рефрижератора представлена на рис. 3.51.
Поток 3Не после вакуумного насоса с дав-
лением 80 кПа, предварительно охлажденный
жидким азотом и гелием с температурой
4,3 К, поступает в камеру 8, находящуюся в
тепловом контакте с пластиной 7. Пары 4Не
из камеры 8 откачиваются вакуумным насо-
сом через трубку 10. Холодная пластина 7
используется как теплосъемник при 7 — 1,3 К
для всех коммуникаций, идущих к низкотем-
пературным узлам и для экрана 16 рефри-
жератора. Из конденсатора 12 поток 3Не через
Рис. 3.50. Схема рефрижератора растворения 3Не в 4Не:
1 — ванна жидкого 4Нс; 2 — вакуумная камера,
3 — ванна испарения; 4 — теплообменники; 5 —
ванна растворения; Г~ граница расслоения фаз
250
Рис. 3.51. Принципиальная конструктив-
ная схема низкотемпературной части реф-
рижератора растворения ’Не — 4Не:
/ — камера растворения, 2, 11 — дискрет-
ные теплообменники; 3 — вакуумные
камеры; 4 — непрерывный тепло-
обменник; 5, 13 — дроссели, 6 —
испарительная ванна; 7— холодная
пластина; 8 — камера с жидким 4Не;
9 — трубопровод откачки газообразного
3Не; 10 — трубопровод откачки 4Не,
12 — конденсатор; 14 — электро-
нагреватель; 15 — соединительный тру-
бопровод; 16 — экран рефрижератора
теплообменник 11 и дроссель 13
поступает в испарительную ванну
6. Дроссель 13 необходим для
создания давления потока 3Не,
соответствующего Т = 1,3 К, и
обеспечения процесса конденса-
ции. В змеевике испарительной
ванны 6 поток 3Не охлаждается до
0,7 К. К днищу ванны 6 электро-
нагревателем 14 и за счет тепло-
проводности по экрану 16 подводится теплота, обеспечивающая необ-
ходимую скорость циркуляции 3Не, которая в зависимости от мощ-
ности откачной системы может составлять от 5 * 10 5 до 10"3 моль/с.
После испарительной ванны поток 3Не проходит через дроссель
5, предотвращающий испарение 'Не в теплообменнике испарительной
ванны. В дальнейшем 3Не проходит через непрерывный теплообмен-
ник 4, ряд дискретных теплообменников 2 и поступает в камеру
растворения 1.
Конструктивная схема дискретных теплообменников показана на
рис. 3.52. Теплообменник состоит из верхней и нижней крышек,
выполненных из коррозионно-стойкой стати, с каналами для протока
жидкости и мельхиоровой перегородки, к обеим сторонам которой
припекается слой порошка, что создает развитую поверхность
теплообмена и уменьшает термосопротивление Капицы. Между собой
теплообменники соединены трубками из коррозионно-стойкой стали.
Размер зерен порошка в этих теплообменниках уменьшается по ходу
концентрированной фазы от 100 до 34 мкм, площадь теплообмена
соответственно увеличивается от 530 до 5,6 104 см2, а для разбавлен-
ной фазы — от 920 до 9,6 • 104 см2.
251
f I Рис. 3.52. Схема конструкции дискрет-
i кого теплообменника:
1 / Г~г^ 2 I ~~ тРУбка входа и выхода жидкости,
3 2 — канал для потока, 3 — верхняя
''Х'Х крышка, 4 — мельхиоровая перего-
f / к \ родка; 5 — спеченное тело, 6 — ниж-
няя крышка
Общая эффективность тепло-
цр $ обменников повышается при
I условии, что высота засыпки и
материал порошка оптимизированы на каждом температурном
уровне. После прохождения фазовой границы в камере растаорения
атомы 3Не диффундируют через разбавленный раствор 3Не в 4Не,
заполняющий тракт теплообменников 2 и 4 в испарительную камеру
6 через трубопровод 15. Откачка паров 3Не (х - 0,92 .. 0,96)
производится через трубопровод 9, и цикл замыкается.
Такие рефрижераторы широко используют при проведении
физических исследований. В последнее время их применяют для
охлаждения зеркал высокочувствительных телескопов, а также на
космических объектах
§ 3.5. ГЕЛИЕВЫЕ РЕФРИЖЕРАТОРЫ ДЛЯ
КРИОСТАТИРОВАНИЯ СВЕРХПРОВОДЯЩИХ УСТРОЙСТВ
ЖИДКИМ ГЕЛИЕМ-П
В большинстве сверхпроводящих магнитных систем (CMQ для
охлаждения и криостатирования обмотки применяют двухфазный
кипящий Не1, который циркулирует по специальным каналам,
выполненным в обмотке. В погружных СМС движение Не! в
каналах происходит в результате естественной конвекции, в цирку-
ляционных СМС движение Не! вынужденное. Применение эжекто-
ров для циркуляции и переохлаждения жидкого гелия позволяет
обеспечить надежное криосгатирование при температуре 3,5 К и
выше.
Большой эффект может быть получен при применении жидкого
гелия-II (Hell) для криостатирования СМС с напряженностью
магнитного поля 8 Т и более, поскольку при температурах жидкого
Hell уменьшается потребность в сверхпроводящих магнитных
материалах, необходимых для создания таких СМС. Этот эффект
достигается в результате увеличения магнитной индукции благодаря
повышению критической плотности тока с понижением температу-
ры. Критическая плотность тока для NbTi при 1,8 К в 3 раза боль-
ше, чем при 4,2 К. В ряде сверхпроводящих объектов (СП-объектов)
252
применение Hell при Т— 1,8 К является единственной возмож-
ностью выполнять техническое задание. К таким объектам относит-
ся, например, орбитальный телескоп, фиксирующий малейшие сиг-
налы из космоса.
В погружных СМС криосгатирование обмотки магнита происхо-
дит в результате внутренней конвекции сверхтекучего Hell через
специальные каналы в обмотке, имеющие выход в ванну с насы-
щенным или недогретым сверхтекучим Hell. С точки зрения
двухжидкостной модели внутренняя конвекция Hell представляет
собой взаимно противоположное движение нормальной и сверх-
текучей компонент; при этом массы, переносимые этими потоками,
равны. Перенос теплоты связан с движением только нормальной
компоненты, перемещающейся к выходу канала в ванну, т.е. в
сторону пониженной температуры. Внутренняя конвекция Hell
обеспечивает интенсивный перенос теплоты.
Для охлаждения СП-магнитов может быть использован как
насыщенный Hell, так и недотретый (при давлении выше равновес-
ного).
На рис. 3.53, а приведена схема установки Линде для крио-
статирования насыщенным Hell при Т= 1,8 К СП-магнита линей-
ного ускорителя частиц. Холодо-
производительность установки
300 Вт при температуре 1,8 К. Для
обеспечения этой холодопроиз-
водительности необходим расход
испаряющегося гелия 13,3 г/с при
давлении 0,0015 МПа
Относительные затраты мощ-
ности при указанной холодо-
производительности составляют
2000 Вт/Вт при теоретически воз-
можных 800—850 Вт/Вт. Затраты
мощности на получение жидкого
Рис. 3.53. Схема установки Линде для
получения насыщенного Hell (в) и ее
цикла (в):
К — компрессор; TI—Тб — тепло-
обменники; ТД1 и ТД2 — турбо-
детандеры; В1 и В2 — ванны жидкого
Не! и Hell; ВН — вакуумный насос;
3 — змеевик ускорителя
253
гелия при Т= 4,5 К в ожижителе Не1 составляют около 400 Вт/Вт.
Причина столь высоких относительных затрат мощности — малая
эффективность работы теплых вакуумных насосов. Анализ цикла этой
установки (рис. 3.53, б) показывает, что изотермический КПД сжа-
тия в восьмиступенчатом вакуумном насосе Рутса не превышает 0,1.
Криостатнрование линейного ускорителя частиц насыщенным
Hell происходит в результате внутренней конвекции насыщенного
Hell внутри змеевика 3, наружные стенки которого находятся в
непосредственном тепловом контакте со сверхпроводящими обмот-
ками ускорителя. Теплота из ускорителя в результате внутренней
конвекции компонент в змеевике 3 отводится в ванну В2, в которую
дросселируется гелий из теплообменника Тб и из которой отводятся
пары, образовавшиеся в результате дросселирования и теплоотвода
от ускорителя. Пары из ванны В2 при давлении 1500 Па через
теплообменники установки откачиваются вакуумным насосом ВН.
Максимальная температура Hell в змеевике 3 (соответственно
максимальная температура СП-обмотки) достигается в сечении,
расположенном на одинаковых расстояниях от его торцов, открытых
в ванну В2. Максимальная температура при заданных тепловыделе-
ниях в СП-обмотке тем больше, чем больше длина змеевика и
меньше площадь его поперечного сечения. Змеевик спроектирован
так, чтобы максимальная температура не превышала определенного
значения 7^, близкого к температуре Х-перехода. В противном
случае возможно возникновение паровой пленки и резкое повыше-
ние температуры обмотки в этой области.
Если ванна и змеевик заполнены недогретым Hell, Х-переход
происходит при больших тепловых нагрузках, чем в насыщенном
Hell, а дальнейшее повышение нагрузки ведет ие к возникнове-
нию паровой пленки, а к появлению в зоне максимального пере-
грева жидкого гелия Не1. Причем температура стенки в этой зоне
повышается не скачкообразно, а плавно.
Опыт создания первых систем криостатирования сверхтекучим
гелием показал, что выбранное радение с откачкой обратного потока
вакуумными насосами энергетически малоэффективно, приводит
к увеличению габаритов криогенных блоков вследствие малой
эффективности вакуумных теплообменников и требует больших
капитальных затрат ввиду высокой стоимости вакуумных насосов.
Замена вакуумных насосов холодными нагнетателями позволяет
создать значительно более эффективные и дешевые системы крио-
статирования сверхтекучим гелием. Примером может служить
система криостатирования установки “Токамак TOP II”, в которой
254
не только использованы холодные нагнетатели, но и реализована
идея криостатирования сверхтекучим гелием при давлении выше
равновесного, что позволяет улучшить условия теплоотвода от
криостатируемого объекта.
Система криогенного обеспечения ТОР II включает рефрижера-
тор, холодопроизводительность которого зависит от температурного
уровня: 10 кВт при 70 К; 1 кВт при 4,5 К; 0,2 кВт при 1,7 К.
Рефрижератор имеет три сателлитных блока, расположенных по
периметру тороидальной камеры. Каждый из блоков обеспечивает
криостатирование шести катушек.
На рис. 3.54 показана принципиальная технологическая схема
для испытаний моделей сверхпроводящих обмоток.
Сателлит включает ванну 11 с Не1, который поступает в нее из
рефрижератора (не показан) по трубопроводу 10. Из ванны Не1
частично отводится на охлаждение наружного толстостенного корпуса
2 катушки по трубопроводу 16 через вентиль 18 н после прохождения
охлаждающих каналов 1 возвращается в рефрижератор по трубопро-
воду 6. Другая часть гелия из ванны 11 по трубопроводу 9 через
рекуперативный теплообменник 7и дроссельный вентиль 5 поступает
в ванну 4 с насыщенным Hell. Пары из ванны 4 удаляются в
установку по трубопроводу 8, охлаждая прямой поток гелия в
рекуперативном теплообменнике 7, после чего сжимаются в холодном
компрессоре.
Рис. 3.54. Система криостатировг
обмоток TOP II
255
Охлаждение обмоток 20 осуществляется недогретым Hell за счет
внутренней конвекции нормальной и сверхтекучей компонент в
зазорах между слоями обмотки в трубопроводе 17, соединяющем
внутреннюю полость тонкостенного корпуса 19 с теплообменником
3, расположенным в ванне 4 с насыщенным Hell.
Нормальная компонента, переносящая теплоту, выделенную в
обмотках, по зазорам между слоями в этих обмотках и трубопроводу
17 проникает во внутреннюю полость теплообменника 5, где превра-
щается в сверхтекучую, отдавая теплоту насыщенному Hell, омыва-
ющему наружную поверхность теплообменника. Сверхтекучая ком-
понента из теплообменника 3 движется в противоположном направ-
лении. Теплообменник 3 имеет двустороннее оребрение, позволяющее
снизить разность температур.
Трубопровод 17 имеет два ответвления 14 и 15: одно ведет к
предохранительному клапану 13, обеспечивающему аварийный сброс
недогретого Hell в ванну 11, другое служит трактом для токовводов
12 Давление в трубопроводе 17 с недогретым Hell поддерживается
на уровне 0,15 МПа благодаря небольшому отверстию в клапане 13.
Расчетные относительные затраты энергии для получения холода
на температурном уровне 1,7 К составляют 1200 Вт/Вт, однако их
реальное значение, полученное при испытаниях, больше (1450 Вт/Вт)
Опыт создания крупных сверхпроводящих систем, криостагиру-
емых на уровне 4,2 К, показал, что наиболее гибкими, надежными
и эффективными являются двухконтурные системы криостатирова-
ния с вынужденной циркуляцией гелия.
Высокая теплоемкость Hell в области Х-перехода дает допол-
нительные аргументы в пользу применения таких систем для крио-
статирования сверхтекучим гелием. Кроме того, реализация систем
с вынужденной циркуляцией Hell позволяет сократить количество
гелия в системе и надежно обеспечить безопасность в случае аварий-
ных теплопритоков и тепловыделений.
Эти преимущества дали основания к разработке системы криоста-
тирования сверхтекучим гелием (рис. 3.55).
Система включает криогенный блок 6 с компрессором, обеспечи-
вающий получение жидкого Не! при 4,4 К в ванне 5. Жидкий
гелий из ванны 5 поступает в теплообменник 4, где охлаждается
до 2,2 К, и через дроссельный вентиль 3 под давлением 3000 Па в
ванну 2 насыщенного Hell.
Пары из ванны 2 поступают в теплообменник 4 и далее в трех-
ступенчатый холодный компрессор 7, где их давление увелич ивается
до 0,12 МПа. Описанная часть криогенной системы является первым
холодопроизводящим контуром. Второй криостатирующий контур
256
Рис- 3.55. Двухконтурная система
криостатирования с вынужденным
движением Hell
включает цепочку сверхпрово-
дящих резонаторов 8, через ох-
лаждающие каналы в которых
центробежный насос 1 обеспе-
чивает циркуляцию НеГГ при
давлении около 0,12 МПа и
температуре около 2 К. Теп-
лота, выд еляемая резонаторами,
отводится Hell, циркулиру-
ющим в контуре насоса 1, к
насыщенному Hell в ванне 2.
Давление во втором (криоста-
тирующем) контуре поддержи-
вается на уровне 0,12 МПа с
помощью трубопровода малого
диаметра.
В последнее время получила широкое распространение идея
получения холода на температурном уровне ниже 2 К на базе
магнитного охлаждения. Для этого предлагается использовать стан-
дартный гелиевый ожижитель с целью охлаждения магнитной ступе-
ни, которая обеспечивает перенос теплоты с температурного уровня
1,5—2 К на уровень 4,2 К.
На рис. 3.56 показана двухконтурная система криостатирования
недогретым Hell в условиях вынужденного движения с магнитной
ступенью охлаждения.
Вынужденная циркуляция недогретого НеП обеспечивается тер-
момеханическим насосом, который имеет всасывающую и нагнета-
тельную полости, разделенные мелкопористой перегородкой, называ-
емой “сверхщелью”. Работа насоса обеспечивается за счет подвода
теплоты к нагнетательной полости и создания тем самым разности
температур НеП по обе стороны перегородки. Разность температур
ДУ вызывает соответствующую разность давлений Др, которая в
случае вывода НеП из нагнетательной полости поддерживается за
счет подвода соответствующего количества НеП из всасывающей
полости. Таким образом, работа термомеханического насоса обес-
печивается за счет подвода теплоты на температурный уровень НеП.
Если для этой цели использовать электронагреватель, то соответ-
ственно возрастает нагрузка на криогенную систему. Во избежание
этого в системе, показанной на рис 3.56, для привода термо-
17 -№6675 257
Рис. 3.56. Двухкошуряая система криостатирования
сверхтекучим гелием с магнитным рефрижератором и
термометаническим насосом
механического насоса используется теплота,
выделяемая криостатируемым объектом, т.е.
вынужденная циркуляция Hell осуществля-
ется без дополнительных энергозатрат.
Криогенный блок 8 обеспечивает полу-
чение Hef при температуре 4,4 К в ванне
7, откуда через дроссельный вентиль б
гелий поступает в ванну 5, которая явля-
ется теплоотводящей камерой магнитного
рефрижератора. Эжектор, используемый
при дросселировании прямого потока гелия
в ванну 7, позволяет поддерживать в ванне
5 температуру 3,8 К. Здесь расположены
обмотки сверхпроводящего магнита, в
центре которого размещено рабочее тело 9,
герметично отделяющее ванну 5 от тепловоспринимающей ванны
3. При намагничивании рабочего тела 9 в нем выделяется теплота,
которая отводится к Не1, кипящему в ванне 5. При раз-
магничивании рабочего тела на его поверхности, контактирующей
с паровым пространством ванны 3, конденсируются пары гелия,
так что в ней поддерживается температура ниже 2,17 К, т.е. ее
нижняя часть заполнена насыщенным сверхтекучим гелием.
Все описанные элементы системы составляют первый контур
криостатирования. Второй циркуляционный контур включает крио-
статнруемый объект 1 с охлаждающими каналами, термомехани-
ческий насос 15 со всасывающей камерой 16, нагнетательной каме-
рой 12, пористой перегородкой (сверхщелью) 14 и теплообменником
13, встроенным в нагнетательную камеру 12; теплообменники 2 и
4, встроенные в ванну 3. Давление во втором контуре благодаря
трубопроводу 11 поддерживается равным давлению в ванне 3.
Допустим, что в охлаждающие канаты криостатируемого объекта
1 сверхтекучий гелий поступает при 1,8 К и нагревается в них до
2,1 К, воспринимая теплоту, выделяемую криостатируемым объектом.
Из каналов криостатируемого объекта 1 Hell поступает в тепло-
обменник 13, где отдает часть теплоты в нагнетательную камеру
12 термомеханического насоса 15, обеспечивая тем самым его работу.
Затем Hell охлаждается до 1,8 К в теплообменнике 2 и поступает
во всасывающую камеру 16
258
Поскольку теплообменник 13 обеспечивает обогрев нагнетатель-
ной камеры 12, сверхтекучая компонента из всасывающей камеры
16 непрерывно поступает в нагнетательную, откуда подается в
теплообменник 2, и Hell, охлажденный в нем до 1,8 К, поступает
в охлаждающие каналы криостатируемого объекта 1.
Реализация описанных криогенных систем требует создания
специфических, характерных для Hell элементов, — эффективных
теплообменных аппаратов, насосов, арматуры, магнитных ступеней
охлаждения и т.п.
Как видно, неотъемлемой частью современных систем криостати-
рования сверхтекучим гелием являются теплообменные аппараты, в
которых осуществляется теплоперенос от объекта, контактирующего
с Hell при давлении выше равновесного (Не11)р, в ванну с насы-
щенным Hell (HeII)s. Расчет процесса теплопереноса в каналах такого
аппарата базируется на численном решении системы уравнений:
неразрывности
Гортера — Меллинка
— = - Л(Г)
* Sp’, '
сохранения энергии
d [р vl F + р S Т (у п — v) F] = dQ.
Здесь р, рп и рг — плотности соответственно Hell, нормальной и
сверхтекучей компонент, i>, vn и vs — соответственно среднемассовая
скорость, скорости нормальной и сверхтекучей компонент; Т, S и
/— соответственно температура, энтропия и энтальпия Hell; А (Т) —
постоянная Гортера— Меллинка; F— площадь поперечного сечения
трубки; dQ —тепловой поток, переданный в ванну с НеП на участке
dx. dQ = h(T) (Tr — TJ 2л R dx, где h(T) — коэффициент тепло-
передачи; Tr — локальная температура “теплого” НеП при давлении
выше равновесного; Тх — температура ванны с НеП; к — наружный
радиус теплообменной трубки.
В общем виде температурная зависимость коэффициента тепло-
передачи имеет вид
МТ} = [1/ЛКт + 8Д + 1/й^ ] \
где АКг — коэффициент проводимости Капицы на границе “теплый”
НеП—стенка; 8 — толщина стенки; X — теплопроводность материала
стенки; hKx — коэффициент проводимости Капицы на границе
стенка — “холодный” НеП.
п* 259
Температурная зависимость h = В Тп (л = 3; В = const) получена
в предположении, что тепловой поток пропорционален разности
четвертых степеней абсолютных температур стенки и Hell.
Реальные значения h относительно малы, а традиционный путь
повышения коэффициента теплопередачи за счет увеличения ско-
рости не дает результата, поскольку проводимость Капицы не зави-
сит от скорости потока.
Проводимость Капицы зависит от материала и способа обработки
поверхности, однако значительно увеличить h путем специальной
обработки не удается. Другой традиционный путь — оребрение —
ограничен низкой теплопроводностью металлов при столь низких
температурах.
Специфические свойства Hell позволяют предположить, что
применение теплообменных поверхностей с пористым покрытием
позволяет значительно интенсифицировать теплопередачу. Исследо-
вания, выполненные на выпускаемых отечественной промышлен-
ностью трубках из коррозионно-стойкой стали и меди, подтвердили
эти предположения.
Температурная зависимость коэффициента теплопередачи аппрок-
симируется уравнением
Л(7) = В Т’НЬТ/Т),
Для гладкой трубки из стали I2XI8H9T диаметром 11 и толщи-
ной 0,3 мм без покрытия и с покрытием монослоем частиц хастелоя
Н60М20 размером 0,063—0,05 мм были получены соответственно
следующие выражения:
й (Г) = 70 Гх3 /(ЬТ/ТУ, h (Г) = 190 Тх3 f(bT/T).
Для гладкой цельнотянутой медной трубки диаметром 6 и
толщиной 0,5 мм без покрытия и с покрытием спеченным медным
порошком с размерами частиц 0,1—0,063 мм и средним размером
пор 50 мкм получены следующие экспериментальные зависимости:
для гладкой трубки без покрытия
/1(7) = 450 7;3 /(ДГ/7); (3 22)
для трубки с покрытием толщиной 1 мм
/1(7) = 600 Тх3/(ДТ/7);
для трубки с покрытием толщиной 2 мм
й(7) - 800 Г3/(ДГ/7).
260
Рис- 3-57- Схема теплообменной поверхности
с полыми ребрами в виде сильфона
Другой тип эффективной тепло-
обменной поверхности, реализующей
специфические свойства Hell, — теп-
лообменная поверхность с полыми
ребрами.
Готовыми вариантами такой по-
верхности являются сильфоны и спи-
ральные шланги. На рис. 3.57 приведена схема такого теплообмен-
ника с кольцевыми ребрами постоянной ширины. Теплоперенос в
ребрах в радиальном направлении как со стороны холодного, так
и со стороны теплого Hell проходит в режиме внутренней конвек-
ции компонент:
Р, + Р. " - Р" - 0.
Градиент температур в ребре определяется уравнением Гортера —
Меллинка соответственно для теплого и холодного Hell:
где А — постоянная Гортера — Меллинка; R — текущий радиус ребра.
Уравнения теплового баланса имеют вид
= <42.;
<Р™Л = Л(7Х) (Г - Тх) (3.25)
где Q = pSTvnF— тепловой поток; F — 2it R 8 — площадь сечения
ребра; 8 — ширина ребра; dF^ ~ 2 • 2nRdR — элементарная площадь
участка теплообмена (стенки) ребра.
Уравнения теплового баланса
торца холодного ребра (при R— Rbk Тт~ Г о)
(р57Ь„Г)х = Л(7;)(7;о-7;)Г;
261
торпа теплого ребра (при R = и Тк = Тхо)
(pSTvfX- Я(7„,» (Г,- TJq) F,
где и Rl! — соответственно внутренний и наружный радиусы
ребра; Тго и Тхо —температуры ребра соответственно при R = и
«’4
Коэффициент теплопередачи можно определить из эксперимен-
тальной зависимости (3.22) для медной трубки без покрытия.
Зависимость постоянной Гортера — Меллинка от температуры
можно представить в виде
1 J . 1 . , n 1 V-1. 0,0076
1g А = 1,1 + 3,12 lg Т + —-----.
1 - 772,17
После преобразований система уравнений (3.23) — (3.25)
принимает вид:
= „/г* JP<р 5 г“”dR L- т, Ш6)
Д’, = ~ £т, (Р Т". Д)3 ™ |г_ Р-24
5
d (р 5 Tv„ R)T = d (р 5 Tv„ R)x -х- ; (3.28)
d (р 5 Т v„ R\ = h (Т) (Тт — Гх) 2 — dR (3.29)
5Х
Численное решение системы уравнений (3.26) — (3.30) с пере-
менными Гх, 7^, (р 5 Т ип R)* и (р 5 Т v„ R)T позволяет найти
распределение температур и тепловых потоков по высоте ребер, а
также линейную плотность теплового потока
которая является основной характеристикой эффективности работы
теплообменного аппарата. Методика расчета теплообменного аппарата
с полыми ребрами заключается в последовательном вычислении
значений С, и при R = RB для каждой пары ребер. Изменение
температуры и теплового потока вдоль оси канала определяют в
соответствии с уравнениями Гортера — Меллинка и сохранения
энергии. Экспериментальное исследование теплообменников с по-
лыми ребрами дает результаты, удовлетворительно совпадающие с
результатами расчета описанным методом.
262
Эффективность теплообменников с полыми ребрами в 2,5—3
раза превышает эффективность медных оребренных теплообмен-
ников с тем же размером ребер.
Присущий Hell термомеханический эффект позволяет обеспечить
его вынужденную циркуляцию в системах, подобных показанной
на рис. 3.56. Перепад давлений по обеим сторонам пористой пере-
городки термомеханического насоса при скоростях сверхтекучей
компоненты меньше критической связан с перепадом температур
уравнением Лондона:
dp = pS dT.
При этом подача насоса
где QH и Та — мощность теплоподвода и температура в нагнетатель-
ной камере.
Зависимость критической скорости сверхтекучей компоненты от
размеров пор d имеет вид
-,4, = 1/<320
При скоростях l>s > о5кр напор и подача термомеханического
насоса ниже, чем это следует из вышеприведенных зависимостей,
так что использование термомеханических насосов при > иукр
нецелесообразно.
Для изготовления пористых перегородок следует выбирать мате-
риал с низкой теплопроводностью и минимально возможным
размером пор. На практике удобно использовать керамику, как
доступный и дешевый материал, в котором средний размер пор
0,2—0,3 мкм легко достижим.
Термомеханический эффект может быть
реализован при создании простой и надеж-
ной конструкции привода для арматуры,
работающей в среде НеП. Такой привод
дает возможность фиксации в любом поло-
жении исполнительного органа при весьма
малых теплопритоках от привода к рабочей
среде. Принцип работы регулирующего
клапана с таким приводом иллюстрирует
рис. 3.58.
Рис. 3.58. Схема клапана с термомеханичажим
263
Внутри герметичного корпуса 2 расположены исполнительный
орган 5, включающий поршень 4 из материала с низкой теплопро-
водностью, запорный орган 7, а также пружину 1 и нагреватель 3.
Пружина поддерживает исполнительный орган в нормально откры-
том положении, обеспечивая проход НеП через патрубки 6 и 8.
Тонкий зазор между поршнем и корпусом образует “сверхщель”,
так что подача тепловой нагрузки на нагреватель приводит к возник-
новению разности температур и, соответственно, давлений по обе
стороны поршня. В результате исполнительный орган перемещается,
сжимает пружину и занимает определенное положение равновесия,
соответствующее тепловой нагрузке. При выключении нагревателя
поршень возвращается в исходное положение.
Еще одна специфическая особенность НеП — способность образо-
вывать на внутренней поверхности сосуда, частично им запол-
ненного, пленку, которая может переводить сверхтекучую компонен-
ту в область повышенных температур. Наличие такой пленки
приводит к повышенному испарению жидкости и может при опреде-
ленных условиях стать основным источником теплопритока к сверх-
текучему гелию.
Рассмотрим процессы, происходящие в охлаждаемой отходящими
парами горловине сосуда с насыщенным НеП (рис. 3.59). Заданы:
геометрические размеры горловины, материал стенки, массовый
расход G охлаждающего газа, температура Тж жидкого гелия,
расстояние L от уровня жидкости до верхнего конца горловины,
температура TL верхнего конца горловины Теплоприток по
горловине в общем случае определяется теплопроводностью газового
столба, излучением от крышки сосуда и теплопроводностью стенки
горловины, а также теплообменом между стенкой и газом, удаляе-
мым из сосуда. В сосуде со сверхтекучим гелием на высоту Н над
уровнем жидкости по стенке гсрловины поднимается пленка НеП,
уменьшая длину теплового моста и увеличивая
теплоприток. Если принять, что теплопровод-
ность материала стенки гсрловины не зависит
от температуры, коэффициент теплоотдачи от
стенки гсрловины газу задан и постоянен по
длине, теплоприток за счет теплопроводности
столба газа и излучения с крышки сосуда
пренебрежимо мал, то температура стенки
гсрловины, охлаждаемой пленкой НеП, равна
температуре жидкости.
Рис. 3.59. Расчетная модель горловин криостата с НеП
264
Г в
I'38 J
Система уравнений, описывающих теплообмен в горловине с
учетом принятых допущений, включает:
уравнение теплопроводности стенки
d2T
X F —= а п D (Т„ - Тт\, (3.31)
dx1
уравнение энергии для потока газа
<7 ср Тг); (3.32)
уравнение, связывающее высоту подъема пленки с тепловым
потоком, подводимым по стенке,
К / 2,17 - Т\ °’7
с = -^-яД(—гх Ь (333)
где Л, F и — соответственно теплопроводность, площадь сечения
и температура стенки горловины; G, ср и Тг — соответственно
расход, теплоемкость и температура отходящего газообразного гелия;
а — коэффициент теплоотдачи от стенки к газу; D — диаметр
горловины; К — константа, зависящая от материала стенки.
Граничные условия:
при х = О 7^= Тг= Тж, при х = L 7cr — TL.
Зависимость (3.33) получена в результате экспериментальных
исследований критических тепловых потоков при течении пленки
НеП на поверхности различных материалов. Для пассивированной
поверхности коррозионно-стойкой стали К = 0,172, для стекла и
стали, покрытой тонким слоем полимера, К = 0,0417. Различие
значений К обусловлено отличием измеренного периметра металли-
ческой поверхности от реального, смоченного пленкой НеП, за счет
трещин между поверхностными кристаллитами размером 100 —
10 000 нм.
Уравнения (3.31) и (3.32) сводятся к обыкновенному дифферен-
циальному уравнению третьего порядка, интегрирование которого
при принятых граничных условиях дает аналитические выражения
для определения температур стенки и газа по высоте горловины.
Совместное решение полученных уравнений и уравнения (3.33)
позволяет рассчитать высоту подъема пленки НеП, распределение
температуры стенки и газа по высоте горловины, а также теплопри-
ток к сверхтекучему гелию. Необходимо отметить, что на внутренней
поверхности горловины сосудов с НеП полимерное покрытие позво-
ляет существенно снизить теплопритоки к сверхтекучему гелию.
265
Рис. 3.60. Схема магнитного рефрижератора статичес-
кого типа
Возможность получения холода на темпе-
ратурном уровне ниже 2 К на базе магнитных
рефрижераторов появилась благодаря исполь-
зованию в качестве рабочего тела монокрис-
таллов солей редкоземельных металлов, в
первую очередь гадолиний-галлиевого граната
(Gd3Ga5O12). Такие монокристаллы имеют
высокую плотность, теплопроводность и, что особенно важно, высо-
кие значения (dS/dB)Tn (dS/dB)^ где В — магнитная индукция.
Наиболее простым и надежным является магнитный рефрижера-
тор статического типа (МРС), который в идеальном случае работает
по циклу Карно (рис. 3.60).
МРС включает сверхпроводящий соленоид 2, расположенный в
ванне 3 с Не!, ванну 4 с насыщенным сверхтекучим Hell, цилинд-
рическое рабочее тело I из монокристалла гадолиний-галлиевого
граната (ГГГ), герметично установленного между ваннами так, что
верхняя его часть контактирует с жидким Не!, а нижняя — с парами
над зеркалом Hell.
Идеальный цикл МРС изображается в диаграмме Т—s для ГГГ
прямоугольнике»! A'B’C'D’ (рис. 3.61) Линия А'В' соответствует
процессу изотермического намагничивания, при котором теплота
намагничивания отводится к кипящему Не!; линия СВ’— адиабат-
ному размагничиванию от температуры кипения Не! до температуры
конденсации паров Hell; CD'— изотермическому размагничиванию
с подводом теплоты конденсирующихся паров Hell; D'A'— адиабат-
ному намагничиванию от температуры конденсации паров Hell до
температуры кипения Не!. Про-
цессы, изображаемые линиями
D'A’ и А'В\ происходят при
вводе тока в соленоид 2, линия-
ми B’D’ и CD' — при выводе
тока из соленоида
Рис. 3-61. Циклы идеального (A'B'C'D')
и реального (ABCD) магнитного рефри-
жератора статического типа в диаграмме
T—s гадолиний-галлиевого граната для
различных значений магнитной индукции:
I- В=0. 2- J?= 1 Т; 2Т;
4-Б=ЗТ
Цикл ABCD реального МРС отличается от идеального прежде
всего наличием необходимых температурных напоров на теплообмен-
ных поверхностях ПТ в процессах кипения (линия АВ) и конденса-
ции (CD), поэтому степень термодинамического совершенства, т.е.
отношение холодильного коэффициента в цикле реального МРС
к холодильному коэффициенту ес цикла Карно,
_е_______Тк - АГК_______Ги - Тк < j
(ТК-АТК)-(ТК-АТК) Тк
(3.34)
Для оценки внешних потерь, обусловленных этими факторами,
были проведены экспериментальные исследования теплоотдачи при
кипении Не! и конденсации паров в Hell на поверхности ПТ.
Критическая плотность теплового потока q^ для Не! при 4,2 К на
поверхности ГГГ равна примерно 1 Вт/см2, перегрев стенки — при-
мерно 0,4 К. С запасом можно принимать плотность теплового
потока от ГГГ в процессе изотермического намагничивания
9И = 0,8 Вт/см2, а соответствующий перегрев стенки АТИ = 0,34 К.
Очевидно, скорость намагничивания следует принимать в соот-
ветствии с этими значениями.
Теплоотдача при конденсации паров Не!! целиком опредетается
проводимостью Капицы на границе конденсирующаяся пленка —
ГГГ, поскольку термосопротивление теплопереносу поперек самой
пленки, являющееся определяющим для теплоотдачи при конденса-
ции обычных жидкостей, для Не!! практически равно нулю.
Таким образом плотность теплового потока через границу Не!!
— ГГГ составляет:
1, - IV - (Г, - 1- <3.35)
Экспериментальное значение проводимости Капицы для ГГГ:
Лк = 0,0167 Вт/(см2- К4).
Значение А Тк можно найти из условия
Ок = FK тк = тк - ат;
о, ~ ~ К +
(3-36)
где QK и QK — соответственно количество теплоты, подводимой к
ГГГ в процессе конденсации и отводимой к Hell в процессе
кипения: FK и Fa — площадь поверхностей конденсации и кипения;
тк и ти — продолжительность процессов конденсации и кипения.
267
Из выражений (3.35) и (3.36) следует
— К4 - (ГК - АГк)4 ] , (3.37)
о I к к к 1 F т / + А/
Чи 1 * ‘ и и и й
Как следует из выражений (3.34) и (3.37), величины АТк и rj
существенно зависят от комплекса FK ти). На рис. 3.62
приведена зависимость т] = ср FK tk/(/^ ти) при дъ = 0,8 Вт/см2,
ДГИ = 0,4 К, Тк = 4,22 К, Тк = 1,8 К, йк = 0,0167 ВтДсм2- К) и
изменении магнитной индукции В от 0 до 3 Т. Только за счет
потерь от необратимости процессов кипения и конденсации при
FK Тк/(Л< ~ 1 относительная эффективность т] = 1/3. Эффектив-
ность МРС можно повысить, увеличив комплекс FK tk/(F„ ти), дня
чего целесообразно увеличить площадь поверхности конденсации
FK, так как увеличение тк приводит к снижению холодопроизводи-
тельности MFC.
При гк = ти и FK /FK > 10 эффективность MFC может
превышать 0,8, если отсутствуют потери вследствие теплоподвода
к I IГ со стороны Не! в процессах адиабатного и изотермического
размагничивания.
Причиной потерь вследствие теплоподвода со стороны Не! явля-
ется не столько конвекция, возникающая в процессе кипения и в
силу инерционности не затухающая при размагничивании, сколько
особый механизм теплоподвода, реализующийся после того, как
температура поверхности ГГГ, контактирующей с Не! достигнет
2,17 К.
Если интенсивность теплоподвода со стороны Не! к ГГТ в про-
цессе размагничивания при Т> 2,17 К пренебрежимо мала, то
момент, когда температура поверхности достигнет значения темпе-
ратуры = 2,17 К, температура гелия, непосредственно прилегаю-
щего к стенке, также будет равна 7"х, т.е. образуется микрослой
НеП. Дальнейшее понижение температуры ГГТ приводит к тому,
что микрослой Не!! с одной сто-
роны контактирует с Не! при
температуре 7^, а с другой — со
стенкой ГГТ при температуре
меньше Тк Вследствие “сверх-
теплопроводности” Не!! гра-
Рис. 3.62. Отаосигельная эффективность
МРС без учета (I) и с учетом (2) теп-
лоподвода к рабочему телу со стороны
Не!
диента температуры в слое НеП не должно быть (градиент темпера-
туры, обусловленный взаимным трением компонент, ничтожно мал)
и температура НеП не может быть меньше 2,17 К. В результате на
границе раздела НеП — стенка ГГГ возникает скачок температуры,
определяемый текущим значением температурь! стенки ГГГ и изме-
няющийся от нуля (в момент, когда температура поверхности до-
стигнет значения 7^) до максимального значения, примерно посто-
янного в течение всего времени изотермического размагничивания.
Скачок температуры обусловлен наличием вполне определенного
теплового потока, а эта связь определяется проводимостью Капицы.
Поскольку температура слоя НеП не изменяется, к внешней поверх-
ности этого слоя, контактирующей с Не!, должен подводиться такой
же тепловой поток, что автоматически обеспечивается соответству-
ющим темпом роста толщины слоя НеП.
Рассмотрим эффективность цикла МРС с учетом потерь от не-
обратимости и описанного механизма теплоподвода со стороны Не!
при тех же условиях, что и ранее. Теплота, подводимая к ГГГ в
процессе изотермического размагничивания, складывается из двух
составляющих:
теплоты конденсации паров НеП
0« = \[rK4-(7-K-Ary]
теплоты, подводимой со стороны Не! от слоя НеП у поверхности
ГГГ,
Таким образом, с учетом теплопритока к ГГГ со стороны Не1
выражения (3.34) и (3.37) примают вид
[у-(7.-АГ/]д1к+лк[гк4-(7;-лгу]у^ тк-дгк
хи +
(3.39)
Для ранее принятых значений да, А7И, Тк, >к, hK уравнения
(3.38) и (3.39) позволяют построить зависимость’т] от FK xK/(FK ти)
с учетом теплопритока от Не! (кривая 2 на рис. 3.62). Как следует
из рисунка, 0* оказывает решающее влияние на эффективность
МРС.
269
Рис. 3.63. Зависимость эффективности
МРС от проводимости теплового диода
при //? = 10
Таким образом, основным путем повышения эффективности
МРС является уменьшение потерь, вызываемых теплопритоком Q*
к ГГГ со стороны Не1. Радикального снижения этих потерь можно
добиться, установив тепловой диод на поверхности ГГГ, контакти-
рующей с Не1.
Термическое сопротивление такого диода должно радикально
изменяться при изменении температуры в пределах 5—2 К.
Идеальный тепловой диод должен пропускать теплоту только в
прямом направлении — от ГГГ к Не1. Для реальных тепловых диодов
характерна иеидеальность, т.е. отличное от нуля тепловое сопротив-
ление R" при прямом направлении теплового потока (от ГГГ к НеГ)
и отличное от бесконечное™ тепловое сопротивление R^ при обрат-
ном направлении потока. Вместе с тем очевидно, что выигрыш от
такого диода тем больше, чем больше отношение R$/Rn
Согласно зависимости г; (1/7^), построенной для ранее принятых
условий при FJF* = 10 и тк = ти (рис. 3.63), относительная
эффективность МРС с кремниевым тепловым диодом, у которого
Rq/Rn — 90, в большой степени зависит от его проводимости 1/Лп в
прямом направлении.
Эта зависимость имеет максимум т> =74 %, соответствующий
оптимальному значению 1/7?п = 1.8 мВт/(м2 • К). При проводимости
2—3 мВт/(м2 • К) влияние О* приводит к снижению т] примерно
на 10 %, в то время как при отсутствии диода это снижение состав-
ляет около 70 %.
Следует отметить, что эти результаты получены для условия
бесконечной теплопроводности рабочего тела, однако анализ пока-
зывает, что влияние этого фактора несущественно.
Глава 4
ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
КРИОГЕННЫХ СИСТЕМ
§ 4.1. ОСОБЕННОСТИ КРИОГЕННЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ,
ИХ КЛАССИФИКАЦИЯ И ЭФФЕКТИВНОСТЬ
Особенности теплообмена при криогенных температурах. Тепло-
обменные аппараты относятся к основным элементам криогенных
систем, они обеспечивают регенерацию теплоты, без которой невоз-
можно получить низкие температуры. В теплообменниках протекают
физические процессы обмена тепловой энергией между потоками
вещества с различной температурой. Эти процессы подчиняются
общим закономерностям термодинамики и теории теплообмена,
однако при низких температурах возникает целый ряд дополнитель-
ных факторов, без учета которых нельзя спроектировать эффектив-
ные и компактные аппараты. Рассмотрим основные особенности,
определяющие специфику теплообмена при криогенных температурах.
Влияние разности температур и температурного уровня на работу
теплообменных аппаратов. Процесс теплообмена протекает только
при наличии разности температур потоков АГ, которая является
движущей силой теплообмена. Кроме того, эта разность характери-
зует энергетические потери, обусловленные необратимостью процес-
са теплообмена.
Существенное влияние на теплообмен также оказывает "каче-
ство” передаваемой теплоты, которое определяется температурным
уровнем. Чем ниже температура и больше ее отличие от температуры
окружающей среды, тем сильнее влияние теплообмена на энергети-
ческие характеристики криогенной системы. Проведем количест-
венную оценку влияния этих факторов.
Необратимый процесс теплообмена всегда сопровождается увели-
чением суммарной энтропии тел, участвующих в процессе. Так,
при передаче теплоты Q между двумя средами с постоянными
температурами ТА и ТБ, разность которых ДТ= ТА— ТБ, энтропия
увеличивается на
271
Величина Д£то определяет удельную работу /то, которую необхо-
димо совершить для компенсации энергетических потерь вследствие
необратимости процесса теплообмена:
',о- ’’.Л- (4-2)
где То с — температура окружающей среды.
Так как ТА обычно мало отличается от ТБ и T<J'E « ТАБ, где
ТАБ — (Гл + Г₽)/2, то из формулы (4.1) следует, что эти потери
обратно пропорциональны квадрату температуры ТАБ. Если темпера-
туры потоков ТА и ТБ не постоянны (например, в изобарном
процессе), то зависимость AsTO от температуры не квадратичная, а
логарифмическая [2, § 6.3]. Эго обстоятельство подчеркивает
важность создания экономичных эффективных теплообменников
именно для криогенных систем, в которых температура мала.
Для обеспечения эффективности теплообменника принимают малые
значения Л Г, причем АГ тем меньше, чем ниже уровень температур.
В криогенных теплообменниках обычно ДГ - 5 ... 15 К иа уровне
температуры окружающей среды и ДГ = 1 ... 0,2 К на уровне
гелиевых температур, т. е. дГ составляет 3—5 % температурного
уровня. Заметим, что при малых значениях ДГприходится увели-
чивать габариты и массу теплообменника.
Влияние необратимости теплообмена на общие затраты энергии
в криогенных системах зависит от конкретных условий и типа
систем. Значение дополнительной удельной работы /то может
составлять более 30 % общей совершенной работы.
Гидравлические потери и их влияние на криогенные теплообменники.
Процесс теплообмена всегда сопровождается потерей части давления
вследствие гидравлических сопротивлений. Потери давления др
нередко бывают весьма ощутимы и приводят к дополнительным
затратам энергии или ухудшению характеристики криогенной систе-
мы. Полные потери давления складываются из потерь по прямому
(Дрп) и обратному (ДРоб) потокам. В результате этих потерь сущест-
венно снижается перепад давлений в расширительном устройстве
(детандере) и, как следствие, уменьшается холодопроизводитель-
ность. Действительное отношение давлений р„/рк можно определить
как
<Л,/а), - (Л, - АЛ,Ж +
где Рн и Рк — соответственно давления иа входе (начальное) и выходе
(конечное) установки.
Влияние гидродинамических потерь особо ощутимо в криоген-
ных системах низкого давления при малом отношении ры/рк- Нви-
272
более существенно влияние потерь по обратному потоку (обычно
ДРоб = °’02 - °’04 МПа)’
Удельную работу, совершаемую для компенсации потерь давле-
ния, можно определить по формуле, аналогичной (4.2):
'а, = (Ч, + ЧД
где Дуо и As^ — приращения энтропий вследствие потерь давле-
ния, которые можно определить по диаграмме Т—s.
Увеличение Дроб приводит к повышению давления обратного
потока и равновесной температуры криогенной жидкости. Так, для
жидкого гелия при = 0,1 МПа (др^ = 0) равновесная температу-
ра Т~ 4,215 К; при рл = 0,13 Mila (др^ = 0,03 МПа) Т= 4,5 К,
что заметно влияет на характеристики охлаждаемого объекта.
Для некоторых криогенных систем потери давления имеют
решающее значение. Так, для гелиевого рефрижератора с темпе-
ратурой охлаждения Г = 1,85 К равновесное давление паров, идущих
в обратный поток, составляет примерно 0,002 МПа. Очевидно, др^
ие может превышать этого значения, но создать теплообменник с
такими параметрами очень сложно.
Еще одна проблема криогенных аппаратов связана с работой
теплообменников-вымораживателей. В этих аппаратах происходит
вымораживание примесей на охлаждаемой поверхности, что
приводит к уменьшению площади проходного сечения потока и
быстрому увеличению гидравлических потерь. Этот фактор
необходимо учитывать при проектировании подобных аппаратов.
Таким образом, для улучшения характеристик теплообменника
необходимо обеспечить минимальные значения АТ и Др. Однако
при уменьшении А Тувеличивается площадь F поверхности тепло-
обмена (см. § 4.2). Уменьшение др связано с необходимостью умень-
шать скорости теплоносителей, ио это приводит к снижению коэф-
фициента теплопередачи к и соответственно увеличению размеров
аппарата, а следовательно, значений Др. Требования минимальных
размеров, массы и стоимости теплообменника противоречат требо-
ваниям минимальных затрат энергии и максимальной эффектив-
ности аппарата. Эта проблема требует компромиссного решения.
Изменение свойств веществ при низких температурах и их влияние
на теплообмен. Для области криогенных температур характерно
существенное изменение состояния вещества, включая фазовые
переходы: газ — жидкость — твердое тело- В связи с этим резко
меняются теплофизические свойства теплоносителей. Это, пожалуй,
главньпй фактор, отличающий теплообмен при низких температурах
от теплообмена при обычных условиях.
18-№6675 273
В основе теории теплообмена лежат две гипотезы переноса
теплоты:
гипотеза Фурье для процесса теплопроводности
dQ = - ЦдТ/дх) dF;
гипотеза Ньютона для конвективного теплообмена
dQ = a Л У dF.
Здесь Лиа — коэффициенты, зависящие от свойств среды и
существенно переменные при низких температурах.
Кроме этих коэффициентов, сильно изменяются: плотность р,
удельная теплоемкость вязкость rj и некоторые другие вели-
чины, определяющие процесс теплообмена.
Наибольшие изменения теплофизических свойств происходят в
области критической точки. При удалении от нее свойства меняются
более плавно, границы их резкого влияния иа теплообмен четко
не определены. Принято рассматривать четыре области на диаграмме
Т—s (рис. 4.1).
Область I газообразного состояния, для которой справедливы
обычные формулы теплоотдачи; здесь влияние изменения свойств
незначительно.
Область //газообразного и жидкого состояния, более близкого
к критическому; здесь изменение свойств существенно, однако
границы этой области точно не определены (штриховые линии).
Область III двухфазного состояния, в которой теплоотдача
происходит при конденсации и кипении. Имеются обширные (хотя
не всегда однозначные) данные
о теплоотдаче в этой области
для криогенных веществ. Осо-
бенно осложнен расчет процесса
теплообмена при вынужденном
движении двухфазных потоков
и различных режимах течения.
Необходимо отметить, что раз-
брос экспериментальных данных
Рис. 4.1. Диаграмма состояния веще-
ства (водорода), определяющая изме-
нение свойств при низких температурах:
I — газообразное состояние, II —
состояние, близкое к критическому,
III — двухфазное состояние; IV —
околокритическое состояние
274
по теплоотдаче в двухфазных средах существенно выше, чем для
однофазного состояния.
Область IV — околокритическая; здесь свойства меняются
наиболее резко (рис. 4.2). В частности, кривая ср (7) имеет макси-
мум при температуре Тт, близкой к Т . Для этой области урав-
нения теплообмена, полученные при постоянных свойствах, непри-
годны. Теплоотдача может резко увеличиваться или уменьшаться,
возможны пульсации потока.
Механизм этих явлений до конца не изучен, однако можно
утверждать, что в их основе лежит значительное различие р, X, ср,
т] в ядре потока (при Тп) и в пристенном слое (при Тс). В различных
точках одного поперечного сечения канала плотность, теплоемкость
и другие свойства вещества резко различаются, что определяет
характер обмена энергиями между поверхностью и потоком, т. е.
теплоперенос.
Приближенно границы околокритической области можно опреде-
лить равенствами р/р^ = 0,8 ... 3,0; Т/Т^ = 0,85 ... 1,3.
Зона наибольшего влияния свойств на характер теплообмена
соответствует условию Та < Тт < Тс, т.е. максимум теплоемкости
находится в температурном интервале (Т„, TJ. Достоверные данные
о теплообмене в окрестности критической точки ограничены. На
некотором удалении от нее, в частности, в области //удовлетвори-
тельные результаты лают выражения типа
Nu - Nu„ (Тс/7„)” (4.3)
где Nufl — критерий Нуссельта
при постоянных свойствах,
определенных при Тп; Тс/Тп —
температурный фактор; m —
показатель степени (для раз-
личных криогенных веществ
m = -0,35 ... -0,7).
Таким образом, формирова-
ние и движение двухфазных
сред с разнообразным и слож-
ным характером их течения, а
Рис. 4.2. Температурные зависимости
гаиюемкости, плотности, вязкости и
теплопроводности гелия в околокри-
тическом состоянии при р = 0,4 МПа
(Р/Рч, -= 1,77)
18»
также значительное изменение теплофизических свойств веществ
являются главными факторами, определяющими специфику тепло-
обмена при криогенных температурах.
Теплообмен в гелии-11. Изотоп гелия 4Не при температуре выше
Л-линии ведет себя как обычная жидкость, однако при Т < 2,17 К
гелий образует новую жидкую фазу — гелий-II, свойства которого
необычны и резко отличаются от свойств других жидкостей
Гелий-П — единственное в природе вещество (кроме изотопа
3Не), существующее в жидком состоянии вплоть до температуры,
близкой к абсолютному нулю. Основная особенность НеП — сверх-
текучесть (его вязкость равна нулю).
Принято рассматривать НеП как жидкость, состоящую из двух
компонент — нормальной и сверхтекучей. Последняя имеет нулевые
вязкость, теплоемкость и энтропию. При Г-> О доля нормальной
компоненты уменьшается, сверхтекучей — быстро увеличивается.
Вследствие этого механизм теплопроводности НеП отличается от
механизма теплопроводности других веществ — он обусловлен кон-
вективным перемещением нормальной составляющей этой жидкости
и взаимным переходом нормальной и сверхтекучей компонент.
Вблизи Х-линии эффективная теплопроводность и теплоемкость
максимальны. При Г-> О К обе величины стремятся к нулю.
Эти обстоятельства обусловливают особенности теплопередачи
в НеП, которые необходимо учитывать в системах, использующих
гелий-П.
При малых значениях AT для НеП характерно ’’беспленочное
кипение”. При этом вследствие очень высокой теплопроводности
НеП термическое сопротивление его жидкой фазы мало, определя-
ющим является сопротивление на границе жидкость — поверхность
теплообмена. Это граничное сопротивление называют сопротивле-
нием Капицы:
/?к = ДГ/9, (4.4)
где АГ = Тс — Гх — разность температур поверхности и жидко-
сти, К; q — плотность теплового потока, Вт/м2.
Обратнгы величина (1//^.) имеет смысл коэффициента теплоотда-
чи ак = q/ЬТ. Для определения ак обычно используют эксперимен-
тальные зависимости вида
<хк = ЛТ3 , (4.5)
где А — постоянная, сильно зависящая от материала и состояния
его поверхности; обычно А = 200 ... 1000 Вт/(м2- К4).
276
При увеличении тепловой нагрузки q в Hell происходит переход
к пленочному кипению, при котором образуется переходная зона
и возникает критический тепловой поток q*, как при кипении
обычных жидкостей. Значение q" лежит в пределах ЮЛ..10s Вт/м2.
Коэффициент теплоотдачи при пленочном кипении зависит от
температуры, глубины погружения и размеров образца. Существуют
шумные и бесшумные режимы пленочного кипения. Все это свиде-
тельствует о значительной специфике теплоотдачи гелия-П, которая
пока мало изучена.
Рассматривая теплообмен при очень низких температурах, необхо-
димо учитывать значительное уменьшение теплопроводности матери-
алов при снижении температуры. Так, для меди М3 А » 350 Вт/(м • К)
при 80 К; Л ~ 30 Вт/(м • К) при 2 К; 1 = 3 Вт/(м • К) при 0,5 К.
Очевидно, низкой теплопроводности металлов в этом случае соответ-
ствует высокое термическое сопротивление R = 8/Х между теплооб-
менивающимися средами, разделенными перегородкой толщиной 8.
Отмеченный в данном разделе комплекс проблем определяет
основные особенности теплообмена в криогенных системах.
Теплообменные аппараты, их классификация и вады теплообменных
поверхностей. В криогенных системах применяют теплообменные
аппараты и поверхности самых разнообразных типов. По принципу
действия криогенные теплообменники можно подразделить на две
основные группы:
регенераторы — аппараты, в которых теплообмениваюшиеся
потоки попеременно омывают одну и ту же поверхность и массу
насадки, аккумулирующую и отдающую теплоту;
рекуператоры — аппараты, в которых теплообменивающиеся
потоки разделены поверхностью теплообмена. Тепловой поток
обычно постоянен и перпендикулярен движению теплоносителя,
условия теплообмена чаще всего стационарны. Рассмотрим реку-
ператоры различных типов
Самый распространенный классический тип теплообменного
аппарата — трубчатый теплообменник, элементом поверхности
которого является трубка. Трубка может быть гладкой, оребренной,
прямой, изогнутой, несущей турбулизаторы и др. Оребрение может
иметь самую различную конфигурацию. Эти обстоятельства
определяют многообразие вариантов трубчатых поверхностей и
аппаратов (рис. 4.3). Простейшие теплообменники типа “труба в
трубе” и из спаянных между собой трубок (см. рис. 4.3, а—в)
применяют при небольших расходах теплоносителей. Для компакт-
ности трубки обычно свивают в спираль. В этих аппаратах исполь-
зуют гладкие трубки и трубки с оребрением.
277
Рис. 4.3. Принципиальные конструктивные схемы теплообменников, применяемых
в криогенных системах:
а — "труба в трубе"; 6 — пучок труб в трубе; в — из спаянных трубок; г —
прямотрубный с сегментными перегородками; д — прямотрубный без
перегородок; е — витой; ж — пластинчато-ребристый; з — матричный
Для некоторых криогенных систем используют кожухотрубные
(прямотрубные) теплообменники (см. рис. 4.3, гид). Пучок прямых
труб по концам соединяют с помощью трубных решеток в коллек-
торы, служащие для ввода и вывода одного из потоков. Другой
поток омывает наружную поверхность труб. Поперечное движение
этого потока обеспечивают сегментные перегородки. Компактность
прямотрубных аппарате» невелика, широкого применения они не
нашли.
Очень широко в криогенных системах применяют витые тепло-
обменники (см. рис. 4.3, е). На нейтральную трубу (сердечник)
278
навивают несколько рядов гладких или оребренных трубок, которые
по концам соединяют в коллекторы. Через них идет прямой поток.
Обратный поток омывает витой пучок труб снаружи. Эти аппараты
высококомпактны и эффективны.
В пластинчато-ребристых теплообменниках (см. рис. 4.3, ж)
потоки движутся по прямоугольным смежным каналам, перегородки
между которыми имеют двустороннее оребрение. Аппараты этого
типа имеют оребрение в самых разнообразных вариантах. Они
высококомпактны, пригодны для любых расходов теплоносителя,
но не годятся для высоких давлений.
Матричные теплообменные аппараты (см. рис. 4.3, з) — новый
тип теплообменников. Эти аппараты состоят из чередующихся слоев
теплопроводных элементов с отверстиями и теплоизолирующих
прокладок — матричная структура. Каналы внутри имеют интенсив-
ное оребрение. Отдельные элементы склеивают в монолитный блок.
Применяют теплообменные элементы двух типов — мелкую сетку
и перфорированные пластины. Аппараты имеют хорошие характерис-
тики, но технология их изготовления находится в стадии освоения.
При проектировании криогенных систем и установок обычно
анализируются сотии тепло- и массообменных аппаратов (ТМА),
хотя число типовых конструкций не превышает нескольких десят-
ков. Дело в том, что один и тот же аппарат может использоваться
для реализации различных процессов, в различных условиях и с
разными рабочими телами. При анализе конструкций аппаратов как
объектов проектирования необходима их определенная системати-
зация или классификация.
Классификацию криогенных ТМА проводят по следующим
признакам: конструктивное исполнение, технологическое назначе-
ние, количество и агрегатное состояние рабочих тел, способ орга-
низации процесса тепло- и массообмена и т.д. В приведенной на
рис. 4.4 классификации использовано три наиболее существенных
признака: агрегатное состояние рабочих тел, способ организации
процесса тепло- и массообмена и конструктивное исполнение.
По агрегатному состоянию рабочих тел все ТМА подразделяют
на две большие труппы: с однофазными и двухфазными потоками.
Необходимо отметить, что в подавляющем числе случаев рабочие
тела в криогенных системах находятся в газообразном и капельно-
жидком состояниях. Весьма небольшую группу ТМА, имеющих
ограниченное применение и поэтому не вошедших в приведенную
классификацию, составляют аппараты, работающие в условиях обра-
зования твердой фазы рабочего тела, например, вымораживатели.
279
Дальнейшая классификация целесообразна по способу организа-
ции процесса тепло- и массообмена. При этом следует отметить,
что в ректификационных колоннах, конденсаторах-испарителях,
испарителях-газификаторах и охладителях рабочее тело находится
в двухфазном (парожидкостном) состоянии. В скрубберах АВО,
жидкостных адсорберах и охладителях рабочее тело представляет
собой двухфазную систему газ—жидкость.
Дня регенераторе® и адсорберов характерна циклическая зависи-
мость процесса тепломассообмена во времени. Так, в регенераторах
происходит периодическая смена процессов конденсации, выморажи-
с ситчатыми тарелками
с регулярной насадкой
трубчатые
трубчатые с капиллярно-
пористым покрытием
пластинчато-ребристые
гладкотрубные
панельные
фасонно-профильные
трубчатые
трубчатые с капиллярно- I
пористым покрытием[
с ситчатыми тарелками
ороситепьного типа I
трубчатые
пластинчато-ребристые I
матричные
с дисковоп гофрированной
насадкой
со змеевиками и каменной I
насадкой
баловного типа ]
трубчатые ” I
Рис. 4.4. Классификация тепломассообменных аппаратов
280
вания и адсорбции примесей, реализующихся во время “теплого”
дутья, на процессы сублимации и десорбции, реализующихся во
время "холодного" дутья. В адсорберах фаза адсорбции примесей
периодически сменяется фазой десорбции. Для испарителей-газифи-
каторов, использующих для газификации криогенной жидкости
теплоту атмосферного воздуха, характерно монотонное понижение
температуры продукционного потока во времени, что связано с про-
цессом непрерывного образования твердой фазы воды и двуокиси
углерода на наружной поверхности теплообмена. В остальных
аппаратах процесс тепломассообмена в расчетных режимах работы
стационарный.
Разделение групп аппаратов по конструктивным отличиям неиз-
бежно приводит к повторению одной и той же конструкции в
различных группах. Так, трубчатые теплообменники имеют конст-
рукцию, аналогичную конструкции трубчатых конденсаторов-испари-
телей. Однако методики расчета этих аппаратов различны, что
обусловлено существенно разными механизмами передачи теплоты
(конвективный теплообмен или кипение—конденсация). Очевидно,
приведенная классификация не исчерпывает всех известных
конструкций ТМА, однако дает представление об их многообразии.
Выбор типа теплообменника для конкретной криогенной
системы обусловлен большим числом разнообразных факторов:
обеспечением протекания процесса теплообмена, допустимых гидро-
динамических потерь, прочности и надежности, соблюдением техно-
логичности и др.
Эффективность теплообменников. Процессы, протекающие в
теплообменниках, необратимы. Затраты энергии, необходимой для
их осуществления, зависят от энергетических потерь, обусловленных
разностью температур ДГпотоков, гидродинамическими сопротивле-
ниями Др, теплопритоками дол из окружающей среды, вторичными
эффектами в теплообменных аппаратах (см. § 4.6). Существенное
влияние на процессы оказывают также масса и габариты аппаратов.
Вследствие такого многообразия факторов, влияющих на процесс,
пока не существует единого надежного критерия оценки эффек-
тивности теплообменников. Нередко используют несколько раз-
личных способов оценки качества теплообменного аппарата. Так,
довольно широкое распространение получил температурный КПД
=T-=e»/Qra„. <4.б>
где £^и — количество теплоты, соответственно действительно
передаваемое и максимально возможное при нулевой разности
температур потоков.
281
Для двухпоточного теплообменника (рис, 4.5)
<г; - о _ W* (?;, - 7-)
(Г„' - (Т; - 7-;б) '
где №г и HQq — водяные эквиваленты для прямого и обратного
потоков (ИЛ= Gcp); И^шп — наименьший из двух эквивалентов.
Из (4.6) следует, что всегда &т < I. Обычно для криогенных
теплообменников ег = 0,94 ... 0,97; для регенераторов газовых
криогенных машин ег= 0,99.
Формула (4.7) позволяет установить связь между ети разностью
температур на теплом АТ^, или холодном ЛТХ концах теплообмен-
ника. Так, Д7; = (I - ег) (Г/ - 7^).
Для характеристики теплообменников нередко используют такое
понятие, как число единиц переноса теплоты:
ЧЕП = -—(4.8)
W i w
nun x "min
Согласно уравнению теплообмена для усредненных параметров
о = *СР F А?;р = Gcp (Т" - Г\* (4.9)
получаем
ЧЕП = (Г'-Г)об/ДТср. (4.10)
Таким образом, ЧЕП характеризует отношение наибольшего
температурного перепада по длине аппарата (7”'— Г) к средней
разности температур потоков АТр.
Более высоким значениям ЧЕП соответствуют
теплообменники с большими значениями ег.
Для криогенных теплообменников ЧЕП = 10 ... 50,
для теплообменников других энергосистем ЧЕП значи-
тельно ниже.
Связь между ЧЕП и ег может быть установлена
аналитически на основании уравнений (4.7)—(4.9) и
баланса энергии в теплообменнике с учетом схемы дви-
жения потоков:
ет = /(ЧЕП, ИС, /Ж v).
1 J ’ nun* max'
I I
Рис. 4.5. Схема двухпоточного теплообменника
282
Ддя наиболее эффективной противоточной схемы движения
потоков при условии = I эта зависимость принимает
ет = ЧЕП/ (1 + ЧЕП). (4.11)
ЧЕП влияет не только на температурный КПД, но и на потери
эффективности вследствие вторичных эффектов (см. § 4.6).
Величина салишь частично характеризует теплообменный аппа-
рат, не учитывая его массу и габариты, влияние гидродинамических
потерь и других факторов, поэтому применяют такой показатель,
как компактность или удельная площадь поверхности в единице
где F— площадь поверхности теплообмена со стороны одного из
потоков; V — объем теплообменника.
Очевидно, чем больше ST, тем меньше размер аппарата при
прочих равных условиях.
Для наиболее распространенного элемента поверхности тепло-
обмена — гладкой трубки длиной I с наружным диаметром
dj 4
St~
откуда следует, что величина ST обратно пропорциональна диаметру
и существенно возрастает с его уменьшением.
§ 4.2. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ
Расчет теплообменника обычно заключается в определении
площади F поверхности теплообмена и связанных с ней геометри-
ческих параметров аппарата. Кроме того, находят гидродинамическое
сопротивление Др, которое не должно превышать допустимого
значения. Расчет выполняют на основании уравнений теплового
баланса и конвективной теплопередачи, которые для двухпоточ-
ного аппарата (см. рис. 4.5) при постоянном расходе G принимают
вид
dQ-G^ia = G^ = k&Tdr, (4.13)
где in и 1&- — энтальпия прямого и обратного потоков; к — коэф-
фициент теплопередачи.
Уравнение теплового баланса без учета теплопритоков из окружа-
ющей среды Сос имеет вид
q = <№ - q = Ссб<^ - <4-14)
283
или при постоянной (средней) удельной теплоемкости потоков
С = GnSn ffn - П> - - ГУ), (4.15)
Площадь поверхности теплообмена определяют из уравнения (4.13)’
г3 кАТ г3 кАТ '
(4-16)
При постоянном (среднем) коэффициенте теплопередачи £ср и
средней для всего аппарата разности температур А7^р
F=Q/(AcpA7cp). (4.17)
Зависимость (4-17) наиболее часто используют для расчета пло-
щади поверхности теплообмена, однако при низких температурах
усреднение не всегда возможно.
Исходными данными при расчете являются расходы Gn и G^,
давления потоков рп и р^, температуры на концах аппарата Т'п,
Т"п, Т"^ к их разности. Все эти величины известны из расчета
криогенной системы, они полностью определяют условия работы
теплообменника.
В соответствии с формулами (4.16) и (4.17) расчет сводится к
определению значений ATL и Аср в зависимости от условия работы
теплообмена и конструкции аппаратов.
Средняя разность темнератур А^,р Как правило, в криогенных
системах применяют наиболее эффективные противоточные тепло-
обменники, для которых значения Д7^,р вычисляют разными спосо-
бами в зависимости от условий работы.
Наиболее простой случай соответствует условиям ср = const и
к = const (значение А вычисляют при средних температурах потоков),
т.е. газ близок к идеальному, а к изменяется незначительно. При
этих условиях находят среднюю разность температур как средне-
логарифмическую
*-г - ат - ат;-ат;
А/ А/ = ---------1----* -
«₽ лог In (ДТт / АГХ)
(4.18)
Очевидно, в этом случае разности температур на концах аппа-
рата полностью определяют среднюю разность температур дтя аппа-
рата.
В аппаратах с перекрестными движениями потоков разность
температур уменьшается: А7;р = <р А7;ог (<р < I).
Часто в криогенных установках не соблюдается условие ср =
= const хотя бы для одного из потоков. Если к = const и ср *
* const, используют другой метод определения АТ;р, позволяющий
284
избежать ошибок, связанных с применением формулы (4.18). В
соответствии с формулой (4.16) площадь поверхности теплообмена
определяют, переходя к сумме конечных разностей:
(4.19)
r-i /-1 К А/(-
Всю поверхность разбивают на п элементов с одинаковым
значением AQ = Q/n и средней разностью температур A7J на каждом
элементе. При этом согласно (4.19)
Сравнив это уравнение с формулой (4.17), получают выражение
для всего аппарата:
ЛГер-—i—. (4.20)
Ё лг,
Графическое изображение процесса теплообмена в координатах
i — Т или Q — Т существенно упрощает вычисление Л 7^.
На рис. 4.6 показаны изобары прямого и обратного потоков в
соответствии с рис. 4.5. Изобары строят на основании диаграммы
i—T или Т—s для данных веществ в заданном интервале температур
на входе и выходе потоков. По изобарам определяют изменение
состояния потоков в теплообменнике
Количество теплоты на 1 кг теплоносителя Q~ i'— i"; отрезки
А(?(. = Q/п определяют тепловую нагрузку каждого элементарного
участка, отрезки д7} — соответствующую среднюю разность
температур потоков на этих участках.
Рис. 4.6. Схема процесса тепло-
обмена к определению средней
разности температур потоков
285
Определив п значений ATj по диаграмме (см. рис. 4.6) и просум-
мировав их обратные значения I/A7J, находят ДГр по формуле
(4.20). Нередко массы газов в прямом и обратном потоках различны.
Это необходимо учитывать при графическом построении изобар.
Массу одного из потоков (обычно прямого) на диаграмме прини-
мают равной I кг, затем вычисляют коэффициент, равный отноше-
нию масс р = G^JG^, и перестраивают изобару обратного потока
(см. рис. 4.6).
Так как для изобарного процесса dQ = di = cpdT, переменная
теплоемкость приводит к искривлению изобар в координатах Q—T,
по этому искривлению можно судить об отклонении от условия
ср = const.
Общий случай (к * const и * const) характерен для теплообмена
вблизи критического состояния вещества (см. § 4.1), когда резко
меняются теплофизические свойства (X, с^, п)- Теплообмен при
кипении или конденсации при переменном значении Д 7^,р также
сопряжен со значительным изменением коэффициентов а и А. В
этих случаях расчет теплообменника выполняют по отдельным
элементарным участкам с тепловой нагрузкой дС; на каждом.
Графическое изображение процесса теплообмена в координатах Q—T
упрощает расчет. Однако в данном случае необходимо дополнительно
учитывать переменные значения коэффициента к, для каждого из
п участков и, соответственно, использовать формулу
(4.21)
<=i /=1 kj &Т]
Графическое построение позволяет определить разность тем-
ператур &Tj и абсолютные средние температуры отдельных участков
Tt п и Tj по которым можно найти локальные коэффициенты
теплоотдачи а, п и а|Об, а затем коэффициенты теплопередачи кг
На рис. 4.6 выделен i-й элемент поверхности, для которого опре-
деляют все расчетные величины.
При вычислении коэффициентов а,- целесообразно использовать
формулы, в которых выделены параметры, зависящие от темпера-
туры. Так, для теплообмена в трубе при турбулентном течении
обычно используют формулу
Nu = tul/'r. = 0,023 Re"-8 Pr’-4, (4.22)
которую можно преобразовать к виду
а, - С У,
где С — постоянная, не зависящая от температуры.
286
При такой форме записи легко определить af =f(T) на каждом
участке, вычисляя соответствующие значения т], и ср f по спра-
вочным данным.
Теплообмен при фазовых переходах. В случае кипения или кон-
денсации процесс идет при постоянной абсолютной температуре,
но при пераменной разности температур ДУ. От АТ существенно
зависит коэффициент теплоотдачи а. Для пузырькового кипения
а = С АТ" . (4.23)
Здесь ДТ = Тс — Тн, где Тс и Ти — температуры поверхности
нагрева (стенки) и насыщения испаряющейся (кипящей) жидкости;
и = 2 ... 3 — по корреляциям различных авторов.
Расчет по участкам также выполняют по формуле (4.21). При
расчете теплообменников, работающих в условиях фазовых пере-
ходов (кипение — конденсация), необходимо знать температуру Тс
поверхности нагрева (или охлаждения), которая заранее неизвестна.
Рассмотрим случай, когда происходит теплообмен между двумя
потоками, один из которых кипит и испаряется при температуре
Тк, а другой конденсируется при Тк. Полная разность температур
А Т = Тк — Тк связана с разностями температур для каждой тепло-
обменнвающейся среды; без учета термического сопротивления
стенки (рис. 4.7):
АТ = АТК + ДТ„ = (Тк - Тс) + (Тс - Т„). (4.24)
Определять температуру разделяющей поверхности Тс и выполнять
расчет теплообмена удобнее графическим методом. Очевидно,
плотность теплового потока д, Вт/м2, со стороны кипения (испаре-
ния) и со стороны конденсации должна быть одинаковой:
Рис. 4.7. Кривые изменения темпе-
ратур при испарении (/) и конден-
сации (II)
= aK
Рис. 4.8. Зависимость плотности тепло-
вого потока q от температуры для теп-
лообмена при кипении и конденсации
287
Используя известные зависимости теплообмена при кипении и
конденсации [типа (4.23)J, определяют плотность теплового потока
и строят кривые q=f(l\T) (рис. 4.8). Кривые строят из точек Тк
и Тк при произвольно задаваемых разностях температур 0 < АГ <
< (Гк — Ти) Очевидно, точка пересечения кривых определяет
искомое значение q = qK — qu и температуру поверхности Тс, которая
делит полный температурный напор АГ на две части в соответствии
с формулой (4.24). Зная АГК и А Тк, а также q, нетрудно найти
коэффициент теплоотдачи а = д]1±Т. Этот метод применим и в
том случае, когда в одном из потоков осуществляется фазовый
переход, а другой участвует в конвективном теплообмене в одно-
фазном состоянии,
Теплообмен в многопоточных аппаратах. Для криогенных систем
характерно применение теплообменников с тремя и большим числом
потоков, причем теплоносителями могут быть среды с различными
свойствами. В общем случае характеристики теплообмена таких
аппаратов существенно зависят от числа потоков, расходов тепло-
носителей, их физических свойств, геометрии поверхностей, что
значительно усложняет расчет. Возможны упрощенные варианты
расчета, когда конструктивное выполнение аппарата позволяет (с
известным приближением) рассматривать теплообмен между разны-
ми потоками как независимый. В этих случаях многопоточный
аппарат можно рассматривать как ряд двухпоточных теплообмен-
ников. Так, на рис. 4.9 единый прямой поток G, как бы разделяется
на два потока G/ и G", каждый из которых участвует в теплообмене
только с одним из обратных потоков: Gj' с G2, G,” с G3. В этом
случае справедливы уравнения теплового баланса
G\ О'г — У “ Ц 0/ — У); Gi" 0'1 — У = сз <l'i” —
из которых определяют значения G,' и G,". После
этого каждый из пары двухпоточных теплообмен-
ников рассчитывают независимо по приведенным
ранее методикам.
Сложный теплообмен с учетом взаимного влияния
потоков рассмотрим на примере работы трехпо-
точного теплообменника типа «труба в трубе» (см.
рис. 4.3, <з). Прямой поток движется в кольцевом
зазоре (индекс I), один из обратных потоков течет
по внутренней трубе диаметром (индекс 2), а
Рис. 4.9. Схема трехлоточного теплообменника при независимом
теияообмене для каждой ияры потоков
288
другой омывает трубу диаметром d3 снаружи (индекс 3) Для г-го
участка уравнения теплового баланса имеют вид:
АО) = AQ2 + AQ3; (4.26)
AG2 = ^2) А7^( А/^р (4.27)
ДСз = *31 АГ31 AF3, (4.28)
Из (4.27) и (4.28) имеем
ДС2 д7)| гл
— (4.29)
AG3 ^31 Д^31
где т = AF2I/AF31 = d2/d3.
Исключив из уравнения (4.26) последовательно AQ2 и AQ3, с
помощью соотношения (4.29) получаем расчетные зависимости,
связывающие изменение энтальпий теплообменивающихся потоков
(при этом А 0 определяем как G Аг):
G. Ai.
Л/. = —-----------------------:
2 G, I + к31Л.Т,./(к21ЛТ).т)
2 31 3KX-2I 21 ' (4.30)
Gj Aij
Л'3 " W 1 +
Расчет предусматривает использование диаграммы Q — Т, на
которую наносят изобару прямого потока рг Расчет ведут с кон-
цевого сечения аппарата, причем для каждого участка по заданному
значению Aij и вычисленным значениям и согласно (4.30)
находят изменения энтальпий А/2 и А/3, а также соответствующие
им температуры по термодинамическим диаграммам. Это дает
возможность построить изобары обратных потоков р2 и р3 по
аналогии с рис. 4.6. Температуры и их разности на входе в каждый
участок принимают постоянными для всего i-ro участка. Построив
диаграмму Q — Тдля всех трех потоков, нетрудно найти площади
&Ff элементов поверхности по участкам и для всего теплообменника
в целом в соответствии с формулой (4.21). В частных случаях
используют условие = corKt' иногда учитывают теплоприток
из окружающей среды.
Значительно сложнее метод расчета трехпоточных пластинчато-
ребристых аппаратов. Основная поверхность этих аппаратов ореб-
ренная, а площадь поверхности ребра, участвующей в теплообмене
со смежной секцией, меняется по длине аппарата, т.е. отношение
19-№6675 289
AF21/AF3j изменяется от сечения к сечению в зависимости от
условий теплообмена.
Коэффициент теплопередачи. При любых условиях теплообмена
необходимо знать коэффициент теплопередачи к, Вт/(м2 К), являю-
щийся сложной функцией условий теплообмена, свойств веществ,
геометрических характеристик аппарата. В общем случае для аппарата
с двусторонним оребрением схема
теплообмена между двумя пото-
ками с температурами Г( и Т2,
расходами Gt и G2, коэффициен-
тами теплоотдачи а( и а2 приведена
на рис. 4.10, где Fl и F2 — площади
поверхностей теплообмена со сто-
роны каждого из потоков. Для
аппарата в целом или отдельного
/-го участка можно записать сис-
тему из трех уравнений передачи
теплоты Q. от потока G, к поверх-
ности площадью Fp через стенку
с Fc толщиной Sc; от поверхности
площадью F2 к потоку G2.
Рис. 4.10. Схема теплообмена между
двумя потоками для аппарата с
двусторонним оребрением
Q - а.ц.ВД - Гс1);
Q = W
С = —
(4.31)
Здесь т]| и ц2 — КПД ребер, учитывающие градиент температур по
длине каждого из ребер.
Решив эти уравнения относительно разностей температур
ATj = (Г, - 7С1); ДГС = (7с1 - Гс2); КТ2 = (Гс2 - Г2), с учетом
равенства АГ = АГ, + ДГС + &Т2 из уравнений (4.31) получаем
ЛГ= С(+^- + —!—) (4.32)
Приведя эту зависимость к виду (4.17), получим уравнения для
коэффициентов теплопередачи /с( и к2, отнесенные соответственно
к площадям поверхностей теплообмена Ft и F2.
к= [_!_ АГ'; (4.33)
(сцП, к Fc <х2ц2 F2 I
290
Ш14А+2_Г (4.з4)
I ctjTij F| A Fc а2п2 1
Строго говоря, формулы (4.33) и (4.34) записаны для плоских
поверхностей, однако при малом отношении их можно исполь-
зовать для расчета трубок. Для разных типов аппаратов эти
зависимости имеют разный вид. Так, для аппарата из тонких
гладких трубок (hj = = 1) без учета термического сопротивле-
ния стенки (6,/А. -> 0) получаем
|J_ + Л |2.А_ + ЩГ (4.35)
la( а2 d2 J I ctj d} а2 J
При определении коэффициентов к основные проблемы свя-
заны с нахождением коэффициентов теплоотдачи а, и а2. Их
вычисляют по различным формулам конвективного теплообмена в
зависимости от условий протекания процесса (свободная конвекция,
вынужденное движение, двухфазный процесс), характера потока
(ламинарный, турбулентный, переходный, один из вариантов двух-
фазных потоков), геометрических характеристик аппаратов, влияния
физических свойств теплоносителей и других факторов.
Чаще всего используют эмпирические или аналитические фор-
мулы, в которых коэффициент а выражен через числа Нуссельта
или Стэнтона:
Nu = a d/к', St = а /{wpc^,
связанные соотношением St = Nu/(RePr)
Формулы для расчета теплообмена обычно имеют следующую
структуру:
Nu =J (Re, Рг, Kv К2,...» F); (4.36)
J = StPr2/3 = 7 (Re, Kv К» .... Kr). (4.37)
Кроме чисел Рейнольдса Re = wdp/i] и Прандтля Рг = цср /к, в
эти формулы входят дополнительные критерии Kjt отражающие
влияние геометрических и других факторов на теплообмен.
Эффективность (КПД) ребра т]р. Оребренные поверхности различ-
ного типа широко применяют в криогенных теплообменниках,
обеспечивая создание высококомпактных развитых поверхностей.
Наличие ребер несколько ухудшает процесс теплообмена (см. эпюру
распределения температур на рис. 4.10). Разность температур потока
Fj (или Т2) и ребра Тр максимальна у основания ребра, где Тр = Тс
и минимальна у конца. Такое распределение температур обуслов-
лено термическим сопротивлением ребра. В результате средняя
разность температур потока и ребра (Т— 7^)ср меньше разности
температур потока и стенки Т — Тс, что и определяет ухудшение
теплообмена. Данное обстоятельство учитывают в расчетах введением
КПД ребра т]р, который в соответствии с рис. 4.10 определяют так:
П,= (^~ <1. (4.38)
Расчетные формулы для определения т]р получают в результате
решения уравнений теплопроводности для ребер различной конфигу-
рации Так, для прамых ребер
th (ml)
Пр =-----— •
р ml
(4.39)
Здесь m — параметр ребра:
ди = л/ а П/( V) ,
(4.40)
где а — коэффициент теплоотдачи; П и/— периметр и площадь
поперечного сечения ребра; А — теплопроводность материала ребер.
Согласно рис. 4.10 П = 2 (8 + А>); f = Sb
На рис. 4. II приведены зависимости, позволяющие определить зна-
чение Т)р для прямых = 1) и круглых (Гр/гВн = 1,25 ... 3,00)
ребер при разных радиусах г0 ребер. При ml < 1 КПД ребер
достаточно велик, что позволяет рекомендовать для выбора длины
ребра соотношение / < I/m.
Рис. 4-11. Зависимость эффективности (КПД) прямых и круглых ребер от
параметра ml (для круглого ребра / = г0 — г№)
292
формула (4.39) получена при условии Т = const, т. е. темпера-
тура набегающего потока по длине ребра постоянна. Если принять
другое граничное условие, а именно: Т — Тр = const — разность
температур по ребру постоянна, то КПД можно определить по
формуле = 1/Ц + (m/)2/3J.
При ml < I расчет по формулам (4.39) и (4.41) дает близкие
результаты. Для ребер сложной геометрической конфигурации,
например в матричных теплообменниках, используют другие
формулы (см. § 4.5). Учитывая, что для гладкой стенки между ребер
Пр = 1, запишем выражение для КПД оребренной поверхности:
П = । - - Пр), (4-42)
где Fp — площадь поверхности ребер.
Эти значения КПД вводят в формулы (4.33)—(4.34).
Гидродинамические потери в теплообменниках. Ограничения,
налагаемые на потери давления Др, обусловливают ограничения на
коэффициент теплоотдачи а, поэтому тепловой и гидравлический
расчеты тесно взаимосвязаны. Полные потери давления Др скла-
дываются из двух основных составляющих: Др = Дрт + Дрм, где
Др, — потери давления на трение при течении вдоль поверхности
теплообмена; Дрм — потери давления на местных сопротивлениях
(сужение, расширение, повороты и т.п.).
Гидропотери Дрг, обусловленные трением, вычисляют по формуле
Др, = 5 4^ <‘>«>
где £ — коэффициент сопротивления, зависящий от характера
потока, условий течения и геометрии канала:
= CRe"; (4.44)
и и р- средние значения скорости и плотности потока в канале;
I и </э — длина и эквивалентный диаметр канала
Формулу (4.43) иногда записывают в другом виде. Подставив в фор-
мулу (4.43) значение эквивалентного диаметра канала </э = 4Л'./11 -
~ 41FJF, где Fc и П — площадь и периметр проходного сечения
канала; F = П/ — площадь полной поверхности теплообмена,
получаем
^=т4-Ч- <4-45>
293
Здесь £/4 =/— фактор трения Фаннинга. При определении потерь
давления на местных сопротивлениях обычно используют зависимость
Лрм = £ Р *^/2. (4.46)
Коэффициент местного сопротивления С, определяют в зависимо-
сти от характера этого сопротивления и геометрических характе-
ристик. Обычно Дрм « Дрт.
Коэффициенты сопротивлений или £ иногда выражают через
число Эйлера:
^/2 = Ей = Др/(р IV2). (4.47)
Зависимости вида Eu = f (Re) = CJ2 часто применяют для
определения гидравлических потерь при многократно повторя-
ющемся отрыве пограничного слоя, что происходит при поперечном
обтекании пучков труб, элементов пластинчато-ребристых и других
поверхностей.
Последовательность расчета теплообменных аппаратов. Для
нахождения размеров и характеристик теплообменных аппаратов
необходимо с(]х)рмулировать задачу и технические требования, задать
необходимые данные и выполнить определенную серию расчетов.
В результате находят площадь поверхности теплообмена и другие
размеры аппарата, его массогабаритпые характеристики, гидравли-
ческие потери, температурный КПД. В общем случае выполняют
также прочностной расчет теплообменника.
Расчет и конструирование теплообменников — многофакторные
задачи, включающие следующие основные этапы:
1) выбор исходных данных — принципиальной схемы аппарата
и параметров проходящих через него потоков (расходов, температур,
давлений, гидропотерь);
2) выбор типа аппарата (прямотрубный, витой, пластинчато-
ребристый и т.п.), его конструктивной схемы, вида и размеров
используемой поверхности — теплопередающего элемента (гладкая
или оребренная трубка); вида насадки и ее геометрии для пластин-
чато-ребристого или матричного аппарата, размеров зазоре® (прокла-
док), диаметров сердечника и других данных. Ряд геометрических,
размере»: площадь поверхности теплообмена, длину и число трубок
(каналов), внешние габариты не задают, а определяют из расчета;
3) выбор справочных данных — теплофизических характеристик
потоков (плотности, теплоемкости, теплопроводности, вязкости и ip-)
при среднеарифметической температуре потока 7^ = (7"+ Т")/2 и
заданном давлении, а при расчете по участкам — при температуре
каждого участка;
294
4) определение средней разности температур ДТр по методике,
изложенной в § 4.2 в зависимости от условий теплообмена;
5) определение коэффициента теплопередачи к по формулам
(4.33)—(4.34), для чего по соответствующим числам Re предвари-
тельно находят коэффициенты теплоотдачи а, и.а2, выбрав скорости
потоков Wj и w2 и вычислив площади проходных сечений каналов
теплообменника Fc = G/(pw);
6) определение площади /-'поверхности по формулам (4.16), (4.17)
и других размеров аппарата, т.е. его полная компоновка;
7) вычисление гидравлических потерь Др] и Др2 по формулам
(4.43) и (4.45). Если полученные значения Др не соответствуют
заданным, следует изменить скорости потоков и повторить расчет.
Расчет продолжают до тех пор, пока не будут достигнуты заданные
значения Др.
Описанный метод последовательных приближений весьма гро-
моздок, поскольку произвольное задание скоростей потоков w вно-
сит неопределенность в расчет, так как предопределяет значение гид-
равлических сопротивлений, не всегда приемлемое. Предварительно
могут быть установлены только некоторые общие рекомендации по
выбору скоростей потоков, дающие ориентировочные значения.
Массовая скорость потока = pw для воздуха, кислорода и
азота может принимать следующие значения: при р - 5... 20 МПа
и»н = 100 ... 300 кг/(м2 • с); при давлении, близком к атмосферному,
м»м = 8 .. 25 кг/(м2 • с). Для водорода и гелия (прямой поток
высокого давления) = 30 ... 100 кгДм2 • с); при давлении,
близком к атмосферному, wM = 4 ... 12 кг/(м2 • с).
Другой метод расчета теплообменников (прямой) состоит в том,
что в качестве исходных данных принимают не скорости потоков,
а конкретные численные значения допустимых гидравлических
потерь Др. Полная система уравнений, описывающих теплообмен
и гидродинамику потоков, позволяет сразу определить площадь
поверхности теплообмена и размеры аппарата, соответствующие
принятым значениям Др.
В общем случае такая система включает следующие уравнения:
'теплообмена
Л7ср-/<Т.,);
ctj = Nu, X) /J, = С, Ке(л1 Pr1mi 1, /</,;
а2 = Nu2 Л2 /d2 = С2 Re/*» Pr2m* /d2;
295
гидродинамических потерь
w.2 р. /. w2 р, Л
^. = 5'^тьтг;
5( - В, Re,4’; 5, = В2 КеД
массовых расходов потоков
°1 = Л1 »1 Рр с2 = Л2 "1 Ра
и геометрические соотношения, зависящие от конструкции аппарата.
Например, для витого теплообменника из гладких трубок
F2 = Fid2/dl', Ft = п d^rr,
Fa - 0,25 л <f,2 n; Fc2 = F244,,
где n — число трубок; F^ — площадь поперечного сечения аппарата;
fyi — доля площади поперечного сечения, соответствующая площади
прохода газа.
Число исходных уравнений должно соответствовать числу
неизвестных. Совместное решение уравнений этой системы и
исключение из нее неизвестных к, w, а, а также ряда геомет-
рических характеристик в итоге приводят систему к виду, поз-
воляющему определить какой-либо неизвестный параметр по изве-
стным величинам, например, к выражению типа:
fci =f(n,d, р, G, Д7ср, X, Др, ...).
После этого последовательно находят другие искомые величины,
в том числе скорости потоков.
Это решение довольно громоздкое, но сразу дает искомый
результат. Поскольку значения Др задают приближенно, можно
упростить систему исходных уравнений. При этом обычно пренебре-
гают значением КПД ребра (цр = 1), термическим сопротивлением
стенки (6С/Х = 0) и диаметром сердечника в витом аппарате.
Оптимизация теплообменников. Эта сложная проблема окон-
чательно не решена, поскольку связана с большим числом взаимо-
связанных величин. Существует несколько способов выбора опти-
мальных характеристик аппаратов, каждый из которых позволяет
учитывать только определенные факторы процесса теплообмена.
Температурный КПД и компактность. Наиболее простой способ
оценки эффективности теплообменника — выбор параметров аппа-
рата, обеспечиваюших наибольший температурный КПД сг и
максимальную компактность .Sy-(см. § 4.1).
296
Высокие значения ег возможны лишь при больших значениях
ЧЕП. Увеличение компактности требует выбора соответствующей
геометрии аппарата и, в первую очередь, уменьшения эквивалент-
ного диаметра поверхности (см. § 4.1). Однако такой подход никак
не учитывает влияния гидравлических потерь Др, ч го в значительной
степени снижает его ценность.
Энергетический коэффициент. Для оценки эффективности тепло-
обменника используют также энергетический коэффициент
Е = Q/L,
(4.48)
где Q — количество переданной теплоты; L — работа, совершаемая
для преодоления сопротивления потоков Др.
Очевидно, максимум Е соответствует наиболее эффективной
поверхности. Однако коэффициент Е не учитывает габаритов, массы
и температурной эффективности аппарата.
Объемный показатель. В ряде случаев целесообразно сопоставлять
между собой теплообменные поверхности по относительному
объемному показателю V/V6, где V — объем разрабатываемого
аппарата; V6 — объем поверхности, принятой за базовую. Сопостав-
ление выполняют при одинаковых тепловых нагрузках Q, гидропо-
терях Др, расходах С и разности температур ДТ.
Исходная формула этого анализа имеет вид
Индекс «б» относится к базовой поверхности.
Учитывая, что гидропотери и расходы одинаковы, сравнитель-
ные характеристики поверхностей получаем в виде
V/Ve =/(Re6); V/Ve= у (SJ.
Очевидно, поверхности с минимальным значением V/V6 опреде-
ляют наиболее компактный аппарат. Пример использования этой
методики дан в § 4.5.
Комплексная оптимизация. Рассмотренные способы сопоставления
поверхностей теплообмена носят частный характер и не учитывают
всего комплекса взаимосвязанных величин, определяющих характе-
ристики теплообменника, и криогенной системы в целом. Посколь-
ку тепловая эффективность аппарата, его габариты, потери давления
существенно влияют на работу и эффективность всей криогенной
системы, необходима полная оптимизация, при которой одновре-
менно и взаимосвязанно оптимизируется система в целом и входя-
297
ший в нее теплообменный аппарат или ряд аппаратов. Обычно
целевой функцией такого расчета является степень термодинамичес-
кого совершенства цикла ц, или приведенные затраты энергии на
единицу холодопроизводительности. При этом теплообменный
аппарат является как бы модулем, составным элементом криогенной
системы. Выбор параметров этого аппарата должен обеспечивать
максимум или минимум приведенных затрат энергии в криоген-
ной системе.
При оптимизации используют уравнения, связывающие гидрав-
лические потери Др с температурным напором А У, для конкретного
вида поверхности аппарата.
Такой подход наиболее обоснован, но трудоемок. Пример ком-
плексной оптимизации для простого рефрижераторного цикла с
детандером приведен в т.1 учебника [2].
§ 4.3. ТРУБЧАТЫЕ ТЕПЛООБМЕННИКИ
Типы и конструктивные особенности. Широкое применение
трубчатых теплообменников в криогенных системах обусловлено
их преимуществами: простотой и доступностью основного тепло-
передаюшего элемента — трубки; способностью работать при высо-
ком давлении потока внутри тонкостенных трубок; возможностью
оребрения внешней поверхности трубок, конструктивной и техноло-
гической простотой, высокой компактностью и др. Существует
несколько различных типов трубчатых теплообменников.
Прямотрубные теплообменники наиболее просты по конструкции
и предназначены в основном для передачи небольших тепловых
нагрузок, Такой аппарат представляет собой кожух, внутри которого
находится пучок прямых трубок (рис. 4.12). Концы трубок закреп-
лены в трубных решетках пайкой или сваркой.
Конструкты может быть жесткой или нежесткой — для компен-
сации разности температурных деформаций кожуха и трубок. Это
достигается установкой линзовых компенсаторов или плавающих
трубных решеток.
Межтрубное пространство этих аппаратов имеет большой сво-
бодный объем, поэтому их иногда используют для вымораживания
двуокиси углерода или влаги на внешней поверхности трубок. Для
улучшения теплоотдачи в межтрубном пространстве в некоторых
конструкциях устанавливают перегородки, которые обеспечивают
более эффективное поперечное омывание трубок потоком. Для
прямотрубных теплообменников характерны: относительно низкая
компактность, большое отношение длины аппарата к его диаметру.
В криогенных системах их применяют сравнительно редко
298
Рис. 4.12. Конструктивные схемы ирямо-
грубных теплообменников с сегментными
(д) и кольцевыми (6) перегородками
(стрелками показано направление тепло-
гй'меитиакицихся потоков)
Витые теплообменники, широко
применяемые в криогенных систе-
мах, отличаются многими положи-
тельными свойствами, а именно
высокой компактностью, неслож-
ной технологией изготовления,
отсутствием температурных дефор-
маций. Они обеспечивают высокие
значения ЧЕП и ег Витые аппара-
ты имеют много конструктивных
модификаций. Основные конст-
руктивные различия состоят в
применении разного типа трубок
ч) Ф
(гладкие, оребренные) и в различных способах их навивки. Рас-
смотрим наиболее распространенные виды витых теплообменников.
На рис. 4.13 приведена конструкция витого гладкотрубного
теплообменника, а также показаны разные схемы навивки трубок.
На полый сердечник 1 навивают ряд слоев гладких трубок 2, уста-
навливая между каждым слоем прокладки 3 для обеспечения кана-
лов для прохода газа. На внешний слой навивки надевают обечайку
4 из листового материала с крышками и патрубками 5 для входа и
выхода газа. Концы трубок собраны в коллекторы 6. Прямой поток
I (обычно высокого давления) движется внутри трубок, а обратный
П — противотоком между слоями навивки, обтекая трубки в
поперечном направлении и омывая их внешнюю поверхность.
В этих аппаратах применяют плотную (см. рис. 4.13, г) или разре-
женную навивки (см. рис. 4.13, в). Радиальный зазор между слоями
образован дистанционными прокладками из тонких полос толщиной
б,. Этот зазор определяет скорость потока, существенно влияет на
теплообмен и потери давления в межтрубном пространстве. Разре-
женная навивка обеспечивает дополнительный осевой зазор б2, что
приводит к улучшению теплоотдачи и гидродинамики потока, но
при этом и к увеличению длины аппарата. Наружный слой на-
вивки уплотняют шнуром из мягкого материала или обжимают
обечайкой, чтобы не допустить перетекания газа между внешним
слоем трубок и обечайкой.
299
Рис. 4.13. Витой теплообменник из гладких труЪ:
а — общий вид; б — схема навивки двух смежных слоев; в — разреженная
навивка, г — плотная навивка
Большие теплообменники выполняют с многозаходной навив-
кой (по несколько труб в каждом слое). Чтобы сохранить примерно
одинаковую длину труб, их число увеличивают от рада к ряду.
Витые аппараты бывают двух- и многопоточными (несколько пря-
мых потоков двигаются по своим трубкам и коллекторам).
Применяют также конструкции витого теплообменника с навив-
кой из двойных труб — типа «труба в трубе» (см. рис. 4.3, а).
Существенно различны конструкции коллекторов, которые могут
быть как разборными (рис. 4.14), так и неразборными. Трубы
изготавляют из меди, коррозионно-стойкой стали и алюминиевых
сплавов. ।
Типовые размеры медных труб: наружный диаметр dK = 3...12 мм,
толщина Sc = 0,5... 1,5 мм. Диаметр сердечника Dc = (10 ... 20) dH.
Относительный шаг навивки t/dH, обеспечивающий наилучшие
условия теплоотдачи в межтрубном пространстве:
поперек потока о, = tx/dK = (dH + §^/dH = 1,2 ... 1,1;
вдоль потока о2 = г2/</н = (dK + 62)/JH = 1,3 ... 1,2.
300
Рис. 4.14. Витой татлообменник с двойными трубками и разборными коллекторами
Важная геометрическая характеристика аппарата — удельная
площадь свободного сечения навивки:
V-^/4 = (4.50)
‘l‘2 1Г2
характеризует долю свободного объема (сечения) навивки в полном
ее объеме (сечении). Зная fw, легко определить площадь среднего
сечения свободного объема:
^с.о ~ Лд*
где = л(£>в2 — D^)/4 — площадь поперечного (фронтального)
сечения всего теплообменника; DH — наружный диаметр тепло-
обменника; Dc — диаметр сердечника.
Зная объемный расход газа V, по значению Fco легко найти
среднеобъемную скорость потока: и>сл = V/FCX).
Очень часто коэффициент теплоотдачи ав для внутритрубного
пространства в несколько раз превышает коэффициент ан для
межтрубного пространства. Это обусловлено различием физических
свойств прямого и обратного потоков, их массовых скоростей и
характера течения обоих потоков. Чтобы условия теплообмена в
обеих средах были одинаковыми, обычно применяют оребрение
наружной поверхности трубок, в результате чего увеличивается
площадь теплообмена и компенсируются низкие коэффициенты <хн.
В криогенных системах широко применяют витые теплообмен-
ники из оребренных трубок с поперечными спиральными ребрами и
с оребрением из проволоки, навитой на трубку без пайки.
На рис. 4.15 приведены конструкция, схемы навивки и профиль
оребренной трубки для аппарата из трубок с поперечными спираль-
ными ребрами. Оребрение такого типа получают в результате пласти-
ческого деформирования толстостенных гладких трубок при холод-
ной прокатке.
301
Рис. 4.1S. Витой теплообменник из оребренных трубок с пси «речными спиральными
ребрами:
а — профиль оребренной трубки; б — свободная навивка; в — плотная навивка
с хлопчатобумажным шнуром
По конструкции этот аппарат подобен аналогичному теплообмен-
нику из гладких трубок (см. рис. 4.13); основное отличие состоит
в способе навивки труб на сердечник. Наиболее распространены
два варианта навивки: свободная (см. рис. 4.15, б) и плотная с
хлопчатобумажным шнуром между слоями (см. рис. 4.15, в).
Дистанционные прокладки, как правило, не применяют — обратный
поток проходит в межреберном пространстве. При свободной навивке
иногда устанавливают прокладки между слоями. При плотной
навивке со шнуром и сдвигом смежных слоев на '/2 шага уменьша-
ется проходное сечение и улучшаются условия для обтекания трубок.
Оребрение трубок существенно увеличивает площадь их наружной
поверхности. Коэффициент оребрения <р представляет собой отно-
шение площади F2 оребренной поверхности к площади К гладкой
трубки диаметром или площади внутренней поверхности (dB)
(см. рис. 4.15), обычно <р = 4 ... 8 (табл. 4.1).
4.1. Типовые размеры, мм, трубок со спиральными накатанными
ребрами, полученных из гладкотрубных заготовок *
FtaMq> чрубы за- готовки 1. f2/Ft
8x1,5 12x2 10,7 17,0 6,1 10,0 4,7 8,0 0,38 0,4 1,6 2,0 5,05 7,15
302
Для оребренных трубок удельную площадь свободного сечения
навивки определяют по формуле
-1 - |<!+- <2) 4- ] <4-51>
Зная fya, можно определить среднюю площадь Fc о свободного
сечения и скорость wCJO потока.
Широко применяют витые теплообменники из труб, оребренных
проволокой (см. гл. 3 и рис. 4.16). Оребрение осуществляют путем
плотной намотки проволоки на трубку. Плотный контакт между
проволокой и трубкой достигается в результате упругой деформации
материала. Такая технология отличается простотой и позволяет
создавать высокоэффективные поверхности. Намотку оребренных
трубок на сердечники выполняют так же, как и для других типов
витых аппаратов; прокладки не применяют; каждый последующий
слой намотки сдвигают на 'А шага. Поперечный и продольный
t2 шаги при этом постоянными не выдерживают: в зависимости от
характера контакта между соседними слоями их значения меняются
от максимального до минимального (см. рис. 4.16). Пределы
изменения шага t2: dK + dQ ... dK + 2dn; значение = 0,866f2.
Диаметр проволоки обычно dn » 0,16JH; коэффициент оребрения
при этом невелик: <р = 2 ... 3,5 (табл. 4.2).
Несмотря на некоторую неравномерность навивки и различие
шагов tx и Г2, их среднестатистические значения обеспечивают
регулярную и устойчивую структуру межтрубного пространства,
равномерное течение потока, высокие коэффициенты теплоотдачи.
При этом число слоев навивки должно быть не менее трех.
Аппараты такого типа применяют в основном в гелиевых ожижи-
телях, рефрижераторах и ВРУ; они перспективны и для других
криогенных систем.
Рис. 4.16. Схема навивки теплообменника из труб, оребренных цхжолокай:
а, 6 — варианты взаимного расположения трубок в навивке; е — элемент трубки
с проволочным оребрением
303
4.2. Геометрические характеристики трубок и поверхностей с
проволочным оребрением
4874
2358
1562
1165
726
595
495
1,о 2,0 0,6 1.3 0,16 0,33 0,55 1,1 1,1 2,2 1,2 2,5 0,26 0,57 0,312 0,338
з,о 2,3 0,5 2,0 3,2 3,55 0,77 о.зос
4,0 3.2 0,8 2,5 4,0 5,10 1,19 0,346
6 0 5,0 1,0 4,0 6,5 7,35 1,92 0,348
8.0 6,0 1,5 5,0 8,85 10,10 2,10 0,324
10,0 7,0 1,6 5,5 10,7 12,2 2,42 0,300
Витые теплообменники широко применяют в ВРУ среднего и
высокого давлений для охлаждения прямого потока воздуха обрат-
ными потоками, в различных ВРУ для переохлаждения жидких
криопродуктов и флегмы, а также в других криогенных установках.
В витых теплообменниках современных ВРУ используют в основном
оребренные медные трубки с наружным диаметром dH = 5 ...12 мм
и толщиной стенок 0,5—2 мм. В малых установках (с расходом
перерабатываемого воздуха всего несколько сотен кубических метров
в час) применяют трубки 5 х 0,5 мм (при давлении воздуха до
7 МПа) и 5 х 1,0 мм (при давлении воздуха до 22 МПа). В более
крупных установках используют трубки 8 * 0,8 и 10 * 1 (при
давлениях до 7 МПа) и трубки 8 к 1,5 и 10 х 2 мм (при давле-
ниях до 22 МПа). Оребрение трубок осуществляется путем плотной
намотки на них медной проволоки диаметром dn = 0,8 ... 1,6 мм с
шагом Гр = 5 ... 5,5 мм. С Целью предотвращения перетечек
обратного потока по зазору под обечайкой последнюю выполняют
с небольшой конусностью и при сборке плотно обжимают намотку,
навивая сверху фторопластовую ленту (рис. 4.17). При намотке
первого ряда трубок на сердечник навивают также уплотнительный
шнур, свитый из тонкой пленки
Наряду с этим более технологичным вариантом применяют
уплотнение намотки с помощью так называемой ложной обечайки.
Тонкую (0,25—0,4 мм) медную обечайку обвивают вокруг спираль-
ной намотки и один из ее торцов впаивают в шов крепления днища
теплообменника. В остальном конструкция теплообменника тради-
ционная. Трубки послойно рядами наматывают на сердечник. Нак-
лон навивки трубок в рядах поочередно меняют. Благодаря оребре-
нию между рядами существуют зазоры, по которым течет обратный
поток газа низкого давления. В табл. 4.3 приведены основные харак-
304
Рис. 4.17. Витой трубчатый теплообменник:
а — схематический разрез; б — трубка, оребренная проволокой; в — поперечное
сечение намотки (7 — фторопластовая лента; 2 — обечайка; 3 — трубки; 4 —
уплотнительный шнур из скрученной ленты; 5 — сердечник)
теристики навивки из трубок, оребренных проволокой. Концы
трубок впаяны в трубные решетки коллекторов, в которые подается
прямой поток газа более высокого давления. Если конструкция
витого теплообменника применена для переохладите-лей жидких
продуктов и флегмовых потоков, то в трубках обычно течет жид-
кость, а в межтрубном пространстве — газообразный азот низкого
Давления.
20 -№6675
305
4.3. Основные характеристики навивки из трубок, оребренных
Наряду с распространенными теплообменниками основных типов
применяют другие конструктивные формы трубчатых теплообмен-
ников. Эти аппараты, как правило, предназначены для передачи
небольших количеств теплоты и малых расходов, они просты по
конструкции.
Наиболее распространены теплообменники типа "труба в трубе"
(рис. 4.18): а — гладкая труба внутри трубы большего диаметра;
б — оребренная труба. Возможен также вариант: пучок оребренных
или гладких труб в трубе (рис. 4.3, б). Внутренние трубы выполняют
с поперечными спиральными ребрами или с оребрением из проволо-
ки. При установке одиночных труб применяют специальные прово-
лочные проставки, позволяющие фиксировать внутреннюю трубу
в центральном положении. Поток высокого давления обычно течет
по внутренней трубе, а обратный поток в кольцевом зазоре. Если
потоки невелики, но необходим теплообмен между несколькими
различными рабочими средами, целесообразно применять тепло-
обменники из спаянных трубок (см. рис. 4.3, в). Трубки спаивают
Рис. 4.18. Схема теплообменников
типа «труба в трубе»:
о — с гладкой трубой; б — с
оребренной трубой
306
по образующей мягким припоем. Они могут иметь различные
диаметры, и число их может быть любым. Такая конструкция обес-
печивает высокую теплопроводность в поперечном направлении.
Пучок спаянных трубок обычно свивают в змеевик.
Теплообмен и гидродинамика во внутритрубном пространстве.
Теплоотдача и гидродинамика при вынужденном движении в кана-
лах хорошо изучены, формулы дают надежные результаты. В крио-
генных теплообменниках чаще всего реализуется турбулентный
режим течения (Re > 104). В этом случае для стабилизированного
потока в прямых гладких трубках и при постоянных свойствах
теплоносителя используют эмпирическую формулу
Nu0 = 0,023 Re0-8 Pi®-4 (4.52)
или подобную ей, записанную через фактор теплоотдачи j:
j = St Pt3/3 = 0,023 Re 0’2. (4.53)
В этих и последующих формулах при нахождении чисел Nu,
St, Re и Рг физические свойства определяют при средней температуре
потока; в качестве характерного размера принимают внутренний
диаметр dB трубы. Если канал имеет более сложную геометрическую
форму, принимают эквивалентный диаметр dB = 4FC/II, где П —
омываемый потоком периметр, м.
Скорость потока w, м/с, площадь проходного сечения канала
Fc, м2, и массовый расход теплоносителя G, кг/с, связаны соотноше-
ниями:
и/ = G/(FC р) = V/Fj (4.54)
Fc = 0,25 я dB2n, (4.55)
где р — плотность потока, кг/м3; V — объемный расход, м3/с;
п — число трубок.
Иногда возможен ламинарный режим течения (Re < 2300); в
частности, это характерно д ля трубок очень малых диаметров, приме-
няемых в микрокриогенных системах.
При ламинарном режиме рекомендуются следующие аналити-
ческие зависимости для теплоотдачи:
при = const
Nu0 = 3,66; (4.56)
При q = const
Nu0 = 4,36. (4.57)
Для переходной области течения (2,3 • 103 < Re < 104) надеж-
ных зависимостей для расчета теплоотдачи нет — возможна лишь
приближенная оценка значений а.
307
Приведенные здесь зависимости для определения значений Nu0
и а являются базовыми и не учитывают ряда дополнительных
факторов: влияния начального участка, кривизны труб, шерохо-
ватости, переменности физических свойств теплоносителя.
Начальный участок. На входе потока в канал имеется значи-
тельный участок гидродинамической и тепловой стабилизации
длиной /н На этом участке теплоотдача и гидросопротивление
больше, чем для полностью стабилизированного потока. Для ла-
минарного режима
« 0,065Re. (4.58)
В турбулентном режиме влияние этого участка существенно при
малых Re и при l/de < 50. Для длинных трубок с l/dB > 50 ... 100
влияние /н не существенно, и его можно не учитывать. Для коротких
трубок, например в теплообменниках газовых криогенных машин,
этот учет необходим.
Влияние начального участка целесообразно учитывать с помощью
поправочного коэффициента ez, который вводят в формулу (4.52)
в виде сомножителя. Численные значения е; =/(Re, l/de) приведены
в работах С.СКутателадзе и В.П.Исаченко
Кривизна каналов. В искривленном канале, характерном для витых
и змеевиковых теплообменников, проявляется влияние центробеж-
ных сил на гидродинамику потока и теплоотдачу При этом переход
к турбулентному течению происходит при больших значениях Re
(RcKp > 2300). При турбулентном течении алияние кривизны труб
на теплоотдачу можно учитывать коэффициентом
е, - (1 + 1,77 (4.59)
где Лср — средний радиус кривизны канала (навивки теплооб-
менника). Влияние кривизны на теплоотдачу и гидравлические
потери иллюстрирует рис. 4.19.
Шероховатость поверхностей каналов. В криогенных системах
обычно используют гладкие нешероховатые трубы, однако для улуч-
шения теплоотдачи иногда создают искусственную шероховатость
внутри каналов путем обжима трубки, турбулизируюших вставок
и т. п- Этот способ эффективен, но приводит к существенному
увеличению гидравлических потерь. Для различных типов шерохо-
ватостей и турбулизаторов имеются свои эмпирические зависимости
коэффициента еш, учитывающего этот фактор, от числа Re и геомет-
рии турбулизатора.
308
Рис. 4.19. Зависимость фактора теплоотдачи StPr,/3 и сопротивления f от числа
Re при различной кривизне канала d/D (d — диаметр канала, D — диаметр
кривизны канала):
1 - 0.2035: 2 — 0.0983; 3 - 0,0493; 4 — 0,0244, 5 - 0,01235; б — прямая
труба
Переменность теплофизических свойств. Влияние этого фактора
(см. § 4.1) наиболее существенно проявляется в аппаратах, в которых
теплообмен происходит вблизи критического состояния теплоносите-
лей. В соответствии с зависимостью (4.3) влияние переменных
свойств можно приближенно учесть с помощью коэффициента
ег= (Тс где m — показатель, экспериментально полученный
для конкретных условий теплоотдачи и определенных рабочих
веществ.
В области умеренного изменения свойств применима формула
Михеева
/ Pt V.25
Таким образом, полный учет всех дополнительных факторов,
влияющих на теплоотдачу, приводит к зависимости
Nu = Nu0 е, er еш et , (4.61)
где Nu0 вычислено по формуле (4.52).
Во многих случаях некоторые из коэффициентов е можно
принять равными единице.
309
Формулы (4.52) и (4.61) применимы при любых потоках в ка-
налах всех типов, в том числе при продольном омывании гладкой
трубы или пучка таких труб (см. рис. 4.3). Однако для кольцевых
каналов существует более точная зависимость
Nu = 0,15Re“'Pr°33(Z>/<i), (4.62)
где Г) и d — наружный и внутренний диаметры кольцевого канала.
Эквивалентный диаметр, необходимый для вычисления числа
Re:
d3 = D - d. (4.63)
Гидравлические потери в любых каналах определяют по фор-
муле (4.43) или (4.45).
Коэффициент сопротивления £ или фактор трения f = £/4
вычисляют для конкретных условий течения и геометрии канала:
для стабилизированного ламинарного течения в гладком канале
Е, = 64/Re; (4.64)
для турбулентного течения (при Re < 105) в гладком канале
£ = 0,3164/Re0'25; (4.65)
при Re > 105
£ = 0,0032 + 0,221/Re0'273. (4.66)
Прн необходимости учитывают влияние на гидравлические поте-
рн таких факторов, как начальный участок, шероховатость и кри-
визна труб (см. рис. 4.19).
Теплообмен и гидродинамика в межтрубном пространстве.
Межтрубное пространство имеет существенно более сложную геомет-
рию, чем внутритрубное, поэтому коэффициенты теплоотдачи и
гидравлических потерь дтя него зависят от ряда дополнительных
геометрических параметров.
В межтрубном пространстве прямотрубных аппаратов с пере-
городками течение близко к поперечному омыванию пучка прямых
труб (см. рис. 4.3). При этом коэффициент теплоотдачи находят
из соотношения
Nu = A Re°-6Pr0-33, (4.67)
где А — коэффициент, зависящий от расположения труб (А =0,154
для параллельного расположения; А = 0,195 для шахматного).
За определяющий размер принимают наружный диаметр труб
dH, скорость w вычисляют по средней площади минимального
310
хивого сечения fcrain- Так, для сегментных перегородок, установ-
ленных на расстоянии h, при диаметре обечайки D
г. — - 0,25яЛЛ (1 - «ЛЛ (4.68)
где <2 — шаг труб в поперечном сечении.
В витых аппаратах также происходит поперечное обтекание
пучков труб, при этом теплоотдача определяется видом навивки, а
также продольным и поперечным относительными шагами навивки:
Оц = °2 = (см' Рис- 413)-
Расчетные данные имеют эмпирический характер и обобщены
соответствующими зависимостями, справедливыми в определенном
интервале чисел Re:
для теплоотдачи
Nu = a dfk — A Rec; (4.69)
для гидравлических потерь
Ей - Др/(р|?) = тВ Re ‘, (4.70)
где А, а, В, b — численные коэффициенты (табл. 4.4 и 4.5); т —
число слоев навивки в направлении движения потока.
Для витых аппаратов из гладких труб определяющим геометри-
ческим размером является наружный диаметр трубок, скорость
потока вычисляют по средней площади сечения свободного объема
по формуле (4.50).
4.4. Расчетные коэффициенты для витых аппаратов из гладких труб
Навивка о. °2 Re А О В b
Плотная 1,15 1,0 2 000-10 000 0,0185 0,95 8,1 0,21
Разреженная 1,1 1,2 1,15 1,2 1,2 1,3 1 000-8 000 1 000-26 000 1 500-4 000 0,083 0,85 33,8 13,0 15,9 0.21
4.5. Расчетные коэффициенты для витых аппаратов со спиральными
накатанными ребрами и свободной навивкой
И /J 6 мм Ке А ц В ь
4,7/6,1 0,5 1000-5000 0,133 0,89 10 0,27
8/10 0 470-5090 0,07 0,82 15 0,25
Примечание. 8 — толщина прокладки между слоями
ЗИ
Для оребренных витых аппаратов со свободной навивкой (см.
рис. 4.15, б и табл. 4.5) характерным размером является диаметр J
трубы, несущей оребрение; скорость находят по средней площади
сечения свободного объема по формулам (4.51) и (4.54).
Для оребренных витых аппаратов с плотной навивкой (см. рис.
4.15, в) рекомендованы следующие расчетные зависимости’
для теплообмена
St - 0,0566/Re"-135 ; (4.71)
для гидродинамических потерь
Eu = т 1.37,5/Re0-731. (4.72)
Эквивалентный диаметр вычисляют по площади Fp проходно-
го сечения между двумя соседними ребрами: d3 = 4 Гр/П.
Скорость потока определяют по площади в межреберном про-
странстве-
Fc = 2nDcrnFt/t.
где Лср — средний диаметр навивки; л — число слоев навивки;
t — шаг ребер.
Для витых теплообменников из трубок, оребренных проволокой,
факторы теплоотдачи j и трения /межтрубного пространства вычис-
ляют по следующим зависимостям:
j = 0,168 Re-®.3 при Re = 20 ... 5000;
f= 12,8 Re-"14 при Re = 20 ... 100;
f= 2,65 Re-"-3 при Re = 100 ... 5000.
(4-74)
Значения эквивалентного диаметра d3 и площади^, по которой
находят среднюю площадь сечения свободного объема и скорость
потока, приведены в табл. 4.2.
При вычислении коэффициента теплопередачи к для гладко-
трубных теплообменников используют формулы (4.35), а для
оребренных поверхностей — формулы (4.33) и (4.34), пренебрегая
при этом термическим сопротивлением стенки трубки БД = 0 и
принимая для коротких ребер = 1.
Для теплообменника "труба в трубе" с внутренней оребренной
трубкой (см. рис. 4.18, б) коэффициент теплоотдачи определяют
по формуле
Nu = 0,039Re"-” Pr°-4 {—J" (4.75)
где f=/ — Б — расстояние между ребрами (в свету); D3 = —Dp —
кольцевой зазор; h — высота ребра.
312
Рис. 4.20. Зависимость фактора трения от числа Re при продольном обтекании трубки
с поперечными ребрами при различных значениях геометрического параметра х
I - 0,348; 2 — 0,338; 3 - 0,328, 4 - 0,228: 5 — 0,208; 6 - 0,12; 7-0
(гладкая трубка)
Фактор трения f зависит от числа Re и геометрического параметра
(рис. 4.20)
х= И1/Г2, (4.76)
где Kj — объем зазоров между ребрами; И, — объем кольцевого
зазора.
Пример 4.1. Выполнить расчет витого двухлоточного теплообменника из
гладких труб, прямой поток — воздух, обратный — азот. Обозначения принять
по рис. 4.5 Параметры потоков, определяемые из расчета цикла:
для воздуха — расход Gn = 1000 кг/ч; давление р = 20 МПа; температура
Т„ = 300 К; Т"„ = 186 К;
для азота — расход G^ - 800 кг/ч; давление рл = 0,11 МПа, температура
Тл = 80 К; Г* - 295 К.
Теплоприток из окружающей среды мал, и его можно не учитывать; зна-
чения давлений приняты средние, без учета Др.
I Тепловой поток к азоту
Q = Це ('’св - Ъ) = (551 - 325,5) 103 - 50000 Вт,
где ' об = 551 кДж/кг и i’tf = 325,5 кДж/кг — энтальпии азота, определенные
но диаграмме T—s при р^ и Т"^ и соответственно.
2. Среднюю разность температур потоков определяем с учетом того, что для
воздуха при рп = 20 МПа ср * const, поэтому выполняем графическое построение
в координатах Q—T и вычисляем Д7ср по формуле (4 20)
В соответствии с рис 4 6, строим изобары для 1 кг воздуха и 1 кг азота
(рис. 4.21), используя диаграммы T—s или табличные данные За начало отсчета
принимаем энтальпии потоков на теплом конце теплообменника при Т'п и Т"^
Так как Gn * G^, находим
Р = G^G,, = 800/1006 = 0,8
313
i.riK/n
Рис. 4.21. Схема графического определения средней разности температур потоков
азота и воздуха
и соответственно перестраиваем изобару для азота, умножив се ординаты на
Р = 0,8. Разбиваем весь интервал Q на 12 одинаковых участков и находим Д7}
на каждом из них:
и_________1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
ДГ„ К.....6,5 14,0 23,5 30 38 46.5 55 63 71,5 81 89 96
Суммируем обратные величины X 1/Д7} = 0,4304 и по формуле (4 20)
г=1
находим среднюю разность температур:
Л7ср =
£ i/дт;
12
0,4304
= 27,9 К.
3. По справочным данным определяем теплофизические параметры потоков
воздуха (индекс 1) и азота (индекс 2) при заданных давлениях и средних темпе-
ратурах
ср = (300 + ,86)/2 = 243 К; г2ср = (295 + 80)/2 = 187,5 К:
удельный объем (по диаграммам T—s) vt = 0,00338 м2/кг; »2 = 0,536 №/кг;
плотность р, = l/vt = 296 кг/м3; р2= [/и2 = 1,86 кг/м3;
теплопроводность Х1 = 0,0402 Вт/(м • К); X, = 0,0172 Вт/(м • К),
вязкость ч, =2,4-10‘5 Па-с; Чз = 1,22• Ю’1 Па-с;
Г„ - Г„ 395 - 215,5 , кДж
удельная теплоемкость -1,5?—^;
5с = 1,04 кДж/(кг- К).
314
4. Принимаем величины, необходимые для расчета аппарата:
трубки медные размером 8x1 мм (<fH = 8 мм, tfB = 6 мм);
массовая скорость потока воздуха внутри труб >v|BJ = 250 кг/(м2-с).
Вычисляем площадь сечения трубки [ = пг/в2/4 = 0,785 - О.ОО62 = 28,6 • 1О‘,> м1;
число трубок
3600 н-|м f 3600 • 250 • 28,6 -IO"6 *
принимаем и = 39; при этом скорость изменится менее, чем на 1,3%, и поправку
на ее изменение не делаем;
линейную скорость воздуха в трубках
**| = win /₽1= 250/296 = 0,84 м/с.
Задаем параметры навивки аппарата:
навивка разреженная (см. рис. 413) а, = о2 = 1,2, тх. г, = г2 = 9,6 мм;
толщина прокладки 8, = 62 = 1,6 мм;
диаметр сердечника Dc- 120 мм
Принимаем массовую скорость потока азота в межтрубном пространстве
w2m = 15 кгДм2-с), тогда линейная скорость w2 = w2M/p2 = 15/1,86 = 8,06 м/с-,
средняя площадь сечения свободного объема в межтрубном пространстве
800
0 = —------=----------= 0,0148 м2;
3600 »2и 3600-15
удельная (безразмерная) площадь сечения свободного объема
, , 0,25 «Г 2 0,785-82
/„ = 1 ----’---—= 1 ------:----------0,455,
»,4 М-9,6
площадь поперечного сечения межтрубного пространства
- , 0,0148 „ ,
Наружный диаметр аппарата DH определяем из соотношения
О,25п Д,2 = + 0,25л D2,
откуда
дн = д/ 0,0325 +0.122 = 0,236 мм.
V 0.25л V 0,785
5. Определяем коэффициенты теплоотдачи.
Для прямого потока в трубах число Нуссельта находим по формуле (4 52) с
учетом влияния кривизны канала [формула (4.59). где * 90 мм[ в соответ-
ствии со значениями DH и Dc:
Nu = 0,023Re°-8 Pi0 4 (1 + 1,77 rf,/J^) = 208,7
w.dLp. 0,84 - 0,008 - 296
при Re = 1 - —-----------j----= 82 880;
H, 2,4-10"s
315
n(t, 2,4- IO5-1,57- 10s
Pr = -!L£L= —--------I-----= о 93
X( 0,0402
Коэффициент теплоотдачи
X 00402
<х, = о. = Nu —— = 208,7 —------= 1398 Bt/(m2 • K)
0,006
Для обратного потока-
число Рейнольдса
w, d Р» 8,06 • 0,008 1,86
Re = 2 н 2 = -------------г2—= 9830;
Л2 1,22-10 5
число Нуссельта находим по формуле (4.69), используя коэффициенты из
табл 4 4 при заданных Cj = с2 = 1,2.
Nu = 0,083-9830ой = 205,5;
коэффициент теплоотдачи
X- 0,0172
а, = a„ = Nu ——= 205,5------------= 442 Вт/(мг • К)
2 н <?„ 0,008
Коэффициент теплопередачи, отнесенный к внешней поверхности трубок,
согласно (4 35)
Вт
м*-К
к. -1/( ±+ 2_) _ 312
/ х ае Ц, <ХН f I К 1398 6 442/
6 Определяем площадь поверхности теплообмена и конструктивные раз-
меры аппарата Площадь поверхности теплообмена
,= с-------50 000_ = 2
*Д7 312-27,9
Средняя длина трубок с 15%-ным запасом
F 5 74
I = 1,15 = 1,15-----^2--------= 6,75 м.
* п<1яи 3,14-0,008-39
Расчетное число слоев навивки
Д, - Д, 236 - 120
z = —---------=------------= 6,04
f 2^ 2-9,6
Принимаем г = 6,0, тогда действительный наружный диаметр
DK=DC + 2z/| = 120 + 2- 6,0- 9,6 = 235,2 мм
Такое изменение DH незначительно влияет на скорость обратного потока **>2
Теоретическая высота навивки при Dcp = 177,6 мм
nLt, 39-6,75-0,0096
.------------= 755 мм.
3,14-0,1776-6
316
Среднее число витков в каждом слое
«ер = «/h = ’55/9,6 = 77,6.
При окончательной конструктивной компоновке теплообменника необходимо
обеспечить примерно одинаковую длину трубок по слоям. Для этого следует
увеличивать число трубок в слое с увеличением диаметра последнего: DN =
= D + (2<V — 1) Г,, где N — номер слоя намотки.
Расчетное число трубок в каждом слое
'р = ” DH '"ерЯр
округляем до целого числа, что приводит к отклонению их длины от 1^ по слоям.
Результаты расчета сводим в таблицу
7. Рассчитаем потери давления.
Для прямого потока в трубках потери давления определим с учетом кри-
алзны навивки. Для этого вычисляем отношение = 6/177,6 = 0,034, далее
по рис- 4.19 при Re = 83000 находим фактор трения / = 0,006 Тогда
296-0.842 6,75
------- ——= 2817 Па
2-----0,006
Др = 4/ —1
Для обратного потока (межтрубнего пространства) в соответствии с формулой
(4.70) и табл 44
Eu/mcp = 13.0 Re-® 21 = 1.9.
Число Эйлера Ей = 77,6 1,9 = 149,3. Тогда потери давления
Д з2 = Eu р2 w22 = 149,3 • 1,86 (8,06)2 = 18 040 Па.
Пример 4.2. Выполнить расчет витого теплообменного аппарата из трубок,
оребренных проволокой Прямой и обратный потоки — гелий /Г, = V2 =
= 1200 м2/ч при нормальных условиях). Давление гелия прямого потокарв - 2 МПа,
обратного потока = 0,115 МПа. Температуры на концах аппарата (см рис. 4.5)
Тп = 300 К, Т"п = 93,5 К, = 78 К; 7"^ = 285 К, теплогтриток из окружающей
среды не учитывать.
1 Тепловой поток определяем по формуле
10э
С = Ро (4 - Q = 1200-0,1785 (1575 - 500) -^-= 63 962 Вт,
где р0= 0,1785 кг/м3 — плотность гелия при нормальных условиях, энтальпии
*"п и '"п определены по диаграмме T—S Не для рв при Тп и Т"п соответственно.
2 . Найдем среднюю разность температур. Состояние гелия в теплообменнике
близко к идеальному газу, поэтому можно принять ср = const для обоих потоков.
Значение Д7^.р определяем как среднее логарифмическое.
На теплом конце аппарата АТ; = 300 — 285 = 15 К, на холодном лТх =
= 93,5 - 78 = 15,5 К, тогда
AZ-A71 15,5-15,0
AT =------------1— =-----------—= 15,25 К.
е₽ in (дт; /ат;) in 1,озз
3 Теплофизические параметры гелия в прямом (индекс 1) и обратном (индекс
2) потоках определяем при средних температурах
Тср1 = (300 + 93,5)/2 = 196,75 К; = (285 + 78)/2 = 181.5 К-
317
плотность прямого потока по диаграмме Т — s для Не pj — 5 кг/м3, обрат-
ного потока по идеальному газу
Р2 =Рп~~
Рй
= 0,1785
0,115
0,1013
273
181,5
= 0,30----;
теплопроводность = 0,1160 Вт/(м-К); = 0,1120 Вт/(м-К);
вязкость т], = 15,15 • 10"6 Па с; tj2 = 14,8 -10® Па с;
теплоемкость
(1575 - 500)
300 - 93,5
= 5,2 кДжДкг • К);
ср1 = ср3 (идеальный газ).
4. Задаем ряд исходных величин, необходимых для расчетов.
Трубка медная 6*0,5; диаметр проволоки <fB = 1 мм; шаг оребрения Гр= 4 мм;
остальные размеры ем. в табл. 4.2.
Массовую скорость потока внутри трубки принимаем ым| = 30 кгДм2-с).
Площадь проходного сечения трубки
f= 0,25 жЦ,2 = 0,785-0,0052 = 19,6-10-® м2.
Число трубок
Ир» 1200-0,1785
л =------!------=-----------------т~= 101,2, округляем да п = 101
3600 f 3600 • 30 • 19,6 • 10*
Линейная скорость гелия в трубках
wi = Им1 /₽1 " 3°/5 = 6 М/с-
Массовую скорость потока в межтрубном пространстве принимаем wm2 =
= 4 шЦм1 • с); при этом линейная скорость = **М2/Р2 = 4/0,30 = 13,35 м/с
Средняя площадь сечения свободного объема в межтрубном пространстве
Р,р» 1200-0,1785 ,
F = ——=-----------------1----= 0,0148 м2.
3600 »и2 3600-4
Площадь поперечного (фронтального) сечения межтрубного пространства для
данного типа иавивки согласно табл. 4.2 при fw = FK_OIF^
Р = —= 0,0148 = 0,0427 м2.
<Г,,/Г{.1 0.348
Диаметр сердечника принимаем Dc = 120 мм. тогда наружный диаметр
навивки
ГТ.’ I 0,0427
D„= + Ц? = д! —----------+0>1
У 0,25я ’ 0,785
318
5. Определяем коэффициенты теплоотдачи.
Для прямого потока
0,6-0,005-5
15,15’10*
= 9 900;
РГ| =
15,15-10*-5,2-К?
~~Х^ 0,116
= 0.68.
тогда по формуле (4.52) с учетом кривизны змеевика (R^ к 95 мм)
Nn, = 0,023Re°-8 Pr°-4 (1 + 1,77 dJRcp) = 33,74.
Коэффициент теплоотдачи
X, 0,116
ао = Nit. -J- = 33,74 —-----= 783 Вт/(м2 • К)
* 1 <fB 0,005
Для обратного потока
w, С Р» 13,35 1,92 • 103 0,30
Re, = — " 2 = —---------~—= 517;
п2 14,8-10*
|],с, 14,8-10*-5,2- 1С₽
Рг2 = = —-------------------« 0,66
2 \ 0,112
Фактор теплоотдачи
/= St Pi2/3 = 0,168 Re0-2 = 0,0242,
где
Рг^/з = О,6б2/3 = 0,76, тогда St = 0,0242/0,76 = 0,0318
Коэффициент теплоотдачи = St ы2и е<а= 0,0318 • 4 • 5,2 • 10} = 661 Вт/(м2 • К).
Коэффициент теплопередачи определяем без учета термического сопро-
тивления стенки, КПД ребра принимаем Чр = 1 (вследствие его малой длины).
Для внутренней поверхности трубки
где 1^/Fj — 2,31 (см. табл 4.2).
6. Площадь поверхности теплообмена и конструктивные размеры аппарата.
Площадь
С _ 63 962
Л| ДГ^ 549 -15,25
7,64 м2.
Средняя длина трубок с 20%-ным запасом
3,14-0,005-101
319
Расчетное число слоев навивки Zp определяем при средних значениях шагов
= dH + 1,5dH = 7,5 мм, Г, = 0,866 = 0,866 • 7,5 = 6,5 мм:
_0,5(О„ - Дс) - (rf„ 4- 2Jn) _ 0,5(262 - 120) - (6 + 2 1) = g
1 6,5 ’
Принимаем действительное число слоев z = 11- При этом скорость н>2 умень-
шается, что необходимо учесть при окончательном уточненном расчете.
уточненный наружный диаметр навивки
Z>„ = 2 [<г - 1) /, + (d„ + 2dn)) + Dc = 2 [10 6,54-8)4-120 = 266 мм,
средний диаметр навивки
= 0,5 (Д, + Д.) = 0,5 (266 + 120) = 193 мм:
теоретическая высота навивки
nit, 101-4,83-7,5
Н= ------------------------------= 0,54 м;
л-РфС 3,14-193-11
среднее число витков в каждом слое
тср = = 0,54/0,0075 = 72.
Определение действительного числа трубок в каждом слое и окончательную
конструктивную компоновку выполняем с учетом рекомендаций, приведенных
в примере 4.1 При этом диаметр каждого слоя навивки
=£>е + 2(Л - l)fl + (dH + 24,).
7. Определяем потери давления
Для потока в трубках по рис. 4.19 при dJDKp = 5/193 = 0,026 и числе
Re = 9900 находим ft = 0,01 и по формуле (4.43) (§ = 4/) определяем
р,».2 / 5-362 4,83
Др, =4/1 -г— = 4-0,01 ------------— 3450 Па
' 1 2 dH 2 0.005
Для потока в межтрубном пространстве по формуле (4.74) находим фактор
трения.
f2 = 2,65 Re2-°'3 = 2,65/517°’3 = 0,403.
Тогда согласно (4.45) потери давления
0,3-13,352
0,403-------------
—------= 15 405 Па.
0,0148
где F, = (-—) F, = 2,31 7,64-1,2 = 21.17 м7 (см. табл 4.2)
320
§ 4.4. ПЛАСТИНЧАТО-РЕБРИСТЫЕ ТЕПЛООБМЕННИКИ
В основе конструкции пластинчато-ребристых аппаратов лежит
идея о применении двустороннего высокоэффективного оребрения
со стороны прямого и обратного потоков. Вследствие этого аппараты
имеют прямоугольные оребренные каналы.
Основные элементы, определяющие конструкцию этих аппаратов:
разделительные пластины; ребра, расположенные между пластинами
и имеющие хороший тепловой контакт с последними; боковые про-
ставки (рис. 4.22, а). Эти аппараты конструктивно выполняют проти-
воточными (см. рис. 4.22, б), перекрестно-точными (см. рис. 4.22, в)
и прямоточными. По массогабаритным и эксплуатационным показа-
телям эти аппараты относят к эффективным компактным тепло-
обменникам. Компактность поверхности в них 1000—3000 м2/м3.
Имеются поверхности, компактность которых достигает 6000 м2/м3.
Преимущество ПРТ состоит в том, что конструктивно их легко
выполнить многопоточными. При этом благодаря высокой тепло-
проводности цельнопаяной конструкции в поперечном направлении
достигается хороший тепловой контакт между потоками и выравни-
вание температур теплоносителей по сечению.
Для изготовления ПРТ применяют латуни, алюминиевые сплавы,
коррозионно-стойкие стали. Наиболее рационально изготовлять
аппараты из алюминиевых сплавов, имеющих малую плотность и
высокую теплопроводность, например АМц, АД 1 и др. Малая масса
аппарата позволяет сократить пусковые периоды криогенных устано-
вок, а высокая теплопроводность — повысить эффективность аппа-
рата. Коррозионно-стойкую сталь применяют, когда от аппарата
требуется повышенная прочность или когда в целях достижения
очень высокой компактности поверхности (до 6000 м2/м3) ребра
выполняют из очень тонкого листа (6 < 0,05 мм)
° — канал теплообменника (/ — проставочный лист, 2 — элемент поверхности
оребрения (насадка), 3 — боковая уплотнительная проставка); б — противо-
точный теплообменник; в — перекрестно-точный теплообменник
21 -К» 6675 321
Существенно ограничивает применение ПРТ в криогенных уста-
новках небольшое давление (до 6 МПа), которое устанавливают по
условию прочности. Известны, правда, аппараты, работающие при
давлении одного из потоков 8 МПа, но практически ПРТ приме-
няют при меньшем давлении.
Технология производства ПРТ в настоящее время отработана и
освоена. Конструкция аппаратов позволяет механизировать и
автоматизировать процессы изготовления основных элементов и
аппарата в целом.
Конструкция оребрения в ПРТ отличается большим разнообра-
зием. Это связано с поисками и отработкой наиболее технологичес-
ких конструкций и стремлением улучшить теплопередающие и
гидродинамические характеристики аппаратов. Среди нескольких
десятков исследованных пластинчато-ребристых поверхностей можно
выделить несколько типов основных поверхностей, применяемых
в теплообменниках криогенных установок. Наиболее эффективны
поверхности с волнистыми непрерывными ребрами (рис. 4.23, б), с
короткими или прерывистыми ребрами (рис. 4.23, в), с чешуйчатыми
(жалюзийными) ребрами (рис. 4.23, г), а также с длинными пря-
мыми перфорированными ребрами (рис. 4.23, о). Изготовляют и
наиболее простые поверхности с прямыми гладкими неперфориро-
ванными ребрами, а также поверхности со стерженьковыми ребрами,
которые могут быть выполнены из проволоки
Основные размеры, характеризующие геометрические параметры
элементов поверхностей, следующие (рис. 4.23, д)‘. ширина секции
(длина ребер) 7=2... 15 мм; шаг расположения ребер t = 1,5... 5 мм;
толщина ребер 6р = 0,05 ... 0,5 мм; толщина разделительных пластин
6П = 0,1... 1,0 мм. Такие размеры, как высота Нн длина L секции,
Рис. 4.23. Пластинчато-ребристые поверхности различных типов:
а — с перфорированными ребрами; б — с волнистыми непрерывными ребрами;
в — с прерывистыми ребрами; г — с чешуйчатыми (жалюзийными) ребрами;
д — элемент оребрения
322
Рис. 4.24. Конструкции элементов оребрения поверхностей:
с — рассеченной с оребрением треугольного профиля; б — угловой с перфори-
рованными ребрами; в — рассеченной с оребрением прямоугольного профиля;
г — с прерывистыми ребрами
а также их число определяются не геометрическими параметрами
поверхностей, а результатами теплового и гидродинамического расчета
аппарата.
Конструкции некоторых элементов оребрения показаны на
рис. 4.24.
Соединение всех элементов ПРТ в единую герметичную и жест-
кую конструкцию — пакет ПРТ — наиболее ответственная операция
при изготовлении теплообменника. Соединение осуществляют
пайкой в ваннах с расплавленными фторидами и солями хлора или
в печи аэродинамического нагрева, в которой механическая работа
вращения лопастей вентилятора преобразуется в тепловую энергию.
Нагрев и пайка пакета ПРТ может осуществляться в многосскциои-
ной вакуумной печи с инфракрасными нагревателями (рис. 4.25).
Современные технологии позволяют изготовлять ПРТ с поперечным
сечением 1,2x1,2 м и длиной до 7,0 м.
Элементы теплообменника плакированы тонким слоем силумина
~ припоя, основой которого является алюминий с присадками
кремния. При пайке в ванне с расплавленной солью (см. рис. 4.25)
особое внимание уделяют тщательной промывке аппарата с целью
Удаления солевого раствора и кислот, остаточное присутствие кото-
pbtx приводит к интенсивной коррозии и нарушению герметичности
И* 323
Рис. 4.25. Примерная схема технологического процесса изготовления пластинчато-
ребристого теплообменника
1 — канна с расплавленной солью; 2
— печь аэродинамического нагрева;
секционная вакуумная печь с инфракрасными нагревателями
аппарата. Коллекторы, элементы жесткости и крепления теплообмен-
ника приваривают к спаянному пакету аргонно-дуговой сваркой.
Габаритные размеры типовых пакетов: ширина В, длина L и длина
рабочего участка пакета Lp (рис. 4.26) приведены в табл. 4.6.
4.6. Размеры, мм, типовых пакетов пластинчато-ребристых
теплообменников
Тип Дхй ч
1 400 х 400 1300 1000
11 400 х 400 3000 2700
111 500 х 500 1500 1200
IV 500 х 500 3000 2700
у 850 х 850 3000 2700
VI 1200 х 1200 3000 2700
324
Рис. 4.26. Пакет пластинчато-ребристого тепло-
обменника:
1, б, 7, 9 — коллекторы; 2, 8 — прямые участки
распределителей; 3, 5 — косые участки распредели-
телей; 4 — рабочая поверхность теплообмена (А —
холодная сторона; Б — теплая)
Двухпоточный теплообменный аппарат
из алюминиевого сплава с короткими
прерывистыми ребрами (рис. 4.27) приме-
няют в ВРУ с давлением потоков соответ-
ственно 0,6 и 0,1 МПа. Рабочая темпера-
тура от 293 до 93 К Теплообменник вы-
полнен в виде единого пакета, имеющего
приваренные входные и вьмодные коллек-
торы. ПРТ для крупных установок собира-
ют из отдельных типовых пакетов парал-
лельно или последовательно с помощью
промежуточных коллекторов (рис. 4.28).
Важнейшей характеристикой поверх-
ностей теплообмена являются их геометри-
ческие параметры (табл. 4.7), рассчитывае-
мые по следующим формулам.
4.7. Геометрические параметры пластинчато-рабристых
поверхностей, применяемых в аппаратах криогенных установок
Ребра //» Толщина 1 ребер 5, hi И § * h 11,- Компактность по свободному объему, №/м’
5.,
Гладкие непре- — 0.15 — 4,64 520 342 862 0,196
рывные 6/4 0,15 1,5 4,64 520 342 862 0,196
12/4 0,25 2,0 5,69 534 169 703 0,153
Прерывистые 12/2 0,25 2,0 3,05 1143 169 1312 0,209
4/2 0,15 1,0 2,50 1081 519 1600 0,285
6/2 0,25 1,0 2,68 1143 342 1485 0,282
6/2,3 0,20 10 3,08 952 342 1297 0,244
Чешуйчатые 7/4 0,15 5,0 4,22 604 342 946 0,175
325
Рис. 4.27. Конструкция двухпоточного пластинчато-ребристого теплообменника-.
1 — пакет, 2, 3 — коллекторы; а — каналы низкого давления; б — каналы
высокого давления
Эквивалентный диаметр, м, каналов поверхности
4, = 4Г„/П = 4/у„ (4.77)
где j^,b — площадь свободного поперечного сечения канала; П —
суммарный периметр всех ребер, попавших в поперечное сечение.
Компактность, м2/м3 по свободному объему
= Sc,.p + (4.78)
Здесь 5свр и 5СВП — компактности поверхностей ребер и пла-
стин соответственно:
5 - 2 S ~ 2
св.р Г— 6р’ °св.п /—6*
Площадь свободного сечения канала FCB, м2, по которой опре-
деляют скорость потока w, вычисляют по формуле
fCB = L (I + 5П) (1 - у) nz , (4.79)
где L — ширина канала или секции (см. рис.4.23, д); п — число
каналов в одном пакете для рассматриваемого потока; z — число
параллельно соединенных пакетов.
326
Рис. 4.28. Блок пластинчато-ребристых теплообмен-
ников крупной ВРУ:
2, 7 — коллекторы потоков; 2 — холодная секция,
3 — соединительные патрубки, 4 — теплая секция;
5 — пакет ПРТ, б — детали крепления, 8, 9, 1(1 —
патрубки потоков
Степень стеснения у — доля площади
сечения канала, занятая пластинами и реб-
рами. Например, для каналов с прямоуголь-
ными ребрами
..A + EJ'+G-U»,,
* (' + «„) •
Для повышения эффективности плас-
тинчато-ребристых поверхностей (уменьше-
ния габаритов аппарата) увеличивают ком-
пактность поверхностей и создают поверх-
ности с наиболее благоприятными тепло-
обменными и гидродинамическими характе-
ристиками посредством рациональной тур-
булизации потока.
В табл. 4.8 приведены геометрические
характеристики ряда высококомпактных
поверхностей, по типу близких к поверх-
ности с короткими прерывистыми ребра-
ми или к так называемым рассеченным
поверхностям (см. рис. 4.24, в, г).
4.8. Геометрические параметры высококомвактяых поверхностей
Поверх- Высота Длина Шаг Экви за- Толщина Толщина Контакт-
кость ребра ребра ребра лентный ребра пластины ность по
1 А t диаметр 8„ свободному'
объему SCB, м2/мэ
мм
1 6,35 2,82 1,625 2,38 0,1016 — 1549
2 6,25 2,64 0,939 1,48 0,1016 —- 2467
3 1,95 2,79 1,054 1,21 0,1016 — 2832
4 1,29 2,54 1,29 1,22 0,0508 — 3028
5 0,673 1,27 0,688 0,646 0,0254 0,1524 5650
327
Наибольшую эффективность имеют поверхности с короткими
ребрами, что обусловлено рациональной турбулизацией потока,
омывающего ребра этих поверхностей. Поскольку короткие ребра
смещены одно относительно другого (см. рис. 4-24, в и г), возникает
дополнительное возмущение — турбулизация потока в пристенной
пограничной области. В результате турбулентное перемешивание
потока в этой области усиливается, а термическое сопротивление
пограничного слоя уменьшается, так как уменьшается толщина
ламинарного подслоя. Дополнительная турбулизация потока вблизи
стенки (поверхности ребер), а не в ядре потока приводит к улучше-
нию теплопередающих характеристик поверхностей при умеренном
росте гидравлических сопротивлений. Следует отметить, что у
поверхностей с прямоугольным сечением каналов (см. рис 4.24, в)
интенсификация конвективного теплообмена развивается более
благоприятно, чем у поверхностей с треугольным сечением (см. рис.
4.24, а), так как в зонах острых углов дольше сохраняется ламинар-
ный режим. Таким образом, скругленные углы каналов еще более
рациональны.
Высокую эффективность имеет оригинальная по конструкции
так называемая угловая перфорированная поверхность теплообмена.
Гофрированные перфорированные ребра вместе с разделительными
пластинами создают систему прямоугольных зигзагообразных кана-
лов постоянного сечения, прямолинейные элементы которых распо-
ложены под углом <р — 4... 16° к начальному направлению движения
потока (см. рис. 4.24, б), вследствие чего возникает поперечный
градиент давлений. В местах наличия перфорации происходит
локальное разрушение пограничного слоя, что является интенси-
фицирующим воздействием на теплоотдачу.
Для расчета пластинчато-ребристых теплообменников необходимо
иметь тепловые и гидродинамические харакгерметики применяемых
в них поверхностей, которые часто представляют в виде критериаль-
ных зависимостей;
j = St Рг2'3 = A Re"-1; Nu = A Re" Рг|/3;
f= В Rem,
(4.80)
(4.81)
а также в виде аналогичных графических зависимостей.
Для поверхностей с геометрическими параметрами, приведенными
в табл. 4.7, значения коэффициентов А и В, а также показателей
степени п и т в зависимостях (4.80) и (4.81) даны в табл. 4.9.
На рис. 4.29 показаны тепловые и гидравлические характеристики
поверхностей, размеры которых указаны в табл. 4.8 (кривые 7—5),
328
4.9. Расчетные коэффициенты для зависимостей (4.80) и (4.81)
H6pa lit Теплообмен Гидравлическое сопротивление
Re А л Rc В т
Непре- рывные Ь/4 500-2 000 2 000-6 500 6 500-25 000 0,21 0,0089 0,027 0,48 0,905 0,78 7 000-2 000 2 000-30 000 32,7 0,065 -1,03 -0,21
Преры- вистые 6/4 700-2 000 2 000-13 000 0,0088 0,076 1,067 0,77 600-2 000 2 000-17 000 0,73 0,12 -0,32 -0,085
12/4 1800-6 000 6 000-22 000 0,10 0,23 0,74 0,65 1800-6 000 6 000-30 000 0,21 0,12 -0,15 -0,08
12/2 700-2 500 2 500-7 500 0,0031 0,19 1Д5 0,64 700-2 500 2 500—10 000 0,37 0,23 -0,21 -0,15
6/2 800-2 000 2 000-5 500 0,002 0,0113 1,19 0,962 600-1200 1200-6 500 5,95 0,22 -0,62 -0,15
4/2 700-4 500 0,0022 1,16 400-900 900-6 500 89,6 0,24 -1.0 -0,13
6/2,3 160-1600 1600-4 500 0,0043 0,0512 1,098 0,76 200-950 950-3 000 3 000-5 000 22,5 1,18 0,2 iii м л л
Чешуй- чатые 7/4 2 400-10 500 0.19 0,63 2 600-14 500 0,23 -0,14
а также рассеченной с оребрением прямоугольного профиля (кривая 6)
и угловой перфорированной (кривая 7) поверхностей. Размеры
рассеченной пластины с прямоугольными ребрами (см. рис. 4.24, в):
5" = 452 м2/м3; d3 = 7,72 мм; угловой перфорированной (см. рис.
4.24, б): $= 900 м2/м3; d3 = 4,44 мм: d0 = 0,8 мм; q> = 16°; с = 2 мм;
t0 = 3,25 мм.
Результаты экспериментов, полученные для оребренных поверх-
ностей с короткими прерывистыми ребрами, с точностью ±10 %
описываются приближенными обобщенными зависимостями-
фактор теплоотдачи при 250 < Re < 6000
St Pt2'3 - 0,28S I[l + 0,25 —]}1/1 Re-®’38; (4.82)
фактор трения
f- 11,7 Re-®-92 + c Re-0,235 при 500 < Re < 1800;
(4.83)
/= 0,078 Re-®’25 + c Re-®-255 при 1800 < Re < 12000.
329
Здесь
Д2Г д / /
с = 0,00052 ---- 0,0306-----д! — + 0,52 ,
V' 6„ ’ I
где Д — расстояние между прорезями (длина ребра); оптимальное
значение Д = 1,5 ... 2 мм.
Коэффициенты теплопередачи к д ля пластинчато-ребристых аппа-
ратов рассчитывают по формулам (4.33)—(4.34).
Для расчета отношений площадей поверхностей, например, в
формуле (4.33) можно использовать следующие зависимости, полу-
ченные по известным геометрическим параметрам для гладких,
волнистых, прерывистых или чешуйчатых поверхностей:
(4.84)
330
Л = h ++ Ч. = .
^2 4 + f2 ~ 28p2 ^.b2 Fcb2
^pi_ h ~ 8pi _ ^cb.pi
Л h + h - 23pI 5CBI ’
Здесь FBB1 и F’cri2 —площади свободного сечения одиночных кана-
лов, определяемые по формуле (4.79) при л = z — 1- При
вычислении т]р по формуле (4.39) высоту ребра принимают равной
1/2, где I — ширина секции. Крайние боковые секции теплообмен-
ника выполняют, как правило, шириной 1/2, чтобы обеспечить
одинаковые значения цр для ребер одноименных каналов, располо-
женных на периферии и внутри пакета (рис. 4.30).
Гидродинамический расчет пластинчато-ребристых аппаратов сво-
дится к определению суммы потерь давления, основными состав-
ляющими которых являются: Дрквх и Дрквых — потери давления
на входе и выходе из коллекторов; Др8Х и Аръых — потери давления
на входе в распределитель или пакет и выходе из него; Дрт — потери
давления на трение в каналах распределителей и собственно пакета
с рабочей поверхностью теплообмена; Арсвх и Дрс вьк — потери дав-
ления в "косых срезах".
При боковом подводе и отводе одного из потоков в двухпоточ-
ном пластинчато-ребристом теплообменнике (так называемая Z- об-
разная компоновка, рис. 4.31, а) между коллекторами и пакетом
поверхности устанавливают распределители, которые обеспечивают
равномерную подачу теплоносителя по ка-
налам пакета. При торцовом подводе пото-
ка (рис. 4.31, б) распределители отсутст-
вуют.
Потери Дд.вх и Дрквых рассчитывают по
формулам вида Ар = § ри?/2. Коэффи-
Рис. 4.30. Крплые распределения температуры
потоков и ребер в поперечном сечении двухпоточного
пластинчато-ребристого теплообменника
331
Рис. 4.31. Схемы расположения коллекторов в плвстинчато-ребристых тепло-
обменниках:
о — Z-образный подвод потока (7 — пакет с прерывистыми ребрами; 2 —
распределители с гладкими ребрами; 3 — коллектор); Кх и К2 — линии косого
среза на входе н выходе из пакета; б — торцовый подвод потока; е — подвод
циент местного сопротивления при внезапном расширении
определяют по формуле
= (1 - fcbi/fcb2)2,
(4.87)
где Fcb] и Fcb2 — площади свободного сечения канала до и после
расширения:
0,01 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9
5....... 0,5 0,47 0,42 0,38 0,34 0,3 0,25 0,2 0,15 0,0
При повороте потока в канале значения £, вычисляют по формуле
i -- s'n3(<x/2) + 2 sin"(c</2), (4.88;
где а — угол поворота потока.
Потери и Дрвых можно рассчитать, используя зависимости.
= (1 — у2 + рм^/2; Дрвых = — (1 — у2 Ке) рм^/2- (4.89)
Здесь у — степень стеснения, т.е. отношение площади Fcb свобод-
ного сечения каналов распределителя или пакета к площади F^
фронтального сечения: Кс и Ке — коэффициенты, учитывающие
необратимую составляющую потери давления, связанную с внезап-
ным сужением или расширением потока (рис. 4.32).
332
Рис. 4.32. Зависимости коэффициентов Кс (штриховые линии) и Кс (сплошные)
от числа Re и степени стеснения т для каналов с оребрением разного профиля
Потери Дрт рассчитывают по формулам вида Дд. = /ри^^гТ^),
где f — фактор трения, определяемый по формулам (4.81) и (4.83)
или графически (см. рис. 4.29).
Для расчета потерь давления так называемого косого среза Дрс вх
и Дрсвых коэффициент местных потерь £, можно определить по экс-
периментальным кривым (рис. 4.33). Кривые на рис. 4.33, а полу-
чены для случая, когда площади сечения каналов в «косом срезе»
изменяются в 2 раза, кривые на рис. 4.33, б — для случая, когда
площади сечения каналов пакета и распределителя одинаковы, при-
чем поверхность каналов в пакете прерывистая, в распределителе —
гладкая.
Рис. 4.33. Зависимости коэффициентов местных сопротивлений "косого среза" от
числа Re при различных соотношениях площадей сечений каналов пакета и
распределителя на входе (кривые Г) и ка выходе (кривые 2)
333
В многопоточных ПРТ каждый из потоков одновременно взаимо-
действует с другими потоками, параметры и физические свойства
которых, в общем случае, неодинаковы. Традиционный подход к
расчету таких аппаратов основан на решении одномерной задачи
стационарной теплопроводности в продольном прямоугольном ребре
(рис. 4.34) совместио с уравнениями тепловых балансов между
потоками. Расчет выполняют по элементарным участкам, считая,
что длина каждого из них мала и равна, например, длине Д (см.
рис. 4.24, г) ребра вдоль потока (обычно длину элементарного
расчетного участка ТА обозначают dh или dx). При этом изменением
теплофизических свойств и условий теплообмена по длине участка
можно пренебречь. Температуру потока принимают на каждом
участке одинаковой по высоте ребра. Термическим сопротивлением
стенки канала пренебрегают. В результате расчета находят распреде-
ление температур по ребру в поперечном сечении аппарата и
температурные напоры вдоль потоков. Математическую модель
рабочего процесса строят на основе дифференциального уравнения
передачи теплоты по ребру
J20.
(4.90)
где е — разность температур потока (71) и ребра (/) в i-м канале;
xi — координата, отсчитываемая по высоте ребра от его корня в i-м
канале; mt — параметр ребра [см. уравнение (4.40)] для i-го канала.
Рис. 4.34. Схема к расчету многопоточного
теплообменника
334
Решение этого уравнения имеет вид
0, = С/ехр (т х.) + С.’ ехр (— т. х.), (4.91)
где С/ и С/' — постоянные интегрирования, определяемые из
граничных условий.
Первое граничное условие: равенство температур ребер у их
корней в двух смежных каналах (см. рис. 4.34). Например, в каналах
I и i + 1 температуры ребер равны при х. = f. и х/+[ = 0. Тогда из
уравнений (4.91) найдем
Г, — 7]+I = Q’exp (m, I) + С’ ехр (—tn. I) — — СДР (4.92)
Второе граничное условие: общее количество теплоты, переданное
от потока к потоку на расчетном участке, представляет собой сумму
количеств теплоты, переданной по ребрам (q^ и через поверхность
в межреберном пространстве (?мр). Пренебрегая продольной тепло-
проводностью по стенке канала, тепловой баланс на расчетном участ-
ке можно записать в общем виде:
(?,),- + = tep).+i + (4.93)
Из уравнений (4.91) и (4.94) найдем
С/ (Z + A) exp (т, I) — С.” + ЛД exp (—m, /) —
(4.95)
- <7+1 (Ан - 4н> + <7+l (A+1 + A+J) = 0,
где
L, = X 5f tn( I J,; Д- = a (1 — 6Д). (4.96)
При числе каналов n систему уравнений для определения
постоянных интегрирования С'р С"р С'2, C'j,... С'п, С"п составляют
на основе уравнений (4.92) и (4.95). Она включает 2л линейных
уравнений с числом неизвестных постоянных интегрирования, также
равным 2п. Определив постоянные интегрирования, находят поле
температур в поперечном сечении по уравнению (4.91). Величину
0 иногда условно называют “избыточной” температурой ребра.
335
Уравнение теплового баланса для /-го канала без учета тепло-
притоков (рис. 4.34) имеет вид
dQj = <iQ', + dQ", + dQ"], (4.97)
где dQ] =a,Q'jdFju dQ'] = <xf 0" dFt — тепловые потоку к одной
и другой неоребрениой сторонам канала; dQ"] = а,- 6, dFpi —
тепловой поток к ребрам канала; а, — коэффициент теплоотдачи,
определяемый зависимостями (4.80); О' и 0'j — температурные напоры
между потоком и неоребренными сторонами канала; 6, — средне-
интегральный температурный напор между потоком и ребром; dF,
— площадь поверхности теплообмена между ребрами на длине ей;
dFpi — площадь поверхности теплообмена ребер на длине dh.
Уравнение изменения энтальпии потока в йм канале на длине dh-.
Gt cpi dTi = a« e'i dF, + ai e" dFi + ai Чи dFpi (^ 98)
Решив уравнение (4.98) относительно производной, с учетом
равенств dF. = SCB n , F^t dh и dFpj = 5CBp, FCBdh получаем
систему обыкновенных нелинейных дифференциальных уравнений,
описывающих изменение температуры потоков ПРТ по длине кана-
лов:
-^= °;+ «"+%).
где / = 1, —, п — число каналов ПРТ; G, — массовый расход
потока через канал; cpi — удельная теплоемкость потока на участке
тй; w. — массовая скорость потока.
Среднеинтегральпая разность температур определяется следующим
образом
4
Ч = Jo,- dxt = Б{/(т, I), (4.100)
' о
где
D, = 1ехР ~ Л “ c'i 1ехР т, ty — Ч- (4101)
Для определения потерь давления систему (4.99) дополняют
уравнением
^(APj) __ г wfz Pi
dh 2 i ’
(4.102)
где = 4f, — коэффициент гидравлического сопротивления,
определяемый в соответствии с формулой (4.81).
336
Таким образом, задача расчета многопоточных ПРТ сводится к
численному интегрированию системы (4.99) и (4.102) совместно с
решением системы уравнений теплопроводности (4.92) и (4 95) на
каждом шаге интегрирования. Граничные условия задаются в виде
значений температур потоков на теплом и холодном концах теплооб-
менника; значение потерь давления Др, при dh = 0 принимают
равным нулю. При достижении заданной температуры потоков
интегрирование заканчивают и определяют: длину пакета ПРТ 2,р
(см- рис. 4.26) и значения гидравлических сопротивлений по
каждому потоку.
Пример 4.3. Выполнить тепловой и гидродинамический расчет противо-
точного пластинчато-ребристого теплообменника ВРУ.
Исходные данные. Поток теплого воздуха (G, = 1,8 кг/с) с давлением на входе
0,56 МПа охлаждается от температуры = 170 К до Т^ЕЬП = 114 К. Поток
холодного воздуха (G, = 4,13 кг/с) с давлением на входе 0,55 МПа нагревается
от температуры 7^вх = 100 К до Тх вых = 123 К (рис 4 35)
I Выбираем пластинчато-ребристую поверхность с прерывистыми ребрами
типа 12/4 (см. табл. 4.7). Геометрические характеристики поверхности высота
ребра I = 12 мм; шаг ребер t = 4 мм, толщина ребра 6р = 0,25 мм, расстояние
между прорезями Д = 2 мм, эквивалентный диаметр d1 = 5,69 мм; площадь
поверхности ребер в единице свободного объема 5свр = 534 м2/м3: площадь по-
верхности проставочных пластин в единице свободного объема 5^ап = 169м2/м3;
компактность по свободному объему 5^в = 703 м2/м3, коэффициент оребрения
5сар/^в = °>7^; коэффициент стеснения у = 0,153.
2 Теплофизические свойства теплого потока при средней температуре Тгхр =
= (7^ + ^mJ/2 = <|7° + П4)/2 = 142 к; плотность рт = 13 кг/м’; тепло-
проводность \ = 1,42 • 10“2 Вт/(м • К); динамическая вязкость рг = 9,9 мкПа • с,
удельная теплоемкость срт = 1,072 кДж/(кг-К)
3 Теплофизические свойства холодного потока при средней температуре =
= + ^лых)/2 = 0°° + !23)/2 = 111,5 К; рх = 17 кг/м3; \ = 1.1 • 10~2 Вт/(м-к).
= 8,1 мкПа -с, = 1,18 кДж/(кг- К)
4 . Тепловая нагрузка аппарата по холодному потоку G = G срх(Тхвых —
= = 4Д3 • U9 (>23 - 100) = ИЗ кВт.
5 . Принимаем размеры ребер и каналов одинаковыми для обоих потоков.
Задаем скорость теплового потока wT = 1,0 м/с.
Определяем площадь свободного сечения
^«.,т - = ЧЛрл) = 1М13-1) - 0,139 м2.
скорость холодного потока
и-х - Gx/(Pj fCBX) = 4,13/(17-0,139) = 1,75 м/с
6 Число Рейнольдса
б7
Re,=
IV
9,9 10-6 ’
Рис. 4.35. Расчетная схема теплообменника
22 -№6675
337
П _ 5,69'IO-3'1,75-17
* "8.1
= 20 898.
7 Коэффициенты теплоотдачи о, и о, определяем по зависимости (4.80),
которая для диапазона Re = 6-103 ... 2,2'10* имеет вид j = 0,23Re-o'3S (см
табл. 4.9).
Тогда у, = 0,23-7472-0,35 = 0,01;/, =0,23'20 898“°'35 = 0.0071.
Учитывая, что j — StPr2/3; St = а/(р w ср), определяем
Л РГ WT Срт
Рг/5
0.01'13'1,0'1,072'103
0,75^
= 170ВтДмI 2-К);
1,1 • 10~2
8,1 КГ6'1,18 103
= 0.87
= 0,75;
1,42 ЧО-2
0,0071 17 1,75'1,18 Ч03
—----------------= 273 Вт/(м2 К),
0,87*°
8 Коэффициент теплопередачи, отнесенный к поверхности теплого потока
(см. формулы (4 33), (4.84 — 4 86)]:
V ^.п.т ЗиЛ» ’
nie t], и г;, - КПД оребренных поверхностей по теплому и холодному потокам
&в„т 534
9Т = 1 - - Чр, ) = 1 - ^-(1 - <&> = 0,924;
5_„ 534
Чх = 1 - - ЧРх ) = 1 - — а - 0.85) = 0,886.
Значения т]р определяем по формуле (4.39):
th (mr 4/2) _ th (95,2 • 12 • 10“3/2)
mTlt 95,2-12 Ч0-3/2
th (m, L/2) th (121 -12 • 10“3/2)
4p.x =---------=---------------;— = °.85.
mJK 121-12-10-72
I 2^ I 2470 _ (
BIr~ Y “ V 150 0,25-IO"3 95»2m~ ;
338
7 2473
т‘ = \ ~ У150-0,25 ЧО-3 121
) = 150 Вт/(м • К) — теплопроводность материала ребра (алюминиевый сплав
типа АМц).
В результате
/ 1 0,25-10J-703 1 \-1 Л > „
кг (170 • 0.924 + 150469 + 273 - 0.886/ 95 Вт/(м ’К)
9 Площадь поверхности теплообмена
(Гтм - 7ХЛЫХ) - (Гтвых - Гхи) (170 - 123) - (114 - 100)
где A7L,-------------------------------------------------------------------27,5.
>п «Гт.ю- 7,В№)/(Гтвых- 7^)] In ((170 - 123)/(114-100))
10 Основные геометрические характеристики:
свободный объем каналов по теплому потоку
Исвт = Л /-Уев = 43,3/703 = 0,0616 м3;
высота теплообменника
Н = / Гетт = 0,0616/0,139 = 0,443 м;
площадь полного поперечного сечения теплообменника (без учета толщины
разделительных пластин)
F = 2 -^2- = 2 ,°’139 , = 0,329 м2,
1 - у 1 - 0,153
где FIB = F„T =
число каналов высотой 1 = 12 мм для каждого потока W = 20 при ширине
каналов L — Ff(2Nl) = 0,329* 103/(2* 20-12) = 682,5 мм (значение L определено
без учета размеров проставочных брусков)
При толщине разделительных пластин 5,, = 0,5 мм площадь сечения пакета
теплообменника
|2М + 6П(2Л + В] £= [2 - 20 -12 + 0.5 (2-20 + 1)) 682.5 = 500.5 к 682,5 мм2
11 Гидродинамическое сопротивление собственно поверхности теплообмен-
ника определяем по формуле
где/= 0,12Re 0,08 — коэффициент сопротивяенни трения.
Для теплого патока
4 = 0,12 •7472'0,08 = 0,0588;
13* I2-0443
Дрт = 4 • 0,0588 ’ I = 119 Па;
2-5,69-Ю"3
339
для холодного потока
4 = 0,12 • 2O898-0,08 = 0,0542,
17-1 752-0443
V, = 4 • 0,0542 ’ ‘ - = 439 Па
2-5,69-ИН
После проработки конструкции необходимо учесть местные гидравлически*
сопротивления на входе в теплообменник м на выходе из него, а также в кол-
лекторе.
§ 4.5. МАТРИЧНЫЕ ТЕПЛООБМЕННИКИ
Матричные теплообменные аппараты — аппараты нового типа
как в конструктивном, так и в технологическом отношении.
Поверхностью теплообмена в таких аппаратах служит матрица —
многослойный пакет, набранный из металлических сеток или
перфорированных пластин (ПП), между которыми в чередующемся
порядке уложены прокладки (рис. 4.36). Слои сеток или перфори-
рованных пластин являются теплопередающими элементами матрич-
ной поверхности. Прокладки определяют число и форму каналов
для движения теплоносителей, а их перемычки формируют стенки
между каналами и обеспечивают герметичность матрицы. Прокладки
могут быть металлическими и неметаллическими в зависимости от
технологии изготовления и назначения аппарата
Компактность поверхностей теплообмена у этих аппаратов
достигает больших значений: для сетчатых аппаратов S = 10 000...
12 000 м2/м3; для аппаратов из ПП А = 5000 ... 6 000 м2/м3. Еще
одно преимущество перед пластинчато-ребристыми теплообменни-
t 1 ками — работоспособность
при высоком давлении (20
МПа и выше). Однако ши-
рокое применение этих ап-
паратов в криогенной тех-
нике ограничено сложностью
технологии их изготовления.
Рис. 4.36. Конструктивные схемы
матричных теплообменников:
а — сетчатого с шахматным рас»-
положением каналов, б — и
перфорированных пластин с па-
раллельным расположением кана
лов (7, 4 — коллекторы; 2
матрица; 3 — элемент поверхности
теплообмена; 5 — прокладка)
340
В сетчатых теплообменниках применяют плетеные или листовые
сетки из меди или латуни с высокой теплопроводностью, в качестве
прокладок используют неметаллические материалы с малой тепло-
проводностью: бумагу, стеклоткань, полимерные пленки и др.
Герметизацию таких конструкций осуществляют с помощью спе-
циальных клеев, наносимых на прокладки. В таких конструкциях
теплопроводность матрицы в поперечном направлении (вдоль слоя
элемента) велика, в продольном (от коллектора к коллектору) —
мала Эта особенность конструкции матричных аппаратов обус-
ловливает их высокую эффективность.
Клееные матричные теплообменники из листовой сетки (рис. 4.37)
спроектированы для криогенных гелиевых установок типа КГУ-
150/4,5, работающих при азотных температурах. Сетку изготовляют
из тонкого медного листа толщиной 8 = 0,14... 0,3 мм. Для сборки
матрицы применяют клеевую пленку из бутиральэпоксидно-
новолачиой композиции БЭН-50 П с наполнителем. Компактность
поверхности теплообмена в таком аппарате достигает 8870 м2/м3.
Рис. 4.37. Клееный матричный теплообменник из листовой медной сетки:
1 — матрица, 2 — коллекторы; 3 — присоединительные фланцы
341
Клееные матричные теплообменники из ПП с круглыми отверг
стиями (d — 1,6 мм) разработаны для относительно крупных гелие-
вых установок. Размеры клееной матрицы 300* 300x700 мм.
Алюминиевые ПП толщиной 0,5 мм обеспечивают компактность
поверхности 2000 м2/м3. Для сборки теплообменника применяют
клей на основе эпоксидной смолы с наполнителем из нитрида бора.
Прокладки толщиной около 0,5 мм выполнены из алюминиевого
сплава. Такие прокладки технологичны. Малую теплопроводность
матрицы в цродольном направлении обеспечивают слои клея.
Матрицу теплообменника склеивают с помощью сборочного
приспособления, обеспечивающего соосность всех элементов матри-
цы при их наборе и последующем прессовании. Сборочное приспо-
собление устанавливают в термостат, совмещенный с гидропрессом.
При нагревании матрицы клей, которым покрыты прокладки, раз-
мягчается и под действием усилия прессования равномерно расте-
кается в пределах стенок матрицы. Последующий нагрев матрицы
до 400—450 К и ее выдержка в течение определенного времени
при повышенной температуре (горячий способ полимеризации клея)
приводит к отверждению клея. Для склеивания матричных теплооб-
менников также можно применять технологию холодного отверж-
дения клея. В результате сетки или ПП, прокладки и клеи образуют
монолитную структуру матрицы.
Для изготовления матричных аппаратов из ПП можно приме-
нять вакуумно-диффузионную сварку. В таких сварных аппаратах
прокладки выполняют из металла, теплопроводность которого
значительно ниже, чем у ПП. Сварные теплообменники работо-
способны при высоком давлении (до 40 МПа). Имеется положитель-
ный опыт изготовления таких аппаратов из медных ПП и прокладок
из коррозионно-стойкой стали типа 12Х18Н10Т с теплопровод-
ностью в 25—100 раз ниже, чем у меди соответственно при темпе-
ратурах 100—50 К. Теплопроводность таких матриц в продольном
направлении выше, чем у клееных, однако отклонение размеров
каналов от номинальных в таких конструкциях минимально.
Диффузионную сварку выполняют в электровакуумной печи,
совмещенной с прессом, при температуре, составляющей 70—90 %
температуры плавления более легкоплавкого из соединяемых метал-
лов (в данном случае меди), и давлении в зоне контакта, не превы-
шающем предела текучести более пластичного металла. Нагрев
матрицы происходит за счет теплоты, выделяемой при пропускании
электрического тока через свариваемый пакет матрицы. Давление
в печи 10"2—10 3 Па. Параметры режима сварки матрицы из медных
ПП и прокладок из стали 12Х18Н10Т: температура 1173—1193 К,
342
4.10. Геометрические параметры матриц теплообменников
Основа
матрицы
Характерные значения
параметров
плетеная
4, = 0,03 .. 0,22 мм,
ая = 0,04 . 0,5 мм;
Л -(2.. 2,2)Ц,:
Яг hN;
d} = 0,05 ... 0,7 мм;
$ = 44 000 ... 4 000 м2/м3
листовая
Перфори-
рованная
пластина
с круглыми
отверстиями
5 = 0,1. 0,3 мм;
Т = 0,7 .. 8 мм;
t = 0,4 ... 3 мм;
Я» hN;
Р = 0,75 - 0,9,
4 - 0,2 ... 2 мм;
5= 12 000 ... 1 ООО м2/м3
4> = 0,6 .. 2 мм;
= /2 = 1 3 мм,
«л-о.Ч;
и “8„+Б„ (W—1);
р, = 0,3.. 0,5;
5= 6 000 ... 1000 м2/м5
Перфори-
рованная
пластина
с щелевыми
отверстиями
8= 0,15 ... 0,3 мм,
а = 0,5 ... 2 мм,
b = 0,5 . 2 мм,
А = 5 ... 20 мм;
8И • 0,5а;
рх = 0,4 ... 0,6;
5=5 000 ... 1 000 м2/м3
343
Рис. 4.38. Схемы расположения проволочек плетеной сетки во отношению к
сторонам каналов при шахматном (о) и параллелыюм размещении каналов (б)
давление прессования 8—12 МПа, время выдержки 15—25 мин,
давление в печи около 10“3 Па.
Рассмотрим некоторые принципиальные особенности, связанные
с конструированием матричных теплообменников, параметры матриц
которых приведены в табл. 4.10.
Сетчатые теплообменники можно изготовлять из латунной
плетеной сетки (ГОСТ 3584—73 и ГОСТ 6613—73), что обусловли-
вает определенную схему расположения каналов в поперечном
сечении матриц теплообменника. Наиболее рационально шахматное
расположение каналов квадратной формы со сторонами, параллель-
ными проволочкам сеткн (рис. 4.38, с).
Площадь сечения боковых каналов II должна быть в 2 раза, а
угловых каналов III в 4 раза меньше площади центральных каналов
I. При этом обеспечивается равная эффективность ребер-проволочек
и равенство температур одноименных потоков на выходе из всех
каналов. При шахматном расположении суммарные площади сечения
каналов по обоим потокам равны.
В конструкции с параллельными каналами (рис. 4.38, б) сечения
каналов для разных потоков могут быть различными в зависимости
от ширины А каналов при одинаковой их длине LK. В этом случае
плетеную сетку располагают в диагональном направлении, при
котором проволочки составляют угол 45° с направлением каналов.
Отметим, что первый клееный теплообменник из плетеной сетки
с компактностью = 3000 м2/м3 был сделан из медной сетки,
сплетенной из проволоки диаметром 0,2 мм. В качестве прокладок
была применена специальная бумага, пропитанная клеем на основе
крезольной смолы. Аппарат имел 49 каналов (8x8 мм), расположен-
ных в шахматном порядке. Толщина стенок аппарата 2,5 мм; размер
344
A* A
a} 6)
Рис. 4.39. Формы отверстий перфорации и схемы их рационального размещен»: в
пластине при шахматном (в), параллельном (б) и концентрическом (в) располо-
жениях каналов
матрицы без коллекторов 70x70x120 мм. Конструкция выдерживала
давление 20 МПа. Эффективность аппарата в криогенном цикле
составляла 96—99 %. Создана конструкция сетчатого рекуператора,
предназначенного для работы в гелиевом рефрижераторе-ожижителе
при температуре до 8,5 К и давлении 2,5 МПа.
Теплообменники с матрицами из ПП могут иметь каналы самой
разнообразной формы и расположения по сечению аппарата; отвер-
стия перфорации могут быть квадратными, круглыми, овальными,
щелевыми и др. (рис. 4.39). Исходные заготовки — листы из меди,
алюминия, алюминиевых и медных сплавов разной толщины. Шаг
расположения и диаметры отверстий могут изменяться в широком
диапазоне.
В отличие от сеток ПП имеют участки в стенках между кана-
лами — со значительно меньшим термосопротивлением, обусловлен-
ным отсутствием перфорации на этих участках. Наибольшее рас-
пространение получили ПП с круглыми отверстиями, применимые
практически при любом расположении каналов. При шахматном
расположении шаг перфорации должен быть одинаковым во взаимно
перпендикулярных направлениях х и у (см. рис. 4.39, а) — это
обеспечивает одинаковую термопроводность ПП в обоих направле-
ниях.
Один из первых аппаратов с ПП имел три параллельных канала
и пластины с отверстиями диаметром 1,14 мм при толщине 0,81 мм.
Максимальные размеры поперечного сечения аппарата 50x100 мм.
Эффективность на уровне азотных температур е = 0,975 ... 0,985.
Матричные поверхности теплообмена имеют регулярную струк-
туру, их геометрические характеристики можно точно рассчитать
345
по известным исходным параметрам. Приведем формулы для расчета
основных характеристик элементов матриц — компактности 51, и
пористости />] (отношения объема пустот к полному объему элемента
матрицы):
для плетеной сетки
5, = 1,82 «, /(</„! рм); ₽,=!-«, /(2,2 d рм); (4.103)
для листовой сетки
51, = [2 + (т + 8) — 8K/T]/(hT); Pi = 1 — W(thy, (4.104)
для ПП с круглыми отверстиями
5, = [2r2 - nd (0,5d - 6)[/d26); р, = nd2/(4l2y, (4.105)
для ПП с щелевыми отверстиями
5"] = 2 (At) + А8 + а8)/[А8 (а + b)]; pt = а/(а + Ь). (4.106)
Здесь gt — поверхностная плотность плетеной сетки, кг/м2;
ры — плотность материала проволоки сетки (для латуни рм = 8550 кг/м3);
остальные обозначения см. в табл. 4.10.
Характеристики элементов и всей матрицы, собранной из N эле-
ментов (слоев), совпадают при отсутствии зазора между элемен-
тами. В этом случае высота матрицы Н = Nh, где h — толщина
элемента матрицы. В общем случае высота матрицы Н Nh. Для
матриц из плетеной сетки и ПП, как правило, Н > Nh, т. е. между
элементами матрицы имеется зазор 6П. В этом случае компактность
поверхности матрицы S, ее пористость р и эквивалентный диаметр
d3 можно определить по формулам:
5= 5)/(1 + б*); (4.107)
Р = (Pi + 8*)/(1 + 8*); (4.108)
d3 = 4p/S, (4.109)
где 8* = бп/й для сетчатых матриц и 8* = 6п/8 для матриц из ПП.
При плотной упаковке сетчатых матриц под действием больших
сжимающих сил может произойти внедрение одной сетки в другую
на глубину 8Н. Тогда
5 = Vd — 0,58**); (4.110)
р = р( ( 2 - 1,58**)/(2 - б**); (4.111)
где 8** = бв/й; для эквивалентного диаметра справед лива формула
(4.109).
346
Результаты экспериментальных исследований теплообмена и гид-
равлического сопротивления в сетчатых матрицах можно представить
в виде обобщенных зависимостей, в которых в качестве определяю-
щего геометрического размера матрицы принят da, в качестве опреде-
ляющей скорости — массовая скорость wM = отнесенная к
средней площади свободного сечения матрицы.
Для расчета теплообмена матрицы, изготовленной из плотно-
упакованных (6П = 0) мелких сеток (№ 004— № 0112) с относитель-
ным шагом плетения t/dB < 3, рекомендованы следующие зависи-
мости, справедливые при 10 < Re < 500:
для H/d? < 200
Nu = 1,21 Re".« Pt” 31 (4.112)
для H/d3 > 200
Nu = 0,05Re°-85 Pi®-33 . (4.113)
Для более крупных сеток с большим относительным шагом пле-
тения (t/dB > 3) при 10 < Re < 1000 справедлива формула
Nu = 0,32Re°-5 Pi®-33 (t/dB ). (4.114)
Интенсивность теплообмена в плотноупакованной матрице зави-
сит от ее высоты [см. формулу (4.112)]. При H/d3 < 200 в такой
матрице происходит стабилизация процесса теплообмена. Чем
меньше значение H/da, тем выше интенсивность теплообмена.
В разреженных матрицах течение и взаимодействие потока с
проволочками сетки аналогично внешнему обтеканию цилиндра.
При этом стабилизации теплообмена по высоте матрицы не происхо-
дит. Внешнее обтекание проволочек сопровождается возникновением
кормовой вихревой области течения, в результате чего теплообмен
интенсифицируется.
Для расчета коэффициентов сопротивления в плотноупакованных
матрицах из плетеных сеток со стабилизированным течением
(H/d3 > 30) рекомендованы зависимости
£ = 230/Re при 4 < Re < 14;
£ = 100/Re®-7 при 15 < Re < 50; (4.115)
£ = 45/Re°-s при 50 < Re < 800.
347
Для неплотноупакованных матриц из мелких сеток, имеющих
между сетками зазор бп, коэффициенты сопротивления можно
рассчитать по формулам
5 = (59/Re"-74)(p/p„)IJ! при 10 < Re < 40;
5 - (IO/Rc'^'Xp/p,,)1'35 при 40 < Re < 300, (4 116>
где р — действительная пористость матрицы с учетом зазоров между
сетками; ра — пористость так называемой идеальной матрицы, не
имеющей зазора между сетками (5П = 0).
Для матрицы с зазорами р > рк, причем в формулах (4 116)
р = 0,66 ... 0,855.
Максимальная погрешность обобщения зависимостей (4.103)—
(4.114) не превышает ±20 %, а формул (4.115) и (4.116) — ±15 %
На рис. 4.40 показаны тепловые и гидравлические характеристики
для матриц из листовой сетки с параметрами, приведенными в
табл. 4.11. Кривые 1 и 2 получены для матриц из одинаковой мелкой
сетки с различной глубиной внедрения смежных сеток (для матрицы 1
бв * 0,088 мм, для матрицы 25в » 0,025 мм); кривая 3 соответствует
матрице из более крупной сетки со средним зазором между сетками
(Sn « 0,023 мм).
Рис. 4.40. Тепловые и гидравлические характеристики матриц из листовой сетки
(обозначения см. табл. 4.11)
348
4.11- Параметры листовых сеток и геометрические характеристики
матриц из этих сеток
Н 1 h- I р- ,у й, I Л , I т
Матрица N 1 1 m2/mj
мм
1 100 12,7 I 0,1271 0,858 7979 0,501 0,215 0.1 0,36 0,76
2 100 18,9 | 0,1891 0,903 5200 0,77 1 0,215 0.1 0,36 0,76
3 200 66,6 I 0.333 1 0,922 2112 1,89 0,31 0.15 0,78 1,5
Примечание, h'— шаг сеток по высоте матрицы, t — шаг вытяжки;
Т— шаг поперечной подачи, остальные обозначения приведены в табл. 4 10.
4.12. Геометрические параметры матриц из ПП с круглыми и
щелевыми отверстиями
Типе- d 1 8 А S, 4О 5
размер или а м2/мэ m2/mj
мм мм
1ПК 0,6 1.0 0,155 0,351 10 800 0,6 0,11-0,88 6320-1620
2ПК 0,9 1,5 0,29 0,283 6204 0,9 0,15—0,90 4090-1513
ЗПК 1,35 2,25 0,29 0,27 5785 1,35 0,15—0,90 3813-1410
1ШЦ 0,5 1,0 0,174 0,477 7947 0,484 0,11-0,77 4860—1460
2ПЩ 1,0 2,0 0,28 0,5 4638 0,882 0,11-0,88 3330—1120
зпщ 2,0 4,0 0,28 0,5 4138 1,58 0,15-0,90 2694-982
Наиболее полно теплообмен и падродинамическое сопротивление
исследованы в матрицах из ПП с круглыми (ПК) и щелевыми (ПЩ)
отверстиями (табл. 4.12). На интенсивность процессов, протекающих
в матрицах из ПП, существенно влияют геометрические характерис-
тики пластин и матриц, в частности, взаимное расположение смеж-
ных ПП (со смещением и без смещения), зазор между ПП, порис-
тость ПП и другие факторы.
В матрице со смещенными ПП (рис. 4.41, а) поток проходит
через отверстия верхней пластины, натекает на следующую пла-
стину, растекаясь по ней, а затем входит в отверстия. Вероятность
образования застойных зон минимальна, но вследствие многократ-
ного изменения направления потока велико гидравлическое со-
противление. В матрице без смещения ПП (рис. 4.41, б) поток —
сквозной, в зазорах между пластинами возникают зоны циркуля-
ции. Интенсивность теплообмена и гидравлическое сопротивление
такой матрицы меньше. В комбинированной матрице из произволь-
но собранных ПП одни отверстия смежных 1111 совпадают, другие
— нет (рис. 4.41, в). Интенсивность теплообмена в таких матрицах
349
Рис. 4.41. Варианты взаимного
расположения смежных ПП
матрице:
с — со смещением, б — без
смещения; в ~ комбиниро-
ванная матрица
выше, чем в матрицах,
выполненных без смеще-
ния, и численно близка
к теплообмену в матри-
цах со смещением.
Для матриц из ПП в
качестве определяющего
геометрического парамет-
ра принят диаметр отвер-
стий перфорации dQ (для
ПЩ do — А а/(А + а); в качестве определяющей скорости — массовая
скорость в отверстиях перфорации wMt> = б/(Гфр1).
Тепловые характеристики в матрицах из ПП с круглыми от-
верстиями, собранных со смещением, можно определить по фор-
муле. справедливой в диапазоне 70 < Re < 2100:
Nuo = 0,2Rec-w Pi®-33. (4.117)
Для матриц с щелевыми отверстиями в диапазоне 30 < Re < 1600
справедлива формула
Nu„ = 0,22Ксо"да ₽,“’< (4.118)
Таким образом, в матрицах со смещенными ПП зазор не влияет
на интенсивность теплообмена.
Для матриц из ПП большей толщины (8 = 0,5 мм) с круглыми
отверстиями (do = 0,625 ... 1,65 мм), имеющих больший диапазон
значений р} — 0,3 ... 0,6 и собранных с произвольным относи-
тельным расположением отверстий соседних пластин, при зазорах
между ПП 0,4 ... 1,6 мм установлено влияние пористости pt на
интенсивность теплообмена. Зависимость для определения коэффи-
циентов теплоотдачи в таких матрицах имеет вид
St = A Re" Рг-°>67, (4.119)
где А = 3,6 • 10-4 [(1 - Pi) pt - О.2]-2,07; п = - 4,36 • \0-2р~2-3*.
350
Отметим, что вариант матрицы с произвольным расположением
отверстий соседних ПП наиболее близок по своим характеристикам
к варианту матриц со смещением.
Коэффициенты гидравлического сопротивления для матриц из
ПП с круглыми отверстиями, собранных со смещением, при
0,11 < bn/d0 < 1,1 и р, < 0,35 могут быть рассчитаны по формуле
= £, [1 + 0,08 адг"'81- (4.120)
Для матриц из ПП с щелевыми отверстиями при 0,075 < 8П/^П <
< 1,1 ир, < 0,5
[1 + 0,18 (6п/<0~’ 58 ] (4.121)
Здесь = (0,707 з/ 1— р( + 1— pj)2 — коэффициент сопротив-
ления одиночной ПП (при bjdo >1,1 или 8п/а > 1.1 можно
принимать — £().
В формулах (4.120) и (4.121) отсутствует число Reo, так как эти
формулы справедливы для области автомодельного режима, при
котором не зависит от Reo. Для матриц из ПП автомодельный
режим наступает при Reo > 100 ... 150.
При 20 < Re < 150 значения следует определять с учетом
коэффициента у: = v (0.707 V 1— р, + 1— р,)2 , где v =
- I6,34Reo-°-55.
Анализ влияния геометрических параметров матриц, собранных
со смещением, в частности относительного зазора между ПП, на
теплообмен и гидравлическое сопротивление в них позволяет реко-
мендовать следующие их значения: для матриц из ПП с круглыми
отверстиями &„/dn » 0,3, с щелевыми 8п/о « 0,5.
Для матриц нз ПП с круглыми отверстиями, собранных без
смещения, тепловые характеристики можно рассчитать по формуле
Nuo = 0,065 Reo0,74 Рг°дз (8n/rfo)0-21, (4.122)
справедливой при 0,11 < bjdo < 1,0 и Reo = 200 ... 1000.
Для матриц из ПП с щелевыми отверстиями при 0,075 < 8п/о <
< 0,88 и Reo = 100 ... 1400 справедлива формула
Nuq = 0,045 Reo0-®7 Рг°-И (6„/4)"’. (4.123)
При расчете коэффициента для матриц, собранных без смеще-
ния, применимы следующие обобщенные зависимости с ограниче-
ниями, принятыми в зависимостях (4.122)—(4.123):
351
для ПП с круглыми отверстиями
5» = 0,78 (V'O"-’: W-124)
для ПП с щелевыми отверстиями
= 0,44 (Sn/o)".’!. (4.125)
Максимальная погрешность обобщения зависимостей (4.117)—
(4 125) составляет ±10... 20 %.
Геометрические параметры для комбинированных матриц опреде-
ляются как среднеарифметические для двух смежных ПП:
= 41 + % = (“1 + °2>/2-
Аналогично вводят среднюю массовую скорость wMO= (wMO| +
Оценка эффективности матричных поверхностей по относи-
тельному объемному показателю V/V6 показывает, что более
высокую эффективность имеют матрицы с большой компакт-
ностью, т. е. матрицы из пластин типоразмеров 1ПК и 1ПЩ при
5П = 0,11 ... 0,33 мм (см. табл. 4.12). Кроме того, показатель V/V6
для матричных поверхностей равен ияи ниже значений этого по-
казателя для пластинчато-ребристых и витых трубчатых оребренных
проволокой поверхностей. Это означает, что по эффективности
матричные поверхности не уступают сравниваемым поверхностям.
Коэффициенты теплопередачи в матричных теплообменниках
рассчитывают по формулам (4.33), (4.34) с учетом термосопротивле-
ния стенок между каналами. В обозначениях, принятых для матрич-
ных поверхностей, эти формулы примут вид
Л|-[ 1 + + ъ г".
(4 126)
к . [ Ь + 1______________________Г’
Отношения площадей поверхностей, входящие в формулы
(4.126), можно определить следующим образом. В частности, при
шахматном расположении каналов матриц из плетеной сетки (см.
рис. 4.38, a) FJF^ — 2A/dn, для матриц из ПП F2/Fm = ASj/4.
Соответственно для. сетки Ft/F2 ~ 1, для матриц из ПП при разной
компактности поверхностей в разноименных каналах FJF2 = SJS2.
При параллельном расположении каналов для матриц из ПП
(см. рис. 4.38, б) =Л15’1/2 и Ft/F2 = AlSl/(A2S2). Для матриц
из плетеной сетки FJF^ = 2,824/Ц, и FJF2 = AJA2 .
352
Для расчета КПД ребра матричных аппаратов можно применять
формулу (4.41).
Для обеспечения высокой эффективности матричных тепло-
обменников размеры их ребер (ширину А каналов) выбирают так,
чтобы обеспечить условие т]р > 0,75 (ml < 1).
Для матриц из плетеной сетки при определении параметра ребра
следует учитывать, что П = т«1п2/4; для матриц из листовой
сетки П = 2(т + б), f = тб; для матриц из ПП с щелевыми
отверстиями П = 2(b + 8),f= bfr, для матриц из ПП с круглыми
отверстиями т — У 2аФ/(ХмбД), где Ф и Б — коэффициенты,
учитывающие изменение площади поверхности теплообмена и
термопроводности ПП; Хы — теплопроводность материала ПП.
При равных шагах расположения круглых отверстий перфорации
по взаимно перпендикулярным направлениям (/] = /2 = f)
Ф = 1 - «/2 - 6) (4.127)
5=S,/S-[(21/Tf5^<)arctE^^ + ^ -2-] .(4.128)
Если /j * <2, то
Ф = 1 - (dJ2 - б) тг^ДЗД. (4.129)
Б= arctg > ' <413(),
Формула (4.130) применима лишь, когда направление теплового
потока по пластине совпадает с направлением оси х (см. рис. 4.39, б).
Для матрицы из ПП с круглыми отверстиями при шахматном
расположении каналов формула (4.41) не пригодна для определе-
ния КПД ребра. При шахматном расположении каналов тепловой
поток по ПП передается в двух взаимно перпендикулярных
направлениях х и у (рис. 4.42). Температурное поле такой пластины
можно рассматривать как двухмерное и симметричное относительно
центра канала. Дифференциальное уравнение теплопроводности
треугольного ребра abc при наличии конвективного теплообмена с
его поверхностью имеет вид
х2 + х + „Ур, - Т) = 0, (4.131)
dr dx
где Т — температура в сечении ребра с координатой х, отсчиты-
ваемой от вершины b ребра; Тп — температура потока
2T-W>6«75 353
Рис. 4.42. Схема к расчету КПД ребра
ПП при шахматном расположении
каналов
I ♦
I I
f-Q л-АЦ
В результате решения уравнения (4.131) получают зависимости
для определения температурного поля по ребру и КПД такого ребра:
2 /] (ллЛ/2)
тА/2 10 (тА/2)
(4.132)
где /0 (тА/2) и (тА/2) — модифицированные функции Бесселя.
Использование более простой формулы (4.41) для расчета КПД
перфорированного ребра при шахматном расположении каналов в
теплообменнике может привести к большой погрешности (ср.
кривые 1 и 2 на рис. 4.43).
Формулы (4.132) и (4.41) применимы при постоянстве темпера-
туры набегающего потока по длине ребер. Однако для матричных
теплообменников такое распределение температуры не типично.
Экспериментально установлено, что внутри матрицы разность тем-
ператур между набегающим потоком и ПП мало изменяется по дли-
не ребра. Приняв в уравнении (4.131) разность температур Тв — Т
постоянной, получают формулу для расчета КПД треугольного тон-
кого ребра, которую следует применять при расчете теплообменников
из ПП с круглыми отверстиями при шахматном расположении каналов:
Л = [1 + nt (0,5Л)* 2/6]-> (4.133)
При т] > 0,8 расчеты по формуле (4.132) и (4.133) дают близкие
результаты.
Для ПП, расположенных в канале круглого сечения, КПД можно
определить по формуле
Г) = [1 4- nt R2/6]-', (4.134)
где R — радиус канала.
354
Рис. 4.43. Зависимость КПД тонкого перфорированного ребра от параметров:
/ — кривая, построенная по формуле (441) для ребра постоянного сечения;
2 — кривая, построенная по формуле (4.132) для ребра треугольной формы,
точки — экспериментальные данные
В целом тепловой и гидродинамический расчеты матричных
теплообменников принципиально не отличаются от расчетов плас-
тинчато-ребристых аппаратов. При расчете гидродинамического
сопротивления Др также следует определять все составляющие потерь
давления, однако в матричных аппаратах основную долю потерь
составляет собственное гидравлическое сопротивление матриц.
Матричные теплообменники, как и пластинчато-ребристые, могут
быть изготовлены многопоточными. Расчет многопоточных матрич-
ных аппаратов следует выполнять аналогично расчету многопоточ-
ных пластинчато-ребристых аппаратов, т. е. по участкам. При этом
необходимо учитывать термосопротивление стенок и особенности
определения КПД ребра в матричных теплообменниках.
На рис. 4.44 показана фотография трех конструкций матричных
теплообменников, изготовленных из перфорированных пластин
толщиной 0,5 мм и металлических прокладок такой же толщины,
зз* 355
J»U
Рис. 4.44. Конструкции матричных теплообменников из перфорированных пластин,
изготовленных с применением диффузионной сварки
Пример 4.4. Определить размеры противоточного клееного матричного
теплообменника, изготовленного из медных ПП с круглыми отверстиями (типо-
размер ЗПК )
Исходные данные. Теплый поток воздуха (G = 1552 кг/ч} при давлении
0,59 МПа охлаждается от температуры 303 до 130 К. Холодный поток азота
(G„ = 1250 кг/ч) при давлении 0,118 МПа нагревается от 80 до 298 К.
Допустимые потери давления по теплому потоку Дрт = 0,036 МПа, по
холодному Лрх = 0,017 МПа.
Предварительные расчеты.
1 Параметры теплого потока воздуха определим при средней температуре
^тхр = (7^вх + ^^/2 = (303 + 130)/2 = 216,5 К. плотность рт — 9,6 кг/м*,
теплопроводность \ = 19,21 мВт/(м • К); динамическая вязкость цт = 14,4
мкПа • с; удельная теплоемкость сг = 1,05 вДж/(кг- К)
2 Параметры холодного потока азота при средней температуре Т =*
= (Гхма * г.вх)/2 = (298 + 80)/2 = 189 К: рх = 2,17 кг/м5, \ = 17,2 мВт/(м К);
р, = 12,25 мкПа*с; срх = 1,03 кДж/(кг-К)
3. Тепловая нагрузка аппарата по холодному потоку Q = 6, с (Г „ — Т ,} =
= 1250" 1,03- 1О3(298 - 80)/3600 = 77 965 Вт.
4. Средний логарифмический температурный напор
Л 7^ = (ДГХ - ДГТ)/ In (ДГх/ДТт) - (50 - 5)/1п(50/5) = 19,6 К.
5. Параметры ПП и матриц: диаметр отверстий do = 1,35 мм; толщина
8 = 0,3 мм, шаг перфорации tt = t2 = 2,25 мм; зазор между пластинами (клей
и прокладка) 8В = 0,4 мм; компактность ПП .S', = 5619 м?/м5; пористость ПП
р\ = 0,28; компактность поверхности матрицы 5 = S,/(l + 8*) " 5619/(1 +
+ 0,4/0,3) = 2408 м2/м3. Материал пластин — медь с теплопроводностью
Хм = 380 Вт/(м К) при Т = 300 К.
356
При более низкой температуре значение немного больше, что идет в запас
аппарата
Первый вариант — матрица собрана со смещением
Используя предварительные расчеты, задаем скорость потоков в отверстиях
перфорашм-
для теплого потока wOT = 3,6 м/с;
для холодного потока >vox = 5,2 м/с.
Числа Рейнольдса:
ReOT = йо1н-от рт/ь = 1.35 - 10~3 - 3,6 - 9,б/(14,4 - КГ6) = 3240,
ReI)x = 1,35 - 10~3 - 5,2 - 2,17/(12,25 • КГ6) = 1243
Числа Нуссепьта и коэффициенты теплоотдачи а [см формулу (4 117)1
NuOT = 0,20 Re®;64= 0,20-3240ft64 = 35;
= NuoT k,/d„ = 35 0,0192/(1,35 - ИГ3) = 498 Вт/(м2 • К);
Nuo, = 0,20- 1243°-w = 19,1;
ак = 19,1 • 0,0172/(1,35 • IO-3) = 243 Вт/(м7 • К).
Параметры оребрения:
/и, = < 2a/I>/(\,55) = xf 2 • 498 • 0,655/(380 • 0,3 JO-3 0,64) = 94,6 м ';
т, = х? 2a^/(XM85) = х/ 2 - 243 • 0,655/(380 • 0,3 -10“3 - 0.64) = 66.1 W1.
где коэффициенты Ф и Б определены по формулам (4 127) и (4.128)-
Ф = 1 — (0,5 1.35 • 10э - 0,3 • 10'3) 3,14 • 1,35 10 3/(2 2,252 10 6) = 0,655;
Б = [ arctg J (2Д5-И35)Ю~3 4
[ V(2,25*—1»3^>106 ’ (2,25 —1,35)1О'3
(2,25 — 1,35)10~3 __З^Г’=
2,25-10~3 2 j
Для расчета КПД ребер примем размеры каналов теплообменника: длина
ребра /х = 0,01 м; ширина каналов для холодного потока /1Х = 2/х = 0,02 м, при
этом mJ* = 0,66 Учитывая, что длины каналов LK теплого и холодного потоков
должны быть равны, находим ширину канала для теплого потока:
А* = Гфт4,/^>.х = 0,045-0,02/0,11 = 0.0082 <* 0.008 м; /г= 0,004 м.
Для каналов теплого потока и1/1 = 94,6 - 0,004 = 0,38; КПД ребра [см
формулу (4.41)]
п, = 1/(1 + 0,382/3) = 0,95; пл = 1/(1 т 0,662/3) = 0,87
357
Коэффициент теплопередачи, приведенный к площади поверхности тепло-
обмена в каналах теплого потока [см. формулу (4 126)]:
. = / 1 + 4 • 10~3 - 8 • 10~3 • 5619 , 8-10-3 = 242 Вт 1
’ 498-0,95 380-2 243 0,87 2• 10“? / м2-К'
где F,/F„ = FlT/F„ - A,St/2 = 8 • 103-5619/2; Ft/F2 = FlTfFlr= AJA, -
= 8 10~3/(2 10“2)
Площадь поверхности теплообмена в каналах теплого потока
FT = Q/(K^Tcp) = 77 965/(242-19,6) = 16,4 м2.
Число пластин в матрице
N = FJF^ = 16,4/0,076 = 216,
где площадь поверхности одной пластины в каналах теплого потока Кт =
= F^ Ь Sj = 0,045 • 0,3 10“3 - 5619 = 0,076 м2. С учетом 15 %-ного запаса найдем
Nn = 1,15# = 1,15-216 = 250
Гидродинамические. сопротивлении:
Др, = #д Рх^/З = 2,11 • 250 • 9,6 • 3,62/2 = 0.0328 МПа;
ЛА = 5О Нв рх^ол/2 = 2,11 -250 - 2,17 - 5,22/2 = 0,0155 МПа.
где коэффициент 1,о рассчитан по формуле (4 120)'
Ъ - (0,707 ХП-p' + 1 -ptf [1 + 0,08 (буй)-®'6] =
= ^0,707 л/ 1 - 0.28 + I - 0.28^ |1 + 0,08 (0,4/1,35)-°-8| = 2,11.
Полученные значения Др, и Дрх немного меньше допустимых. Потери дав-
ления в коллекторах увеличат гидравлические сопротивления, приблизив их к
допустимым.
Определим размеры поперечного сечения матрицы, учитывая, что А, — 8
мм, А* = 20 мм, В = 4 мм. Найдем длину каналов £к, одинаковую для обоих
потоков. Предварительно примем число каналов по теплому потоку и, = 10,
по холодному Лх = 11, так как ширина двух крайних каналов в 2 раза меньше
А* Длина каналов
4 = = 0.045/(0,008 • 10) = 0,564 м.
Общее число каналов в матрице теплообменника 21; их расположение и
размеры матрицы (572*368*175 мм) показаны на рис. 4.45.
Рассчитанная матрица отличается большими размерами фронтального сече-
ния (L*M), но маяой высотой Яд
Применив матрицу с ПП, собранную без смещения, можно уменьшить
размеры фронтального сечения, одновременно увеличив ее высоту При этом
уменьшаются размеры и массы коллекторов, в результате чего может уменьшить-
ся масса всего теплообменника.
Второй вариант — матрица собрана без смещения. Исходные данные для
расчета теплообменника те же
358
Рис. 4.45. Клеевая матрица нт ПП с круглыми отверстиями, собранная со сме-
щением
Используя предварительные расчеты, задаем скорость потоков в отверстиях
перфорации.
для теплого потока = 5,5 м/с,
для холодного потока и'о , = 8,0 м/с.
Числа Рейнольдса.
ReoI = 1,35-Ю"3-5,53-9,6/(14,4-IO”6) = 4977;
Re^ = 1,35 • IO-3 -8,05 • 2,27/(12,25 • 10-*) = 1925.
Числа Нуссельта и коэффициенты теплоотдачи [см. формулу (4 122)]
NuOI = 0,065-4977л-74-0,4-10“ 3/( 1,35-1О“3)0'21 = 27,4,
ct, = 27,4 0,0192/(1635 W -’) = 390 Вт/(м2 К),
Nuo x = 0,065- 1925ой-0,4- 10-3/(1,35- Ю-3)0-21 = 13,7,
а, = 13,7 0,0172/(1,35 - 1(H) = 174 Вт/(м2 • К).
Параметры оребрения:
тг = т/ 2 390 • 0.655Д380 • 0,3 • 10~3 • 0,64) = 84 м1;
тп, = 2 • 174 - 0.655Д380 • 0,3 • 16“3 • 0,64) = 70 м1
Принимаем ширину каналов холодного потока = 0,02 м, тогда длина
ребра I* = 0,01 м н т*!* = 0,7; для теплого потока
0,029 0,02 = = =
0,071 т
Тогда
Лт = 1/[1 + 0,342/3] = 0,96; Пх = VH + О-’2/3! = °-86-
Коэффициент теплопередачи, приведенный к площади поверхности
теплообмена в каналах теплого потока [см. формулу (4.126)]:
к = ( 1 । 41О-3-8 1(Г3 5619 8-10~3 Г* = lgQ 5 Вт
\390-0,96 380-2 174-0,86-2-10“2/ ’ м2-К
359
Рис. 4.46. Клееная матрица из ПП с круглыми
отверстиями, собранная без смещения
Площадь поверхности теплообмена в кана-
лах теплого потока F = 77 965/(180,5 - 19,6) =
= 22 м2.
Число пластин в матрице W = 22/0,049 = 449, где 0,049 = 0,029-0,3*
х 10_J-5619 = Flr С учетом 10 %-ното запаса площади найдем Мд = 1,1-449=
= 494 Высота матрицы Яя = 494 (0,3 + 0,4) 10~э = 0,346 м.
Гидродинамические сопротивления:
Дд = 0,43 494 • 9,6 • 5,592/2 = 0,032 МПа,
Дрх = 0,43-494-2,17-8,062/2 = 0,015 МПа,
где коэффициент рассчитан по формуле (4 124)
= 0,78 [0,4 • 10~’/(1,35 • 10-3)J0.5 = 0,43
При = 8 мм, Л* = 20 мм, В = 4 мм, = 10, ях = 11 и длине каналов
Lf = 0,029/(0,008-10) = 0,363 м находим размеры поперечного сечения
матрицы" L = 371 мм, М = 368 мм, Нв = 346 мм (рис 4.46).
§ 4.6. ВТОРИЧНЫЕ ЭФФЕКТЫ В ТЕПЛООБМЕННЫХ
АППАРАТАХ
Под вторичными эффектами, влияющими на эффективность
теплообмена, понимают факторы, которые возникают в результате
конструктивных особенностей реальных теплообменных аппаратов,
условий их эксплуатации, а также технологии их изготовления. К
вторичным эффектам относят продольный тепловой поток по
стенкам теплообменника, теплоприток из окружающей среды и
неравномерность расходов по каналам. Наличие продольного тепло-
вого потока в теплообменнике приводит к изменению его темпера-
турного поля, в результате чего изменяется среднее и локальные
значения температурных напоров между теплоносителями. При этом
эффективность теплообменного аппарата уменьшается.
Наличие теплопритока из окружающей среды также искажает
температурное поле и тем самым отрицательно влияет на теплооб-
мен в низкотемпературном аппарате. Неравномерность расходов
теплоносителей по каналам или по сечению каждого канала также
приводит к изменению расчетных температурных полей, а следо-
вательно, к ухудшению теплообмена в аппарате. Следует отметить,
что действие вторичных факторов проявляется тем сильнее, чем
выше эффективность ет аппарата, определяемая по формуле (4.6).
360
Наиболее существенное отрицательное влияние этих факторов
проявляется при ст > 0,9 (при большом ЧЕП) аппарата. Именно с
такой высокой эффективностью функционируют теплообменные
аппараты в криогенных установках.
Если предположить, что влияние вторичных факторов на тепло-
обмен взаимонезависимо, то эффективность реального аппарата
в = ет - Аех — Аеос - Аер, (4.135)
где Asz, деос, Д£р — доля снижения эффективности теплообменника
вследствие влияния продольного теплового потока, теплопритока
из окружающей среды, неравномерности расходов.
Рассмотрим подробнее влияние каждого из перечисленных
вторичных факторов на теплообмен и определим доли снижения
эффективности аппарата вследствие влияния этих факторов.
Продольный тепловой поток. Продольный тепловой поток прямо
пропорционален эквивалентной теплопроводности стенок каналов
в продольном направлении, площади поперечного сечения/^ этих
стенок, разности температур теплого и холодного концов теплооб-
менника и обратно пропорционален длине (высоте) Н каналов. Для
пластинчато-ребристых аппаратов с короткими прерывистыми
ребрами основная доля продольного теплового потока приходится
на пластины, разделяющие каналы. Если ребра длинные, часть
продольного теплового потока приходится и на них. В матричных
аппаратах практически весь продольный поток приходится на
стенки каналов, которые представляют собой сложную конструкцию,
состоящую из слоев сеток ил и ПП, прокладок и клея. Эквивалентная
теплопроводность Хэ такой слоистой стенки, например для матриц
из ПП, можно определить по формуле
= , (4.136)
Е «, А,)
г=1
где 6, — толщина слоя; \ — теплопроводность материала слоя.
Толщина стенок между каналами в матричных теплообменни-
ках значительна {В — 3 ... 5 мм), однако тепловой поток по ним
невелик благодаря малым значениям Хэ для клееных матриц:
= 0,2 ... 0,8 Вт/(м-К). Для разделительных пластин в пла-
стинчато-ребристых аппаратах значения Хэ равны теплопроводности
материала этих пластин, но толщина их невелика (Sn = 0,2 ... 0,5 мм).
361
В трубчатых витых аппаратах трубки, выполненные из меди, имеют
высокую теплопроводность, однако длина трубок обычно большая,
поэтому тепловой поток по ним невелик. Этот фактор существе-
нен в аппаратах с прямыми короткими трубками и в витых аппара-
тах с проволочным оребрением.
В результате действия продольного теплового потока темпе-
ратурный напор между потоками в середине аппарата может умень-
шиться, а по концам — увеличиться. В результате холодный поток
выходит из аппарата недотретым, а теплый — недоохлажденным
по сравнению с аппаратом, у которого отсутствует теплопровод-
ность в продольном направлении (рис. 4.47). В этом случае, чтобы
получить на выходе из аппарата заданные температуры потоков, а
следовательно, и проектную эффективность ет теплообменника,
необходимо увеличить площадь поверхности теплообмена.
Рассмотрим аналитическое решение задачи о влиянии продольной
теплопроводности на эффективность противоточного теплообмен-
ного аппарата в соответствии с расчетной схемой на рис. 4.48.
Запишем систему дифференциальных уравнений
+ чеп, (е, - ес) = 0; -^-+ЧЕп,(ес-е>) = о, ,
ал ал
(4-137)
Д, "i. <4 >4» ^-п.
dX и; dX И-', dX1
где 6Т, 6Х, и 6С — соответственно безразмерные температуры теплого
и холодного потоков и стенки:
X = х]Н — безразмерная координата; X* — параметр, представ-
ляющий собой отношение продольного теплового потока к
тепловой нагрузке аппарата Q.
Первые два уравнения системы (4.137) описывают теплообмен
между соответствующим потоком теплоносителя и стенкой, а третье
уравнение является уравнением теплового баланса между тепло-
носителями и продольным потоком теплоты по стенке, разделяющей
теплоносители.
362
Рис. 4.47. Зависимости температур теплого
и хо водного потоков теплоносителей в про-
тивоточном теплообменном аппарате с отно-
шением водяных эквивалентов = 1 от
теплопроводности в продольном направлении
(-------Х* = 0;---------Ь*#0)
Рис. 4.48. Расчетная схема
противоточного теплообмен-
ника
Решение системы уравнений (4.137) совместно с граничными
условиями'
позволяет определить безразмерную температуру 6Т вых теплого
потока на выходе, которая для сбалансированного теплообменника
(И^/и; = 1) численно равна неэффективности аппарата:
II + Ъ.4 А*ЧЕП (1 +Х*ЧЕП)-'
1 + ЧЕП-------------------------------- . (4.138)
1 + 1*ЧЕП J
Здесь s? — эффективность аппарата с продольным тепловым
потоком Qj ЧЕП — расчетное число единиц переноса теплоты для
аппарата с Qx = 0.
При 1* < 0,05 формула (4.138) может быть упрощена без
заметной погрешности:
'к = 1 - е, = (I + Л* ЧЕП)[1 + ЧЕП ( 1 + Х*)Г'. (4.139)
363
При Л* = 0 формула (4.139) принимает известный вид:
i = 1 - е = (1 + ЧЕП)-'
Отрицательное влияние продольного теплового потока усили-
вается с уменьшением числа Re. Параметр Л* увеличивается с
уменьшением расхода (скорости) теплоносителей. Следовательно, чем
ближе режим течения к ламинарному, тем больше отрицательное
влияние Qx.
Теоретическое и экспериментальное исследование теплообмена
в каналах шелевой формы позволило выявить характер изменения
температурных напоров вдоль канала при значительном продольном
тепловом потоке по стенкам и ламинарном режиме течения потока
воздуха (рис. 4.49). Значения найдены в результате решения
сопряженной задачи теплообмена в системе стенка — газ с учетом
продольного теплового потока по стенке. Значение Д6Л является
действительным среднеинтегральным приведенным температурным
напором между стенкой канала и потоком теплоносителя.
Среднелогарифмический приведенный напор Дбл определен по
известным температурным напорам на входе и выходе потока из
канала. Однако величина Д6Л в отличие от Д65 является кажущейся
и принимает действительные значения только при отсутствии
продольного теплового потока по стенкам. Значения лб, < Д6Я (см.
рис. 4.49), поэтому использование дбл в расчетах процесса тепло-
обмена в данном случае может привести к большим погрешностям.
Именно по этой причине теоретические коэффициенты теплоотдачи
часто не совпадают с их экспериментальными значениями при
малых числах Re и значительной теплопроводности в осевом
направлении. Графическая интерпретация формулы (4.138) приведена
на рис. 4.50. Согласно графикам наличие продольного теплового
Рис. 4.49. Кривые изменения приведенный
температурных напоров (среднелогяриф"
мического ДО, и средненнтегряльиого
AS,) при теплообмене в щелевом гладком
Канаде, стенки которого теплопроводны ®
продольном направлении
о)
Рис. 4.50. Кривые эффективности
противоточного теплообменника с
продольным тепловым потоком
(>, = 1 — ех) при различных пара-
метрах X* и отношениях
а - 1,0: б - 0.95, в - 0.8
потока Q} приводит к уменьшению эффективности теплообменного
аппарата:
Дек = ет — ел = ix — iT,
где а, — эффективность аппарата, свободного от влияния вторичных
эффектов.
При увеличении продольного теплового потока, т.е. значения А*,
для достижения требуемой проектной эффективности необходимо
увеличить ЧЕП теплообменного аппарата. Однако при больших
значениях А* невозможно скомпенсировать большой продольный
тепловой поток увеличением ЧЕП. При А* < 0,005 и ЧЕП < 4
эффективность теплообменника практически не зависит от продоль-
ного теплового потока
Теплоприток из окружающей среды. Наличие теплопритока дос
из окружающей среды к теплообменному аппарату также приводит
к изменению распределения температур потоков теплоносителей по
высоте аппарата и на выходе из него. Тешюприток к теплообменнику
зависит от размеров его внешней поверхности, качества изоляции
и средней разности температур аппарата и окружающей среды.
365
Рассмотрим аналитическое решение задачи о влиянии тепло-
притока на эффективность теплообмена в противоточном тепло-
обменнике.
В соответствии с расчетной схемой на рис. 4.48 запишем систему
дифференциальных уравнений для теплообменного аппарата, имею-
щего теплоприток из окружающей среды
dQ
—— + ЧЕП (6 - 6J + ЧЕП R (й - 6„) = 0;
dX Т т
(4.140)
dQ W
_js_+ чеп —-(е, - ej = о.
ах и;
Здесь R — параметр, характеризующий относительный теплоприток:
R - кос Foc/(kFy, kOQ — коэффициент теплопередачи между
окружающей средой и поверхностью теплообмена Foc со стороны
теплого потока; к — коэффициент теплопередачи между теплым и
холодным потоками с площадью поверхности теплообмена
= (Jke - тк „)/(Тт„ - Гх „); - температура окружающей
среды; остальные обозначения те же, что и в уравнении (4.137)
Обычно в теплообменных аппаратах криогенных установок
учитывают удельные теплопритоки q0 с, приходящиеся на единицу
расхода GT теплоносителя. Тогда можно записать
R _ *о.с А> С _ gp. С = gp с GT ДГср 0 141J
kF kF&Тср QbTcp ’
где ДТ^р — разность температуры окружающей среды и средней
температуры теплого потока; Д/ср — средний температурный напор
между теплоносителями; Q — тепловая нагрузка аппарата.
Решение системы уравнений (4.140) с учетом граничных условий
6Т = 1 при X — 0; 6Х = 0 при X — 1
позволяет найти безразмерные температуры теплого и холодного
потоков на выходе из аппарата:
ет. = (2Я,sinA(«) + (1 - ео с)е "Н + е„ с; (4.142)
О,- 2РВ, + J-(1 + £ + я - 2₽) (1 - ео е) + ео J (4.143)
366
По этим температурам определяют эффективность теплообмен-
ника, имеющего теплоприток из окружающей среды:
“ (1 - ел.) + [2B|Sinh(9) + (1 - е„ с)е-«]е» , (4.144)
гае
|1 + (и;/и;) + В -2р|(1 - еО1) е-« + 26д ее->
[1+ (nyiEi + я- 2р]е-» - [1 + (и;/и;) + я + где’
9=— ЧЕП^ 1------------S- + J?) + 4—^/?;
2 ’ \ и; / и;
р= - -i- ЧЕП (l - ^ + я); ₽ = «/ЧЕП.
Аналогичные результаты могут быть получены для теплопритока
к холодному потоку теплоносителеля, причем значения еос,
найденные для этого случая для ЧЕП > 4, совпадают со значениями
еос, рассчитанными по формуле (4.144).
Формула (4.144) значительно упрощается, если температура
7^с = Ттвх, т.е. 6ОХ = 1. Неэффективность аппарата для этого случая
может быть рассчитана по формуле
/о с = 1 — ео с= 1 + 2В{ sinh(q). (4.145)
Результаты расчетов, выполненных по этой формуле для
= 1; 0,95; 0,85 и широкого диапазона значений
ЧЕП и R, приведены на рис. 4.51. Штриховые линии соответствуют
еос = 1,2. Для достижения высоких значений еос (малых ioc) должно
быть выполнено условие R < 0,005, вполне достижимое в тепло-
обменных аппаратах криогенных установок
Теплоприток, как и продольный тепловой поток, приводит к
уменьшению эффективности теплообменного аппарата’
4вох = Sr -ео.е“
где ет — эффективность аппарата, свободного от влияния вторичных
эффектов.
Для достижения требуемой проектной эффективности тепло-
обменника, имеющего теплоприток, необходимо увеличить его ЧЕП.
Возможность компенсации отрицательного влияния Q> и qoc на
эффективность противоточного аппарата путем увеличения его ЧЕП
будет показана в примере 4.5.
367
Рис. 4.51. Кривые неэффективности
противоточного теплообменника с
теплопригоком из окружающей среды
(»„ с = 1 — £о.«.) при различных
параметрах и отношениях
W^/W^.
а - 1,0; б - 0,95, в - 0,85
Неравномерность расходов. Отрицательное влияние этого фактсра
во многом зависит от типа теплообменного аппарата, его конструк-
ции и конструкции подводных и отводных коллекторов. Даже
небольшая (несколько процентов) неравномерность расходов по
каналам противоточного аппарата существенно снижает его эффек-
тивность. Например, если неравномерность расхода ДЖв противо-
точном двухканальном (по одному потоку) аппарате определить через
водяные эквиваленты Ж= Gcp, то
Аппарат с неравномерностью расхода
ДЖ= 10% по эффективности соответст-
вует аппарату, имеющему ЧЕП = 18
вместо расчетного значения ЧЕПр = 50
при ДЖ= 0 (рис. 4.52). По этой причине
длины трубок, например в трубчатых
Рис. 4.52. Кривые, характеризующие влияние не-
равномерности расхода AH' на ЧЕП противо-
точного теплообменника
аппаратах, не должны различаться более чем на 10 %, что при турбу-
лентном режиме вызывает отличие расходов (скоростей и) по кана-
лам примерно на 5 %, так как для этого случая Wj/w2 = (£2/£|)0,5.
Очевидно, влияние такой неравномерности на эффективность
аппарата зависит от общего числа трубок, поскольку с увеличением
их числа уменьшается отрицательное влияние неравномерности рас-
хода в данном канале на эффективность всего аппарата.
В пластинчато-ребристых и матричных теплообменниках наряду
с поканальной неравномерностью возникает неравномерность
расхода в пределах данного канала, обусловленная неравномерностью
поля скоростей на входе потока в каналы и зависящая от конструк-
ции коллекторов, распределителей и поверхности теплообмена,
относительных размеров теплообменника: высоты (длины) каналов
Н/L, ширины распределителя b/L (см. рис. 4.31, а), а также от
коэффициента анизотропии поверхности теплообмена (насадки)
j V»fyvifx — коэффициенты сопротивления при поперечном
и продольном (обычном) обтекании ребер. Для пластинчато-ребрис-
тых поверхностей с прерывистыми ребрами j = 20 ... 200.
Рис. 4.53. Кривые, характеризующие
влияние неравномерности расхода Аг и
конструктивных факторов HJL и b/L на
эффективность пластинчато-ребристых теп-
лообменных аппаратов с Z-образным под-
водом тешкяюсителяпря = 1:
а — поверхность с непрерывными
ребрами, ЧЕП = 0,25; б — поверхность
с прерывистыми ребрами, j = 25;
b/L = 0,5; в — поверхность с преры-
вистыми ребрами при j — 25 и Н/L = 2
369
368
Взяв за основу результаты известных исследований, проследим
влияние относительных размеров теплообменника на эффективность
пластинчато-ребристых теплообменных аппаратов.
На рис. 4.53, а показаны кривые, характеризующие влияние
неравномерности расхода г — 1 на эффективность противо-
точного теплообменника с Z-образным подводом теплоносителя,
имеющего длинные непрерывные ребра и ЧЕП = ЧЕП;/ЧЕП = 0,25,
где ЧЕПг — число единиц переноса теплоты перекрестно-точных
распределителей; ЧЕП — общее число единиц переноса теплоты
аппарата; г — безразмерная скорость, равная отношению местной
скорости к средней по сечению.
Для теплообменников с непрерывными длинными ребрами значе-
ние Аг не изменяется по высоте. При выполнении поверхности
теплообмена с прерывистыми ребрами значение Аг изменяется по
высоте вследствие поперечных перетоков теплоносителя через
прорези в ребрах. В результате с увеличением H/L значение Дг
уменьшается, и эффективность аппарата (ер = 1 — /р) увеличивается
(см. рис. 4.53, 6). Одновременно с увеличением H/L уменьшается
ЧЕП, что также способствует увеличению ер. Рис. 4.53, в иллюст-
рирует влияние относительной ширины распределителей b/L на
эффективность аппарата с прерывистыми ребрами, имеющего
H/L = 2, j = 25 и Z-образный подвод теплоносителя.
Влияние перечисленных конструктивных факторов на нерав-
номерность расхода и связанное с ней уменьшение эффективности
пластинчато-ребристых теплообменников с прерывистыми ребрами
отражено в следующей зависимости, справедливой при WJWX = 1:
= I - Ер = 1,5 (Л^£)-®-4 (b/L)°-,5r° li ЧЕП-®-85 ЧЁП-012. (4.146)
Неравномерность расхода приводит к снижению эффективности
теплообменного аппарата на Д^ = — ср= гр — . Анализ зависи-
мостей на рис. 4.53 и формулы (4.146) показывает, что влияние
неравномерности расхода на эффективность аппарата во многом
определяется его конструкцией, а главное — конструкцией коллек-
торов и распределителей. Компенсировать отрицательное влияние
неравномерности расхода на эффективность теплообменника и в
этом случае можно путем увеличения ЧЕП аппарата.
В матричных теплообменниках неравномерность расхода также
во многом зависит от конструкции коллекторе® и относительных
размеров аппарата. Особенность матричных теплообменников —
малый коэффициент анизотропии. Так, для листовой сетки j = 0,16.
Специальные исследования показали, что при неполном фронтальном
370
или боковом подводе потоков к каналам матричного теплообмен-
ника происходит быстрое выравнивание эпюр скоростей и, начиная
примерно с пятого слоя сеток в матрице, течение становится равно-
мерным. Аналогично выравнивается поле скоростей и на выходе
из каналов матрицы. Если матрица состоит из нескольких десятков
или сотен слоев элементов, поток в основной части матрицы в
пределах канала будет равномерно распределен по сечению.
Равномерность распределения потока теплоносителя по каналам
матричного теплообменника во многом зависит от технологии его
изготовления, т.е. от сохранения формы и размеров каналов матри-
цы близкими к номинальным. Наименьшее отклонение от номи-
нальных размеров имеют матрицы, изготовленные методом диффу-
зионной сварки. У клееных конструкций теплообменников отклоне-
ния размеров сечений могут быть весьма существенными. Объясня-
ется это тем, что слой клея, нанесенный на прокладку, или сама
клеевая пленка имеют разную толщину. При сжатии матрицы в
процессе изготовления излишки клея выдавливаются внутрь кана-
лов, искажая его форму. Как показали специальные исследования,
каналы шириной А > 10 мм практически нечувствительны к искаже-
нию сечения; каналы с 10 > А > 5 мм становятся чувствительными,
а каналы с А < 5 мм очень чувствительны к искажению формы
вследствие выдавливания излишков клея. В связи с этим в матрич-
ных клееных теплообменниках не рекомендуется выполнять каналы
шириной А < 5 мм. При тщательном соблюдении технологии склеи-
вания неравномерность расхода по каналам клееного матричного
теплообменника может не превышать +2,5 %. При этом реально
достижимая эффективность аппарата е — 0,98. Для теплообменников
с низкой эффективностью (е < 0,7) неравномерность расхода до
40 % практически не влияет на их эффективность.
Таким образом, сведение к минимуму отрицательного влияния
вторичных эффектов связано с тщательной проработкой конструк-
ций теплообменников на этапе их проектирования. В частности,
рационально уменьшать размеры (объем) теплообменных аппаратов.
Аппараты, имеющие меньшие размеры при прочих равных усло-
виях, имеют меньшие теплопрнтоки. Минимизация размеров
поперечного сечения аппарата приводит к уменьшению продольного
теплового потока и уменьшает влияние неравномерности расхода.
Размеры аппарата в основном определяются характеристиками
Поверхностей теплообмена. Поверхности, обеспечивающие меньшие
размеры теплообменного аппарата, относят к более эффективным.
Для оценки эффективности поверхностей теплообмена можно
применять относительный объемный показатель V= V/Ve. Оценка
:м|х|эективности поверхностей теплообмен:.! по показателю V с учетом
относительной площади фронтального сечения F^ — //^ позво-
ляет на этапе, предшествующем полному расчету теплообменника,
решить задачу о минимизации объема проектируемого аппарата, а
также придать проектируемому аппарату необходимые пропорции
основных габаритных размеров, при которых влияние вторичных
факторов минимально.
Если влияние вторичных факторов вызывает умеренное снижение
эффективности, можно скомпенсировать это влияние, увеличив
поверхность теплообмена, т.е. высоту (длину) Я теплообменника.
При этом увеличивается ЧЕП, что в соответствии с зависимостями
(4.144)—(4.146) приводит к увеличению е или уменьшению i.
Подобную корректировку расчета теплообменника следует про-
водить по каждому вторичному фактору, вызывающему уменьшение
эффективности [см. формулу (4.135)]. При этом корректировка,
выполненная по одному из факторов, может существенно уменьшить
или даже исключить влияние остальных факторов на эффективность
теплообменного аппарата
Рассмотрим пример расчета матричного теплообменника, имею-
щего значительную теплопроводность в продольном направлении
и теплопритоки из окружающей среды.
Пример 4.5. Рассчитать матричный теплообменник, предназначенный для
работы в тех же условиях, что и в примерах 4 3 и 4 4, но отличающийся от
теплообменника в примере 4 4 тем. что матрица аппарата не склеена, а
изготовлена с применением диффузионной сварки. ПП выполнены из меди
р.* = 380 ВтДм К)], прокладки — из коррозионгкхтойкой стали (\,= 20 Вт/(м • К)]
Незначительный дополнительный теплообмен через стальные прокладки можно
не учитывать, поэтому результаты теплового и гидродинамического расчетов
сварного теплообменника не отличаются от результата расчета клееного.
Теплоприток из окружающей среды дос = 1,6 кДж/кг. Разность между
температурой окружающей среды и средней температурой теплого потока
ДГср = 303 - 216,5 = 87,5 К.
1 По формуле (4.136) определим эквивалентный коэффициент тепло-
проводности для слоистого материала стенок матрицы, если толщина медных
ПП 8 = 0,3 мм и прокладок из коррозионно-стойкой стали 8Г = 0,4 мм:
_ (6П + 8) _ (0,4 + 0,3) 10~3 • 20-380 Вт
б^ + б^, (0,4 380 + 0,3 • 20) 10-3 ’ м-К
2 Параметр, характеризующий относительный продольный тепловой поток’
к Г 33,7 • 0,0349 • 3,60 • 10-3
А* = — =-------------------5- = 0,009,
HWnet 0,346-1287,5-10-*
372
где площадь поперечного сечения стенок матрицы (см. рис. 4.46)
4 = LM-и, A,L, - (Ц( _ 2) ЛЛ - 2 АЛ/2 =
~= (371 • 368 - 10 • 8 • 363 - (11 - 2) 20 - 363 - 2 20 363/2) 10~6 = 0,0349 м2.
3 Проектная эффективность теплообменника
= Ц, 1629,6(303 - 130)
** (Гтш - ^.ых) 1287-5 003 - 80)
при условии отсутствия втори'огых факторов постижима при ЧЕП = 11,5.
4 Оценим влияние продольного теплового потока на эффективность
теплообменника. Для этого используем зависимости на рис. 4.50, в, построенные
для отношения №пи1/Ч’'вка = 0,8, так как для рассчитываемого теплообменника
= 0,79 Графически находим, что наличие продольного теплового по-
тока, характеризуемого параметром X* = 0,009, приводит к снижению эффек-
тивности аппарата на Дс, = — /г “ 0,027 — 0,02 = 0,007, т.е. ек = 0,973. При
этом проектная эффективность аппарата достижима при ЧЕП — 12,5 (вертикаль-
ные штриховые линии на рис. 4.50, е)
5. Оценим влияние внешнего теплопритока. Параметр
ос 6, А» 1,6 1<Р-1552 19,6
Л = р =----------------------= 0,002.
Q 77 965 3,6 • 103 • 87,5
Согласно зависимости на рис 4 51, в, построенной для отношения
= лод действием теплолритока эффективность аппарата снижа-
ется на Деос = <ос — с, = 0,033 — 0,02 = 0,013 и становится равной ео с = 0,967.
При этом проектная эффективность аппарата достижима при ЧЕП = 17 (штрихо-
вые линии на рис. 4.51, в).
6. С учетом действия обоих вторичных факторов эффективность аппарата
е = ет — Ле, - Деос - 0,98 — 0,007 — 0,013 = 0,96
Для достижения проектной эффективности следует увеличить ЧЕП тепло-
обменного аппарата в ЧЕП, • ЧЕПех/ЧЕП2 = 12,5 • 17/11.52 = 1,6 раза
Для этого увеличиваем плошадь поверхности теплообмена, т. е высоту
матрицы Н = 346 в 1.6 раза' Нс= 1,6 346 = 553,6 мм
§ 4.7. АППАРАТЫ ОРТО ПАРАКОНВЕРСИИ ВОДОРОДА
В установках ожижения водорода процесс орто-параконверсии
осуществляется в аппаратах-конверторах, где в результате взаимо-
действия продуктового потока с катализатором, содержание паро-
модификации в потоке становится близким к равновесному для
данного температурного уровня. Применяют несколько способов
реализации процесса орто-парапревращения. В простейшем случае
конверсию проводят на нижнем температурном уровне (см рис. 2.15).
373
Рис. 4.54. Схема реализации процесса
орто-пярз1пр<'вращения на двух температур-
ных уровнях:
1 - 69 К. 25 %; 2 - 69 К, 56 %, 3 ~
26 К, 56 %, 4 - 22 К, 56 %, 5 - 22 К.
99,6 %, 6 - 22 К, 7 - 26 К; 8 - 65 К
(КШ и КН2 — конверторы; В1 — ванна
жидкого азота, Т — теплообменный аппа.
рат, В2 — ванна жидкого водорода)
При этом катализатор размещается
в трубах, находящихся в ванне
жидкого водорода; за счет конвек-
ции или кипения происходит отвод
теплоты орто-параперехода. Более
эффективна схема включения кон-
верторов на двух температурных
уровнях (рис. 4.54). Первая ступень
конверсии размещается на темпера-
турном уровне 65-66 К (кипение
азота под вакуумом), это позволяет
провести процесс конверсии до
содержания параформы в продук-
товом потоке 56 %, а следовательно,
S9,6%п-Нг
снизить энергозатраты.
В крупных ожижителях водорода орто-параконверсию целесооб-
разно проводить на всех ступенях охлаждения, в которых вырабаты-
вается холодопроизводительность. При этом конверсию на промежу-
точном температурном уровне (7 = 65...22 К) можно реализовать в
одном конвертере (аппарат КН на рис. 2.25) или в каскаде из двух-
четырех конверторов, установленных последовательно вместе с
теплообменными аппаратами (рис. 4.55).
Выбор способа реализации процесса орто-парапревращения водо-
рода при его ожижении определяется энергетическими затратами и
их влиянием на эксплуатационные показатели установки. Мини-
мальная работа отведения теплоты орто-парапревращения, коэффи-
циенты ожижения и энергетические затраты зависят от темпера-
турного уровня проведения процесса орто-параконверсии (табл. 4.13):
(4.147)
Здесь Тос — температура окружающей среды, К; 7 — средний
температурный уровень проведения реакции, К; Q. — количество
374
Рис. 4.55. Принципиальная тсхнологн-
ческая схема узла орто-параконверсии
ожижителя водорода*.
КН1 и КН4 — аппараты изотермичес-
кой конверсии; Т1 — Т4 — тепло-
обменные аппараты; КН2 и КПЗ —
аппараты адиабатической орто-паракон-
версии, Д — турбодетавдер
теплоты, выделяемой при орто-
парапревращении на температур-
ном уровне Тр
Qr 9(ск- Q), (4.148)
где q — удельная теплота орто-
параконверсии при изменении
содержания С параформы на 1 %,
Дж/кг; Ск и Со — содержание
параформы в продукционном
потоке в конце и начале процесса
орто-парапревращения, %.
Таким образом, в случае реа-
лизации многоуровневого процес-
са минимальная работа отведения
теплоты орто-парапревращения
сокращается в 2,57 раза по срав-
нению со схемой, предусматри-
вающей орто-парапревращенне на
нижнем температурном уровне;
при этом коэффициент ожиже-
ния увеличивается в 1,98 раза.
Существует три основных типа аппаратов, различающихся харак-
тером процесса орто-парапреврашения (рис 4.56). Наиболее просто
этот процесс реализуется в адиабатическом конверторе (рис. 4.56, а).
Катализатор загружается в аппарат емкостного типа, при движении
через него продуктового потока происходит каталитическое превра-
щение. Вследствие экзотермичности реакции температура реаги-
рующего газа повышается, что ведет к уменьшению равновесного
содержания параформы (рис. 4.57). Таким образом, уменьшение
движущей силы процесса орто-парапревращения происходит не
только вследствие увеличения текущего значения содержания пара-
формы, но и в результате уменьшения равновесного ее содержания.
После прохождения адиабатического конвертора поток возвращается
375
4.13. Термодинамические параметры циклов ожижения водорода при
различных способах организации процесса орто-парапревращения
Параметр Температурный уровень проведения процесса орто-парапревращения, К
22 78, 22 78, 66, 22 78. 66, 63-33, 22
Минимальная работа отве- дения теплоты орго-пара- преврчщения £lnin, МДж/кг 6,43 4.92 4,17 2,5
Коэффициент ожижения водорода X, 9о 14.5 17,7 19,7 28,7
Удепьный расход энергии на ожижение водорода в реаль- ном процессе 1У3°, МДж/кг 143 138 132 123
в предыдущий теплообменный аппарат, где охлаждается до началь-
ной температуры. Обычно адиабатические конверторы устанавливают
в две-четыре ступени (см. рис. 4.55), уменьшая тем самым неравно-
весность процесса.
адиабатический (я), изотермический (б) и политермнческнй (в) конверторы:
I и II — продукционные потоки соответственно вход и выход; III — жидкий
азот или водород, IV — пары азота или водорода; V и VI — газообразный
водород низкого давления (соответственно выход и вход); 1 — сетчатый фильтр,
2 и 3 — патрубки для засыпки катализатора и вытеснителя соответственно
376
рис. 4.57. Кривые изменения равновесной
концентрации (сплошные линии) и текущей
концентрации иаряформы (штриховая линия)
в процессе двухступенчатой адиабатической
конверсии:
1 и 2 — в конверторах; 3 и 4 — в теплооб-
менных аппаратах
Чаще всего в водородных ожижи-
телях для проведения процесса орто-
парапревращения используют изотер-
мические конверторы (см. рис. 4.56, б).
Конструктивно — эго кожухотрубный
аппарат с прямыми трубами, закреп-
ленными в трубных решетках. В труб-
ное пространство, заполненное катали-
затором, подается водород, содержание параформы в котором ниже
равновесного для данной температуры. Таким образом создается
начальная движущая сила процесса (рис. 4.58, а). Выделившаяся в
результате реакции теплота отводится кипящим хладагентом, что
предотвращает повышение температуры реагирующего газа. Последнее
обстоятельство предполагает i роверку работы аппарата на соответствие
условию <7ЮШ < д^. Однако значительная начальная неравновесность
приводит к существенно неравномерному тепловыделению по длине
аппарата и соответственно к повышению температуры газа на вход-
ном участке аппарата (рис. 4.58, б).
Рис. 4.58. Кривые изменения параметров прямого потока в процесса орто-пара-
лревращения водорода в изотермическом конверторе:
А-В-С — реальный процесс; A-B-D — идеальный процесс; Т„ — температура
хладагента; То — начальная температура продукционного потока
377
Рис. 4.59. Кривые измененна концентрации
пл реформы в процессах изотермической
(участок АВ) и непрерывной (участок ВС)
конверсии
Третий тип конструкции аппара-
та — политермический (непрерыв-
ный) конвертор (см. рис. 4.56, в).
Процесс, реализуемый в этом аппа-
рате, наиболее близок к равновес-
ному (рис. 4.59), так как одновре-
менно с увеличением содержания
концентрации параформы в потоке
происходит снижение температуры.
Между процессами орто-парапре-
врашения и теплообмена должно
соблюдаться определенное соотно-
шение, невыполнение которого при-
водит к появлению либо неравно-
весного, либо пониженного по со-
держанию параформы продукта.
Иначе говоря, участок ВС кривой изменения текущего содержания
параформы должен быть всюду эквидистантным равновесной кри-
вой Ср (см. рис. 4.59). Таким образом обеспечивается процесс с
теоретически сколь угодно малыми движущими силами, что откры-
вает возможность для применения высокоактивных катализаторов.
Такой процесс удобнее всего реализовывать в противоточном
аппарате. Катализатор размещается в трубном пространстве, а обрат-
ный поток движется в межтрубном пространстве. Продуктовый
поток, поступая в трубное пространство и взаимодействуя с катали-
затором, претерпевает орто-парапревращение, в результате которого
выделяется теплота, сразу же отводимая обратных потоком.
При создании крупной установки для получения жидкого водо-
рода общей производительностью 2000 кг/ч (см. рис. 2.25) была
реализована идея непрерывной орто-параконверсии в интервале
температур 65-30 К. Большой вклад в исследования, опытно-
промышленную отработку и разработку конструкции политерми-
ческого конвертора внесли В.С. Кортиков, ВА Гарин, В.СМорозов,
А.И.Смородин, АЛ .Шуя ков, ЮАЯковлев.
Конвертор (рис. 4.60) представляет собой кожухотрубный тепло-
обменник из труб, заполненных катализатором, который обес-
печивает константу скорости химической реакции = 4,0 кг/(с • м3)-
378
Рис. 4.60. Конструкция аппарата непре-
рывной орто-параконверсии промышленной
установки ожижения водорода:
I и VI — продукционный поток водорода
(соответственно вход и выход); II и V —
поток водорода для активации катали-
затора (соответственно вход и выход);
HI и IV — обратный поток (соответст-
венно выход и вход), I — патрубок для
засыпки гранул из инертного материала в
межтрубное пространство, 2 — теплооб-
менные трубы, заполненные катализа-
тором; 3 — фильтр, А — верхняя полость;
Б — нижняя полость, заполненная грану-
лами из инертного материала
Равномерное распределение про-
дукционного потока по трубкам
достигается благодаря большому се-
чению верхней надрешеточной по-
лости аппарата, свободной от ката-
лизатора. Направление продукцион-
ного (I) и активирующего (II) по-
токов одинаково: сверху — вниз.
Межгрубное пространство заполнено
инертным материалом, выполня-
ющим роль вытеснителя, который
засыпается через патрубки 1, ниж-
няя полость Б также заполнена этим
материалом.
Расчет аппаратов орто-параконверсии основан на использовании
математических моделей этих процессов и результатов их опытно-
промышленной отработки. Математическая модель построена при
следующих допущениях: реакция протекает в кинетической облас-
ти (т.е. скорость процесса орто-парапревращения определяется ско-
ростью химической реакции, и диффузионное сопротивление прене-
брежимо мало); константа скорости химической реакции не зависит
от температуры; катализатор является нерегулярной однородной
структурой; удельная теплота орто-параконверсии постоянна; аппарат
является реактором идеального вытеснения (все элементарные
объемы реагирующего газа проходят через реактор за одинаковое
379
время и претерпевают изменения температуры и состава в одина-
ковом последовательности); физические свойства и коэффициенты
теплоотдачи не зависят от температуры; равновесная кривая представ-
ляет прямую линию; радиальные градиенты температуры и орто-
парасостава отсутствуют.
Математическая модель аппарата адиабатической конверсии при
указанных допущениях имеет вид
dC К
— = ~~ (А - ВТ - Q; (4.149)
dT KDq
— = (А-ВТ- Q. (4.150)
dV G ср
где С — текущее значение массовом доли параформы в потоке, %,
V — текущее значение объема катализатора, м3; — константа
скорости химической реакции, кг/(с • м3); G — массовый расход
прямого потока, кг/с; А и В — коэффициенты аппроксимации
равновесном кривой (А = 131,736; В — 1,0914); Т— температура
потока, К; q — удельная теплота орто-парап.ерехода при изменении
содержания параформы (С) на 1 %, Дж/кг; ср — удельная тепло-
емкость потока при постоянном давлении, Дж/(кг’ К).
При начальных условиях V= 0; С= Со; Т= То решение системы
уравнений (4.149) — (4.150) имеет вид:
с = с,(Л-ВГ0-С0) , K^Bg+e^VJ
Bq+cp I 1 G ср J J
q (А —ВТ — Q f r K(Bq+c„)V , ]
T=T- —----------------°— exp [- 1 - 1 . (4.152)
a?+Cp I I Gcp J j
Преобразование уравнения (4.151) дает выражение для определе-
ния объема катализатора, в котором присутствует предварительно
задаваемое значение конечного содержания Ск параформы:
V= С'- 1„ [ а..+5><С--Ск)+ ,]. (4.153)
КР(ВЯ+ Ср) I ср (Л — ВТ0 —Со) 1
Для корректного задания значения Ц. необходимо определить
максимально достижимое содержание при заданных начальных усло-
виях, т.е. найти максимальное содержание СтЕХ параформы как
380
предел функции (4.151) при стремящейся к бесконечности независи-
мой переменной V:
р .
Вч+ср
а затем задав степень превращения
6 - (С. - Q/(C„„ - С„) (4.155)
вычислить Ск.
Целесообразно принимать £ s 0,98, так как проведение реакции
при £ > 0,98 приводит к резкому увеличению необходимого объема
катализатора вследствие экспоненциального характера процесса.
Диаметр реактора выбирают исходя из условия, согласно которо-
му удельный массовый расход должен быть не менее 0,2 кг/(с • м2)
и не более значения, соответствующего допустимому гидравличес-
кому сопротивлению.
Пример 4.6. Определить технологические и конструктивные параметры адиа-
батического конвертора ожижителя водорода при следующих исходных данных-
G = 0,0111 кг/с; То = 50 К; Со = 55 %, ^ = 2 кг/(с-м5); с = 14000 Дж/(кг- К);
q - 7050 Дж/кг
Максимальное содержание параформы согласно формуле (4.154)
14000-(131,736 - 1,0914-50 - 55)
С — 55 ч----------------!-----------— = 69 31
П8Х 1,0914-7050+ 14000 ’ ’
тогда при £, = 0.98
Сг = 55 + 0,98 (69,31 - 55) = 69,02
Согласно выражению (4 153) получим
0,0111-14000 г(1,0914-7050+14 000)(55—69,02) т 0() з
2(1,0914-7050+14 000)1П 114000-(131,736-1,0914-50-55) J ’ М
Температуру реагирующего газа в конце процесса определяем согласно
зависимости (4 152):
7050-(131,736-1,0914-50-55)1 г 2(1,0914 -7050+14 000) • 0,0141 I
Т ~ 50 1,0914-7050+14000 ГХр1 “ 0,0111 • 14 000 ГУ
= 57,06 К
Удельный массовый расход принимаем равным 6уд = 0,4 кг/(с • м2); тогда
диаметр аппарата
I 0,0111
V 0,4 -0,785 -°’188м;
его длина
0,014-0,4
0,0111
= 0,504 м
381
Математическая модель политермического конвертора с учетом
принятых допущений описывается системой линейных неоднородных
уравнений с постоянными коэффициентами:
dC К
а! &т
—--------К^~ (Тт - TJ; <4.156)
dT п К 4k
— - —(л - втС)-----------------------(г - т),
dl СгСРт G,cr,D
где I — текущая продольная координата, м; GT\ Gx‘ — удельные
массовые расходы прямого (теплого) и обратного (холодного)
потоков, кг/(с • м2); Тт и Тх — текущие температуры прямого
(теплого) и обратного (холодного) потоков, К; к — коэффициент
теплопередачи, Вт/(м2 - К); D — диаметр реакционной трубки, м;
срт и с₽х — изобарные теплоемкости прямого (теплого) и обратного
(холодного) потоков, Дж/(кг- К).
При противоточной схеме движения потоков имеем краевую
задачу со следующими условиями:
при/ О С Со, тг Тт0,
при / = £ Тх = Тм,
где и Тм — начальные температуры прямого и обратного
потоков. К; L — длина труб реактора, м.
Как указано ранее, реализация процесса непрерывной конверсии
предполагает постоянную разность между текущим и равновесным
содержанием параформы (т.е. эквид истантность рабочей и равно-
весной кривых), для чего необходимо выполнение соотношений
с; срх = (&? + Ср7) G;,
L +
Т-л ^хо
(Вд + с,т) G;D]
4к j
(4.158)
— (А — ВТ0 - Q.
ВЦ,’
(4.159)
382
Тогда решение системы (4.156) принимает вид
С= Cc -t (Л-ВТ^-С,) I; (4.160)
(4.161)
Т, ~ Г« + Д (А ~ ВТ« ~ Q [' + (SS+4k,)GrD 1 0 1й)
Если не соблюдается хотя бы одно из условий (4.158) — (4.159),
эквидистантность рабочей и равновесной кривых нарушается, и
математическое описание процесса имеет более сложный характер.
При расчете политермического конвертора необходимо учитывать
следующие положения: начальная температура обратного потока 7^
должна иметь самое минимальное значение, которое только может
обеспечить принятое схемное решение; начальное содержание Со
параформы в потоке следует определять из условий работы изотер-
мических конверторов на уровне температур жидкого азота; удель-
ный массовый расход необходимо выбирать максимальным из усло-
вий допустимого гидравлического сопротивления.
К числу варьируемых параметров тогда следует отнести: началь-
ную температуру прямого потока Т^, диаметр труб аппарата D,
коэффициент теплопередачи к, константу скорости химической
реакции длину труб аппарата L.
Изменение температуры осуществляют введением в схему
ожижителя теплообменного аппарата с байпасной линией, который
усганавливают между изотермическом и политсрмическим конверто-
рами.
Пример 4.7 Определить технологические и конструктивные параметры
политермического конвертора при следующих исходных данных.
Давление водорода в прямом и обратном потоках 12,0 и 0,15 МПа соответст-
венно; расход прямого и обратного потоков Gf = 0,0111 кг/с и Gx = 0,0244 кг/с;
начальное и конечное значения содержания параформы Со = 55 % и Ск = 92 %
соответственно; температура обратного потока на входе в конвектор = 30 К;
катализатор — гидроокись железа [эквивалентный диаметр гранул катализатора
азк = 1Д мм; порозностъ слоя катализатора е, = 0,42; константа скорости
реакции К? = 4 кг/(с-м5)); теплообменная поверхность состоит из труб с
внутренним диаметром Рин = 0,028 м и наружным DH “ 0,032 м (толщина стенки
8 = 0,002 м), внутритрубное пространство засыпано инертной металлической
насадкой d3H = 0,8 мм, порозность слоя насадки е2 = 0,35, теплофизические
параметры потоков принимаем в зависимости от их средних температур;
14 000 Дж/(кг-К); срх = 10740 Дж/(кг-К); рт = 7,14- 10® Па-с;
383
= 2,42- 10 6 Па-с, А, = 0,112 Вт/(м-К); \ = 0,034 Вт/(м-К). Удельная
теплота орто-параперехода 7050 кДж/кг.
Принимаем удельную массовую скорость прямого потока внутри труб
G,’ = 1,0 кг/(с-м?) из рекомендуемого интервала значений 0,6 ..1,5 кг/(с-м2),
обеспечивающего допустимое значение гидравлического сопротивления и
соотношения габаритных параметров Тогда необходимое число труб
4G 4 0,0111
п = ------=-------------------=------ = 18.
я/)3 G,' 3,14-0,0282-1,0
Из условия размещения труб в трубной решетке выбираем ее диаметр и
соответственно внутренний диаметр аппарата = 0,25 м.
Исходя из этого вычисляем коэффициент теплопередачи
где — коэффициент теплоотдачи со стороны прямого (теплого) потока:
а, = 0,151 Re,®-69 Рг®-68 А, /4^;
1,0-11,1-10-’
е|Мт 0,42-7,14-10*
14 000-7,14-IO*
а, = 0.151-366,80,69 - 0,890,68 • 0,112/0,011 = 788 (Вт/м2-К),
ах — коэффициент теплоотдачи со стороны обратного (холодного) потока:
о, = 0,151 Re*» Рг\ ;
GJ 0,706 0,8 -10‘3
Re = -------------------- 5Ю.
x Ejp* 0,35-2,42-10*
По аналогии с Ргт находим Ргх = 0,785 Тогда
ах = 0,151 -5100,69 -0,785ом- 0,034/(0,8 • Ю'5) = 432 Вт/(м’ • К)
10,032 1 0,002 0,032 1 Г*
---------+------------’ + I = 250 Вт/(м2-К)
0.028 788 10 0,028-432J
384
Решив систему уравнений относительно L и Т^.
r _ «ь-дху
(А-BT^-CJ
L= С ‘ [ В(Тл~Т^ _ № + «>Т)о-1 1
' 1л; (Л-£7^-Q 4* 1’
получаем длину аппарата L — 4,518 м и температуру прямого потока на входе
в аппарат Тл — 68,434 К
Используя зависимости (4.161) и (4.162), вычисляем температуры прямого
и обратного потоков на выходе из конвертора (при I = L и I = 0 соответственно)
71 =• 68,434 -------(131,736 - 1,0914-68,434 - 55)-4,518 = 34,5 К,
1,0914-1,0
71 = 68,434 --------(131,736 — 1,0914-68.434 - 55) х
1,0914-1,0
, |4 518 -ь*1-0914'7050 * МООР)-1,0-0,0281
Г 4-250 1
Принимаем конструкцию аппарата из двух последовательно расположенных
секций, каждая из которых имеет теплообменную поверхность высотой 2,7 м
(с учетом 20 %-ного запаса).
§ 4.8. РЕГЕНЕРАТОРЫ ВРУ
Регенераторы предназначены для охлаждения сжатого воздуха
до температуры насыщения и одновременной его осушки и очистки
от дауокиси углерода и других примесей, вымерзающих из воздуха.
Одновременно с вымораживанием примесей протекает процесс их
адсорбции на поверхности насадки и на поверхностях твердых
осадков. В результате в регенераторах задерживается значительная
доля взрывоопасных примесей углеводородов и даже до 10 % содер-
жащихся в воздухе криптона и ксенона. Регенераторы работают в
режиме полной самоочистки: обратный поток газа во время
“холодного дутья” полностью сублимирует, десорбирует и выносит
из регенератора все примеси, сконденсированные в жидкую и
твердую фазу на поверхности насадки во время “теплого дутья”.
Режим самоочистки при периодическом переключении потоков
(обычно через 3—9 мин) может поддерживаться (благодаря умень-
шению разности температур прямого и обратного потоков) при
давлениях сжатого воздуха до 1,4 МПа. При более высоких
давлениях обратный поток не может сублимировать и выносить
все примеси с поверхности насадки регенератора — неизбежно
настхтки-г । ак называемая “забивка” или “замерзание” регенераторов.
385
Регенераторы применяют в ВРУ, начиная с 30-х годов. Рабочий
процесс в них достаточно хорошо изучен, разработаны надежные
методы теплового расчета и расчета на незабиваемость, которые
осуществляются на ЭВМ. В отечественных ВРУ наряду с регене-
раторами с алюминиевой гофрированной насадкой широко приме-
няют регенераторы с дробленой каменной (базальтовой) насадкой
и встроенными змеевиками, позволяющими получать часть сухих
и чистых продуктов (20—40 % от перерабатываемого воздуха).
Объемная доля сухих и чистых продуктов должна быть обусловлена
техническим заданием. При максимальной доле сухих продуктов
все регенераторы ВРУ должны иметь встроенные змеевики. В
небольших установках используют также насадки из коротких
пружинок, свитых из алюминиевой проволоки диаметром около
1,5 мм. Отечественной промышленностью разработан типовой ряд
регенераторов для установок с расходом перерабатываемого воздуха
(20 360) • 103 м3/ч. Важнейшие практические преимущества
регенераторов — технологическая и конструктивная простота,
большой ресурс работы, высокая надежность, особеиио в условиях
сильно загрязненного воздуха.
В регенераторах с дисками из алюминиевой гофрированной
ленты (рис. 4.61) установлено 96 дисков (галет) высотой 50 мм
(ширина ленты b = 50 мм). В верхней теплой зоне регенератора
установлены диски (до 23 % общего их числа) с большим относи-
тельным свободным объемом (sCB = 0,745). В средней зоне помещено
около 32 % общего числа дисков с несколько меньшим относитель-
ным свободным объемом (есв ® 0,695); в нижней, самой холодной
зоне — наибольшее число дисков с наименьшим относительным
свободным объемом (есв » 0,58). Относительный свободный объем
дисковой насадки определяется глубиной и шагом рифления и
толщиной ленты (рис. 4.62):
есв « 1 - 0,5 /у,Д (4.163)
Здесь 5 — толщина ленты, м; Fm — удельная площадь поверх-
ности гофрированной насадки, м2/м3:
уд ’ ht sm{arctgf2(A - ВД} ’ ' ’
где Л — высота гофра, м; t — шаг рифления, м, (й — 6) — глубина
рифления, м.
В регенераторах используют ленту толщиной 5® 0,5 мм. Обычно
у насадки верхней зоны шаг рифления 4,71 мм и высота гофра
386
асбестовый
Рис. 4.61. Регенератор с алюминиевой дисковой насадкой:
1, 4 и 6 — решетки верхняя, средняя и нижняя; 2 — насадка алюминиевая,
3 — корпус, 5 — насадка каменная; 7 — опорное кольцо; 8 — шпилька
нажимная
2 мм; б средней зоне — соответственно 3,92 и 1,5... 1,66 мм; в
нижней зоне — 3,14 и 1,0...1,2 мм.
Диск навивают из двух сложенных вместе гофрированных лент,
имеющих противоположное направление наклона гофр. Угол нак-
лона гофр к плоскости диска 60“ (в ранних конструкциях 45°).
Гофрированная лента (шириной 50 мм и толщиной 0,5 мм) имеет
два ряда продольных прорезей-просечек для интенсификации
теплообмена путем уменьшения толщины пограничного слоя и
Рис. 4.62. Диск насадки (галета), свернутый из двух алюминиевых гофрированных
Пент с прорезями
387
осевой теплопроводности. Просечки длиной 60 мм выполняют вдоль
ленты с интервалам 15—30 мм. Оптимальное расстояние между
рядами прорезей составляет 8—10 мм. Последние исследования
показали целесообразность применения дисковых насадок с углом
наклона гофр 75“ и числом рядов прорезей до 6. В частности,
коэффициент теплоотдачи при увеличении угла наклона гофр от
60 до 75“ уменьшается примерно в 1,3 раза для насадок с шагом
рифления 3,14—4,71 мм. В то же время гидравлическое сопротив-
ление уменьшается в существенно большей степени: в 1,9 раза для
насадки с шагом рифления 3,14 мм; в 1,5 раза для насадки с шагом
3,92 мм; в 1,4 раза для насадки с шагом рифления 4,71 мм. Таким
образом, при применении таких дисков (даже при необходимости
увеличить их число на 25—30 %) абсолютное значение гидрав-
лического сопротивления регенератора увеличивается примерно на
25 %. Эффективность дисковых насадок высотой 50 мм можно
повысить просечкой не двух, а шести рядов прорезей. Эксперимен-
тально установлено, что коэффициент теплоотдачи увеличивается
при этом в 1,4—1,6 раза. Наконец, существенное (в 2—4 раза)
уменьшение гидравлического сопротивления (по сравнению с сопро-
тивлением дисков из двух гофрированных лент) обеспечивает при-
менение дисков из гладкой и гофрированной лент с прямыми
гофрами (р = 90“). Уменьшение коэффициента теплоотдачи в таких
дисках в 1,5—2 раза можно частично компенсировать, увеличив
число продольных прорезей. В итоге гидравлические потери в
регенераторах уменьшаются в 1,5—2 раза.
Резервов повышения эффективности у регенераторов с каменной
дробленой насадкой меньше. Большую недорекуперацию потоков,
идущих по змеевикам, можно уменьшить только конструктивно:
увеличив число трубок (что нежелательно, поскольку уменьшается
объем насадки) или существенно усложнив конструкцию всего
аппарата. В регенераторах с насыпной каменной насадкой и змееви-
ками применяют дробленый базальт с размером зерен 8—12 мм (в
расчетах принимают 10 мм). Такая насадка имеет практически
одинаковую удельную площадь поверхности во всех температурных
зонах регенератора, равную 470 м2/м3, и одинаковый свободный
объем 0,42 м3/м3 (насыпная масса 1780 кг/м3). В сердечник регене-
ратора (рис. 4.63) насыпают более мелкий базальт со средним
размером зерен 4 мм.
Проверочный тепловой расчет регенератора. Современные методы
расчета регенераторов на ЭВМ позволяют осуществить проверочный
расчет аппарата с учетом процессов перехода основных примесей
388
Рис. 4.63. Регенератор со змеевиками и насыпчой каменной насадкой:
389
воздуха (Н2О, СО2, углеводородов) в жидкое и твердое состояния
и их возгонки обратным потоком. В качестве исходных данных
при проверочном тепловом расчете задают все геометрические
размеры регенератора и насадки (которые находят в результате
приближенного проектного расчета); доли, температуры и давления
прямого и обратного потоков на входе в регенератор (а также
параметры петлевого потока газа, если таковой есть); удельные
теплопритоки из окружающей среды. Цель проверочного теплового
расчета — определение температурного поля по высоте аппарата;
нахождение более точных значений разностей температур потоков
на холодной и теплой сторонах регенератора и определение условий
для оценки возможного количества двуокиси углерода, остающейся
на насадке. При разработке математической модели рабочего
процесса принимают ряд допущений:
1 — вода и жидкий воздух не выносятся из регенератора и не
движутся по насадке;
2 — для участков регенератора, в которых происходят процессы
фазовых превращений, существует аналогия между процессами
тепло- и массообмена;
3 — возможно применение усредненных локальных коэффициен-
тов теплоотдачи для любого сечения регенератора без учета тепло-
проводности по высоте насадки;
4 — конденсирующиеся примеси распределяются по насадке
равномерно.
В реальных условиях капельная влага уносится из регенераторов
в систему азотоводяного охлаждения (АВО), а небольшое количество
жидкого воздуха попадает из регенераторов в нижнюю колонну.
На выпускавшихся ранее установках без системы АВО вынос
капельной влаги в виде тумана легко наблюдается: при переключе-
нии регенераторов в течение первых 5—7 с от начала выхода
отбросного потока из трубы вырывается белое облачко тумана. Это,
как известно, обусловливает дополнительные потери холодопроизво-
дительности. Толщина слоя конденсирующихся примесей в реальных
условиях непрерывно изменяется вследствие изменения их объемной
доли в потоке и локальных коэффициентов массо- и теплоотдачи.
При расчете регенератора можно выделить по высоте аппарата
несколько характерных температурных интервалов, в которых
рабочий процесс реализуется при определенных физических усло-
виях. Например, для прямого потока:
I — интервал охлаждения воздуха, сопровождающегося конден-
сацией и вымораживанием влаги (примерно до температуры воздуха
205 К);
390
П — интервал, на котором температура насадки понижается до
температуры насыщения воздуха 7^ас; на этом интервале при
температуре 140 К начинается вымораживание двуокиси углерода
(при тепловом расчете теплоту конденсации двуокиси углерода и
углеводородов не учитывают);
III — интервал, на котором температура насадки меньше темпера-
туры насыщения воздуха (Тк< ТКЙС\ температура воздуха больше ^1ас;
IV — интервал, на котором происходит частичная конденсация
воздуха; температура воздуха равна температуре его насыщения при
соответствующем давлении, температура насадки меньше ТНЙС.
За начало отсчета высоты регенератора принимают холодную
сторону регенератора и для каждого температурного интервала состав-
ляют дифференциальные уравнения. Приведем уравнения для
прямого потока.
В интервале I
дТ
on
1 571 ^Й-1,0
-7 и; — ' (Т. - Г,) г„ + ГН : (4.166)
п иг от 2
_ ^Н2° = G
<h в dh
~ GB _? = Ру <fHO ~ сн"о > ’
on 22
(4.167)
(4.168)
где WB, WK — водяные эквиваленты потока воздуха и насадки,
соответственно: We = GB (ср)в: И' = GHcH; GB — расход воздуха, кг/с;
(ср)в — удельная теплоемкость воздуха, Дж/(кг - К); би— масса на-
садки, кг, cf| — удельная теплоемкость материала насадки, Дж/(кг- К);
Тв; Ти — температура воздуха и насадки. К; h — координата по
высоте регенератора, м; а г —локальный объемный коэффициент
теплоотдачи, БтДм3 К); FK — площадь теплообменной поверхности
насадки, м2; т — время, с; — масса влаги, сконденсированной
на единице высоты насадки, кг/м; — теплота конденсации
влаги, Дж/кг; сн q — объемная доля паров Н2О в воздухе;
Рр — локальный объемный коэффициент массоотдачи, кг/(с • м3);
Sm) — объемная доля насыщенных паров Н2О в воздухе при
температуре насадки.
391
Теплопритоки через изоляцию относят к изменению температуры
по высоте на 1 К и учитывают путем коррекции теплоемкости
прямого и обратного потоков: теплоемкость прямого потока незна-
чительно увеличивают, а обратного уменьшают на такое же зна-
чение.
В интервале II
571
on
1 <4,е”
В интервале III
571
-W.W = “г (7,-7”')^;
1 ST.
(4.170)
- [»Г“ (V“ - T„) + a,, (7; - т,-з] FK,
где Твнас — температура насыщения воздуха; a J?™ — значение ar
при конденсации, Вт/(м3 • К); гв — теплота конденсации воздуха,
Дж/кг; gB — масса воздуха, сконденсированного на единице высоты
регенератора, кг/м.
Интервал III по высоте регенератора занимает весьма небольшую
долю (около 1,5 %) и может быть опущен из рассмотрения.
В интервале IV
(4.171)
Запишем дифференциальные уравнения для обратного
потока. Интервал V соответствует холодной части регенератора.
Здесь можно не учитывать теплоту сублимации примесей при
тепловом расчете:
= (Г« “ т"') (4172)
392
1 дтн
~-Г^&Г=а^(Тн~ F"’ (4173)
где 1Гобр = Go6pcpo6₽ — водяной эквивалент обратного потока;
и с°Ър — расход и удельная теплоемкость обратного потока; —
температура обратного потока; с^’’ — локальный объемный
коэффициент теплоотдачи по обратному потоку.
Интервал V] соответствует умеренно холодной часта регенератора.
Здесь необходимо учитывать теплоту испарения воды:
F„; (4.174)
1 дТ dgu о
- т эГ = р (Г" - T^F~ - <4175>
ch
&н,0
G06p dh ’
(4.176)
G<*P = ₽?₽ «н2О - <н"оСК, (4.177)
где р^6” — локальный объемный коэффициент массоотдачи по
обратному потоку.
Аналитического решения система уравнений (4.175)—(4.177) не
имеет, так как все теплофизические свойства зависят от температуры.
Ее заменяют системой уравнений в конечных разностях, вводя сетку
по высоте регенератора и по времени. Число расчетных сечений
для регенераторов с дисковой насадкой обычно принимают равным
числу дисков, а для регенераторов с насыпной насадкой Я/6 (где
6 — средний размер зерен насадки). Период дутья т разбивают на
m частей, например, m = 100. Кроме того, по высоте регенератор
делят на конструктивные участки, в пределах которых параметры
насадки либо потоки неизменны. Например, в регенераторе с диско-
вой насадкой (см. рис. 4.68) такими участками являются: А — зона
I регенератора, заполненная дисками самого крупного рифления,
С — зона II с дисками среднего рифления; В — часть зоны III с
дисками наименьшего рифления до сечения отвода петлевого потока;
Г— остальная часть зоны III. Регенераторы с насыпной насадкой
и змеевиками обычно также делят на четыре участка — два конце-
вых и два средних, разделенных сечением отвода петлевого потока
(см. рис. 4.69).
393
Коэффициенты a F и рг связаны соотношением
где Lu — число Льюиса.
При условиях, характерных для регенераторов ВРУ, для смеси
воздух — вода Lu = 1; для смеси воздух — двуокись углерода
Lu = 1,2 и для смеси воздух — углеводороды Lu = 1,5... 1,7.
Температура воздуха, уходящего с n-го элемента насадки, т. е.
на входе в (л + 1)-й элемент, в фиксированный момент времени
= (ГД, - 1(Г_)„ - (Г,)„+1][1 - ехр(- a„F„/»01- (4.179)
Объемная доля паров воды в этом воздухе
(сн2о^1 = <cH,o\i “ 1^сн2о^л ~ — ехр(— а»Л/^в))’
(4.180)
где (снн^)я+| — объемная доля насыщенных паров воды при средней
температуре насадки в (п + 1)-м элементе:
снр “ -г «р - И18/ТД (4-181)
Изменение температуры насадки в и-м элементе за расчетный
интервал времени 5т:
(Д71(Л1= + гн2оКснгоХ>— (^oXi+J}-
(4.182)
Расчеты для прямого потока показывают, что к концу периода
теплого дутья границы интервалов I и II перемещаются в более
холодную зону: в лобовых (самых теплых) слоях температура
насадки становится равной температуре воздуха, а в самой холодной
зоне в это время прекращается конденсация воздуха, т. е. интервал
IV вырождается.
Расчет температур в регенераторе при холодном дутье, т..е. по
обратному потоку, выполняют, начиная от самых холодных сечений.
К концу периода холодного дутья на теплой стороне регенератора
(интервал VI) прекращается испарение влаги и в лобовых слоях
температура насадки на холодной стороне становится равной темпе-
ратуре обратного потока. Температура насадки в конце периода
холодного дутья является начальной температурой насадки в период
394
теплого дутья. Расчеты продолжают до тех пор, пока не выявится
стационарное распределение температур по высоте регенератора.
После этого выполняют проверочный расчет регенератора на
незабиваемость по двуокиси углерода.
Проверочный расчет регенератора на незабиваемость. Реальные
физические условия выноса влаги из регенераторов полностью
обеспечивают незабиваемость насадки регенератора льдом воды до
давлений воздуха в прямом потоке 1,2—1,4 МПа. Незабиваемость
по воде проверяют в процессе теплового расчета для интервала 1
[см. уравнения (4.164)—(4.168) и (4.175)—(4.177)]. Тем не менее в
отдельных случаях необходима специальная тщательная проверка
условии переноса влаги прямым и обратным потоками в зоне
температур 205—280 К. Это касается регенераторов с насадкой и
змеевиками, в которых вследствие большого объема змеевиков могут
возникнуть условия, затрудняющие вынос влаги.
Основная задача проверочного расчета регенератора на незабивае-
мость — определение доли вымороженной и сублимированной
двуокиси углерода в расчетных сечениях. При обычном содержании
двуокиси углерода в воздухе (300 см3/м3) и давлении 0,6 МПа
температура насыщения двуокиси углерода близка 140 К, поэтому
ее вымораживание в начале теплого дутья начинается на всей
поверхности насадки, имеющей
температуру менее 140 К. По
мере прогрева насадки в период
теплого дутья в регенераторе
создаются условия для ее субли-
мации вместе с примесями угле-
водородов и переноса их в более
холодную зону, где они повторно
вымораживаются (рис. 4.64). В
связи с этим объемная доля при-
месей в потоке в конце теплого
периода может в 4—5 раз превы-
шать долю примесей в перераба-
тываемом воздухе.
Рис. 4.64. Кривые, характеризующие
смещение зоны отложения двуокиси угле-
рода и тяжелых углеводородов в холод-
ную зону регенератора во время периода
теплого дутья
395
Кроме доли примесей СО2 в воздухе и обратном потоке, исход-
ными данными при расчете процессов вымораживания и возгонки
двуокиси углерода является температурное поле насадки регенератора
по высоте, полученное в проверочном тепловом расчете.
Объемная доля двуокиси углерода в воздухе на входе в (и + 1 )-й
элемент в фиксированный момент времени при Lu = 1,2
«CO,U - <£СО,).- 1<ссоЛ - «‘со/ )»J1 -“Р<».83а„г„/иу|,
(4.183)
где с-
— объемная доля насыщенных паров двуокиси углерода
при средней температуре насадки (я + 1)-го элемента (вычисляют
по эмпирическим выражениям).
За период теплого дутья на расчетном л-м элементе насадки
вымораживается следующая масса двуокиси углерода:
(S*fcq^"“ “ S |(есоЛ - (ссоЛ ♦ ,1 С.’- 0-184)
Расчет процесса возгонки (сублимации) двуокиси углерода в
период холодного дутья начинают с холодной стороны регенератора.
Объемную долю СО2 в обратном потоке азота принимают равной
нулю, а в обратном потоке кислорода — равной доле насыщенного
пара СО2 при температуре кислорода. Экспериментально установ-
лено, что доля СО2 в обратном потоке кислорода, выходящего из
испарителя верхней колонны, существенно зависит от режимов
работы регенераторов и узла ректификации. Таким образом, при
расчете процесса возгонки двуокиси углерода в кислородных
регенераторах долю СО2 на входе в расчетные участки принимают
равной доле насыщенных паров СО2 при температуре кислорода
до тех сечений, в которых суммарная масса внесенной кислородом
и сублимированной двуокиси углерода меньше массы CQj, насыща-
ющей кислород при температуре последнего в расчетном сечении-
За период холодного дутья на расчетном л-м элементе сублимиру-
ется следующая масса двуокиси углерода:
(SMco,),4** = Z l(<fcop„ - , ,1 (4-185)
Если (8Л/СОз)пВЬ1М > (2Л4:о2)пс>Фл. to на этом участке накапли-
вается двуокись углерода и возможна забивка регенератора. Характер
396
рис. 4.65. Теоретическая (нприхо-
вяя) и экспериментальная (сплош-
ная) кривые изменения доли дву-
окиси углерода в обратном потоке
регенератора в период холодного
дутья
изменения объемной доли
СО2 в обратном потоке во
времени показан на рис. 4.65.
Исследования процессов вымораживания двуокиси углерода и
углеводородов в узлах охлаждения ВРУ, проведенные В.Ф. Гус-
товым, показывают, что при разности температур на холодной
стороне регенератора ЛТК < 4 К к концу периода холодного дутья
все кристаллы двуокиси углерода сублимируются, и на поверхности
насадки остается лишь незначительное число кристаллов тяжелых
углеводородов. При Л Т* > 4 К на участках поверхности насадки,
для которых разность локальных коэффициентов массо- и тепло-
передачи максимальна во время холодного и теплого периодов,
остаются несублимированные кристаллы СО2. Такими участками
насадки являются кромки дисков и прорезей, на которых толщина
пограничного слоя периодически изменяется от максимального до
минимального значения.
Кристаллизация тяжелых углеводородов и двуокиси углерода в
реальных условиях происходит одновременно в одних и тех же
сечениях насадки. Это так называемая сокристаллизация, которая
имеет место несмотря на резкое различие долей этих примесей. По-
видимому, в этих условиях молекулы тяжелых углеводородов
захватываются или сорбируются растущими кристаллами СО2.
Важным фактором рабочего процесса в регенераторах, который
атияет на условия работы в узле ректификации, является механи-
ческий вынос кристаллов двуокиси углерода и углеводородов пря-
мым потоком в начале периода теплого дутья. Конденсирующийся
на поверхности насадки воздух уменьшает связь кристаллов, остав-
шихся после холодного дутья, с поверхностью, и они перемещаются
в более холодную зону регенератора и частично выносятся с потоком
воздуха, поэтому средняя объемная доля двуокиси углерода в воз-
духе, выходящем из регенераторов, немного превышает 2—3 см^м3.
397
Степень очистки воздуха в регенераторах от тяжелых углеводородов
колеблется от 70 до 95 % и существенно зависит от ряда эксплуата-
ционных параметров и в первую очередь от стабильности темпера-
турного режима.
Условия, при которых разность температур на холодной стороне
регенераторов ATX ~ 4 К, можно обеспечить разными методами.
Наиболее широко в настоящее время применяют метод отбора из
регенератора петлевого потока воздуха (8—12 %) при температуре
160—148 К с последующей его очисткой от двуокиси углерода и
углеводородов в адсорберах. Уменьшение разности температур ни
в коем случае не должно приводить к переохлаждению холодной
сторон ы регенераторов, при которой возможно накопление в клапан-
ных коробках и трубах жидкого воздуха с взрывоопасными при-
месями.
Приближенный тепловой и гидравлической расчет регенератора.
Основные математические соотношения (4.165—4.172) и (4.185)
можно привести к безразмерному виду:
<!ТВ
Тв - Ти
Д — ^вр
</Т„ a/* V* А
(4.186)
На основании этого введем безразмерные (приведенные) парамет-
ры для регенератора в целом:
средняя приведенная длина
Л- 2К^У~ ;
^обр £р обр
среднее приведенное время
п——
I1 - (£св>ср] Рксн
(4.187)
(4.188)
Здесь КУср — среднее значение объемного коэффициента теплопере-
дачи, Вт/(м3 • К); Кн — объем насадки, м3; (?обр — массовый расход
газа в обратном потоке, кг/с; сро6 — средняя удельная теплоем-
кость обратного потока, Дж/(кг-К); т — время, с; (еср)ср — среднее
398
значение свободного объема насадки; м3/м3, рн — плотность мате-
риала насадки, кг/м3; сн — средняя удельная теплоемкость материала
насадки, Дж/(кг- К).
Кроме того, введем безразмерную недорекуперацию:
дт" = ~ (^обр)вых _ 0
(7Х - <т;бр)вх
где А Тт — разность температур на теплой стороне регенератора
(недорекуперация); (Т^Д* — температура обратного потока на входе
в регенератор.
Термический КПД регенератора
I) = 1 — А^. (4.190)
Для насадки конкретного типа с определенной геометрией обычно
известны эмпирические соотношения между параметрами Л, П и
A7J.. Например, для дисковых насадок с углом наклони гофр 60° и
отбором петлевого потока из средней части
ЛЕ »-----------' "----------- + " (0,07 + 0.487Г), (4.191)
1 — л ехр | —0,5Л(1 — /Г1)] Л
где п — отношение водяных эквивалентов прямого и обратного
потоков:
= Gn/GB — доля петлевого потока в перерабатываемом воздухе.
_ Соотношение (4.191) справедливо при Л — 75...400; П = 14,5...58;
Гп = 0,05...0,15 и л = 0,9...1,0.
Геометрия насадки существенно влияет на средний (по высоте
диска) объемный коэффициент теплоотдачи, Вт/(м3 • К) (рис. 4.66):
а,, - NurX/<, (4193)
где X — теплопроводность газа, Вт/(м • К); d3 = 4есв/£уд — эквива-
лентный диаметр, м.
Результаты исследований теплообмена и гидравлического сопро-
тивления регенераторов с дисковой насадкой разной геометрии
обобщены в ваде зависимостей (рис. 4.67)
Nur = A Re" (6/4,)-”; (4.194)
...
где Xj, Xj,..., хл — геометрические, термодинамические и газодина-
мические параметры.
399
коэффициента теплоотдачи а от шага
Г рифления, угла [! наклона гофра к
плоскости диска, ширины b ленты и
числа прорезей
too гоо тоо ыю 600 не
Рис. 4.67. Зависимости усредненных
чисел Niip от числа Re для дисковых
насадок с углом наклона гофр р = 60°,
высотой диска 50 мм и двумя прорезями:
1 — для зоны / (Г = 4,91 мм,
h = 1,9 ..2 мм); 2 — для зоны II
(Г = 3,92 мм, h = 1,5 мм); 3 — для
зоны III (t = 3,14 мм, Л а 1 мм)
Число Рейнольдса определяется скоростью фильтрации м^:
Re = da /ц. (4.195)
Здесь р — динамическая вязкость газа при средних параметрах,
Па • с; и'ф — массовая скорость фильтрации, кг/(м2 • с):
= »» рЛ.; <4-196)
где и>н — средняя (по площади сечения пустого регенератора) скорость
потока газа, приведенного к нормальным условиям (рекомендуемые
значения wH для регенераторов с дисковой насадкой 2,6...2,8 м/с;
для регенераторов с каменной насадкой —1,0... 1,2 м/с); рн —
плотность газа при нормальных условиях, кг/м3.
Диаметр регенератора D& м, определяют по выбранному значе-
нию м»н, исходя из заданного секундного расхода газа Ус, м3/с,
приведенного к нормальным условиям (Т= 293 К, р — 0,1 МПа):
с, = 1,13 л/ г(4.197)
По этим данным можно определить коэффициенты теплоотдачи
и геометрические размеры регенератора.
400
Пример 4.8. Рассчитать параметры регенератора, схема которого дана на
рис. 4.68.
Для дисковой насадки в зоне 1 (при Л = 1,9-10*’ м; t = 4,7-10’3 м;
8 =0,5- 10’3 м) по формуле (4.164) найдем
^4 = 3-
1,9 -10~3 — 0,5 • 103________.
1,9* 10‘3-4,7- IO"3 sin larctg
1020 м2/м3
Аналогично получим £уд1| = 1220 м2/м2; FM1IJ = 1680 м2/м3.
По формуле (4 173) вычислим
ctll = I - ОД • 1020-ОД • ИГ3 = 0,745.
Аналогично есвП = 0,695; е€вШ = 0,58.
Эквивалентный диаметр
4е 4-0,745
=------- --------= 2,93 10 3 м
Руд Ю20
Аналогично <?эИ = 2,28-10"3 м; 4,ш = 1,38-10'3 м.
Средняя массовая скорость фильтрации по прямому потоку в зоне / при
выбранных значениях % = 2,8 м/с и ри = 1,205 кг/м2-
Аналогично («ф)^! = 4,85 кг/(м2с); («ф)^,,, = 5,8 кг/(м2-с).
26-№ 6675
401
Усредненное значение числа Re для прямого потока при средней вязкости
воздуха в этой зоне ц, = 17 10"* Па-с:
Аналогично при р„ = 14,5-10"6 Па-с RenpII = 767; при р1п “ 10,2-10 6 Па-с
^епрш — 780.
Для зоны /при Re^ = 780 графически (см рис. 467) определим = 34
Из уравнения (4 165) найдем среднее значение а,, для прямого потока в эоне /
при средней теплопроводности воздуха в этой зоне X, = 0.024 Вт/(м К):
“ (2,9°.°104у ' 95 °” ВТ/1"г'К'
Аналогично получим: при = 0,02 Вт/(м К) (tip) „ — 106000 Вт/(м3- К);
при Кш = 0,014 Вт/(м К) (ад*,,, = 124000 Вт/(м3- К).
Значения <хк ДЛЯ обратного потока для зон находим аналогично. Например,
при равенстве прямого и обратного потоков
» = ^Л = 1-0 <4‘,98>
и плотности азота при нормальных условиях рн = 1,165 кг/м3 скорости
фильтрации:
= 1,0 0,745165 ~ 4,36 'Ск
(“'«.Wil = 4-78 «Лм2 ‘ О- (“'«.Win = 5>6 «Л»*2' с>
Числа Рейнольдса по зонам:
ПРИ Робрп = 15-10-6 Па-с Reo6 „ = 725; при ро5 - 10,5- 10 б Па-с
14^=735.
Для зоны / (Nu^jjgp, = 32 (см. рис. 4-67) и при средней теплопроводности
азота A^p, = 0,024 Вт/(м - К) получим
(“vU. - ® 5” ВТЛ”’ К>
Аналогично при =0,02 Вт/(м-К) (ау)^,, = 104000 Вт/(м3-К); при
=0-013 Вт/(м- К) (Оу)^,, = 115000 Вт/(м3- К)
Усредненные по высоте регенератора значения aVcp
А-? = G г + G (ОД1₽ и + Q (а>)пр ш ;
Ц (“Айр ।+ G (“Лврп + Q (кЛвр in •
где С., С2, С3 — коэффициенты, характеризующие распределение насадки по
эонам, численно равные долям квеков определенных размеров в общем числе
дисков В рассматриваемом примере С, = 0,23. С2 х 0,32; С3 « 0,45. Тогда
= 111 400 ВтДм3 • К); (<хД$Р = 105 600 Вт/(м3 • К).
402
Средний объемный коэффициент теплопередачи
“ П/(аД?+ 1/(а^]-'. (4.200)
В данном примере XVcp = 54000 Вт/(м2-К)
При среднем свободном объеме насадки (6^)^,= 0,23-0,745 + 0,32-0,695 +
+ 0,45-0,58 = 0,658, заданной продолжительности дутья т = 180 с; рн =
- 2700 кг/м3 и сн = 814 Дж/(кг-К) по формуле (4.188) находим безразмерное
приведенное время-
-----2J4J(?-180 =258
(1 -0,658)2700-814
По формуле (4.189) при ДГТ = 4 К; (7Х =298К и = 96,3 К
определяем безразмерную недорекуперацию:
Д? = 4/(298 - 96,3) =0,0197.
Доля петлевого потока Уп= 7584/80 600 = 0,094
Отношение водяных эквивалентов п = 1.
Из уравнения (4.191) при известных значениях П, ЛТ,, п и Vn определяем
Л = 152. Объем насадки в регенераторе находим из соотношения (4.187)
Так, при - 80600 -1,165/3600 = 26,2 кг/с
_ ИД-ЦЮ-ИЯ-Ш ,
2-54-ltp
При = 2,8 ц/с и расходе воздуха 80600 м3/ч по формуле (4.197) вычисляем
диаметр регенератора:
Высота насадки в регенераторе
Д,-1,275Ц/Ррг. (4 202)
Подставив значение и Р, получим:
Н„ ~ 1,275 • 38,5/3,2" « 4,8 м.
При высоте диска 50 мм устанавливаем общее число дисков 96. Тогда высота
насадки составит 4,8 м.
Масса насадки в регенераторе
Ч = П - (%Лр1 ₽„ К,- (4-203)
т. е. Л4 = (1 - 0,658) - 2700-38,5 = 35 500 кг.
Среднее изменение температуры насадки за полупериод х.
Л’'н=-~2 . (4.204)
л/. г,
гДе Ср — тепловая нагрузка регенератора:
Ср = 26,2 (296 - 96,3) 1,035 • I03 = 5 350 000 Вт
403
Значение д7^ должно быть близко 35 К. В нашем примере
,5 350000-180- 336 к
35 500-814
При оценке гидравлического сопротивления регенератора следует
иметь в виду, что эмпирические значения коэффициентов сопро-
тивления получены для чистых насадок, а реальные их значения
существенно больше (до 2 раз), поэтому сопротивление насадки,
Па, можно оценить для регенератора при средних параметрах:
= W-205>
2W„
где wcp — средняя скорость газа в насадке, м/с:
»ср = ; (4.206)
Рср ^СВ^Ср Рср
(4,)Ср — среднее значение эквивалентного диаметра:
ОРя, - : <4-207)
'Лда'ср
— коэффициент сопротивления Например, для гофрированных
чистых насадок с углом наклона гофр 60” в диапазоне 300 5 Recp < 800
Ц, - (0,37 + ) (е„)ср ( )“Я. (4.208)
Лсч> °0
причем
Recp _ 0^)ср (Од. . (4.209)
V-cp
50 — базовая толщина ленты дисковой насадки (6 — 0.4).
Для рассматриваемого регенератора (fM)cD = 0,23 1020+0,32 1220+
+0,45-1680 = 1382 м2/№ Тогда по формуле (4.207) = 4-0,658/1382 =
= 1,9-10"’ м.
Для обратного потока при рср = 14- 10"6 Па-с по формуле (4.196) находим
ЛвР* = 2,8-1,165 = кг
(есЛр 0.658 ’ мг‘с’
по формуле (4 209)
404
по формуле (4.208)
по формуле (4.206) при = 1,95 кг/м2
= 4,96/1,95 = 2.55 м/с.
Гидравлическое сопротивление насадки по обратному потоку вычисляем по
формуле (4205)
1,95-2,552
10,42-----------4,8 = 6700 Па.
Параметры, полученные в результате расчета, указаны на рис 4 68 (расчет
проведен для азотного регенератора установки КААр-30) Корпус этого
регенератора изготовлен из коррозионно-стойкой стали I2X18H1OT. Толщина
стенок 16 мм при диаметре 3200 мм, толщина стенок корпуса в зоне сварного
шва около 20 мм Каждый диск в зоне I имеет массу 273 кг, в зоне II — 327
кг, в зоне III — 450 кг. Общая высота регенератора 7,3 м. Сборку регенератора
осуществляют на монтажной площадке После установки дисков на нижней
решетке приваривают верхнее днище корпуса. Насадку фиксируют специаль-
ными нажимными шпильками (см. рис. 4.61).
Пример 4.9. Рассчитать регенератср, схема которого дана на рис 4.69.
Методика приближенного теплового и гидравлического расчета регенераторов
с насыпкой базальтовой насадкой подобна рассмотренной выше. Следует
обратить внимание на различие исходных значений скоростей воздуха.
Поскольку свободный объем каменной насадки (» 0,42) меньше, чем дисковых
(в среднем 0,658), и часть объема (15—20 %) занята змеевиками и их
проставками, среднее значение скорости по отношению к площади сечения
пустого регенератора для потока газа, приведенного к нормальным условиям,
выбирают в пределах и>н = 1,0... 1,2 м/с.
Массовая скорость фильтрации практически одинакова по высоте регенератора
[см формулу (4 196)].
(“X
w рн 1,1 • 1,205 кг
=--------------= 3.15 —
е..„ 0,42 м2-с
Средний эквивалентный диаметр каменной насадки
Число Нусселыа для каменных насадок
Nil у = 0,3 Re0-8 ( асв)°’75.
Например, при рср= 14-10-6 Па-с согласно формуле (4.195)
(4210)
Тогда (NuF)cp - 0,3 -8Ю0'8 0,42°-7S = 33
405
Рвт -О. ft! МПа
Рис. 4.69. Схема к расчету
регенератора со змеевиками и
каменной насыпной насадкой
установки КААр-32 (период
переключения г = 9 мин)
По формуле (4.193) при >.ср = 0,019 Вт/(м К) получаем
33-0,019
^-«Л^-48400-
Коэффициент гидравлического сопротивления для этих условий £ =
= 0,9...1,0 Высота слоя дробленой насадки больше чем дисковой примерно в
1,6 раза. Период переключения х обычно составляет 9 мин
Параметры, полученные в результате расчета регенератора с насыпной
насадкой установки КААр-32, приведены на рис. 4.69 и в табл. 414.
При определении размеров проектируемого регенератора целе-
сообразно провести его сравнение с базовым регенератором работа-
ющей ВРУ, для которого известны все конструктивные и техноло-
гические параметры. При условии подобия регенераторов в первом
приближении должны быть выполнены следующие соотношения
для диаметров и массы насадки:
м„ - (МЛ I
(4-211)
406
4.14. Основные параметры кислородного регенератора установки КААр-32
расчетный участок (см. рис 4 69) Площадь поверх- ности насадки. Объем насадки, м3 Масса насадки, кг Высота участка. Площадь поверхности змеевиков по внутреннему диаметру, м2
I 2105 4,57 8150 0,532 18,31
II 13 318 28,4 50 700 4,560 1017
III 4883 10,3 18 300 1,672 372,9
IV 3609 7,67 13 650 0,912 31,4
Регенератор в целом 23 915 51 91 000 7,676 1439,6
Здесь индексом б отмечены параметры (расход К диаметр Dp и
масса Ми) насадки по зонам базового регенератора.
§ 4,9. АДСОРБЕРЫ ВРУ. ВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТЬ
В атмосферном воздухе кроме целевых компонентов содержатся
примеси, которые могут кристаллизоваться в аппаратах, нарушая
режим их работы, и взрывоопасные примеси. К первой группе
примесей обычно относят пары воды и двуокиси углерода, ко второй
— углеводороды, озон и др. Для обеспечения надежной и безопасной
работы ВРУ необходимо осуществлять очистку воздуха и продуктов
его разделения.
В установках малой и средней производительности выполняют
комплексную осушку и очистку воздуха в специальных адсорбцион-
ных блоках, работающих при температуре 278—283 К. В этих же
аппаратах частично удаляют и взрывоопасные примеси. В ВРУ
низкого давления большой производительности небольшая часть
воздуха (петлевой поток) очищается от двуокиси углерода в низко-
температурных адсорберах- В последние годы созданы ВРУ низкого
давления с комплексной осушкой и очисткой всего потока сжатого
воздуха.
Наиболее взрывоопасными элементами ВРУ являются аппараты,
в которых кипит и испаряется жидкий кислород. Это, в первую
очередь, конденсаторы-испарители. Углеводороды могут накапли-
ваться в жидком кислороде и иногда на теплопередающих поверх-
ностях, омываемых жидким кислородом. Взрывоопасные примеси
из жидкой фазы об'ычно улавливают в адсорбционных аппаратах,
Установленных на потоках кубовой жидкости и кислорода в цирку-
ляционном контуре конденсатора-испарителя.
407
Большой вклад в создание современной техники очистки воздуха
от примесей, в решение проблемы взрывобезопасное™ ВРУ внесли
И.П. Ишкин, Е.В. Вагин, С.С. Петухов, Ю.П.Блазнин, В.Б.Воро-
тынцев, Г.Ф. Денисенко, В.И. Файнштейи и др.
Содержание СО2 в атмосферном воздухе зависит от места взятия
пробы (в среднем около 0,03 %). Температура перехода двуокиси
углерода в твердое состояние зависит от ее концентрации, объемной
доли СО2 в воздухе и его давления. В области невысоких давлений
воздуха (до 1,0 МПа) давление пара над твердой двуокисью углерода
можно рассчитать по закону Дальтона; при больших значениях
необходимо учитывать реальные свойства системы двуокись углерода
— воздух, вводя поправочные коэффициенты (табл. 4.15).
4.15. Коэффициенты F, используемые при расчете давления пара
СО211 твердой фазой и температуры кристаллизации СО2 из
воздуха
Давление воздуха, МПа Значение коэффициента F при температуре, К
163 152 143 133 128 123
1,0 1.19 1.25 1,5 1,5 1,5 1.4
3,0 1,92 2,28 3,61 4,6 9.4 21,3
5,0 3,4 5,5 12,4 65,0 134,0 275,0
10,0 15,4 34,9 76,1 215,0 327,0 611,0
20,0 54,0 103,0 200,0 542,0 775,0 1481,0
Коэффициент F = Рсо /Ps> где PCQ ~~ парциальное давление
СО2 в воздухе в условиях опыта; ps — давление пара чистой двуоки-
си углерода над твердой фазой. Здесь рсо* = ссо^р, где сс0^ —
молярная доля СО2 в воздухе, соответствующая состоянию насыще-
ния; р — давление воздуха.
Содержание водяных паров в сжатом воздухе, поступающем в
ВРУ, приведено в табл. 1.2.
Состав и доля взрывоопасных примесей в воздухе, поступающем
в установку, зависят от места ее работы и выброса газов промыш-
ленными предприятиями вблизи нее. Кроме того, воздух может
быть загрязнен продуктами разложения смазочных масел в ВРУ-
Объемные доли, см’/м3, взрывоопасных примесей в сухом атмосфер-
ном воздухе при нормальных условиях (р = 1,01 • 105 Па и
Т = 273,15 К) приведены ниже.
Примесь...............СО СН4 С2Н6 С;Н2 N2O О3
Объемная доля, см^м5 до 35 до 1,0 0,1 0,001—1,0 0,5 0—0,5
408
Растворимость примесей в жидком кислороде и кубовой
жидкости при температурах 90 и 100 К указана в табл. 4.16.
4-16. Растворимость взрывоопасных примесей
Примесь Температура кипе- ния при нормаль- ном давлении, К Растворимость, приведенная к нормальным условиям, см’/м1
в жидком кисло- роде при 90 К в кубовой жид- кости при 100 К
Метан СН4 111,5 910 000 990 000
Этан С2Н6 184,5 93 000 109 000
Этилен С2Н4 Пропан С3Н8 Ацетилен С2Н2 160,0 27 500 —
230,8 7 000 10 800
189,4 5,4 19,5
Очистка петлевого потока воздуха. Часть воздуха (петлевой поток),
охлаждаемого в регенераторах, отводится из середины регенератора
в адсорбер для очистки от двуокиси углерода. Температура петлевого
потока и расход воздуха в нем зависят от условий работы регене-
раторов без забиваемости твердой фазой СО2 (см. гл. 1 и § 4.8).
Принципиальная схема узла ВРУ с адсорберами на петлевом потоке
показана на рис. 4.70. Период переключения адсорберов составляет
примерно 70 ч. В качестве адсорбента используют преимущественно
силикагель марки КСМ, изотермы адсорбции СО2 из сжатого воз-
духа приведены на рис. 4.71. Основные рекомендуемые характерис-
тики процесса указаны в табл. 4.17.
4.17. Скорость воздуха и сте-
пень использования адсорб-
ционной емкости в зависи-
мости от давления воздуха
Скорость Степень
Давление фильт- исполь-
воздуха. рации. зования
МПа и? адсорб-
мин -см2 ционной
емкости
0,5-0,6 0,5—0,8 0,6
1,5—3,0 0,2-0,4 0,8
5,0—7,5 0,1—0,2 0.9
18,0-20,0 0,05-0,10
Рис. 4.70. Схема очистки петлевого потока
воздуха от двуокиси углерода:
I — адсорбер; 2 — турбодетаидер, 3 —
регулирующий вентиль
409
а,сн'/г.
О 6,19 17,1 18,0 2J,9 79,7 р^-Ю^Ла
Рис. 4.71- Изотермы адсорбции СО2 из сжатого воздуха на силикагеле
Диаметр адсорбера определяют из условия допустимых скоростей
фильтрации рабочего потока, отнесенных к полному сечению аппа-
рата. Высота слоя адсорбента зависит от времени работы адсорбера
до переключения на регенерацию. Изменение температуры потока
приводит к резкому изменению времени защитного действия адсор-
бента, поэтому масса засыпаемого адсорбента должна быть увеличена
по сравнению с расчетным значением (обычно на 20 %).
Регенерацию адсорбента проводят сухим азотом, движущимся
противотоком по отношению к направлению движения очищаемого
потока воздуха. Регенерацию заканчивают по достижении темпера-
туры греющего газа на выходе из слоя адсорбента 353—363 К и
его выдержки в этих условиях не менее 2 ч.
Комплексная осушка и очистка сжатого воздуха. Блок комплекс-
ной осушки и очистки воздуха (БКО) наиболее широко применяют
в ВРУ среднего и высокого давлений (табл. 4.18). Давление воздуха
в адсорберах составляет 3—7 или 10—20 МПа. Воздух перед БКО
охлаждают до 278—283 К с целью уменьшения в нем паров воды
и увеличения поглотительной способности адсорбента. Осушку и
очистку воздуха от паров Н2О, СО2, С2Н2 и других примесей
выполняют с помощью синтетического цеолита NaX. Степень
осушки воздуха соответствует точке росы не менее 203 К, остаточная
доля СО, в очищенном воздухе около 1,5 см3/м3, С,Н, — не более
5-1<Г3см3/м3
Насыщение цеолита парами Н2О, СО2 и С2Н2 происходит до
определенного предела, а затем адсорбционная емкость адсорбента
восстанавливается путем регенерации. Цеолит NaX поглощает СО2
хуже, чем Н,О и С2Н2, поэтому время переключения адсорберов
410
Рис. 4.72. Изобары адсорбции СО2 на цеолите NaX при различных давлениях
воздуха р и скоростях фильтрации сухого (кривая J) и влажного (кривые 2—4)
воздуха:
1—р = 2,5...7,0 МПа и w* = 20,0 дм’Дмин • см1) иди соотвесгвенно 20,0 и 0,04;
2—20,0 и 0,04; 3-7,0 и 0,20,4—2,5 и 0,20
блока определяют из условия насыщения адсорбента двуокисью
углерода. Периодичность переключения адсорберов 8—20 ч. При
расчете БКО используют значения динамической емкости цеолита
по СО2 (обычно 12—15 см3/г). На рис. 4.72 показаны изобары
адсорбции СО2 из сжатого воздуха. Для регенерации адсорбента
используют азот или воздух, подогретые до 650—670 К; расход
регенерирующего газа составляет примерно 20 % расхода очищаемого
воздуха. В конце процесса регенерации температура азота (воздуха)
на выходе из адсорбера должна быть не менее 473—493 К; перед
переключением адсорбера на режим очистки его охлаждают потоком
сухого газа.
4.18. Технические характеристики БКО типа ЦБ
БКО Расход воздуха, кг/ч Рабочее давление, МПа Диаметр/высота сосуда, ММ Масса цеолита, кг
ЦБ-120/120 150 12,0 325/1380 115
ЦБ-400/120 520 20,0 377/1970 230
ЦБ-1000/64 1290 6,4 520/3000 820
ЦБ-1000/200 1290 20,0 465/3790 720
ЦБ-2400/64 3100 6.4 750/4200 2060
ЦБ-2400/200* 3100 20,0 465/3790 2160
ЦБ-22 000/32 28 600 3,2 1800/12 000 19 000
’ Число сосудов—6, в остальных блоках — по 2.
411
Рис. 4.73. Схема блока комплексной осушки и очистки воздуха:
1 — влагоавделитель, 2, 12 — адсорберы; 3— 6, 8, 15—18 — вентили; 7, 11 —
измерительные преобразователи температуры; 9 — нагреватель; 10 -
терморегулятор. 13, 19 —фильтры; 14, 20 — манометры
Изготовляют БКО по различным технологическим схемам: с двумя
(рис. 4.73) и четырьмя адсорберами. Очищаемый воздух поступает
во влагоотделитель 1, а затем в адсорбер 2, на выходе из которого
установлен фильтр 19 для улавливания цеолитовой пыли. Регенери-
рующий газ после подогревателя 9 поступает в адсорбер 12
Работа БКО непрерывна, цикл каждого адсорбера состоит из
следующих режимов: адсорбции, нагрева адсорбента и десорбции,
охлаждения адсорбента до рабочей температуры. Время десорбции
адсорбента должно быть меньше продолжительности адсорбции на
величину, необходимую для нагревания адсорбента до температуры
процесса десорбции и последующего его охлаждения до рабочей
температуры. Время протекания тепловых процессов в рассматривае-
мой системе значительно, поэтому в БКО часто дополнительно
используют холодильные машины или часть холода, производимого
в ВРУ.
В БКО с четырьмя адсорберами в режиме адсорбции работают
одновременно два адсорбера, а два других — в режиме регенерации;
циклы переключения всех адсорберов смещены для обеспечения
более равномерной работы БКО.
412
В последнее десятилетие адсорбционные блоки начали применять
в ВРУ низкого давления, используя ту же схему построения узла,
что и в установках среднего и высокого давления. Отличие состоит
лишь в конструктивных особенностях адсорберов, обусловлеинных
их большой объемной производительностью. При построении таких
установок следует обеспечивать равномерность распределения потока
по сечению аппарата и минимизировать необходимое количество
адсорбента с целью уменьшения габаритов аппарата и удешевления
его изготовления.
Энергозатраты в БКО составляют 200 Вт и более на 1 м3 перера-
батываемого воздуха. Для снижения расхода энергии разрабатывают
новые технологические схемы адсорбционной очистки и осушки
воздуха при использовании адсорбентов с более низкой температу-
рой регенерации (например, известны конструкции аппаратов с
многослойной разнородной засыпкой шихты). Направление движе-
ния потока может быть как радиальным, так и осевым. Высоту
слоя адсорбента выбирают исходя из условия обеспечения времени
работы аппаратов до переключения от 2 до 4 ч, чему соответствует
высота слоя адсорбента от 0,5 до 1,5 м. В качестве адсорбента,
обеспечивающего осушку воздуха, как правило, применяют оксид
алюминия активный марки АОА-2 (ГОСТ 8136-85), а в качестве
адсорбента, обеспечивающего очист-
ку от двуокиси углерода, применяют
цеолит NaX марки А с размером
гранул 2+0,2 мм (ТУ 38.102.81). На
рис. 4.74 показан принцип устрой-
ства адсорбера ВРУ низкого давле-
ния ААж-5. Масса загружаемого
цеолита — 1,36 т, оксида алюминия —
0,72 т, рабочая температура адсор-
бера 281 К, температура газа при
регенерации — 473...523 К.
Рис. 4.74. Двухслойный адсорбер ВРУ низ-
кого давления:
1 — люк для засыпки адсорбента; 2 и 10 —
патрубки для выхода и входа воздуха; 3, 4,
9 — решетки; 5 — слой цеолита; 6, 7 —
люки для выгрузки адсорбента; 8 — адсор-
бент
413
Очистка кубовой жидкости от углеводороде». Жидкость, находя-
щуюся в кубе нижней колонны, очищают в адсорберах от взрыво-
опасных примесей- В качестве адсорбента для очистки кубовой
жидкости в настоящее время применяют силикагель марки КСМ
(реже КСК). Ацетиленоемкость силикагеля КСМ (с насыпной плот-
ностью 0,78 кг/дм3) зависит от содержания в жидкости двуокиси
углерода: при содержании ацетилена в жидкости около 0,2 см3/дм3
и СО2 11—14 см3/м3 она составляет 1,8 см3/дм3. При содержании
двуокиси углерода в жидкости 5 см3/м3 и ниже ацетиленоемкость
может быть принята равной 2,2 см3/дм3.
Наиболее распространенные схемы включения адсорберов на
потоке кубовой жидкости показаны на рис. 4.75. Способ очистки
воздуха в отмывочной колонне позволяет вести процесс при высо-
ком содержании удаляемых примесей. Это достигается благодаря
более высокой температуре жидкости в колонне по сравнению с
температурой кислорода и, следовательно, большей растворимости
примесей. Повышенное содержание примесей в данном случае менее
опасно, так как жидкость в отмывочной колонне не кипит.
Очистка жидкого кислорода от углеводородов. Особенно опасно
попадание в жидкий кислород даже небольших объемов взрыво-
опасных примесей в установках с длительным периодом работы.
При кипении жидкого кислорода эти примеси постепенно могут
накапливаться в жидкости, так как давление насыщенных паров
углеводородов существенно ниже давления насыщенного пара кисло-
рода. Кроме того, адсорберы БКО на петлевом потоке воздуха не
ЖиЭкость
о Верхнюю колонну-
в Верхнюю колонну
Воздух
из реееневотор/Л
Рис. 4.75. Схема очистки от углеводородов кубовой жидкости:
а — на потоке в верхнюю колонну (7 — куб нижней колонны; 2 — адсорбер;
3 — дроссельный вентиль); б — в отмывочной колонне (1 — нижняя колонна;
2 — отмывочная колонна; 3 — циркуляционный насос; 4 — адсорбер)
414
Рис. 4.76. Схема очистки от углеводородов
жидкого кислорода:
] — выносной конденсатор-испаритель,
2 — адсорбер
обеспечивают полной очистки от
С2Н2 и многоатомных углеводо-
родов, а степень очистки этана и
этилена не превышает 10 %. В
связи с этим в ВРУ применяют
адсорбционную очистку жидкого
кислорода.
Известны две схемы включе-
ния адсорберов: на потоке жидко-
го кислорода перед выносными
конденсаторами-испарителями и в циркуляционном контуре. В
настоящее время наиболее распространена вторая схема (рис. 4.76)
как более эффективная. Ее преимущество — непрерывная и более
глубокая очистка, обусловленная многократным прохождением
жидкости через адсорбер. Циркуляция жидкого кислорода обеспе-
чивается специальным насосом или парлифтом. Режимы работы
адсорберов очистки кислорода и кубовой жидкости близки.
Очистка и разделение инертных газов. Процесс низкотемператур-
ной адсорбции в ВРУ используют также для разделения н получения
чистых инертных газов. Основополагающие работы в этом направ-
лении выполнены Е.В. Вагиным, Г.А. Головко, С.С. Петуховым.
Адсорбционные блоки очистки и разделения инертных газов в ВРУ
выполняют следующие технологические задачи: получение чистого
аргона (объемная доля более 99,999 %) из сырого аргона (85—98 %);
комплексную очистку от двуокиси углерода и углеводородов крипто-
ноксенонового концентрата; разделение первичного крилтоноксено-
нового концентрата; разделение неоногелиевой смеси.
Возможность применения процесса физической адсорбции для
получения аргона особой чистоты обусловлена различием критичес-
ких размеров атомов аргона и молекулы кислорода (соответственно
0,28 нм и 0,384 нм). Процесс очистки осуществляют на адсорбентах
типа молекулярное сито, имеющих размеры входных окон в адсорб-
ционные полости 0,3—0,4 нм. Например, ВРУ высокого давления
КжАр-1,6 с цеолитовым блоком очистки аргона обеспечивает степень
извлечения высокочистого аргона до 0,75 при расходе перерабаты-
ваемого воздуха 6340 м3/ч. Температура и давление процесса очистки
соответственно: Т~ 93 К, р « 0,13...0,]6 МПа. Масса адсорбента —
415
цеолита NaA-б (с размером входных окон 0,4 нм) — в каждом из
трех адсорберов блока составляет 460 кг.
Наиболее полно вопросы разделения и очистки инертных газов
изложены в работах проф. Г-А.Головко.
Конструкция адсорбционных аппаратов. При проектировании
адсорбционных аппаратов для ВРУ необходимо учитывать три спе-
цифических условия: криогенные температуры процесса и высокие
давления (до 20 МПа); циклические температурные нагрузки при
значительной амплитуде; сильную окислительную способность кис-
лорода.
Адсорбционный аппарат представляет собой цилиндрический
сосуд с крышками, в котором находится адсорбент. Для уменьшения
истирания адсорбента и равномерного прохождения потока через
слой необходимо обеспечить его уплотнение либо с помощью под-
жимных устройств, либо давлением столба адсорбента в специаль-
ном вертикальном трубопроводе, расположенном выше слоя адсор-
бента. Конструктивно адсорберы изготовляют цельносварными и с
фланцевыми соединениями и нажимными решетками. Ранее при-
меняли комбинированные фильтры-адсорберы с фильтром из порош-
ковых материалов для улавливания твердых кристаллов СО2. В на-
стоящее время наиболее распространены цельносварные адсорберы.
В табл. 4.19 приведены типовые размерные ряды жидкостных и
газовых адсорберов, заполняемых сияикагелем по ГОСТ 3956—89.
4.19. Характеристики типовых жидкостных и газовых адсорберов
Тип адсорбера Диаметр аппарата, мм Производитель- ность, ь^/ч* Плотность насыпная адсорбента, кг/м3 Масса адсорбента, КГ
Жидкостные- АЖ 0,29/4 400 1 380—2 500 195
АЖ 0,5/6 600 2 200-5 000 340
АЖ 0,98/8 800 5 000-10 000 600
АЖ 2,1/12 1200 10 000-19 000 670 1400
АЖ 4,0/16 1600 15 700-40 000 2 680
АЖ 6,7/20 2000 30 000-59 000 —
АЖ 13/26 2600 50 000-90 000 8 700
Газовые- АГ 3,0/12 1200 1600-4 400 2 160
АГ 9,5/20 2000 5 300-13 200 8 840
АГ 18/26 2600 8 850-23 300 720 12 960
АГ 36/36 3600 17 000-50 500 23 920
* при нормальных условиях
416
Рис. 4.77. Адсорбер:
1 — труба; 2 — выходной патрубок; 3 —
выходная решетка, 4 — люк, 5 — входной
патрубок, б — опорное кольцо, 7 — крыш-
ка, 8 — решетка; 9 — корпус, 10 —
крышка
На рис. 4.77 показана схема
цельносварного аппарата с поджати-
ем слоя столбом адсорбента. Очи-
щаемая жидкость поступает в ад-
сорбционный аппарат снизу, что
способствует более свободному про-
хождению паров, образующихся
при падении давления жидкости. Б
газовых адсорберах направление
движения очищаемого воздуха не
имеет особого значения. Адсорб-
ционные аппараты, предназначен-
ные для работы при высоких давле-
ниях, имеют разъемную конст-
рукцию баллонного типа.
Расчет адсорбционных аппаратов ВРУ. Расчет адсорбционных
аппаратов включает расчет процессов адсорбции и регенерации, в
результате которого определяют размеры адсорбера, время защитного
действия и время регенерации. Для расчета процесса необходимо
решить систему дифференциальных уравнений: материального
баланса, кинетики и статики адсорбции
—•- + —+ div (и, и) = 0; (4.212)
dt dt
da
—— = V,- («р a2,.„, аг л.. n2......nA-, (4.213)
dt
", = F, (P.. "i. "2. (4.214)
где at — адсорбция i-го компонента; t — время процесса; nf —
объемная доля «-го компонента в подвижной фазе; и — вектор
линейной скорости потока; ра — давление в адсорбере; I — номер
компонента в смеси веществ.
В инженерной практике приходится иметь дело с адсорбцией
многокомпонентных смесей, поэтому даже численное решение
27-№6675 417
системы невозможно, так как требуются эмпирические данные о
равновесии и кинетике всех адсорбируемых компонентов. Обычно
проводят приближенный расчет, в результате которого определяют
необходимое количество адсорбента или время защитного действия
при заданной скорости фильтрации, а также время регенерации.
Методика приближенного расчета. При расчете известны следу-
ющие величины: расход очищаемого воздуха или другой смеси, на-
чальное содержание примеси, температура и давление процесса.
Определяют следующие величины
1. Диаметр аппарата, м:
£) = д! i Лк Л , (4.215)
1 " «Р
где V— объемный расход очищаемой смеси, приведенный к нор-
мальным условиям (Т= 293 К, р =0,1 МПа), м3/ч; р0 — плотность
потока, приведенная к нормальным условиям, кг/м3; р — плотность
адсорбируемого потока, кг/м3; п — число адсорберов, работающих
в режиме адсорбции; — скорость фильтрации, м3/(ч • м2) (обычно
скорость фильтрации w указывают в л/(мин • см2), тогда и^= 600 w).
2. Объем примеси, адсорбирующейся в единицу времени, м3/ч:
^=К(СП-С2/), (4.216)
где Сь и С2| — объемные доли i-ro компонента в смеси на входе и
выходе аппарата, м3/м3.
3. Объем прнмеси, м3, который может поглотить слой адсорбента:
К„, - О 25пО2£рА, (4.217)
где D — диаметр слоя, м; L — длина слоя, м; рн — насыпная плот-
ность адсорбента, кг/м3; аа — динамическая емкость адсорбента.
м3/кг.
4. Время защитного действия аппарата, ч:
S = (4-218)
5. Количество теплоты, необходимой для обеспечения процесса
регенерации, Дж:
г о, = о, + о2 + о3 + е4 + о5, (4.219)
где Ср Q, и — количество теплоты, идущей на нагреваине
металла, адсорбента и изоляции, соответственно, С4 — теплота
десорбции; Q5 — потери теплоты в окружающую среду.
418
6. Время регенерации адсорбента, ч:
где T.Qj — количество теплоты, подводимой в процессе регенера-
ции, Дж; рг — плотность регенерирующего газа при сред ней темпе-
ратуре процесса нагревания, кг/м3; ср — удельная теплоемкость газа
при средней температуре процесса нагревания, Дж/(кг • К); Тт —
температура греющего газа на входе в аппарат, К; 7^ — средняя
температура газа на выходе из аппарата, К; Vp — расход регенери-
рующего газа, м3/ч.
Средняя удельная теплоемкость цеолита в процессе его регенера-
ции = 0,86 кДж/(кг • К), силикагеля ёрС = 0,6... 1,3 кДж/(кг • К).
Расход газа на регенерацию выбирают по допустимой скорости
регенерирующего газа через слой адсорбента и времени регенерации.
В адсорбционных установках скорость фильтрации обычно выби-
рают так, чтобы перепад давлений не превышал 5 кПа на 1 м длины
слоя. При принятых скоростях фильтрации в адсорбционных аппа-
ратах ВРУ гидравлическое сопротивление слоя адсорбента сопоставимо
с сопротивлением фильтров, запорной арматуры и коммуникаций.
Гидравлическое сопротивление слоя адсорбента, рассматривае-
мого как слой со случайной упаковкой, можно определить по урав-
нению Эргуна, которое учитывает влияние всех эффектов (кроме
влияния шероховатости и стенок):
Lv? р (1 — е)
Др =-------ут------
а Е3
Ав
w dp
(4.221)
где L — длина слоя адсорбента, м; w — скорость фильтрации,
отнесенная к площади полного сечения адсорбера, м/с; р — плотность
газовой среды, кг/м3; е — порозность слоя адсорбента (отношение
свободного объема к объему слоя); d — характерный (эквивалент-
ный) диаметр частиц, м; ц — динамическая вязкость, Па • с; Ау и
А2 — безразмерные коэффициенты, полученные при обработке экс-
периментальных данных: At = 150 и Л2 - 1,75.
Значение диаметра d определяется удельной площадью поверх-
ности fya отдельной частицы (гранулы):
^=6//уд, (4.222)
где значение fya равно отношению площади поверхности грану-
лы к ее объему, м2/м3.
419
На практике чаще используют площадь удельной поверхности
слоя частиц^, которая связана сf следующим соотношением:
<4-223)
Уравнение (4.221) достаточно хорошо описывает сопротивление
слоя адсорбента для всех типов частиц; для большей точности расчета
следует использовать экспериментальные значения безразмерных
коэффициентов А, и /12 для каждого типа частиц.
§ 4.10. КОНДЕНСАТОРЫ-ИСПАРИТЕЛИ ВРУ
Для осуществления низкотемпературной ректификации воздуха
необходимо получать потоки пара и флегмы. Эту задачу в узле
ректификации функционально выполняют конденсаторы-испари-
тели. Процесс конденсации одного из потоков происходит вследст-
вие кипения жидкости другого потока. Поскольку составы потоков
различны, давления в полостях конденсации и кипения выбирают
так, чтобы обеспечить необходимую разность температур для пере-
дачи теплоты от конденсирующегося потока кипящей жидкости.
Теплообмен при кипении и конденсации должен осуществляться
при минимальной разности температур, поскольку давление сжатия
перерабатываемого воздуха иг следовательно, затраты энергии на
разделение в значительной степени определяются давлением конден-
сации. Эта разность, называемая температурным напором А У, должна
быть минимальной. В современных аппаратах А Г = 0,5...2,0 К в
зависимости от типа аппарата.
Исследованию рабочих процессов кипения и конденсации посвя-
щены фундаментальные работы С.С. КутателадЗе, Г.Н. Кружилина,
В А. Григорьева, Д.А. Лабунцова, Ю.А. Кириченко, В. К Орлова,
Е.В. Аметистова.
До последнего времени в ВРУ наиболее широко применяли
прямотрубные конденсаторы-испарители (рис. 4.78). Парбгенерирую-
щие трубки диаметром 12, толщиной 1,5 и длиной до 3000 мм
вварены в трубные решетки. В трубках кипящая жидкость в режиме
парлифта поднимается на верхнюю трубную решетку, с которой
сливается через центральную трубу, часто называемую опускной
системой. Испарившаяся жидкость в виде пара отводится из испари-
тельной полости. Циркуляция кипящей жидкости в трубах обеспе-
чивает проточность испарительной системы и взрывобезопасность.
Существуют также конструкции с отбором жидкости из опускной
системы в контур внешней циркуляции с адсорберами углеводо-
родов. Циркуляция жидкости в этом контуре может происходить
420
рис. 4.78. Трубчатым конденсатор-
испаритель:
I — сливная труба; 2 — труба ввода
жидкости в испаритель; 3 — трубка
уровнемера, 4 — труба отвода
конденсата, 5 — труба отвода
несконденсировавшегося газа; б —
труба отвода паров, 7 — патрубок
ввода газа на конденсацию; 8 —
рубашка; ₽ — центральная (опуск-
ная) труба; 10 — трубная решетка;
11 — кольцевой элемент для сое-
динения трубной решетки с корпу-
сом. 12 — люк
под действием напора жид-
кости, стекающей в опускную
систему. В ряде случаев для
осуществления внешней цир-
куляции применяют насосы.
Конденсация происходит на
внешней поверхности трубок.
Конденсат отводится через
трубу 4. Типовые конструк-
ции трубчатых конденсаторов-испарителей для крупных ВРУ, вы-
полненные из алюминиевых сплавов, работают при температурном
напоре 2,4—2,6 К. В конденсаторах-испарителях ВРУ малой
производительности используют медные трубки
В настоящее время все более широкое применение находят
конденсаторы-испарители из витых трубок, конструкция которых
аналогична конструкции витого теплообменника с разреженной
навивкой, подробно рассмотренной в § 4.3.
В последние годы разработаны также пластинчато-ребристые
конденсаторы-испарители вертикальные (высотой 1500 и 3000 мм)
и горизонтальные (с каналами кипения длиной 850 мм). Каналы
кипения образованы рифленой лентой обычно без прорезей (гладкое
ребро). Высота ребра 6 мм, шаг 3 мм (в аппаратах вертикального
типа, рис. 4.79) и 2 мм (в аппаратах горизонтального типа,
рис. 4.80). Каналы конденсации могут иметь как сплошные, так и
прерывистые ребра с турбулизаторами.
Для оценки основных параметров пластинчато-ребристых конден-
саторов-испарителей удобно применять разработанный В.А. Гариным,
В.В. Мазаевым, Л.Д. Марченко и В.Н. Гусаровым графоаналити-
ческий метод (рис. 4.81 и 4.82).
421
Рис. 4.79. КоноруК1ИВНЯЯ схема пластинчато-ребристого коцденсятора-испаригеля
вертикального типа (Л и Б — полости кипения и конденсации соответственно)
Одним из наиболее эффективных решений задачи интенсифика-
ции теплообмена на стороне кипения следует считать предложенное
специалистами фирмы "Union Carbide” капиллярно-пористое покры-
тие (КПП) поверхности кипения ковденсаторов-испарителей. Это
покрытие получают путем газотермического напыления слоя порош-
кообразного металла на предварительно обработанную шероховатую
поверхность трубки (рис. 4.83)
Рис. 4.80. Конструктивная схема конденсат оря-испарителя с пакетами гори
зонтального типа
422
q, Вт/м1
Рис. 4.81 Номограмма для расчета
пластинчато-ребристого конденсатора-
испарителя с пакетами горизонтального
типа (д — удельная тепловая нагрузка;
Риш и Рконд ' давления кипения и кон-
денсации, р — объемное паросодер-
жание па выходе из каналов; w — ско-
рость циркуляции)
Рис. 4-82- Характеристики пакета вер-
тикального пластинчато-ребристого
конденсатора-испарителя размером
3000*850x850 мм с da = 2,75 мм в
полостях кипения и конденсации (при
относительном уровне кипящей жид-
кости 0,85)
Нанесенное таким способом покрытие имеет высокие механичес-
кую прочность и стойкость к вибрационным и термоциклическим
нагрузкам.
Механизм интенсификации процесса кипения в КПП можно
объяснить следующим образом. В пористом слое существует множе-
ство центров парообразования. Вырывающиеся из пористого слоя
пузырьки пара стимулируют подсасывание жидкости внутрь порис-
того слоя. Образуются микроскопические контуры циркуляции. В
итоге устойчивый режим кипения может быть реализован при
Д7'< 1 К. Коэффициент теплоотдачи на КПП увеличивается в 5—
10 раз. Оптимальные размеры пор для различных жидкостей различ-
ны. Для интенсификации теплоотдачи на стороне конденсации
обычно используют оребрение рабочей поверхности (см. рис. 4.83).
423
Рис. 4.84. Зависимость плотности теплового потока
от перепада температур нри кипении кислорода па
различных поверхностях:
1 — вертикальные трубки с пористым покрытием
и оребрением на поверхности конденсации: 2 —
вертикальные трубки с пористым покрытием и
гладкой поверхностью конденсации; 3 — пластин-
чато-ребристые пакеты (горизонтального типа); 4 —
гладкие вертикальные трубки
Результаты экспериментальных исследований и методика расчета
аппаратов с КПП приведены в работах В.Е.Позняка и В.Н.Са-
вельева. Зависимости, приведенные на рис. 4.84, дают возможность
сопоставить интенсивности теплообмена при кипении кислорода в
конденсаторах-испарителях различной конструкции.
Основные принципы конструктгивного расчета конденсаторов-
испарителей покажем на примере.
Пример 4.10. Теплогидродинамический расчет пластинчато-ребристого
конденсатора-испарителя выполняют с целью определения площади поверхности
теплообмена, размеров циркуляционной системы и основных технологических
параметров конденсатора-испарителя.
Исходные данные, определенные из техяагогического расчета схемы воздухо-
разделительной установки.
Рассмотрим конденсатор-испаритель, в котором за 1 с образуется 4,77 кт
конденсата и выкипает 4,68 кг кислорода.
1 Тепловой поток в конденсаторе-испарителе Q = 1020 кВт.
2. Давление кипящей смеси в верхнем коллекторе ркнп = 1,45-105 Па
3. Давление конденсирующейся смеси на входе в конденсатор-испаритель
«>’111
4. Объемные доли компонентов кипящей смеси азота в паре уп = 0; аргона
в паре у|2 = 0, азота в жидкости хп = 0; аргона в жидкости х12 = 0,005.
5 Объемные доли компонентов конденсирующейся смеси азота р21 = 0,942,
аргона р2 = 0; кислорода у23 = 1— р21— у22 = 0,058.
6. Массовый расход жидкости, сливаемой из полости кипения, = 0
7 Массовый расход пара, отдуваемого из полости конденсации, /1=0.
Исходные данные, принятые по рекомендациям для выбора технологических и
конструктивных параметров (см. рис 4.79 и 4 85).
1 Скорость циркуляции — скорость жидкого кислорода на входе в паро-
генерируюший канал (рис 4.86) = 0,07 м/с.
При малой скорости циркуляции ухудшается теплообмен и возможно
отложение взрывоопасных примесей на поверхности парогенерирующих каналов.
Скорость циркуляции выбирают так, чтобы объемное паросодержание на выходе
из каналов ₽пых было меньше 0,96, а приведенная скорость жидкости
больше 0,05 м/с.
Скорость циркуляции принимают не менее 0,05 м/с
Увеличение скорости ухудшает технико-экономические показатели воздухо-
разделительной установки.
424
Рис. 4.85. Пакет пластинчато-ребристого кпиденсэтора-испарителя;
1 — ребристая поверхность; 2 — стенка канала; 3 — проставочная полоса
2 Уровень конденсата йк определяется конструкцией конденсатора-
испарителя (расположением и диаметром патрубка слива конденсата)- = /4 =
= 0.05 ..0,3 м (см. рис. 4.79). Примем Нк = 0.11 м
3. Статический уровень жидкости Яст (см рис.
4.86) на верхней решетке пакета принимают в
диапазоне от 0,025 до 0,03 м. При увеличении
статического уровня жидкости плотность теплового
потока и периметр перелива уменьшаются, а
поверхность теплообмена увеличивается. Примем
Н„ =0.03 м
4. Коэффициент запаса скорости жидкости в
опускной системе, определяющей надежность ее
работы, принимают в диапазоне от 0,5 до 0,9.
Примем с = 0,9.
Здесь опускной системой условно назван канал,
по которому стекает с верхней решетки жидкость,
пе выкипевшая в парогенерирующих каналах.
। и । tTVrrrfr
Рис. 4.86. Схема естественной циркуляции кипящей
жидкости
425
5. Длина пакета I = 1,45 м.
6. Ширина пакета bt = 0,85 м (см. рис 4.79).
7. Высота пакета Ь2 = 0,85 м.
8. Ширина проставочной полосы Ь3 = 0,018 м (см. рис. 4.85)
9. Площади теплообменных поверхностей каналов кипения и конденсации
считаем одинаковыми, поэтому высота насадки /, = /2 = 0,006 м.
10 Шаг оребрения s, ~ s2 = 0,003 м.
11 Толщина насадки 8, = 82 = 0,0002 м.
12 Толщина стенок каналов 8 = 0,001 м.
13 Толщина боковых листов Т — 0,06 м.
Расчет. Геометрические размеры пакета конденсатора-испарителя:
эквивалентный диаметр канала
2 (у, — Б,) ((, — 6,)
2 (у, + /, - 26,) ’
(4.224)
d3 = 0,00378 м,
рабочая длина парогенерирующих каналов
ip = I — Я* - Ь3 = 1,45 — 0,11 - 0,018 = 1,322 м; (4.225)
площади рабочей поверхности каналов кипения и конденсации
F, = F2 = 2/р (8, - 2й3) (у, + /, - 28,)/у,; (4.226)
Г,= F2 =6,17 м2;
площади рабочей поверхности ребер в канале
Fpl - Гр7 = 21р (Ь, - 26,) Ц - 8,)/5i; (4.227)
= fP2 = 4-16 «2;
площадь поперечного сечения канала кипенпа
f= (6, - 263) (s, - Б,) (/2 - Б,)/у,; f= 0,0044 м2 (4.228)
Температура конденсации в верхнем сечении:
если90,19К< Тг< 120 К.
Г =-------------?.-------------. (4 229)
1g (98,07ркокд) — Г+0,015
если Т2 < 90,19 К,
Г, =---------------------------------. (4.230)
1g (98,07рКО|Щ) - Г- ДГ+0,015
где В' = В — 9,Зт^3; ДГ = 0,1028х23 при Т2 > 87,29 К; В' = В — 9,3xj3 — Т.Э^;
ДГ-О,1О28^3 + 0,0839*22 ПРИ 87>29 к
426
(4.232)
(4.233)
(4.234)
(4 235)
Коэффициенты для расчета температуры
В = -364.65^3 - 345,48x22 - 302,82лд + х^ [13,44 —
(*22 *23^ ’*’^(>22 *23^1 + *23*21 [93,24 — 58,0 (х21 — Х23) +
+ 27 (Xj[ *2з)2[ + *23*21 [54,92 — 26,1 (х21 —*33) +
® (’21 *22^ + 5^21^22*23» (4.231)
Г = 2,4024x23 + 2,5086^2 +2,8919xj[ + *23*22 Р-084 — 0,0215 (Xj2 — х23) +
+ 0,0103 (*22 — Х23)2] + *23*21 [0,2864 — 0,157 (х^ — Xj3) +
+ 0,061 (Xj, — Xjj)2] + XjjXj, [0,194 — 0,086 (Xj, — x^ +
+ 0,041 (Xj, — Xjj)2] + 0,004xj1x22x2J.
Объемные поли компонентов конденсата в верхнем сечении:
.
' %|Мэ>2 + W(*B>2 + >*23 ’
;
+ Уп^гдз + Ум
Х2з = 1 — Xj| — х2,
где (Я|3)2 и (^23)2 — относительные летучести азота и аргона соответственно:
(^13)2 ~ ехР (2,3026 [(-4|3)2 х23 + (Ли)2 Xjj + ((Ап)2 + (Л23)2) Х& +
+ *21*23 (^ (Аз\1 ~ ((-ЗзЪ (*21 — *23^ +
+ Хц-Ззд (3(АзЪ + (Аз>г + (^гзЫ + *22*23 (^(^зЪ + (Аг>2 + (^WzM- (4.236)
(^23)2 = ехР (2,3026 [(Л23)2 *23 + (АгЪ *22 + ((Aih — (^гW *21
+ 6X32*23 (523)2 + *21*22 ((^13^2 ~ 3 (®izh + (^гзЫ +
+ *2,>23 (3 (Л,з)2 - (Яп)2 + (^3)2 - (С1з>2*21)В- (4 237)
В результате расчета получаем* (Лп)2 — 3,395; (Л23)2 = 1,423; з^( = 0,826;
*22 = ®; *23 = °»174: в = -303.37; Г= 2,86; Г2 = 95,44 К.
Расчет состава смеси выполнен методом последовательных приближений- Для
этого искомым величинам з^,, xjj, >^3 вначале присваивали значения j>2l, у22,
у23 и определяли значения >j,, Xj2, х^3. Далее расчет повторяли с новыми
значениями объемных долей компонентов в жидкости и заканчивали, когда
полученные в последнем приближении значения отличались от значений,
полученных в предыдущем приближении, не более чем на в — I 10'4.
427
Коэффициенты в формулах (4 236) и (4 237): (Л13)2 = 0,6043 —0,26352);
(Л31)2 = 0,5708 - 0,24352); (Л23)2 = 0,2026 — 0,0904Д (Л32)2 = 0,0486 -
- 0,03362); (Л12)2 = 0,5 - 0,21182); (Л21)2 = 0,4062 - 0,16042), (й13)2 =
= 0,0229 - 0,01532); (2)23)2 = 0,0029 - 0,0022); (1?12)2 = 0,0166 - 0,01062);
(С13)2 = 0,0492 - 0,042), тде 2) = 1,02 • 10 5/>кош.
Для определения свойств смеси используем формулы, приведенные в § 4 11.
Теплота фазового перехода пар—жидкость конденсирующейся смеси
'%. = Л1П + Хг2г2 + (4 238)
Объемные доли компонентов конденсата на выходе
испарителя
вых _
1 С + *2Т“С^ ’
из конденсатора-
(4239)
= («13)2ebR/[(W“*2T+ (й23)2вых*й"+ ^“Г1: (4241)
= («2з)гв“ /К *S“+ ^ГГ'- (4.242)
Относительные летучести азота и аргона (2?13)2ВЫХ и (Яг3)2вьк определяем по
формулам (4.236) и (4 237), состав конденсата — методом последовательных
приближений. Для этого искомым величинам хД51’, , х%3* вначале
присваиваем соответственно значения у21, у22, у2} и т.д. В результате получаем
Хвых = 0,9416; xff* = 0; XjB“x = 1 - х““ - х“*х = 0.0584 и соответственно
Х’[ы<= 3,64; К*™ = 1,54
Средний состав пленки конденсата:
объемные доли компонентов
= 0,5 (xjj + ^““) = ОД (0,826 + 0.9416) = 0,884;
Xq = 0; х^ = 0,1162;
массовые доли
~ = _________*21М1
Xji Л/| "Ь Х^2 ^^2 "1" ^23 Л<3
~ _ ^2^2
4" Х^2 ^^2 ^23 ^^3
где АГ,, М2 и М3 — молярные массы азота, аргона и кисиорода.
428
(4 243)
(4.244)
(4.245)
(4 246)
При М, = 28,02, М2 = 39,94; М3 = 32,00 получаем Аг21 = 0,8695; Х21 = 0;
J^3 = 0,1305
Среднюю температуру пленки конденсата определяем при рктп, и -*23
по формулам (4.229) и (4.230) Гконд= 94,82 К.
Физические параметры смеси определяем по формулам, приведенным в § 4.11.
Эффективную плотность теплового потока со стороны конденсации выбираем
в диапазоне 800... 4500 Вт/м2. = 1740 Вт/м2
Температурный напор на стороне конденсации
(4.247)
где Х‘2см—теплопроводность смеси, Вт/(м-К);# — ускорение свободного падения,
гг см — удельная теплота фазового перехода пар—жидкость смеси, Дж/кг;
р'2см — плотность смеси, кг/м2; v'2cM — кинематическая вязкость, м2/с:
Ъсм=м’1га/Р’2в<. (4.248)
р2см — динамическая алзкость, Па-с.
Подставив в формулу (4.247) значения входящих в нее величин, получим
ДГ = 0,937 К.
коал •
Коэффициент теплоотдачи при конденсации <хконд = 1856 Вт/(м2-К)
определен по формуле
<4М’>
Коэффициент теплопроводности материала стенки =145 Вт/(м- К)
Параметр ребра канала конденсации иконя = 385,3 найден по формуле
- '> 2»,,,„/<>„ М <4.250>
КПД ребра канала конденсации цр конд = 0,71, поверхности конденсации
Чюнд = 0,804-
Количество теплоты, выделившейся в канале конденсации, согласно формуле
(4.253)
составляет 8489 Вт
Температурный налор в проставочном листе Д7^ = 0,0316 К:
О. 8
ДГСТ=-----—--------- (4 254)
2(bt-2b3)l^„
429
Эффективная плотность теплового потока в канале кипения
«Эф1= С|М-
(4.255)
Объемные доли компонентов жидкости на входе в конденсатор-испаритель:
хп “ 0; Xj2 = 0,05, х,3 = 0,95.
Массовые доли компонентов жидкости на входе в конденсатор-испаритель
определяем по формулам (4.244)—(4 246). в которые вместо xj,, хи, Xj3
подставляем значения хп, хи, Х|у
ЛГП = *12 = 0.0615; ЛГ„ = 0,934.
Температуру кипящей смеси на входе в конденсатор-испаритель рассчитываем
по формулам (4.229)—(4.232), в которые вместо x^, *22> *23 и Ркокд подставляем
соответственно хп, ха, ха,рК1т:
= 93,58 К.
Число Рейнольдса
Re =^^Р|СМ = 1734,9.
Йо.
Массовая доля пара в потоке на выходе из парогенерирующих каналов
4 L q^ ।
хвых =--- р *** = 0,137.
Кратность циркуляции
Х=1/^ш“1Д137 - 7,297
Относительный расход жидкости, слипаемой из полости кипения:
Объемные доли компонентов жидкости на выходе из каналов кипения
х„ х (1 +
A+S&+«•„-!)
*12 X (1 + В)
хт =--------------—------ = 0,00325;
Х*^ + «(х+/^2-»
хаз *° 1 ~ хсп — *cii 0,99675,
где КО1 и Ка2 определены по формулам
Аз
Б
Аз
Аз *21 + Аз *12 +*13
*сч2 “ Ва/Б.
Расчет проводим методом последовательных приближений.
430
Объемные доли компонентов жидкости на входе в каналы кипения
к = х,, (1 + % +*С11 ~ » = 0.
X^ + efe+A-a.-’)
В)(х +Ка1 - I)
= 0,00349;
x^t!2+ +^O2 1)
*J?13 = « - *M1 - *J?I2 = °’9965-
Среднее давление в каналах кипенпа
I- + 0.3 1OJ * Р-, „ /„ t - 1,493 • 10s Па.
Среднюю температуру смеси в парогенерирующих каналах определим по
формулам (4.229)—(4.232) при хп, х12, х1э, р: ^„п = 93,894 К
Уточненные теплофизические параметры кипящей среды находим по
формулам, приведенным в § 4.11, при температуре ^ип
Массовый расход жидкости на входе в парогенерирующий канал
М = и'0/р'>| см = 0,3447 кг/с.
Модифицированное число Рейнольдса потока массы от теплообменной
поверхности
Ref = fr 1^>Р “ 37.78-
г1<м Р 1см Р 1см
Температурный напор на стороне кипения
ЛГт = 0.15 —— Re*-1 Re/75 U = 0.8977.
мгрси Ч'
Коэффициент теплоотдачи на стороне кипения, коэффициент канала кипе-
ния, КПД ребра канала кипения и поверхности канала определяем по формулам,
аналогичным (4.249)-(4.252): = 1909,3 Вт/(м2- К); ткип = 390; т)р кип = 0,704;
= 0,8. Уточненное значение плотности теплового потока в канале кипения
О,
9^ । =----— = 1719,5 Вт/м2.
Л Чып
Если условие , — вэф ()/9^,, S 0,01 выполнено, то расчет д‘.^, закончен,
в противном случае расчет повторим, присваивая величине , значенпе д
Суммарный температурный напор
3
S ^-'Ч’ЮД+ЛГ„ + ЛГК„- |.8№.
Располагаемый температурный напор
если хо< 0,965;
431
х|3 i 0,965,
где 7^,'п" ~ температура насыщения на выходе из парогенерирующих каналов,
определяемая по формулам (4 229)—(4.232) при хс11. ха2, *аз и Рит
Т™* “ 93-57 К-
Тогда Л 7 = 7^-7™}“-1,88 К.
Действительную эффективную плотность теплового потока со стороны кон-
денсации определяем в результате графического решения уравнения Z ДГ, •=
=/(«эф з)/9*эф2 = 1740,8 Вт/м2’
Площадь эффективной поверхности на стороне конденсации
Д»2 - - я»-5 “*
Число каналов конденсации
^2 ~ ^оф 2 /(^2 ^конд) ~ 116-
Число каналов конденсации в одном пакете
^«,42П. ю
Число пакетов в кондеисатсре-испарителе
п= N2fn2 = 116/60 «2
Вычислим скорость кипящей смеси на выходе из парогенерирующих каналов.
Приведенная скорость пара на выходе из парогенерируюших каналов
- 1.7,4 м/е.
rf3 rl СМ р 1 ей '
Приведенная скорость кипящей смеси на выходе из парогенерируюших
каналов
- ч|'-----(у3 )] - 0.0504м/с
Расходное объемное паросодержание на выходе из каналов
Р.„-------—---------0.9559.
«,о~.+ “го~
Выполним расчет опускной системы.
Объемный расход жидкости, сливающейси с верхней решетки в опускную
систему:
(»г + 1) 3500 - S8.36 м’/ч.
Периметр перелива
Ь- - 1J5 м
432
Коэффициент расхода перелива.
ть = 6400 м°’/ч при Vm/b S 5,
ть = 10000 м°-’/ч при Vm/b^ 10;
т. =----2800 при 5< Г /6 '< 10
” 1 -720*^
Скорость всплытия паровых пузырей в большом объеме
, Al — р"|см) ,
w» = 1»5 Л/ -------~ °»155 м/с.
’ (Р|сиГ
Скорость жидкости в опускной системе
М’оп = с Чо = 0.14 м/с.
Площадь поперечного сечения опускной системы
—°116"2
3600 wo„
Циркуляция кипящей жидкости показана на рис 4.86
Для установившегося процесса естественной циркуляции в конденсаторе-
испарителе
Aw’A/U. + M,,.. (4.256)
те рдв — движущее давление циркуляции; Apnos и Дроп — гидравлические
сопротивления подъемной и опускной ветвей контура
Движущее давление циркуляции равно разности статических давлений
столбов рабочей жидкости в опускной и подъемной частях контура
Рда = «< (А - - Ро. « - 41)1. (4 2”)
где h - Н/1р — относительный уровень жидкости (Л = 0,2 . 1,0); Н — уровень
кипящей жидкости в опускной системе, — относительная длина
экономайзерного участка, /эк — абсолютная длина экономайзерного участка.
Относительный уровень кислорода в опускной системе выбираем в интервале
0,2. .1,0 Л = 0,61
Средняя плотность парожвдкостиой смеси в парогенерирующих каналах
PCT=PiQ.-(P,ic«-PiU’f'.
где <р — среднее на участке парообразования истинное паросодержание
Гидравлическое сопротивление в подъемной части контура циркуляции
АРлод = АДЮ + лд,к < + АР^ + АРИЫХ + АДт- 0 259)
Скорость всплытия пузырьков в парогенерирующих каналах:
при <р S 0,7
и0 = 0,35 Jg(p>CM~p>^)d» = 0,0672 м/с,
’ Pic
при <р > 0,7 и0| = 0,35 м/с.
28-№ <4>7j 433
Параметр распределения: при ф S 0,7 с0 =* 1,061 и>0 °-065; при «р > 0,7
= 1,03.
Приведенная скорость пара, соответствующая истинному объемному паро-
содержанию <р = 0,7.
"0
0,7 (cjvn — un)
-°----~-----= 0,891 м/с.
М1 -P’io/p'icm)
Среднее истинное объемное паросодержание в парогенерирующих каналах:
при w0‘ > w0"BbB
Ч> --------------;----i 1-------------“----;---------*
С0 A Pl СМ^Р I см) fl Р I см/p'l см) вых
X Ig [l 4- (1 ~ р’1 CM^P1 «-«м 11
I + М^о)
ПРИ W0” < ^о'вых
- _ 1 f w0 «0 + c0W0
ф-----------------------1-------------------------------------------
С0 fl - p’l см/р‘1 см) 1 И’о'выс С0 (• - р'1 см/р'| см) Wo'b№
х Ig [, + 11 +I х
«о + СЛ 1 fl р"1 см/р! см)
X [| _ -------------“° + __________ X
С0 fl - p"i см/р‘1 см> <««
V 1g 1 + Са (1 ~ Р“I см/Р I см) Н,0вых/(“01 + СщП’о) 1 (4 261)
•+%(•- р”1 см/р‘1 см) П’о' Л»01 + ОЛ) J
Подстввив значение ф = 0,6471, подсчитанное по формуле (4 261), в
формулу (4 258), получим рсм = 398,45 кг/м2-
Относительную длину экономайзерного участка определим графически
(рис. 4 87) = 0,3087.
Движущее давление циркуляции вычислим по формуле (4.257)-
рлв = 856,26 Па.
Коэффициент местного гидравлического сопротивления на входе в паро-
генерирующие каналы ^вх = 0,5
Сопротивление жидкости на входе в парогенерирующие каналы
=^кР layo^ °-1369 Па-
Коэффициент гидравлического сопрсягнвления.
при Re > 2300 X = 0,3164/Re0-25;
при Re < 2300 X = 64/Re =0,03689.
434
Рис. 4.87. Зависимость относительной длины экоиомаиэеряого участия от плотности
Сопротивление трения жидкости на единицу длины
- W, - 26,74 Л/м.
Сопротивление на экономайзерном участке
ДРИ -(Др/ДОд^! = 10.9' Па.
Текущее значение массового паросодержания х = 0 ..хвьи — 0 .0,137.
Параметр Мартинелли
^(^Эм(-ЬГ(т- «•->
где k = I при Re 2300; к = 0,25 при Re > 2300.
Параметр <рж определяем графически (рис 4 88) в зависимости от X
Сопротивление трения двухфазному потоку
Мй - (^-)„ V 'р О - W - 281.8’ Па,
где значение ц, = 11,53 определено по формуле
f(l-X)2 *<рх2Л-
(4 263)
435
Истинное объемное паросодержание на выходе из паротенерирующих
каналов-
ПРИ «'о
при и'о
Со ч+ «'о.ых О - р“1 См/Р| ш)1 + ио ’
(4 264)
С01 4+ И^'оиых (I - р"| см/P'l cJl + «И
(4.265)
Потери давления на ускорение)двухфазного потока
ДР«ж “ (р'| см “’о)2 [--+
1 fabaPlcM
——] = 35.136 Па.
Pi J
«-^P'lo.
Коэффициент истинного гидравлического сопротивления на выходе из
паротенерирующих каналов = 1
Сопротивление двухфазного потока на выходе из паротенерирующих каналов
Потери давления на преодоление сопротивления столба кипящей среды на
верхней решетке
= р'| см Асг« = 446-96 Па
Потери давления в подъемной части циркуляционного контура согласие
формуле (4 259) АРПМ = 856,22 Па
Полезное давление циркуляции
Рпая = Рда-^пад = 0.04 Па.
Расчетный относительный уровень кипящей среды в опускной системе Л
определяем в результате графического решения уравнения рпоя =f(h) =0
436
Eme один из способов интенсификации теплообмена при кипе-
нии — реализация парообразования в стесненных условиях, когда
диаметр “отрывающегося” пузырька (для воды — 2,4...2,8 мм)
больше характерного размера канала. При этом пузырек деформи-
руется и сплющивается, толщина микрослоя жидкости между пу-
зырьком и поверхностью уменьшается, площадь Контакта пузырька
с поверхностью увеличивается.
Стесненные условия парообразования удается реализовать при
кипении в каналах с матричной поверхностью из перфорированных
пластин (ПП). Исследования этих поверхностей проведены при
следующих значениях основных параметров:
толщина ПП 5 = 0,2..Л,0 мм;
зазор между ПП бп = 0,7... 1,1 мм;
диаметр отверстий d0 = 1,6...2,0 мм;
шаг перфорации t — 2,0—2.5 мм.
Режимные параметры теплообмена при исследовании кипения
воды на матричной поверхности имели следующие значения:
массовая скорость т = 28,9—104,3 кг/(м2-с);
плотность теплового потока q <. 300 кВт/м2;
массовое паросодержание х< 0,13;
недогрев Д7^1Г = 0—34 °C;
давление р = 0,1...0,5 МПа.
На рис. 4.89 приведены данные, характеризующие интенсивность
теплообмена (плотность теплового потока q) в зависимости от темпе-
ратурного напора ДГ между поверхностью ПП и кипящей жид-
костью
Рис. 4.89. Зависимости паотности теп-
лового потока от температурного напора
при кипении:
1 — насыщенной жидкости в большом
объеме, II — насыщенной жидкости
при вынужденном движении; III и
/й- недогретой жидкости при вынуж-
денном движении соответственно при
= 6 и 10 К, 1-5 — обобщающие
кривые киленвл жидкости в условиях.
1 — вынужденного и свободного дли-
жения недогретой жидкости, 2-4 —
соответствующих условиям проведения
экспериментов (точки II и IV); 5 —
вынужденного движения однофазной
жидкости
Точки I, полученные при кипении в большом объеме насыщен-
ной жидкости, ложатся на прямую 2, которой соответствует зависи-
мость, характерная для развитого пузырькового кипения:
“««я = л <4.266)
где — коэффициент, определяемый экспериментально С4М= 22,4);
F[p) — функция, учитывающая влияние давления (в рассматривае-
мом случае р = 0,1...0,5 МПа и F(p) = 0,6).
Экспериментальные точки II, соответствующие кипению в
условиях вынужденного течения при q > 10 кВт/м2, совпадают с
массивом точек I, характеризующих теплообмен при кипении в
большом объеме.
Экспериментальные точки, полученные при q < 2 кВт/м2,
расположены вдоль прямой 5, описывающей интенсивность тепло-
обмена при конвективном течении однофазной жидкости:
“коя. - 0.22 R»»"'69 Ргх“'” К /Ъ (4.267)
где d3 — эквивалентный диаметр матрицы, м.
Эти данные указывают на наличие двух механизмов теплообмена,
определяющих их интенсивность: вынужденной конвекции одно-
фазного потока жидкости и пузырькового кипения. Вклад каждого
механизма в интегральные характеристики процесса учитывают с
помощью зависимости Кутателадзе, основанной на принципе
суперпозиции:
“/“коя. “ Н + <“ки„ ’ <4.268)
Кривая 1 на рис. 4.89, соответствующая зависимости (4.268),
аппроксимирует экспериментальные данные, полученные для облас-
ти, в которой действуют оба механизма теплообмена.
Экспериментальные точки III и IV получены в условиях недо-
грева жидкости на Д7^г = Тк — 7"ж, где Ти — температура насы-
щения жидкости, К; Тж — температура жидкости, К. Точкам III
соответствует ЛГ;г = 6 К, и точкам IV — ДТ^. = 10 К. Эти
экспериментальные данные аппроксимированы соответственно
прямыми 3 и 4, которые можно описать зависимостью (4.266), где
Д, =/(ДТнг) (рис. 4.90). При большом недогреве (ДТНГ > 6,8 К) про-
исходит частичное поверхностное кипение, при малом (Л7^ < 6,8К) —
развитое кипение. В первом случае зона парообразования располо-
жена в тонком пристенном слое, по мере прогрева жидкости до
температуры Тк недотретое ядро потока сужается, а зона активного
парообразования расширяется.
438
рис. 4.90- Зависимость коэффициента Л*
tn недогрева жидкости ЛТК при кипении:
I _ развитом пузырьковым; II — разви-
том поверхностном, III — частичном
поверхностном
При недогреве, близком к
нулю, происходит переход к раз-
витому пузырьковому кипению.
Таким образом, увеличение недо-
грева приводит к снижению ин-
тенсивности теплообмена.
Для определения коэффициен-
та можно использовать соотно-
шение = М — а Л711г, где М и
а — эмпирические коэффициен-
ты (табл. 4.20).
При входном массовом паросодержании х = 0,01 ...0,015 устанав-
ливается режим конвективного кипения, для которого характерно
существенное влияние на интенсивность теплообмена паросодержа-
ния х и массовой скорости m (рис. 4.91). Зависимость, обобщающая
эти условия теплообмена, имеет вид
а = 7,25(х,)^акс11Г (4.269)
где коэффициент 7,25 — константа матричной поверхности (для
гладкой трубы — 3,5); — параметр Локарта—Мартинелли,
учитывающий свойства двухфазного потока:
(ег
4.20. Значения коэффициентов в расчетных зависимостях по
теплообмену при кипении
Кипение Зависимость Коэффициенты
Частичное Д7ИГ > 6,8 К (4.266) М =7,57 а = 0,133
Поверхностное М = 22,4
ДГнг=0 6,8 К (4.267) а = 2,33
Развитое пузырьковое ДГНГ= 0; х < 0,01 (4 266) А = 22,4
Конвективное ДТНГ = 0; х - 0,01 0,13 (4.269) А* = 7,25
439
Рис. 4.91. Кривые теплообмена в канале с
матричной поверхностью в зависимости от
массового паросодержания х (параметра
Х„) и массовой скорости th
Структура матричной поверх-
ности способствует выравниванию
свойств потока, хорошему переме-
шиванию пара и жидкости, раз-
дроблению крупных пузырьков
пара. При х < 0,05...0,06 в канале
с матричной поверхностью наблю-
даются средние по размеру пузырь-
ки, соизмеримые с диаметром от-
Z01.51,0 ^5 аз
верстий в матрице = 1,6...3,0 мм). При увеличении паросо-
держания появляются крупные паровые конгломераты. При х » 0,13
в канале возникают крупные пузыри, запирающие канал и затрудня-
ющие циркуляцию жидкости.
В этом случае в результате интенсивного испарения толщина
микрослоя жидкости уменьшается, а скорость подпитки его жид-
костью недостаточна. Образуются “сухие” участки поверхности,
повторное смачивание которых затруднено вследствие скачкообраз-
ного повышения температуры поверхности. Экспериментально было
зафиксировано значение плотности теплового потока q ~ 300 кВт/м2,
при котором на исследованных матричных поверхностях происходят
кризисные явления.
Гидросопротивление Др матричной поверхности двухфазному
потоку кипящей воды определяли как разность давлений на входе
и выходе из матрицы. Установлено влияние массовой скорости /й
и паросодержания х на величину Др (рис. 4.92).
Величина Др зависит в основном от сил трения и формы канала
(составляющая, определяемая ускорением потока вследствие испаре-
ния ее жидкой фазы, не превышает 2 %).
Для расчета гидросопротивления i йрожид костному потоку’ можно
использовать зависимость
АР = Држ (1 + — + -у-), (4.270)
где Држ — гидросопротивление однофазному (жидкому) потоку;
С — эмпирический коэффициент (для матричной поверхности при
турбулентном режиме течения потока С = 20); комплекс в скобках
440
Рис. 4.92. Гидросопротивление
при течении насыщенной жид-
кости (х = 0) и парожидкостного
потока (л = 0,02; 0,05; 0,10) в
канале с матричной поверхностью
учитывает увеличение гидро-
сопротивления парожидкост-
ному потоку по сравнению с
однофазным (жидким)
(4.271)
Значение Д/>ж можно рассчитать по формуле
А с ™ н
2 Рж 4,
где — коэффициент гидросопротивления матрицы:
- (0,707 1 - р, + 1 - p,~f [1 + 0,08 (S„/<y« ];
Н — высота матрицы в направлении движения потока; р{ —
пористость ПП; Sn — толщина прокладки (зазора между ПП).
При паросодержании на выходе более 0,10 гццросопротивление
быстро возрастает, что может привести к гидродинамическому «кри-
зису» теплообмена при низком напоре потока жидкости, обеспечива-
ющем ее циркуляцию (течение).
§ 4.11. РЕКТИФИКАЦИОННЫЕ КОЛОННЫ ВРУ
С СИТЧАТЫМИ ТАРЕЛКАМИ
Рабочий продесс в ректификационной колонне — основном
аппарате узла разделения ВРУ — основан на взаимодействии
стекающей жидкой фазы разделяемой смеси (флегмы) с движущейся
навстречу ей паровой фазой. Движущей силой процесса является
неравновесная разность концентраций (долей) компонентов разде-
ляемой смеси. В результате массообмена низкокипящий компонент
441
(НКК) переходит в пар и сосредоточивается в верхней части
колонны, а высококипящий компонент (ВКК) переходит в жидкость
и сосредоточивается в нижней части колонны. Существует много
типов контактных устройств, в которых реализуется взаимодействие
пара и жидкости. В ректификационных колониях ВРУ применяют,
в основном, ситчатые тарелки диаметром 200—3800 мм, а в
установках малой производительности при диаметрах колонны до
150 мм — насадочные тарелки, заполненные легкими контактными
элементами различной конфигурации (спиральными, седлообраз-
ными, кольцами Рашига и др.).
Ситчатые тарелки бывают двух типов: с кольцевым и диамет-
ральным током жидкости (рис. 4.93 и 4.94). Они имеют одина-
ковое перфорированное дно. Диаметр d0 отверстий перфорации в
кольцевых тарелках 0,9...1,2 мм, в диаметральных 0,9...2,0 мм; шаг
перфорации I - 3,25...5 мм. В тарелках крупных установок отверстия
могут иметь большие диаметры. При шахматном расположении
отверстий перфорации доля свободного сечения
Ссв = 0,907 (V)2
(4.272)
ж»
Жидкость под действием
гидростатического напора дви-
жется над перфорированным
дном тарелки, через отверстия
которого проходит пар со ско-
ростью (рис. 4.95). Скорость
w0 должна быть достаточной
(обычно 3—5 м/с) для того,
чтобы жидкость не “провали-
валась” в отверстия перфора-
ции (режим “дождевания”).
Поток пара барботирует через
жидкость, над которой образу-
Рис. 4.93.Схема верхней колонны с
кольцевым током флегмы:
1 — внутренний цилиндр (вытесни-
тель); 2 — ректификационные тарел-
ки; 3 — наружная обечайка: 4 — люк
442
Рис. 4.94. Схема верхней колонны с
диаметральным током флегмы и цент-
ральным сливом:
/ — ректификационные тарелки; 2 —
обечайка; 3 — люк
ется слой пены. В этом слое
сосредоточена основная часть
поверхности массообмена.
Структура барботажного слоя и
высота слоя пены зависят глав-
ным образом от скорости пара
и физических свойств, которые
определяются в основном
молярным содержанием компо-
нентов Принято относить
скорость пара к площади пол-
ного сечения колонны (wn
обычно составляет 0,1... 1,5 м/с)
или к площади барботажа
(w = 0,12...1,8 м/с) При
выбранной скорости пара м>п
расстояние между тарелками I
должно быть таким, чтобы
верхняя граница слоя пены не
доходила до вышележащей
тарелки и не было бы переноса (уноса) части жидкости с паром
вверх по колонне. Для этого над слоем пены необходимо
сепарационное пространство высотой hc. Для кольцевых тарелок
I = 60...300 мм, для диаметральных — 120... 450 мм.
Применение тарелок с диаметральным током позволяет проводить
процесс при более высоких скоростях пара Эти тарелки отличаются
конструктивной простотой, высокой технологичностью и малой
металлоемкостью. Они могут быть изготовлены из латуни или более
дешевых алюминиевых сплавов. Использование тарелок с диамет-
ральным током жидкости позволило примерно на 15 % увеличить
производительность колонн при неизменных диаметре и гидрав-
лическом сопротивлении. Тарелки с диаметральным током устанав-
443
Рис. 4.95. Схема органиицив рабочего процесса на ситчатых тарелках
ливают в колоннах диаметром 1100—3^00 мм. Диаметр, м, колонны
определяют по выбранной скорости wn:
D * 1,13 Gn/wn, (4.273)
где Gn — объемный расход пара в колонне, м3/с.
В предварительном расчете диаметр колонны можно установить
по условиям подобия проектируемой и существующей колонн.
Тарелки имеют переливные устройства (карманы), через кото-
рые жидкость с вышележащих тарелок стекает иа нижележащие
(см. рис. 4.95). Тарелки и переливные карманы характеризуются
следующими геометрическими параметрами, зависящими от д иаметра
колонны: z( — высотой сливной перегородки (8...30 мм); z2 —
высотой подпорной перегородки (12...50 мм); а — высотой гидро-
затвора (10...20 мм); b — периметром слива; Fb — площадью
барботажа; s —высотой узкого сечения “кармана”.
Результаты исследования и методы расчета ректификационных
тарелок приведены в работах Л.С. Аксельрода, В.В. Дильмана,
В.С. Кортикова, Л.Б. Лебедева, А.С. Бронштейна и В.И. Суриной.
444
При гидравлическом расчете колонны известны молярные расходы
пара G и жидкости L, моль/с. Скорость пара, м/с, по отношению
к площади барботажа:
где Л/п — молярная масса пара, кг/моль; [>" — плотность пара,
кг/м3.
Удельная нагрузка на сливную перегородку:
q ~ (LM)/(pb), (4.275)
где М — молярная масса жидкости, кг/моль; р’ — плотность
жидкости, кг/м3.
Средний статический уровень жидкости на тарелке
= m + 0,315^+1.91? - (0.41 + 91z,) (4.276)
где m — коэффициент, зависящий от типа тарелки (табл. 4.21).
Ориентировочное значение скорости пара в отверстиях
«bi ~ ci % р’/р"» (4.277)
где с, — расчетный коэффициент (см. табл. 4.21).
Диаметр отверстий определяют по формуле
d0 * l,048r V в/»01, (4.278)
округляя затем его значение.
Долю свободного сечения есв определяют по формуле (Z272).
Реальная скорость пара в отверстиях
«'о = «А» (4.279)
не должна быть меньше минимальной скорости:
(4.280)
4.21. Значения коэффициентов, используемых при гидравлическом
расчете тарелок
Тарелка т «1 С2 с.
С кольцевым током 0,00238 3,275 3,917 0,95
С диаметральным током 0,00588 2,78 3,325 0,99
445
где с2 — коэффициент (см. табл. 4.21); £ — коэффициент гидрав-
лического сопротивления тарелки:
5 = 0,45 (1 - е!„) 4г“-2 (4.281)
Сопротивление “сухой” тарелки, Па:
APc = ^P,,w2()/2.
(4.282)
Сопротивление поверхностного натяжения, Па:
при d0 < 0,001 м
Apo = 4a/J0: (4.283)
при d0 > 0,001 м
= 4a/(l,3rf0 + 0,0Xrf(l2). (4.284)
Здесь о — поверхностное натяжение, Н/м.
Полное сопротивление тарелки с учетом среднего уровня жид-
кости
Др = Дрс + + p'gft0.
Здесь g = 9,81 м/с2.
Критическая глубина потока, м:
= 470£2А (4.286)
Высота узкого сечения кармана, м;
s = с^, (4.287)
где с3 — коэффициент (см. табл. 4.21).
Минимальное расстояние, мм, между тарелками:
при кольцевом токе жидкости
/т]П = 1,25 11,71 (8 + s) - 1000?:, - 6,08 + 950 — + 0,73 ^-1;
1 Pg г J
(4.288)
при диаметральном
4™= 1,25 [в 1- J + W00 — + 0.75Я + 0,489 -Щ. (4.289)
1 p'g 1
Коэффициент взаимодействия фаз
kf= (0,2р’ + p”)/[w (р' — р")]>
где w — относительная скорость:
w = 1 — m/wk;
446
(4.290)
(4.291)
w* — скорость витания капель:
»к « 1,75 л/ gc(p' - р")/(р")2- (4.292)
Число Фруда
Fr = (4.293)
где йзф — эффективная высота запаса жидкости:
- Ь| + ’’If/g) * (4.294)
Паросодержание двухфазного слоя
ч> = 2/(1+з/1 +2/Fr). (4.295)
Высота пены на тарелке, м:
*™. “ А> d + Фс)/(1 - <₽)• (4.296)
Здесь Фс — фактор стабилизации; при d0 > 1,4 мм Фс = 0, при
меньших диаметрах Фс можно приближенно определить по формуле
Фс = 1,66 _ (4 29?)
где Дх^2 и AxOj — неравновесные разности содержаний азота н
кислорода в жидкости — движущие силы процесса массообмена в
жидкой фазе; <rN; ос; и и — поверхностные натяжения азота,
кислорода, аргона и жидкой смеси.
Высота сепарационного пространства, м:
Лс = 0.08328»’’-”
Расстояние между тарелками
^ = Лпен + Ас.
(4.298)
Физика процессов массо- и теплообмена на тарелках весьма
сложна: структура двухфазного слоя не однородна; ценообразование
зависит от состава взаимодействующих фаз; на тарелках существуют
застойные зоны и так называемые байпасные потоки пара, слабо
взаимодействующие с жидкостью; свойства пара и жидкости заметно
меняются по высоте колонны.
447
Эффективность массопередачи на л-й тарелке оценивают по >
содержанию какого-либо компонента в паровой и жидкой фазах: j
<4 2ЗД) I
где уп и yn+i — молярные доли компонента в паре, уходящем с 1
тарелки и поступающем на нее; ур — молярная доля компонента в
паре, уходящем с и-й тарелки при условии равновесия с жидкостью,
стекающей с этой же тарелки; хп и хп+| — молярные доли компо- I
нента в жидкости, стекающей с тарелки и поступающей на нее;
хр — молярная доля жидкости, стекающей с тарелки, при условии К
равновесия с паром, уходящим с этой же тарелки. Между коэф- I
фициентами эффективности е”п и е‘и существует взаимосвязь:
(4.300
Здесь Хл — фактор движущей силы на л-й тарелке по компоненту, I
для которого определены коэффициенты е’п и
К = АУ„/(А^/И)>
(4.301)
где Дуи и Дхя — движущая сила процесса массообмена по данному
компоненту в паре и жидкости; = Ln/Gr — флегмовое отношение
Реальный состав потоков таков, что коэффициент е”я может быть
больше единицы (рис. 4.96). Так, согласно экспериментальным дан-
ным В.С. Кортикова и Л.Б. Лебедева для верхней колонны установ-
ки КАр-ЗО при молярной доле О2 в смеси 70—80 % е"п «1,3.
Возможности ЭВМ позволяют реализовать метод Льюиса и
Мачесона для расчета ректификационных колонн ВРУ на основе
определения реального изменения состава потока на каадой тарелке
и по высоте колонны с учетом конструктивных параметров и
изменяющихся свойств пара и жидкости. В ОАО “Криогенмаш”
разработана обобщенная расчетная схема колонны, которая охваты-
вает практически любые возможные варианты схем верхней и
нижней колонн (рис. 4.97). В числе исходных данных для расчета
должны быть заданы параметры всех входящих и выходящих
Рис. 4.96. Изменение высоты слоя ве-
ны и коэффициента эффективности
тарелок е“по высоте колонны в зависи-
мости о г содержания кислорода в паре
(Zj = 30 мм; w — 0,65 м/с)
448
Рис. 4.97. Обобщенная расчетная схема верхней и нижней ректификационных
колонн ВРУ (снаоишые линии — потоки жидкости; штриховые — потоки пара):
I—VJI — секции основных колонн; VIII — колонна сырого аргона, 1 — конден-
сатор, 2 — испаритель; А — чистый азот; А' — отбросной азот промежуточной
степени чистоты; Ф — чистая азотная флегма; Ф' — азотная флегма промежу-
точной степени чистоты, R — кубовая жидкость, О — детандерный поток; К’ —
кислород промежуточной степени чистоты; К— кислород технический заданного
сорта; В — воздух, С — сырой аргон, F — аргонная фракция; М — к)бовый
пар и жидкость (индексы G и L относятся соответственно к пару и жидкости)
29-№6675 449
потоков (состав, расход и состояние смеси); тепловые нагрузки
конденсаторов и испарителей; конструктивные размеры тарелок для
каждой секции (площадь, высота и ширина сливной перегородки,
длина пути жидкости, диаметр отверстия и шаг перфорации). Про-
грамма расчета предусматривает определение состава пара и жидкости
тройной смеси во всех секциях, на каждой тарелке, начиная с
первой (верхней). Основу расчета составляет определение средних
коэффициентов эффективности тарелок, которые зависят от гидро-
динамических, конструктивных и термодинамических параметров,
а также свойств разделяемой смеси. Коэффициенты эффективности
рассчитывают по следующей схеме.
Коэффициент эффективности н-й тарелки е по одному из
компонентов определяют по коэффициентам локальной эффектив-
ности тарелки для данного компонента. Например, для тарелок
с диаметральным током
где z — число ветвей потоков на тарелке (для тарелки с диамет-
ральным ток0м < = 2, с кольцевым — обычно z — 4); gz — относи-
тельный расход жидкости в ветвях потока ( = 1); tpz —
относительная скорость пара в ветвях потока; sz — число секций
полного перемешивания в ветвях потока.
Коэффициент локальной эффективности тарелок по данному
компоненту
£0 = 1 - ехр(-Л'"). (4.303)
Здесь N" — число единиц переноса в паровой фазе по данному
компоненту;
(Й л. \°-5
- -&-) HF, (4.304)
где Re и Sc — числа Рейнольдса и Шмидта, определяемые по
формулам (4.338) и (4.335); HF — фактор ценообразования:
HF « 1 + 2,494ФС. (4.305)
Коэффициенты эффективности тарелки вычисляют для каждого
компонента смеси. При известных значениях е*'п по формуле (4.300)
вычисляют коэффициент е'я и из второго уравнения (4.299) находят
долю данного компонента в жидкости, стекающей с и-й тарелки:
= V-I + Е'» W - <4 J06>
450
По составу стекающей жидкости определяют теплоту ее испаре-
ния [см. формулу (4.321)]
гп = /(^; Ъ *з‘. Р)
(4.307)
Состав и количество уходящего пара, а также количество стека-
ющей жидкости определяют из уравнений материального и энерге-
тического балансов тарелки.
В первом приближении из уравнения энергетического баланса
количество жидкости, стекающей с я-й тарелки:
(4.308)
где дос — теплоприток из окружающей среды; гк_( — теплота
испарения жидкости, стекающей на и-ю тарелку с (я — 1)-й.
Из уравнения материального баланса тарелки количество уходя-
щего пара
(4.309)
Из уравнения материального баланса по данному компоненту
определяют долю этого компонента в уходящем паре
у. = + О.» - Л, Xj/G, (4.310)
Таким образом, совокупность систем уравнений для всех тарелок
в рассчитываемой секции полностью описывает изменение составов
вплоть до заданных составов верхнего и нижнего продукта.
Определение свойств пара и жидкости тройной смеси N2—Аг—О2.
Для расчета процессов ректификации и теплообмена в других аппа-
ратах узла ректификации необходимо знать свойства паровой и
жидкой фаз тройной смеси N2—Аг—О2. Доли этих компонентов
обозначаются соответственно:
в паровой фазе
в жидкой фазе
>’i = У2 = Уди Уз = Уоё
*1 = *2 “ *АГ Х3 = хОг-
При переходе с тарелки на тарелку молярные доли изменяются,
а следовательно, изменяются и основные свойства разделяемой
смеси. Для определения физических свойств тройной смеси исполь-
зуют следующие формулы и соотношения.
Молярная масса смеси:
в паровой фазе
Л/"М = Х М,у,;
(4311)
451
в жидкой фазе
М-т - j М, х,, (4.312)
где Л/, — молярные массы чистых компонентов (Mt = 28 г/моль;
М2 = 39,94 г/моль; М3 = 32 г/моль).
Плотность смеси, кг/м3:
в паровой фазе
М"
) р"ст - , “----------. (4.313)
X (М, /р’,) у,
в жидкой фазе
Р'е» “---------------- (4'ЗМ>
Е (Afj /р\) х,
где p"f и p*f — плотности пара и жидкости чистых компонентов,
кг/м3.
Для насыщенного пара
р" =pMt Т- В'Р). (4.315)
Здесь и далее давление р в кПа; At, Вг — коэффициенты (табл. 4.22).
В табл. 4.22 даны значения всех коэффициентов, используемых в
расчетных формулах (4.315)—(4.328)
Для насыщенной жидкости
р, = 1000/(С, Т + D, ). (4.316)
4.22. Значения коэффициентов в выражениях (4.315)—(4.328) для
определения свойств чистых компонентов тройной смеси Nz—Аг—О2
Компонент • Л В, С, Д Е, К, А
N, 1 0,289 0,0046 0,00943 0,507 25,16 0,211 0 006725
2 0,208 0,00423 0,0035 0,413 34,095 0,247 1 00941
°2 3 0,257 0,00628 0,0054 0,384 36,36 0,255 0 00858 _
Компонент Д ф< й;. П, Ff St
N, 114 5.46 256,7 302,8255 5,92 2 4867,26 6811,5 4,03
Аг 142 1,0 283,3 345,1872 5,98 26767,32 7364,81 3.885
О2 131 14,8 228,5 364,7802 6,05 31222,48 8177,97 4.186
452
Температура жидкой тройной смеси на линии насыщения
£= 52 Х^Г{ *Л^13 — *2Х3^23> (4.317)
где Т, — температура кипения чистых компонентов. К:
7’J“O//(^-lgp) (4.318)
Значения Tl3, Т12 и Т23 находят из следующих выражений:
^13 = *13 *3 + ^13» ^J2 = С|2 -*2 + ^12’ Т13 = С23 Х3 + d23, (4.319)
где
с,з = (1,99043 - 0,57595 1g р)/(3,907 - 1g р);
d13 = (2,5972 - 0,8037 1g p)/(3,2647 - 1g р);
с12 - (1,37024 - 0,423841g р)/(3,4677 - 1g р); dl2 = 0,63627; (4.320)
с23 = (0,8748 - 0,135535 1g р)/(4,47205 - 1g р); = 0.4520.
Теплота испарения смеси, Дж/моль
Гсм = I Vi + [mI3 + Aj3 (х3 — ^)], (4.321)
где rf — теплота испарения чистых компонентов, Дж/моль;
г, = (П, - F, 1g р)/(5, - 1g р); (4.322)
т,з = (964,56 1g р - 331,983)/(1,525 + 1g р); (4.323)
ку3 = (647.4 - 214.53 1g p)/(3.0622 - 1g р).
Поверхностное натяжение жидкой смеси, Н/м
>си " . (4-324)
где — поверхностное натяжение чистых жидких компонентов:
о, = (£, — К 7) 10-3. (4.325)
Динамическая вязкость смеси, Па • с
---------• <4326)
Z О', Л,)
где р. — вязкость чистого компонента смеси.
453
В состоянии насыщенного пара
в состоянии насыщенной жидкости
р, = N. IO 6 ехр (6-/7). (4 328)
Коэффициенты диффузии, м2/с, в паре:
азота
D. =----------; (4.329)
Oi/Дг) + О'з/Лз)
кислорода
А =------!г—, (4.330)
О,,/Пи> +
где D|2, Dn, Л23 — коэффициенты диффузии компонентов в паре
бинарной смеси:
D„ = а№-10~8 TA'lslp. (4.331)
Значения коэффициентов: в13 = 9,5; с12 = 9,146; «23 = 9,028.
Коэффициенты диффузии, м2/с, в жидкости:
азота
</, =---------!—д------------------ ; (4.332)
кислорода
</3 ----------—. (4.333)
где d2l, rf)2, rf13, d31, d32, d23 — коэффициенты диффузии, м2/с,
компонентов в жвдкой бииарной смеси:
4, = Йй- 10-1577рсм, (4.334)
причем 6|3 = 5,316; 631 = 5,594; 612 = 5,943; b2J = 5,562;
623= 5,946; 632 = 6,686.
454
Число Шмидта для i-ro компонента:
в паровой фазе
Sc", = И’сиЛА p'k): (4-33S)
в жидкой фазе
SC, = р'с„)- (4.336)
Капиллярная постоянная
X = yj-----------— (4.337)
£(Рсм Р схЗ
Число Рейнолвдса для пара
Re = wp“CmX/p"cm- (4.338)
Равновесные доли компонентов в паре и жидкости тройной смеси
Ы2—Аг—О2:
у* = ; (4.339)
Е а,, х,
xf ° У""------- (4 340)
Е >,/«,,
где ай — относительная летучесть i-го компонента в кислороде.
Для азота
а13 = ех₽ {2,3026 [Л|3х3 + Л3)х, + (Аи + Л32) х. + бВ^х^ +
+ х^ (ЗД|2 + jB|3 + В22) + (З523 + В|2 + В|3)]}; (4.341)
для аргона
агз ~ ехр {2,3026 ^^23х2хз
+ XjXj ( 3BI2 + j?|3 + B23) + x{x3 (ЗВ|3 Bl2 + /?2з)]}’ (4-342)
где
>4)3 = 1,1494 - 0,2696 1g p;
455
A3I = 0,8458 — 0,0673 1g p - 0,0369 lg p2;
Al2 = 0,9406 - 0,2194 lg p; A^ = 0.1186 - 0.00347 lg p;
Bi3 = 0,0518 — 0,015 1g p\ Bn = 0,0360 - 0,0102 1g p, (4.343)
B23 = 0,0046 - 0,0011 Igp; A23 = 0,1186 - 0,0347 1g p;
A2l = 0,4777 + 0,0479 1g p - 0,0432 1g
Расчет повторяют до тех пор, пока в очередном приближении
не будет достигнута желаемая точность. Обычно разность значений
х( (или у) в двух последних расчетах задают равной Ю-6.
§ 4.12. РЕКТИФИКАЦИОННЫЕ КОЛОННЫ ВРУ
С РЕГУЛЯРНЫМИ НАСАДКАМИ
Один из наиболее эффективных методов интенсификации
процессов тепло- и массообмена — обеспечение движения жидкости
в пленочном режиме — осуществляется обычно в насадочных колон-
нах — аппаратах с размещенным внутри контактным устройством,
на развитой поверхности которого происходит взаимодействие пара
и пленки жидкости при встречных или, реже, однонаправленных
течениях. Следует подчеркнуть, что в отличие от тарельчатых наса-
дочные колонны являются пленочными аппаратами с непрерывным
процессом массообмена. В качестве примера рассмотрим работу узла
ВРУ КААр-16 для получения аргона ректификационным способом
(рис. 4.98). Аргонная фракция в виде насыщенного пара состава
92 % О2, 8 % Аг с незначительной примесью азота (0,03 % N2)
при давлении 0,13—0,14 МПа отбирается после первой (считая снизу)
секции верхней колонны 3 и подается в нижнюю часть насадочной
колонны технического аргона 9. Поднимаясь вверх по колонне и
контактируя на насадке со стекающей вниз жидкостью пар обогаща-
ется низкокипящими компонентами (аргон, азот). Далее пар состава
99 % Аг, 1% N2, 0,0001—0,001 % О2 поступает в конденсатор-испари-
тель 5, в котором большая его часть конденсируется за счет испаре-
ния кубовой жидкости, и возвращается в виде флегмы на орошение
колонны 9. Стекая вниз по насадке, жидкость обогащается кислоро-
дом: в нижнем сечении ее состав 94,3—94,5 % О2, 5,5—5,7 % Аг.
Из куба колонны 9 эта жидкость подается вновь в верхнюю колонну
3, в сечение, из которого отбирается и паровая аргонная фракция.
Учитывая большую высоту колонны технического аргона 9 и то,
что куб этой колонны расположен значительно ниже указанного
сечения верхней колонны, жидкая аргонная фракция подается с
помощью криогенного насоса 16. Несконденсировавшаяся часть
456
Рис. 4.98. Технологическая схема получения аргона ректификацией в ВРУ КААр-16:
1 — нижняя колонна; 2,5, 6, 8, 10, 12 — конденсаторы-испарители; 3 —
верхняя колонна; 4 — сборник кубовой жидкости, 7, 15 — испаритель, 9 —
колонна технического аргона, 11 — колонна чистого аргона, 13 — сборник
жидкого аргона; 14 и 17 — криогенные насосы высокого давления для жидких
аргона и кислорода, 16 — криогенный насос для жидкой аргонной фракции
паров из конденсатора-испарителя 5 направляется в конденсатор-
испаритель 6, где практически полностью конденсируется за счет
испарения кубовой жидкости (небольшая часть паров отдувается
во избежание “заазочивания” полости конденсации). Жидкий техни-
ческий аргон из конденсатора-испарителя при давлении около
0,2 МПа, создаваемом гидростатическим столбом этой жидкости,
вводится в среднюю часть колонны чистого аргона 11, в которой
осуществляется очистка технического аргона от азота. Азот с неболь-
шой примесью аргона отводится из верхней части колонны 11, а
457
из нижней отводится продукционный аргон. Необходимые для
осуществления ректификации потоки пара и жидкости создаются
с помощью конденсаторов-испарителей 10 и 12. Продукционный
жидкий аргон накапливается в сборнике 13, откуда выдается
потребителю в жидком виде. Возможна выдача жидкого аргона под
давлением до 20 МПа с использованием криогенного насоса 14.
Виды насадочных контактных устройств. Массообменные насадоч-
ные контактные устройства колони ВРУ, в дальнейшем — насадки,
можно классифицировать следующим образом: по принципу разме-
щения в колонне, по виду геометрической поверхности, по удельной
площади поверхности теплообмена.
По принципу размещения в колонне насадки подразделяют на
упорядоченные и неупорядоченные. К неупорядоченным относят
насадки, выполненные в виде отдельных небольших элементов раз-
личной конфигурации, которые засыпают в колонну. Такие насадки
называют насыпными. Упорядоченные насадки отличаются нали-
чием регулярной структуры по всей высоте колонны. Их часто
называют регулярными или структурными. В отличие от неупорядо-
ченных регулярные насадки имеют строго идентичную конфигу-
рацию в любых произвольных поперечных сечениях колонны.
По виду геометрической поверхности различают седлообразные,
спирально-винтовые, сетчатые, кольца (типа колец Рашига, Палля
и т.д.), сегментные, элементные и другие насадки — разновидности
насыпных (рис. 4.99), а также пакетно-пластинчатые, элементные,
слоистые, сетчатые и другие насадки — разновидности регулярных
(рис. 4.100). Наибольшее распространение получили пакетно-пластин-
чатые насадки благодаря относительной простоте их изготовления.
Такая насадка представляет собой пакет гофрированных под
определенным углом пластин, которые собраны слоями. Пластины
в пакете чередуются; четные наклонены к вертикальной оси под
углом 0°, нечетные — 180’ или наоборот.
•) б)
Рис. 4.99. Виды элементов насыпных насадок:
а — элементные; С — ссдлосвразные сетчатые; а — спиральные; г — кольцевые
458
в)
г?
Рис. 4.100. Основные виды профилей пластин регулярных насадок:
о, б, в — радиусные. соответственно гладкие, шипованные к перфорированные;
г — параболические; д, е, ж — треугольные, соответственно гладкие, ребристые
и комбинированные; з — общий вид секции в сборе
По удельной площади поверхности массобмена насадки подраз-
деляют на высокоплотные, среднеплотные и разреженные. Удельная
площадь поверхности массообмена Fya — это отношение полезной
площади поверхности насадки к занимаемому ею объему.
Высокоплотными считают насадки с Fya = 800...1500 м2/м3,
среднеплотными — F = 300...600 м^м3. Разреженные иасадки с
Fya < 200 м2/м3 практического применения в криогенных установках
не нашли.
459
Из известных типов пленочных ректификационных колонн ВРУ
колонны с насыпными нерегулярными насадками обладают сравни-
тельно большим гидравлическим сопротивлением и ограниченной
пропускной способностью. С увеличением диаметра таких колонн
эффективность массообмена существенно снижается вследствие
увеличения неравномерности движения паровой и жидкой фаз в
поперечном направлении. В связи с этим, целесообразнее применять
аппараты с регулярной насадкой. Можно выделить следующие
преимущества этого типа контактных устройств перед тарельчатыми
и насыпными аппаратами:
высокие допускаемые скорости движения пара, что позволяет
уменьшить поперечные размеры аппаратов;
стабильная работа ректификационных колонн в широком диапа-
зоне нагрузок по пару и жидкости, так как конструкция регуляр-
ных насадок исключает возмож-
ность “проваливания” жидкости
при резких изменениях скорости
пара или временном прекраще-
нии поступления флегмы;
относительно низкое гидрав-
лическое сопротивление насадок
(в среднем на 25 — 45 % ниже,
чем в тарельчатых аппаратах; в
аргонных колоннах ниже почти
на порядок);
унификация, т.е. возможность
изготовления многих типоразме-
ров колонн из унифицированных
элементов или блоков, что упро-
щает технологию и понижает
трудоемкость монтажа аппаратов;
высокая локальная удержива-
ющая способность регулярных
насадок и особенности непре-
Рис. 4.101. Насаленная ректификаци-
онная колонка технического аргона
ВРУ КААр-16:
1 — корпус колонны; 2 — распреде-
литель жидкости и пара по сечению
колонны, 3, 4 - прижимные устрой-
ства; 5 — контактнее устройство
460
рывного процесса массообмена позволяют сократить пусковой
период блоков разделения, так как не требуется затрат времени на
накопление жидкости (как для тарельчатой колонны).
К качестве примера приведем параметры насадочной колонны
технического аргона установки КААр-16 (см. рис. 4.98). Колонна,
выполненная полностью из алюминиевых сплавов, имеет диаметр
0,9 м и высоту 23 м (рис. 4.101). Поверхность массообмена разбита
на три контактных устройства 5 высотой по 5,93 м каждое, которые
в свою очередь состоят из секций высотой 0,15 м. Специальные
прижимные устройства 3 и 4 позволяют сохранить плотную упаков-
ку секций и геометрическую форму контактного устройства. Удель-
ная площадь поверхности массообмена составляет 600 м2/м3. Каж-
дая секция (пакет) состоит примерно из 150 гофрированных лис-
тов. Насадка регулярная пакетно-пластинчатая (см. рис. 4.100) вы-
полнена из алюминиевой (АМц) фольги толщиной 0,2 мм (высота
гофра 6,0 мм, диаметр отверстий 3,0 мм, угол рифления 4 Г,
свободный объем 0,9435 м3/м3).
Многообразие существующих типов регулярных насадок отра-
жают многочисленные отечественные и зарубежные патенты. Боль-
шое количество разработанных конструкций и результаты фундамен-
тальных исследований пленочных процессов, проведенных в нашей
стране (П.Л. Капица, П.А.Семенов, А.Б.Фрадков, В.П. Алексеев,
Н.М.Жаворонков, В-А.Малюсов и др.) и за рубежом (J. Eckert,
A.Monroe, G.Haselden, C.Munters, M-Zogg и др.) послужили основой
применения регулярных насадок в промышленных аппаратах. Долгое
время внедрение регулярных насадок сдерживалось отсутствием
высокопроизводительных и дешевых технологий их производства.
В середине 70-х годов швейцарская фирма Sulzer Brothers Ltd.
предложила использовать при производстве насадок метод деформа-
ционной гибки на валках, и с тех пор этот тип насадки получил
широкое распространение в ВРУ.
Массообмен в колоннах с регулярной насадкой. С помощью
классической теории массообмена пока невозможно дать аналити-
ческое описание процессов, происходящих на регулярных насадках.
Математические модели этих процессов, построенные на основании
различных теорий тепло- и массообмена, содержат величины, кото-
рые не могут быть с необходимой точностью рассчитаны (толщина
пленки, пороговые скорости и т.д.). Численные результаты для
нестационарного процесса массопередачи могут быть получены
только при существенном “огрублении” физических моделей (напри-
мер, принятии допущения о том, что даже в условиях развитой
турбулентности вещество из фазы в фазу передается с помощью
461
механизма молекулярной диффузии). В связи с этим эмпирические
данные в этих исследованиях играют решающую роль. При переходе
от аппаратов со ступенчатым процессом массообмена к аппаратам с
непрерывным массообменом (насадочным) число теоретических
тарелок не может больше служить ни наглядной, ни конструктивной
характеристикой. Для таких аппаратов определяющими параметрами
являются необходимое число единиц переноса и высота эквива-
лентной теоретической тарелки [2, § 7.4].
4.23. Характеристика промышленных насадок некоторых типов
Название Произво- дитель Удельная площадь поверхно- сти, м’/м3 Удельная металло- емкость, кг/м3 Угол го- фриро- вания, град Мате- насад- Назначение
ВХ Sulzer Chemtech 125 350 - 70 1-5 Ректификацион- ные и абсорбци- онные колонны химического, нефтяного и криогенного машиностроения
CY 125 350
Mellapak 250Х 250 45 1-7
Mellapak 250Y 250 65...75
Mellapak 350Y 350
Mellapak 500X 500 45
Mellapak 500Y 500 65...75
Mellapak 750Y 750
K600 ОАО “Крио- генмаш” 600 162 41 1 Ректификацион- ные колонны ВРУ, колонны установок сжи- жения природ- ного газа
K500 500 135 45
K250 250 67.5
МГТУ720 MT ГУ им Н Э Бау- мана 720 195,3 45 1 Ректификацион- ные и абсорбци- онные колонны ВРУ
МГГУ640 640 170,5 70
МГТУ450 450 106 45
’I — алюминий; 2 — монель; 3 — хастеллой С4; 4 — тефлон; 5 — коррозионно-
стойкие стали 410S, 304, 316Ti; 6 — пластмассы; 7 — углеродистые стали.
462
Для описания массообмена в насадочных колоннах наиболее
приемлема модель пограничного диффузионного слоя, дающая воз-
можность увязать реальные гидродинамические процессы в газовой
и жидкой фазах с интенсивностью массопереноса. Эта модель
основана на совместном решении уравнений гидродинамики и
конвективной диффузии. В диффузионном пограничном слое
молекулярный перенос начинает преобладать над турбулентным,
происходит резкое изменение концентрации вещества, и в слое
сосредоточивается основное сопротивление массопереносу.
Пограничный диффузионный слой в каждой из взаимодейст-
вующих фаз прилегает к поверхности раздела, параметры которой
стремятся к равновесным. Допускается, что поверхность раздела не
оказывает дополнительного сопротивления массопереносу. Это
позволяет при рассмотрении массообмена использовать принцип
аддитивности диффузионных сопротивлений в жидкой и паровой
фазах:
— + ~ или h = h + т h
₽П ₽ж s
где Хд — коэффициент массопереноса общий, кмоль/(м2 • с); 0П и
— коэффициенты массопередачи в паровой и жидкой фазах,
соответственно, кмоль/(м2 * с); т — константа фазового равновесия;
h0— высота единицы переноса, м; Лп и йж — высоты единицы пере-
носа в паровой и жидкой фазах, м; G — расход пара, кг/с; g—
расход жидкости, кг/с.
Таким образом, анализ сложного интегрального процесса массо-
переноса разделяется на отдельные исследования более простых
процессов массоотдачи в газовой и жидкой фазах. При этом для
аппаратов с контактными устройствами пленочного типа локальные
коэффициенты массоотдачи обычно представляют в виде следующих
критериальных уравнений:
или
Nu'n = A Re»Ptf
(4.344)
h - < Ren Ргг
" 4 Nu’
4А
(4.345)
•Nu’, = В Re* Pr« (^ )
(4.346)
463
или
<4М7>
где Nu'n и Nu'x — диффузионные критерии Нуссельта для паровой
и жидкой фаз соответственно; А, В, а, р, q, к, t — числовые
константы; dg — эквивалентный диаметр канала насадки, м; vrp —
приведенная толщина пленки, м; Но — высота пакета насадки, м.
В уравнениях (4.344) и (4.345) определяющим размером в
критериях Nu’n и Rer является эквивалентный диаметр канала d^
а в критерии Nu'x — приведенная толщина пленки vIip. Обобще-
ние большинства работ, посвященных влиянию физических свойств
газа и жидкости на эффективность массопереноса, показывает, что
для массообменных контактных устройств пленочного типа пока-
затель р = 0,33. Значения показателя q близки к 0,5, что соответст-
вует его теоретическому значению для модели обновления поверх-
ности и диффузионной модели пограничного слоя.
Таким образом, с достаточной для практики точностью влияние
физических свойств газа и жидкости на эффективность массопере-
носа учитывается соотношениями:
Nu'n . Рг," ’3; №'ж « Ргж«. (4.348)
Более сложной является зависимость коэффициентов массоо щачи
от гидравлических и геометрических параметров. Следует отметить,
что влияние отдельных факторов на массообмен может быть различ-
ным при различных гидродинамических режимах и в аппаратах
различных типов. Уравнение (4.344) справедливо только для пол-
ностью стабилизированных потоков и не учитывает влияния на
массообмен концевых эффектов, которые вызывают повышение
локальных коэффициентов массоотдачи у концов канала, что при-
водит к повышению среднего значения эффективности массопере-
носа. Влияние концевых эффектов и геометрических параметров
можно учитывать введением в уравнение (4.344) поправочного
коэффициента Кх ~f{Ho/d^):
Nu'n = А К' Re“ Рг₽ (4.349)
Эффективность процесса массопереноса существенно зависит от
вида профиля поверхности насадки, а также наличия разного рода
интенсификаторов (рисок, ребер, лунок, шипов и тщ.), которые
464
могут быть учтены введением в критериальное уравнение (4.344)
коэффициента ₽:
Nu’n - A Re“ Рг' 0'. (4.350)
Коэффициент р можно представить в виде
₽ = ^’/1/(Л/0), (4.351)
где d' — глубина интенсификаторов, м; — истинная площадь
рифленой поверхности, м2; h — толщина пленки жидкости, м;
f0 — площадь нерифленой поверхности, м2
Следует отметить, что при рассмотрении области сравнительно
высоких содержаний низкокипящего компонента (НКК) в совокуп-
ности с высоким коэффициентом массопередачи в жидкостном
потоке в пленочных аппаратах с достаточной для практики точностью
можно пренебречь сопротивлением жидкостной пленки массообмену.
Однако в области низких содержаний НКК влияние жидкой пленки
существенно
Гидродинамика колонн с регулярной насадкой. Многочисленные
исследования показали, что в зависимости от значения критериев
Рейнольдса и Фруда наблюдаются следующие режимы пленочного
течения жидкости по наклонной или вертикальной поверхности без
противоточного движения пара:
а) ламинарный безволновой режим, нижний предел которого
определяется условиями устойчивости пленки, а верхний предел
обусловлен неравенством
Re, = 12 Frx < 12; (4.352)
б) первый ламинарный волновой режим, который характери-
зуется течением с “длинными” гравитационными волнами, описыва-
емый неравенствами
12 < Re, < 4,74 \ <т / (g v* р,3); (4.353)
в) второй ламинарный волновой режим, связанньуй с появлением
на поверхности пленки коротких капиллярных волн, описываемый
неравенствами
4,74 з! с / (g vf р,3 ) < Re, S Re, w, (4.354)
где о — коэффициент поверхностного натяжения жидкости, Н/м;
g = 9,81 м/с2; рх — плотность жидкости в сечении х, кг/м3;
Re, кр — число Рейнольдса, соответствующее критической скорости
30. №6675 465
потока пара в сечении х, при которой скорость жидкости на границе
раздела фаз близка к нулю;
г) турбулентный волновой режим
Rex>RexKp- (4.355)
В зависимости от условий проведения экспериментов, в том
числе от шероховатости орошаемой поверхности 1000 < Re^ < 2500.
Область течения, для которой 200...400 < Re^ < 1200, является
растянутой переходной областью между ламинарными и турбулент-
ными режимами. Важная характеристика пленочного течения,
определяющая его гидродинамику и тепломассообмен, — толщина
слоя жидкости. Для ламинарного двумерного течения в отсутствии
противотока пара среднюю толщину пленки определяют по формуле,
полученной путем интегрирования уравнения Навье—Стокса:
, - (——y/J или s - 0,90S5v Re//3, (4 356)
' р/ ssin a>
/ Нж У/3
где = I—=-------------I — приведенная толщина пленки, м;
пр \ p/gsina /
Г — линейная плотность орошения, кг/(м • с); рж — динамическая
вязкость жидкости, Па - с; a — угол наклона гофрированием насадки.
Для турбулентного режима течения (Re > 1600) 5 = 0,207 vnpRex0,533.
Близкие результаты дают зависимости для турбулентной области:
s = 0,145vnpRex°>6 или s = O,141vnpRex0-583. (4.357)
Следует отметить существенное влияние на толщину пленки
температуры жидкости вследствие изменения значения ее физичес-
ких характеристик. Влияние встречного газового потока на течение
пленки жидкости проявляется в возникновении на свободной
поверхности волн и касательных напряжений. В этих условиях с
увеличением скоростей потоков наблюдаются последовательно сле-
дующие падродинамические режимы:
1) пленочный (волновой ламинарный или волновой турбулент-
ный), характеризующийся слабым гидродинамическим взаимодейст-
вием движущихся фаз на границе раздела;
2) подвисания пленки (волновой ламинарный или волновой
турбулентный), при котором в результате торможения газом текущей
пленки жидкости уменьшается средняя ее скорость, что приводит к
увеличению толщины пленки и количества удерживаемой жидкости;
466
3) срыва пленки (иногда называется режимом эмульгирования),
при котором в части канала возникает барботажный слой; переходит
в режим захлебывания (подвисания), когда увеличение скорости
газа приводит к быстрому заполнению канала газожидкостной
эмульсией. Расход жидкости резко уменьшается вплоть до нуля.
Этот режим быстро переходит в режим уноса, при котором
происходит выброс жидкости газом. Режим противотока при этом
полностью переходит в режим прямотока.
Выбор параметров насадки и потоков, обеспечивающих необхо-
димые режимы течения пара и жидкости, играет определяющую роль
при проектировании насадочных колонн, нахождении гидрав-
лического сопротивления колонны и предельных нагрузок. В каче-
стве параметра оптимизации часто принимают минимальное значение
удельного сопротивления, т.е. сопротивление слоя насадки, обладаю-
щего эффективностью разделения соответствующей единице переноса.
Определение гидродинамических характеристик регулярных насадок.
Сопротивление сухой насадки. Коэффициент гидравлического сопро-
тивления сухой (неорошаемой) насадки определяют по формуле
= 4, ?
р„ Р
(4.358)
где Дрсух — измеряемое сопротивление насадки, Па, w — скорость
газа, м/с; е — доля свободного объема.
По найденным параметрам определяют функциональную зависи-
мость 2Е = f (Ren), обобщенный ввд которой в большинстве
случаев = Л/КепЛ1, где А и а; — числовые коэффициенты.
Сопротивление орошаемой насадки. Скорость газа в процессе
экспериментов увеличивается до скорости “захлебывания”
Обработку экспериментальных данных для режимов ниже точки
"захлебывания" производят по корреляции, предложенной М.Лева:
--24 = IO"Re. или1е -”Г -/(тЯе )ияи—-3>=/(Ке <( // ), (4.359)
'Чах АДах Еися
где Еиор и EuCJX — критерии Эйлера для орошаемой и сухой насадок
соответственно; дрор — измеряемое сопротивление орошаемой на-
садки, Па.
Определение функциональной зависимости сопротивления ороша-
емых пакетных насадок от разных параметров проводят в несколько
этапов, варьируя на каждом один из параметров и оставляя неизмен-
ными остальные.
467
зо*
Верхний предел работы насадочной колонны. В процессе исследо-
вания гидравлики орошаемых насадок в условиях противотока газа
и жидкости за верхний предел работы принимают режим, при
котором начинается “захлебыванне”. Этот момент определяют по
появлению резких пульсаций давления газа, а затем уточняют как
вторую точку перегиба на построенной в логарифмических коорди-
натах зависимости гидравлического сопротивления насадки от
скорости газа при стабилизированном расходе жидкости. Обработ-
ку данных выполняют по корреляционному соотношению
1g ф = b — с у . (4.360)
Здесь b и с — постоянные эмпирические коэффициенты, опреде-
ляемые графоаналитическим методом;
*=(4)'я(^),/,; v=t •Fr-=4^-<4361)
где won — определяемая скорость пара, м/с; а — удельная площадь
поверхности контакта, м2Дг.
Зная коэффициенты бис для данного типа насадки, можно
определить скорость пара, при которой начинается “захлебывание”,
для любого режима из уравнения
, / («62)
' g? рж * / \G / \ рж/
Приближенный расчет гидросопротивления с помощью метода
Локкарта-Мартинелли. Р.С. Локкарт и Р.В- Мартинелли предло-
жили полуэмпирическое соотношение, основанное на модели
раздельного течения для горизонтального канала. Это соотношение
и его модификации позволяют определять перепад давлений при
течении жидких кислорода и азота с хорошей точностью. В этом
соотношении для определения перепада давлений в двухфазном
адиабатном потоке используют следующие параметры;
(£);
(АР/Л2)Ж С, Rei"p„(l - х)!
х2 =----------------------------. (4.364)
(Др/Л1)п Сп Re/ рж х
где OL — параметр Локкарта—Мартинелли; (Лр/Д!)^, — перепад
давлений на единицу длины для двухфазного потока; (др/Д£)х и
468
— перепады давлений на единицу д лины, которые имели
бы место, если бы по трубе двигались только жидкость или только
пар.
Числа Рейнольдса для потоков жидкости и пара:
Rex = 4» /м йж); Ren = 4 /{л рп),
где А — площадь поперечного сечения трубы, м2; т — массовый
расход, кг/с.
Константы Сж, Сп, т и п в формуле (4.364) зависят от режимов
течения (ламинарный или турбулентный) для отдельных фаз
(табл.4.24). Параметр Локкарта—Мартинелли рассчитывают по
формуле
®L" (х! + СХ+ 1)1/2/х,
где С — константа, определяемая по табл. 4.25.
Если по трубе течет только жидкость, перепад давлений
(М/Щ. “/(/йжМ)г/(2рж <),
где/— коэффициент трения, рассчитываемый по формулам:
для ламинарного режима течения
/= 64/Rex; (4.365)
для турбулентного режима (Re =Rex)
f= O,184Re^0-20; (4.366)
4.24. Коэффициенты корреляционной зависимости
Локкарта—Мартинелли
Константа Агрегатное состояние Режим течения
Ламинарный Re < 2000 Турбулентный
3000 < Re < 50000 Re >50000
т Пар 1 0,25 0,20
п Жидкость 1 0,25 0,20
св Пар 64 0,316 0,184
Сж Жидкость 64 0,316 0,184
469
4.25. Четыре возможные комбинации режимов течения для расчета
постоянной С
Режимы Постоянная С
ДЛЯ жидкости для пара
Ламинарный Ламинарный 5
Турбулентный Ламинарный 10
Ламинарный Турбулентный 12
Турбулентный Турбулентный 20
Для неадиабагного течения (течение с подводом или отводом
теплоты) градиент давления в каждом сечении трубы определяют
согласно модифицированной зависимости (4.363):
(Л;УЛ/.)Т1| - (1 - ,
где ас — текущее значение паросодержания; {dp/dL)^ — перепад
давлений на единицу длины при условии, что по трубе течет
жидкость с общим массовым расходом тж + тг.
Пример 4.11. Вычислить с помощью метода Локкарта—Мартинелли
гидравлическое сопротивление секции насадочной колонны высотой Н — 0,2 м.
диаметром D = 0,4 м, заполненной насадкой треугольного профиля (рис. 4.100, д')
с удельной площадью поверхности массообмена Fya = 600 м2/м3, углом
гофрирования а — 45" и линейной плотностью орошен вл Г = 5 • 10"4 кг/(м -с).
Материал насадки — алюминий, толщина 8 = 0,15 мм. Известны следующие
параметры условия равновесные; скорость пара w = 0,4 м/с, средняя по длине
температура Тср ~ 94 К, среднее по сечению давление на входе pcf = 0,15 МПа.
Считать локальное флегмовое число постоянным по длине секции. Примем.
пар — азот, жидкость — кислород, влияние изменения содержания компонентов
на свойства хладагентов пренебрежимо мало.
1. Определяем эквивалентный диаметр канала с учетом толщины пленки
жидкости, вычисленной по формуле (4 356):
,12 -10 s м.
z 3-5-10'4-176,61-10'
5= I -------------------
' H2I,9-9,8lsin45"
где ц* = 176,61 • Ю’6 Па-с и рж - 1121,9 кг/м3 находим по таблицам
термодинамических свойств кислорода
Тогда
J 4ГС, 4[l—F (s+O.SS)] 4[1—600(0,0312 + 0,5 *0,15j Ю’3|
а = ——— = -------—---------=--------------------------------b 24 1U м,
3 F F 600
ул 'уд
где — объем свободного пространства между элементами насадки, м2 на 1
м2 полного объема занимаемого насадкой
470
2 Массовые расходы жидкости и пара-
тж = Г П = r- -v^D = 5.10л.3(Ю. 3 14.0 42/4 = 18 85.10 з кгд
п рп w 3,14 • 5,57 - 0,4 - (6,24 - КУ1)2
т„ = ------ = —-------------— ------------ = 0,068 -Ю3 кг/с,
где П = Е^/2 — смоченный периметр насадки, м на 1 м2 площади орошения;
/^р = я©2/4, м2; и,, = 6,91 -10~6 Па-с и рп = 5,57 кг/м2 находим по таблицам
термодинамических свойств азота
3 . Числа Рейнолвдса:
4Й, 4-0,068-КГ3
Ren “ тт“ 3,14-6,24-10-3-6,91 • 10"4“ 2007’97;
4 m, 4-18,85-10'3
Re* 3,14• 6,24-10 3• 176,61 • Ю*“ 21 778,18
По табл. 4.24 находим значения коэффициентов, соответствующих режимам
течений.
т = 1: и = 0.25: С„ = 64; Сж = 0.316.
4 Определяем массовое расходное паросодержание, которое при расчете
гидросопротивления можно считать равным флегмовому числу:
х = т„ /тж = 0,068 10-3/18,85 • 10’’ = 0,0036
5 Из соотношения (4.364) вычисляем
/0,316 - (2007,97)' • 5,57 • (1 - 0.0036)2 = j 05?
* V 0,64- (21778.18)0-25 -1121,9 -0,0036
По табл 4 25 находим соответствующее значение коэффициента С = 10;
тогда параметр Локкарта—Мартинс тли
ф =.
1 _ Л? 1,0572+ 10-1,057+1 _
1,057
6 . Коэффициент трения для турбулентного режима вычисляем по формуле
(4.366)
/= 0,184-21778,18 °'2 = 0,0249
7. Удельное гидросопротивление по жидкости
4- 18,85-10 у*
3,14 • (6,24 • КУ3)2*
—-----—---------— = 675,67 Па/м
2-1121,9-6,24-10"3
8. Окончательно из соотношения (4.363) определим гидросопротивление
насадки
Др = ЯФ2
= 0,2 • 3,372 • 675,67 = 1534,7 Па.
471
§ 4.13. СИСТЕМА АЗОТОВОДЯНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ВРУ
Система азотоводяного охлаждения (АВО) предназначена для
предварительного охлаждения воздуха перед поступлением в узел
теплообмена ВРУ. В ВРУ с регенераторами процесс охлаждения
воздуха осуществляется в системе, включающей воздушно-водяной
(ВВС) и азото-водяной (АВС) скрубберы, а также блок циркуляции
воды. Используемая в качестве промежуточного теплоносителя вода
охлаждается в АВС в результате испарения при контакте с сухим
отбросным потоком азота, а затем подается на орошение в ВВС, в
котором поступающий из турбокомпрессора воздух охлаждается в
процессе тепло- и массообмена с водой (рис. 4.102).
В ВРУ с комплексной очисткой воздуха и ПРТ охлаждение воз-
духа чаше всего осуществляют в односкрубберной (ВВС) системе,
включающей контур циркуляции и охлаждения воды в холодильной
установке. Нецелесообраз-
ность применения АВС
объясняется недостатком
отбросного азота, в связи с
тем, что в подобных ВРУ
продуктовый поток в долях
потока перерабатываемого
воздуха может составлять
0,6—0,7, к тому же значи-
тельная часть отбросного
потока азота (не менее 0,2
в долях потока перераба-
тываемого воздуха) исполь-
зуется для регенерации
БКО.
Рис. 4.102. Схема двухскруб-
берной системы азотоводяного
окааждения:
1, 3 — сепараторы; 2 — азото-
водяной скруббер; 4 — воз-
душно-водяной скруббер
472
Скруббер представляет собой колонну, внутри которой размеще-
ны ситчатые тарелки с отбойными элементами из просечного лис-
та Для предупреждения уноса капельной влаги в верхней части
скрубберов установлены сепараторы. Часто АВС устанавливают на
ВВС.
Недостаток ситчатых конструкций скрубберов заключается в
необходимости предварительного охлаждения воздуха (после сжатия
его в компрессоре) в концевом охладителе до температуры не выше
60 °C. При подаче воздуха в скруббер непосредственно после сжатия
при температуре 100 — 110 °C из воды выделяются биологические
примеси, которые откладываются на элементах ситчатых тарелок,
забивая их и повышая гидравлическое сопротивление скруббера.
В последние годы в качестве ВВС применяют скрубберы ороси-
тельного типа, в которых отсутствуют ситчатые тарелки, а процессы
тепло- и массообмена между диспергированнным потоком воды и
горячим воздухом осуществляются в самом аппарате. Применяют
также комбинированные двухсекционные конструкции (нижняя
секция, в которой охлаждается горячий воздух, — оросительного
типа, верхняя секция тарельчатого типа). Оросительные конструк-
ции вследствие отсутствия контактных элементов, на которых
осуществляются процессы тепло- и массообмена, лишены отмечен-
ного выше недостатка тарельчатых скрубберов, поэтому позволяют
подавать на охлаждение горячий воздух непосредственно из послед-
ней ступени сжатия компрессора. Это позволяет исключить конце-
вой охладитель компрессора и уменьшить на 1,0 — 1,5 % расход
энергии за счет снижения гидравлического сопротивления на линии
сжатого воздуха.
Приведем пример расчета системы АВО для ВРУ с расходом
воздуха через ВВС В = 95 000 м3/ч (установка типа АК.т-30).
Обычно, если расход воздуха через один скруббер превышает 105 м’/ч,
устанавливают две и более системы АВО, работающие параллельно.
Пример 4.12. Рассчитать основные параметры системы АВО, выполненной
по схеме с замкнутым циклом по воде. Все обозначения приняты по схеме на
рис. 4.102 Воздух подается в ВВС в состоянии насыщения. Давление азота на
выходе из АВО равно атмосферному. Для расчета необходимо подготовить
исходные данные (табл 426).
Массовые расходы через скрубберы
Св = Вр’в = 95 000 1,29 = 122 550 кг/ч;
Сл = А р'л = 76 000 • 1,25 = 95 000 кг/ч,
где р'в и р’и — плотности воздуха и азота при нормальных условиях.
473
4.26. Исходные данные для расчета системы АВО
Параметр Обозначение Значение Примечвине
Объемный расход воздуха, м3/ч В 95000 Принято А = 0,8 В
Объемный расход азота, м3/ч А 76000 —
Давление воздуха на входе в Pi 0.6 —
ВВС, МПа
Давление азота на входе в АВС, Рз 0.105 —
МПа
Число азотных скрубберов к 1 —
Число воздушных скрубберов я* 1 —
Температура подпитывающей 60 Подпитка из цеховых
воды, °C Температура воздуха на выхо- 20±0,5 коллекторов
де из ВВС, °C
Разность температур воздуха Опытные данные
и азота на холодных кон- цах скрубберов (недорекупе- рация), °C Разность температур воды на пу- *fnOT 0 принимают в зависи- мости от t2 и доли отбросного потока
та от АВС к ВВС (потери), °C
Кратность орошения ВВС i. 0,6 60 Обычно 0,6—0,65
Температура воздуха на входе 1 —
в ВВС, °C
Расход воды (капельной влаги), уносимой из ВВС и АВС, определяем по
эмпирическим формулам
ув = 0,0035GB = 0,0035 -122 550 = 429 кг/ч;
уА = 0,0035СА = 0,0035 -95 000 = 332,5 кг/ч.
Температура азота на входе в АВС
«з = /г-Д«'яв1=20-3 = 17’С.
Температура воды на выходе из АВС и на входе в ВВС
ts = t3 + 0,5Д?нсд = 17+ 1,5 = 18,5 °C;
'51 = Г5+Л/ПОГ= 18,5+0 = 18,5 °C,
Т- е- 15 = Г51-
Расход воды на выходе из АВС и на входе в ВВС.
= CBli= 122 550-0,6 = 73 530 кг/ч, W5 = NS/NA = Wst,
гае /( — кратность орошения — отношение массы воды к массе воздуха
Расход воды на выходе из ВВС
W6 = «’я + CB(dl-d2)-yJ> = 73 530 +
+ 122 550 (0.02 - 0.0025) - 429 = 75 246 кг/ч.
где dt и dj— влагосодержание воздуха на входе и выходе ВВС.
474
Температуру воды на выходе из ВВС определяем, составив уравнение
теплового баланса системы
f6 ^6Cw *SI ( ^51 — У в1 cw = (fi — У»
где св, — удельная теплоемкость водьи сж = 4,2-103 Дж/(кг-"С); i( и t2 —
энтальпии воздуха на входе и выходе ВВС.
В результате получаем
4 = (' - У * fa (»я ~Ув> <J/(»i О =
ж 122 550 (381—292) 103 + 18,5 • 4,2 • 103 (73 530 - 42?Ь
75 246 • 4,2 -10J
Обычно разность между температурой воздуха, входящего в ВВС, и
температурой воды, выходящей из ВВС, не превышает 10’С: f, — t6 < 10 °C.
Принимаем температуру воды на входе в АВС до подпитки
fa = fa ^62 =
Температура азота на выходе из АВС
#, + t, 17 + 50,5
t4 = ----=------------- = 33,75 °C
2 2
Определим массу воды, испаряющейся в АВС, в единицу времени (за 1 ч)
И' = G, (d4 - <f3) = 95 000 (0,017 - 0,002) = 1425 кг/ч,
где dj и d4 — влагосодержание азота на входе и выходе азотоводяного скруббера.
Величина WA определяет удельную холодопроизводительность системы АВО:
wa!ca = 1425/95000 = 0,015.
Определим расход воды на подпитку системы АВО:
Щ = ( wa + Уа + ^в) “ (rfi ~ = (W25 + 322,5 + 429) -
- 122550 (0,02 - 0,0025) = 32 кг/ч
Определим расход и температуру воды на входе в АВС:
^61 = И'бз + »8 = 75 246 + 32 = 75 278 кг/ч;
fa = (fa»62 Wh = Ш =
= (50,5-75 246 + 60 -32)/75 278 = (3 799 930 + 1920)/75 278 = 50,7 °C
Сопоставим тепловые балансы ABC по воде и по газу:
по воде
С, - <«, >4,', - - yAle, - 2,S3 • W« Вт.
по газу
Сг = са (*4 - У = 95 000 (136,5 - 111) = 2,82- 106 Вт
475
Расхождение в балансах
_Л,м_02%
'2,82-10* /
не превышает допустимого значения (0,5 %).
Если расхождение превышает 0,5 %, расчет следует повторить, изменив
значение Ij.
Определим гидродинамические параметры ВВС
Диаметр аппарата определяют на основании топового ряда ситчатых тарелок,
применяемого в криогенном машиностроении (табл. 4.27). Сначала принимают
минимальное значение, а затем проверяют веркиее и нижнее предельные
значения скорости газа в скруббере. При этом скорости определяют по
эмпирическим формулам. Так, в рассматриваемом примере выбран диаметр
скруббера Д. = 2,6 м (см табл 4 27)
4.27. Основные параметры типового ряда ситчатых тарелок
Диаметр аппарата 1.4 1.8 2,4 2,6 3,0 3,2 3,4 4,5
D, м
Относительная пло- щадь проходного сечения£ 0,136 0,143 0,143 0,15 0,15 0,154 0,155 0,141
Относительная ра- бочая площадь тарелки в, о,6 0,62 0,62 0,656 0,65 0,667 0,67 0,59
Длина сливной план- ки 111Л, м 0,9 1,3 1.7 1,8 2,1 2,2 2,3 6,0
Нагрузка сливиой планки, если /пл = 1,8 (см. табл. 4 27)-
Lv = IO'3 й^/^ = Ю 3 • 73 530/1,8 = 40,8 кг/(ч м)
Скорость газа в свободном сечении скруббера
0,785 3600 0,785 • 2,б2 - 7,25 - 3600
Скорость газа в рабочем сечении тарелки
wp с = w/er = 0,885/0,655 = 1,35 м/с,
где ег выбрано по табл. 4 27
Скорость газа в отверстиях при/^= 0.15 (см. табл 4.27)
wo = w/X = 0.885/0.15 = 5.9 м/с
Гидравлическое сопротивление сухой тарелки при коэффициенте сопро-
тивления Е, = 1,65:
= 0,55 %2 Рв ” 0,5 -1,65 5,92 7,25 = 212 Па.
Определим гидравлическое сопротивление орошаемой тарелки
476
АРч> = Мух(1 + ^Л |,38Х
[ 0.894L,®-25 при 5 2,5,
где Re = <
I 35,2-Ifr’при£г>2.5.
т_е. здесь Ra = 35,2 • IC3 • 40.81-225 = 3,69
Динамический фактор, отнесенный к площади рабочего сечения тарелки.
€ = ”р.с = 1-35 т?Т25 = 3,63
Тогда Др„р = 212 (1+ 3,69 - 3,63-’38) = 340 Па
Максимально допустимую скорость в свободном сечении скруббера вычислим
по эмпирической формуле
_ 0305^ J 1000-рв
3600 Л ря
где сга„ = 931-4 (Ly- 35) = 931 -4 (40,8 - 35) = 908
Тогда
Минимально допустимую скорость в свободном сечении скруббера опре-
делим по формуле
w = 0>305cmi„ J 1000 — Рд
,uin 3600 \ pB ’
raecmia=(20(^mn + 24301/o
Нагрузка на сливную планку в режиме минимальной производительности
(^Пйп
40,8’2430-0,15
908 - 0,15-20-40,8
^-/„•20^
2430/о
Тогда коэффициент crain = (20 • 18,9 + 2430) 0,15 = 421 и
0,305-421 / 1000 - 7,25
= ------------ *\1-----------= 0,42 м/с.
3600 \ 7,25
Поскольку скорость газа в свободном сечении скруббера удовлетворяет
условиям и1 < М'п1ая и w > и^, можно считать, что выбранный дяаметр скруббера
/)д = 2,6 м является приемлемым. Если бы условия и w > wmm не были
выполнены, следовало бы повторить расчет при большем диаметре скруббера
477
Таким образом, в результате гидродинамического расчета определены-
диаметр воздушного скруббера, скорость воздуха в нем и гидравлическое
сопротивление тарелок
§ 4.14. АТМОСФЕРНЫЕ ИСПАРИТЕЛИ-ГАЗИФИКАТОРЫ
В состав систем хранения криогенных жидкостей входят
устройства, обеспечивающие превращение необходимого количества
криогенной жидкости в газ и прогрев этого газа до требуемой
температуры. Это устройство представляет собой теплообменный
аппарат, в котором процесс теплообмена осуществляется за счет
разности температур атмосферного воздуха и криогенной жидкости.
Теплообменный аппарат, в котором в качестве греющей среды
используется атмосферный воздух, называют атмосферным испари-
телем-газификатором.
При проектировании атмосферного испарителя-газификатора
необходимо одновременно удовлетворить ряд противоречивых
требований: высокую интенсивность теплообмена, умеренное
зарастание инеем наружной поверхности, минимальную материало-
емкость, высокую технологичность, достаточную надежность и тд.
Интенсивность теплообмена характеризуется коэффициентом тепло-
передачи, который зависит от соотношения коэффициентов тепло-
отдачи снаружи и внутри аппарата и площадей теплопередающих
поверхностей. Так как теплообмен при кипении криогенной жид-
кости внутри аппарата более интенсивный, чем при свободной кон-
векции атмосферного воздуха снаружи, площадь наружной поверх-
ности теплообмена должна быть значительно больше внутренней.
В зависимости от рабочего давления газифицируемого продукта,
задаваемого потребителем, применяют следующие конструкции
испарителей-газификаторов: панельные — до 1,6 МПа, из фасонного
профиля “звездочка” — до 4,0 МПа, из фасонного профиля
“звездочка” с внутренней трубой из ксррозионно-стойкой стали —
до 40 МПа и выше.
Панельные испарители-газификаторы представляют собой сово-
купность вертикально расположенных теплообменных элементов
размером 1800x450x2 мм, изготовленных прокатно-сварным
способом (рис. 4.103). Во внутренние полости подается криогенная
жидкость под давлением до 1,6 МПа. В зависимости от производи-
тельности по продукционному газу испарители-газификаторы
комплектуются соответствующим числом N панелей, например, для
кислорода:
Q,., м3/ч . 30 90 250 300
А............4 12 32 38
478
Известна конструкция с радиальным расположением панелей 4
в кольцевом пространстве между двумя обечайками, представля-
ющими собой сердечник 7и защитный кожух 5 (рис, 4.104). Такая
конструкция способствует созданию организованной циркуляции
воздуха (сверху вниз) и предохраняет панели от различного рода
воздействий. В зависимости от условий работы такой испаритель-
газификатор содержит 90 или 48 панелей размером 2400 х 800 х 2 мм,
расположенных на расстоянии 100 мм одна от другой. Производи-
тельность испарителя-газификатора с радивльным расположением
панелей также определяется их числом (табл. 4.28).
4.28. Характеристики испарителей-газификаторов с радиальным
расположением панелей
Число панелей Рабочее давление, МПа Площадь поверхности теплообмена, мг Производительность’, кг/с, при газификации
азота кислорода водорода
90 1,6 345,8 0.36/0,38 0,37/0,41 0,039/0,035
48 1,6 184,5 0,19/0,20 0,20/0,22 0,020/0,019
* При недогреве газа на выходе 10 К и температуре окружающей среды 233 К
(в числителе) и 323 К (в знаменателе)
479
7 6
Рис. 4.104. Испаритель-газификатор
с радиальным расположением па-
1 — конус, 2 — трубка, 3 — выход-
ной коллектор, 4 ~ панель;
5 — кожух; б — входной коллектор:
7 — сердечник
Испарители-газификаторы
из профиля “звездочка”. Пере-
численным выше требованиям
к соотношению площадей на-
ружной и внутренней поверх-
ностей наиболее полно удов-
летворяет конструкция испа-
рителя-газификатора из фа-
сонного профиля “звездочка”, представляющая собой совокупность
полых алюминиевых труб с внутренним и внешним продольным
оребрением. Трубы изготовляют из полого алюминиевого слитка
методом горячего прессования через фильеру соответствующего
профиля. Число внешних ребер при этом может варьироваться от
6 до 12, число внутренних — постоянно и равно шести (рис. 4.105,
табл. 4.29).
4.29. Основные геометрические характеристики алюминиевых труб с
наружным и внутренним оребрением
Число ребер Площадь наружной поверх- Коэффициент оребрения
внутренних наружных иости теплообмена, м2/м наружной поверхности
6 0,85 6,65
6 8 1,10 8,87
12 1,59 13.3
Коллекгирование отдельных теплообменных элементов осуществ-
ляется, как правило, последовательно-параллельно и определяется
допускаемым гидравлическим сопротивлением по продукционному
потоку.
Испарители-газификаторы высокого давления отличаются от
приведенной выше конструкции наличием внутри каждого тепло-
480
Рис. 4.105. Профильная алюми-
ниевая труба с наружным и внут-
ренним оребрением "звездочка"
обменного элемента гладкой
трубы из коррозиционно-
стойкой стали, которая оп-
ределяет их прочностные
свойства (рис. 4.106). На-
ружный профиль представ-
ляет собой два оребренных
полуцилиндра 1 и 4, соеди-
ненных по всей длине с помощью особых замыкающих элементов
2 и 5, обеспечивающих плотный прижим внутренних цилиндричес-
ких поверхностей к трубам 3 и упругую компенсацию температур-
ных деформаций, возникающих в процессе эксплуатации.
Коллекгирование теплообменных элементов испарителей-газифи-
каторов высокого давления осуществляется обычно последовательно.
На рис. 4.107 показана компоновочная схема одной из двух одинако-
вых секций испарителя фирмы “Kryostar” производительностью по
кислороду 200 м3/ч, рас-
считанного на давление до
32 МПа. Каждая секция
содержит 24 теплообмен-
ных элемента, аналогич-
ных представленным на
рис. 4.106, высотой 2,5 м
каждый.
Рис. 4.106. Бислойная профиль-
ная алюминиевая труба с внутрен-
ней трубой из коррозионно-стой-
кой стали (фирма "Kryostar"):
1,4 — оребренные полуци-
линдры; 2, 5 — замыкающие
элементы; 3 — внутренняя труба
31 J66675
Рис. 4.107. Компоновочная схема "холодной”
секции испарителя-газификатора фирмы "Kryostar"
фоизводительностью по кислороду 200 м3/ч:
I — соединительные патрубки из коррозионно-
стойкой стали; 2 — теплообменный элемент из
профиля "звездочка"
Тепломассообмен в условиях образо-
вания инея. Особенность работы атмо-
сферных газификаторов-испарителей
заключается в том, что температура
поверхности теплообмена изменяется в
очень широком диапазоне: от темпера-
туры кипения криогенной жидкости до
температуры, близкой к температуре
окружающей среды, т.е. на большей
части поверхности теплообмена реали-
зуются процессы инее- и льдообразо-
вания. Процесс теплоотдачи от влажного
воздуха к поверхности, имеющей тем-
пературу ниже точки затвердевания воды, в общем случае следует
рассматривать как сопряженную задачу, включающую в себя
процесс тепло- и массообмена между потоком воздуха и поверх-
ностью раздела фаз (поверхностью инея), с одной стороны, и процесс
теплопроводности через слой инея (льда) — с другой. Для количест-
венного описания этого сложного процесса требуется привлечение
математического аппарата различных разделов теории тепло- и
массообмена. Инженерный подход к решению данной проблемы
заключается в оценке влияния составляющих процесса тепло- и
массообмена на суммарный пере-
нос теплоты и их количествен-
ный анализ. На рис. 4.108 пока-
зано изменение суммарного теп-
лового потока и его составля-
Рис. 4.108. Кривые изменения суммарного
теплового потока (!) и его составляющих
(2 — конвективной; 3 — радиционной;
4 — конденсационной) к неизолирован-
ному сосуду сферической формы диамет-
ром 136,5 мм, заполненному жидким кис-
лородом (по Д.Холтеяу)
ющих к неизолированному сосуду с жидким кислородом во времени
В соответствии о результатами, полученными Р.Бэрэном, Л.Ханом
и Д.Холтэном, суммарный тепловой поток стабилизуется примерно
через 3 ч, что соответствует предельному количеству инея, обра-
зовавшемуся на поверхности теплообмена. При этом доля конвек-
тивной составляющей в суммарном потоке равна 70 ... 80 %,
радиационной — 20 ... 30 %, конденсационной (скрытой теплоты
фазового перехода) — около 1 %.
Конвективный тепло- и массоперенос к поверхности инея. В основе
теории тепло- и массообмена лежат две гипотезы:
Фурье — для процесса теплопроводности
Фика — для процесса массообмена
(4.367)
(4.368)
где удельные потоки теплоты и массы водяных паров к
“холодной” поверхности, соответственно, Вт/м2 и кг/(мг с); X и D—
коэффициенты теплопроводности и диффузии, соответственно, Бт/(м • К)
и м2/с; ffljdy и dpjdy — изменение температуры и плотности паров
влажного воздуха по нормали к “холодной” поверхности.
Уравнения (4.367) и (4.368) описывают разнородные явления
переноса в движущейся среде. Их характерная особенность заклю-
чается в наличии четкой физической аналогии, основанной на
единой природе носителей, перемещение
которых в поперечном (по отношению
к поверхности раздела) направлении
создает эффекты обмена. Так, теплооб-
мен определяется поперечным потоком
количества движения, массообмен —
поперечным потоком вещества. При
ламинарном течении потока функции
носителей осуществляют молекулы, при
турбулентном — группы молекул —
моли. Таким образом, для случая, когда
Рис. 4.109. Тепловой 6Т и диффузионный 6И
ивграничные слон при образован ни инея 2 на
пластине 1
483
все процессы переноса осуществляются
иметь место и количественная аналогия процессов.
Рассмотрим изменение температуры и содержания (концентрации)
водяных паров при движении влажного воздуха вблизи вертикаль-
ной холодной пластины (рис. 4.109). Считаем, что процессы тепло-
и массопереноса происходят в пределах температурного и диффузион-
ного пограничных слоев толщиной 5Т и Sm соответственно. Из теории
пограничного слоя известно, что для веществ с числом Рг — 1 (для
всех газов примерно соблюдается равенство Рг = Рг/; — Sc ~ 1)
существует подобие температурных и диффузионных полей:
Продифференцировав выражение (4.369) по у
/У I atl, 1
sy Д- г2 ау рп.-р,,2
и подставив в уравнение (4.370) зависимости (4.367) и (4.368).
найдем
(4.369)
(4.370)
(4.372)
(4.373)
ИД-ту В(рпв-р„у
Если Рг = Ргр — 1, то v = an = D [2, формулы (2.47) и (2.50)],
где v и ап — кинематическая вязкость и температуропроводность,
мг/с. Тогда с учетом равенств q — а (7^ — Т2) и ап — ^/(ср р)
запишем
а _ m
* Р„2>
ИЛИ
а _ m
',г* <Р„»-Р„2>’
где ср и м» — теплоемкость и скорость потока влажного воздуха,
соответственно, Дж/(кг • К) и м/с.
Согласно определению чисел St и Stc [2, формулы (2.49) и (2.54)]
получаем соотношение, известное как аналогия Льюиса
St == St^ . (4 374)
484
Таким образом, на основании аналогии процессов тепло- и массо-
обмена возможно определить влияние массообмена на теплоотдачу
влажного воздуха к поверхности инея, не прибегая к дополнитель-
ным эмпирическим зависимостям. Определим количество теплоты,
переданной в процессе тепломассообмена через элементарную
площадку dF:
конвективная составляющая
- а (Ги - Т2) dF; (4.375)
теплота фазового перехода
dQ* = rm dF = г и (dK — dn2) dF, (4.376)
где г — теплота фазового перехода, Дж/кг; о — коэффициент
массообмена, отнесенный к разности влагосодержаний, кг/(м2 • с);
и 4)2 — влагосодержание воздуха при Тт и на поверхности инея
при Т2 (см. рис. 4.109) соответственно, кг/кг.
Очевидно, что и = р К, где К — коэффициент массообмена.
отнесенный к разности концентраций, м/с.
Суммарное количество теплоты, передаваемой через элементар-
ную площадь dF в результате процесса теплообмена:
dQ = а (Т„ - 7г) dF + г о (d„ - </„ 2) dF =
= а (Л - Г2){1 + г о (<(. - dB 2)/[« /(Г, - Г2)]} dF. (4 377)
Введем коэффициент "ииеевыпадения" показывающий отноше-
ние общего количества теплоты, отведенной от воздуха, к “сухому”
количеству теплоты с учетом соотношения (4.374):
„(7-.-Г2)+г^,-<2) = |_Го«-<2)
а (К - Ч) а (Г. - Г2)
Подставив выражение (4.378) в (4.377) с учетом сооотношения
(4.373) получим:
dQi = aHT.- T2)dF (4.379)
Коэффициент теплоотдачи а определяется интенсивностью
конвективного движения влажного воздуха. При свободной конвек-
ции оно обусловлено различием плотности холодных и теплых
частиц среды, возникающим вследствие разности температур
окружающей среды и “холодной” стенки газификатора. Определя-
ющими критериями в этом случае являются критерии Прандтля
Рг и Грасгофа Gr = gl3 р(7^ — ?2)/v2, где I — определяющий
размер — высота пластины; р = \/Т — температурный коэффициент
485
объемного расширения влажного воздуха. К"1; g = 9,81 — ускорение
свободного падения, м/с2.
Для расчета средних коэффициентов теплоотдачи при свободном
ламинарном движении у вертикальной пластины в диапазоне
103 < Gr Рг < 109 можно использовать уравнения Михеевой
Nu = 0,55 (Gr Рг)0-25, (4.380)
при турбулентном режиме (Gr Рг > 6 • 1010) —
Nu = 0,15 (Gr Рг)0-333, (4.381)
Для расчета коэффициентов теплоотдачи при свободном конвек-
тивном ламинарном движении у профиля “звездочка” В.П.Ельчи-
новым и АП.Зюзиным получены следующие эмпирические зависи-
мости для различных углов установки профиля:
при ср = 0 Nu = 33;
при ф = 30,6‘ Nu = 0,87 (Gr Рг)0-23;
при ф = 45° Nu = 0,107 (Gr Pr)0-356;
при ф = 90° Nu = 0,0265 (Gr Рг)0’432.
В качестве определяющего размера в критерии Gr принят диаметр
трубы по вершинам ребер.
Для расчета коэффициента теплоотдачи при вынужденном дви-
жении влажного воздуха у “холодной” вертикальной пластины
используют зависимости, хорошо согласующиеся с эксперименталь-
ными данными:
при ламинарном течении
Nu = 0,664 Re0-5 Рг0-333; (4.382)
при турбулентном течении
Nu = 0,0363 Re0-8 Pr°-333. (4.383)
Радиационный тепловой поток к поверхности инея обусловлен
наличием существенной разницы между температурой окружающего
воздуха Тт и температурой поверхности инея Т2 (см. рис. 4.109)
Этот тепловой поток определяется согласно закону Стефана-
Больцмана:
, = stJ(2k)’_(2L)l (4.384)
1' 100 7 ' 100 7 J
где е — степень черноты серого тела (для инея двуокиси углерода
и льда воды можно принять е = 0,95); с0 = 5,67 — коэффициент
излучения абсолютно черного тела, Вт/(м2 • К4).
486
Используя закон Ньютона q = ая (Тт — 7^), определим коэффи-
циент радиационной теплоотдачи
ал = ЕЛ(^)4_р)41 —(4 385)
л 0 1'100' ' 100'1 Т„-Т2 ’
Методика расчета атмосферных испаргпелей-газификаторов. Расчет
газификаторов-испарителей заключается в определении площади
поверхности теплообмена и ее размещении в пространстве (компо-
новке). Методика расчета основана на уравнениях теплового баланса
(4 13) и (4.16) и конвективного тепломассообмена (4.379)—(4.383)
с учетом зависимости (4.385) для радиационного теплообмена между
поверхностью инея и окружающей средой. Основы методики расчета
были разработаны А.М.Титенковым и Б.Т.Маринюком.
При работе атмосферного испарителя-газификатора можно выде-
лить три участка существенно различных по температурному режиму
и соответственно по механизму теплопередачи (рис. 4.110): I —
участок кипения криогенной жидкости внутри канала и интенсив-
ного образования инея двуокиси углерода снаружи, здесь температура
стенки канала близка к температуре кипения; II—участок конвек-
тивного нагрева продукционного газа внутри канала и образования
инея двуокиси углерода снаружи; III — участок конвективного
нагрева продукционного газа внутри канала и образования инея и
льда воды снаружи.
Площадь поверхности теплообмена определяют для каждого
участка и суммируют. Коэффициент теплопередачи, входящий в
зависимость (4.17), также рассчитывают для каждого участка исходя
Рис. 4.110. Модель процесса газификации криогенюй жидкости:
Г], Т2 — температуры насыщенной жидкости (на входе) и насыщенного пара,
соответственно; 7^, 7^ — температуры стенки (Т^ * 7\ * Т2, Тм * 153 К),
— температура газа на выходе
487
из условия квазистационарности режима теплопередачи через слой I
инея. Учитывая дополнительное термическое сопротивление образо-
вавшегося инея и пренебрегая термическим сопротивлением металли- I
ческой стенки, зависимость д ля расчета коэффициента теплопередачи |
можно представить в виде
г 1 + 8- А +
L “1 П1 F, Х,„ Л»,
(4.386)
где 8И11 и Хин — толщина и теплопроводность образовавшегося инея,
соответственно, м и Вт/(м • К); Ft — площадь внутренней поверх-
ности канала, м2; Г2 — площадь наружной (чистой) поверхности
"звездочки", м2; — площадь поверхности образовавшегося инея,
м2.
Термическое сопротивление Sir./z.io( можно определить по темпе-
ратуре стенки графически (рис. 4.111) или по толщине слоя инея
двуокиси углерода, найденной согласно эмпирической зависимости,
полученной А.М.Титенковым‘
8ИН == 0,00144 (Т2 ~ Г,)0-4 т0’35 П0-25,
(4.387)
где х — время инееобразования, ч; П = (р — pJ)/(pK — р2) —
движущая сила массообмена; р, р2 и рл — парциальные давления
паров воды в воздухе при температурах Тг < Т < 7^, Т2 и Тл
соответственно (см. рис. 4.109), Па.
При выполнении расчета тем-
пературу поверхности инея Т2
следует принимать: 273 К при
температуре стенки 7j £ 153 К
и температуре точки росы воз-
духа больше 273 К; 194,65 К
при Тх < 153 К и температуре
точки росы меньше 273 К.
Коэффициент теплопровод-
ности инея также можно опреде-
лить графически (рис. 4.112).
Рис. 4.111. Экспериментальные кривые
изменения термического сопротивления
инея Двуокиси углерода во времени в
зависимости от температуры стенки Тк
488
\л„ЛяКн-П
КПД ребра, покрытого слоем инея толщиной 5ИН, определяют
согласно зависимости (4.39), причем параметр ребра т рассчитывают
по формуле
где 5р и Хр — толщина и теплопроводность материала ребра, соответ-
ственно, м и Вт/(м • К).
Среднюю разность температур на каждом участке определяют
по зависимости (4.18).
Пример 4.13. Определить площадь и выполнить компоновку поверхности теп-
лообмена газификатора жидкого кислорода производительностью V =1000 м3/4
Тип поверхности теплообмена — “звездочка”, число ребер 6. Расположение —
вертикальное. Давление газифицируемого продукта 1,6 МПа, температура
окружающей среды Тос = 273 К, относительная влажность у =100 %, давление
р — 0,101 МПа. Время непрерывной работы г =10 ч
Принимаем значение недорекуперацим на выходе ДТвих =15 К и считаем,
что газифицируемый кислород находится в состоянии насыщения.
1. Тепловую нагрузку в зоне кипения и нагрева определяем следующим
образом-
массовый расход кислорода:
<?1 = (И>) /3600 = (1000-1,331/3600 = 0,369 кг/с,
где р = 1,33 кг/м5 — плотность кислорода при нормальных условиях, тогда
Скио = W - О.36» - Г93-7 - <-65,6)1 = 58 800 Вт;
489
QHar - ci(f4 - W = 0>3« • (231 - 93,7) = 50 700 Вт,
где ж = -65,6 кДж/кг; !нл1 — 93,7 кДж/кг — энтальпии насыщенной жидкости
и насыщенного пара кислорода при давлении 1,6 МПа ( точки I и 2 на рис.
4 110) соответственно; = 231 кДж/кг — энтальпия газообразного кислорода
на выходе при температуре 7"4 = Гос — ДТ^ = 273 — 15 = 258 К и давлении
1.6 МПа (точка 4 на рис. 4.110)
2. Для упрощения считаем, что зоне кипения кислорода внутри “звездочки”
соответствует зона выпадения инея двуокиси углерода на внешней поверхности
"звездочки” (участок I на рис. 4 110), а зоне конвективного нагрева кислорода
— зона образования инея двуокиси углерода и воды (участки П и III).
Температура вымораживания двуокиси угдерода при атмосферном давлении
Гин = 194,65 К
Температурный напор в зоне кипения кислорода
= тол - Тт = 273 - 194,65 = 78,4 К.
Число Рэлея
R. - Сг- Рг - [йр РЛ> - -о-16’х
X 2341-78,4)ДЮ-5)2[ (1006-150-10'7/0,021) = 1,35-10s 0,719 = 9,67-Ю7.
где g = 9,81 м/с2 — ускорение свободного падения; rf2 эк> = 0,16 м — эквивалент-
ный диаметр профиля “звездочка” (внешний диаметр ребер), р =1/234 К"1 —
коэффициент объемного расширения воздуха; v2 = 10's м'/с Иц, - 150-10’7 Па-с
- кинематическая и динамическая вязкости, Ср? = 1006 Дж/(кг-К) —
теплоемкость и Х2 -0,021 Вт/(м • К) — теп.топр<®одность воздуха при температуре
7"= (TDC + Т^/2 = (273 + 194,65)/2 = 234 К и атмосферном давлении
3. Для вертикального расположения теплообменных элементов (<р = 90°)
Nn = 0.0265 (Gr-Рг)0-431 = 0,0265-(9,67-Ю7)002 = 73,2.
Коэффициент теплоотдачи к поверхности инея двуокиси углерода
а2 = Nu Х2/сГлкв2 - 73,2 0,021/0,16 = 9,61 Вт/(м3 • К).
4 Поскольку между поверхностью инея двуокиси углерода и потоком
воздуха существует разность температур (Д7^ип = 78,4 К), то на поверхности
образовавшегося инея дауокиСИ углерода происходит конденсация и замерзание
паров воды. Увеличение коэффициента теплоотдачи учитывается коэффициентом
инссвыпадения
5 = > + ^ (4 " ^Лс^тох - тту\ =
- 1 + 2830-Ю3 (3,85 - 0,5 • 10“э) • 1(Г3/[Ю05 (273 - 194,65)! = 1,14,
где г =2830 кДж/кг — теплота фазового перехода двуокиси углерода;
d2 =3,85 • 10’3 кг/кг и </ин = 5,08 • Ю’7 кг/кг ~ влагосодержания воздуха при
нормальном давлении, влажности у/ =100 % и температурах окружающей среды
7^с = 273 К и поверхности инея Тин =194,65К, соответственно.
5 . Коэффициент теплоотдачи излучением
«м = е с0 KU100/~ (^/ioort/дт^ =
= 0,95-5,67-[(273/100)* - (194,65/100)4]/78,4 = 2.84 Вт/(м2-К).
490
где е = 0,95 — степень черноты инея двуокиси углерода; с0 = 5,67 Вт /(м2 • К4)
— коэффициент излучения абсолютно черного тела.
6 Суммарный коэффициент теплоотдачи от воздуха к поверхности инея
двуокиси углерода
az=^a2 + a„ = 1,14-9,61 + 2,84 - 13,8 Вт/(м3 К)
7 . Коэффициент теплоотдачи с учетом термического сопротивления слоя
инея двуокиси углерода для участка I
а/ = 1/(1/<х£ + «VO = V + 0.098) = 5,9 Вт/(м3 • К),
где = 0,098 м1 К/Вт — термическое сопротивление слоя ииея двуокиси
углерода на участке / (см. рис. 4.111), соответствующее температуре стенки
внешней поверхности “звездочки*1 =* 128,5 К ( см рис. 4.110 и 4.111).
8 Параметр m и КПД ребра в соответствии с формулами (4.388) и (4 39)
соответственно для участка /
m' - V 2a//(6p Хр) = -i 2 • 5.9/(0,0025 • 150) = 5.6;
thpn'O th(5,6 • 0,062)
m4 (5,6-0,062)
= 0,96.
где 6 = 2,5 • IO*1 м, / *= 0,062 м — толщина и высота ребра “звездочки” согласно
рис. 4105, соответственно; X =150 Вт/(м-К) — теплопроводность материала
ребра “звездочки"
9 . КПД оребренной поверхности
Чг' = 1 - <^>/f*Ml “ ч/) = 1 “ (0,744 /0,86) - (1 - 0.96) = 0,97,
где F ~ 2Н1 = 2 6 • 0,062 = 0,744 м1/м — площадь поверхности “чистых" ребер
н F„ = 0,744 + я 0,036 = 0,86 м3/м ~ полная площадь “чистой" поверхности
теплообмена, отнесенные к длине “звездочки"
10 Коэффициент теплопередачи на участке /.
Пренебрегая термическим сопротивлением теплоотдаче со стороны кипения
и принимая во внимание незначительное изменение площади поверхности
теплообмена вследствие образования инея двуокиси углерода, формулу (4.386)
запишем следующим образом:
V- WА™ + W«EчЛ - 1/10.098 + 1/<|3,8 0.97)| - S.79 Вг/(м! К)
11. Площадь поверхности теплообмена и необходимое число теплообменных
элементов на участке /:
F’ = *а 0кип/1*2' (го.с - = 1.2-58 800/(5,79(273 - 128,5)] = 84,3 м1;
и' - F‘/(H FJ = 84.3Д6 0,86) = 16,3 « 16,
где к, = 1,2 — коэффициент запаса по площади поверхности теплообмена;
Н~ 6 м — высота одного теплообменного элемента “звездочка”.
12 Участок П на рис 4110 характеризуется переходом от намерзания
двуокиси углерода к намерзанию паров воды. Граница этого перехода опре-
деляется температурой стенки T^j = 153 К. Образовавшийся лед представляет
собой сплошную прочную корку, покрывающую всю поверхность теплообмена
491
участка III Кроме того, на участках II и III наружной и внутренней поверх-
ностей “звездочки” реализуется процесс конвективного теплообмена. Термические
сопротивления наружной и внутренней теплоотдаче в этом случае оказываются
сопоставимыми, поэтому для участков II и III необходимо учесть термическое
сопротивление теплоотдаче на внутренней поверхности и изменение площади
поверхности теплообмена вследствие образования льда.
Принимаем скорость течения кислорода в трубном пространстве и»( — 4 м/с,
тогда число Рейнольдса
Rei = «'i i Pl/»1! = 4 °»012 • 31/145 • MT7 = 102 292 ,
где d3KB j = 4Ft/P = 4 • 6,22 • №*/0,208 = 0,012 м — эквивалентный диаметр
внутренней полости профиля “звездочка”; Fc = я -0,032/4 — 6-0,0095 -0,0015 =
= 6,22-10‘4 м3 и Р = я-0,03 +12-0,0095 = 0,208 м — площадь поперечного
сечения и периметр внутренней полости профиля "звездочка”, соответственно;
р, = 31 кг/м3 и ц, = 145-10"7 Па-с — плотность и динамическая вязкость
кислорода при средней температуре Т1 = (У, + Тл)/2 = (128,5 + 258) =193 К и
давлении ру = 1,6 МПа соответственно.
Коэффициент теплоотдачи во внутритрубном пространстве определяется
согласно зависимостям
Ми, = 0.023 • Re,0-8 Рг,0,4 =0.023 • 1O229208- 0.79204 =213;
а, = Nu, X.,/d3KB, = 213 • 18,3 • 10-3/0,012 = 325 Вт/(м3- K),
где Рг, = c,, p,/X, = 1000 • 145 • 10‘7/18,3 • 10~3 = 0,792 - число Прандтля;
cpI = 1000 Дж/(кг-К) и ?.,= _18,3-10‘3 Вт/(м-К) — теплоемкость и
теплопроводность кислорода при 7", и р, = 1,6 МПа соответственно
13 Определяем тепловую нагрузку на участке II.
Максимальную толщину льда определяем согласно формуле (4 387)
6™”= 1,44 (Гин - 7J0-4 т°-3® П0,25 = 1,44 • (273 - 153)0-4 • 10°-35-1 = 21,3 мм,
где 7^н и Tv — температуры поверхности инея и стенки (Т„„ = 273 К;
= ^»з)-п — Движущая сила процесса массобмена- П = (р — р2)/(р„ — Р2) = 1
— вследствие равенства парциальных давлений р = ра (у = 100 %).
В соответствии с формулами (4 31) определяем температуру кислорода на
выходе из участка II
2В4« = 2»3 + max )^ин ти/^№ин ~ =
= 153 + (0,19/0,0213)(0,9/0,208) (273 - 153)/325 =167 К,
где Л,'/ = 0,19 Вт/(м-К) — теплопроводность инея при Tw3 = 153 К (см рис.
4 112); £ин тм = 0,9 м2/м — площадь наружной поверхности теплообмена с
учетом максимальной толщины инея (отнесенная к длине “звездочки” и
определяемая из простых геометрических соображений); Ft = Р = 0,208 м2/м —
площадь поверхности теплообмена единицы длины внутренней полости профиля
“звездочка”
Тепловая нагрузка на участке II
Q11 = ср1 (?, (Тв" - 72) = 1000-0,369-(167 - 128,5) » 14300 Вт
492
14. Опредеияем коэффициент теплопередачи на участке II.
Средняя по длине участка II толщина инея
= i 44-(7m- = 1,44 (194,65 - !41)°-4- 10ой-1 = 15,8 мм,
где TJ1 — средняя температура стенки участка II: Tj‘= (7w- + Ти-^/2 —
= (128,5 +153J/2 = 141 К
Для вычисления КПД ребра, покрытого инеем т)ра. при теплопроводности
инея при Tj'= 141 К (рис. 4112) = 0,17 Вт/(м - К) находим
“ 1(1/13,8 + (0,0158/0,17)]"' = 6,04 Вт/(м2 - К);
тп = л/ 2-6,04/(150-0,0025) = 5,67
Тогда ч/ = th (5,67-0,062) /(5,67-0,062) = 0,961
КПД оребраниой поверхности участка II
П2® = 1 - (0,744/0,86) • (1 - 0,961) = 0,97.
Средняя по длине участка II площадь поверхности теплообмена с учетом
средней толщины инея =0,0158 м: F™= 0,781 м2/м.
Коэффициент теплопередачи на участке II
i," - [<!/«,)№//,) + I’.'.W + 1/<с,Л2"|Г' =
= [(1/325) • (0,860/0,208)+(0,0158/0,17) • (0,781/0,86) +1/(13,8 • 0,97)] = 5,6 Вт(м2 • К)
15. Площадь поверхности теплообмена и необходимое число теплообменных
элементов участка II при средней разности температур
дг"= fc - г2) - (Го с - r&V ’° [(Го с - Wo.c - О] =
= [(273 - 128,5) - (273 - 167)]/ In ((273 - 128,5)/(273 - 167)] = 124 К,
F" = 1,2 -14 300/(5,6 • 124) = 24,7 м3;
= 24,7/(6 • 0,86) = 4,8; принимаем г?1 = 5
16. На участке III
тепловая нагрузка
О7" = 0иаг - е" = 50,7 - 14,3 = 36,4 кВт;
коэффициент теплопередачи
= 1/1(1/325)-(0,86/0,208) + (0,0174/0,22) -(0,763/0,86)+1/(13,8 -0,97)] =
= 6,35 Вт/(м2-К)
при теплопроводности 71н®/ = 0,22 Вт/(м-К) (см. рис. 4.112) и толщине инея
воды 81н®/ = 1,44 (273 —2O6)0,4- 1О0,35 = 17,4 мм при средней температуре стенки
участка Tju = (258 + 153)/2 = 206 К
493
температурный напор
A7i®= ((273 “ 167> - (273 - 258)]/,п ((273-167)/(273-258)] = 46,4 К.
Площадь поверхности теплообмена и число теплообменных элементов
участка III
Fm = 1,2-36 400/(6,35 • 46,4) = 148 м2,
п,п = 148/(6 0,86) = 28,7 = 30
17 С целью сохранения во внутренних каналах теплообменных элементов
скорости потока кислорода, близкой к расчетной, все теплообменные элементы
разбиваем на z = 5 параллельных ветвей. Таким образом, на участке 1
газификации получаем три ряда последовательно расположенных теплообменных
элементов, на участке // — один, на участке III — шесть
Скорость движения кислорода
и>, = GiKFc * Pi) = 0,369/(6,22 • КГ4 - 5 • 31) = 3,83 м/с,
что близко к принятому в п.12 значению.
Максимально допустимое расстояние между теплообменными элементами
L = 2 6™*+ 0,06 = 2-0,0213 + 0,06 = 0,103 м.
Глава 5
ЖИДКОСТНЫЕ КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
§ 5.1. ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ РАБОТЫ С ЖИДКИМИ
КРИОГЕННЫМИ ПРОДУКТАМИ
В последнее десятилетие значительно увеличились потребности
различных отраслей науки и техники в жидких криопродуктах. Это
фундаментальные исследования в области физики высоких энергий
и управляемого термоядерного синтеза, ракетно-космическая
техника, высокие технологии, применяемые в различных отраслях
промышленности и сельского хозяйства. Промышленное применение
в жидком виде нашли метан, кислород, аргон, азот, водород и гелий.
Промышленные криогенные системы, созданные для каждого
из перечисленных продуктов, учитывают их специфические
свойства, но при необходимости могут быть использованы и для
других криогенных жидкостей — неона, окиси углерода и др.
Возможность накопления и хранения криопродуктов в жидком
виде позволяет обеспечивать их выдачу потребителю практически с
любыми заданными параметрами. При этом упрощается их перевоз-
ка, поскольку плотность вещества при нормальных условиях в жид-
ком состоянии примерно в 800 раз больше, чем в газообразном; даже
при наличии системы тепловой защиты масса емкостного обо-
рудования существенно меньше. Применение водорода и метаиа в
качестве горючего, а кислорода — в качестве окислителя, например
в авиационно-космическж технике, возможно только в жидком виде.
Общие принципы технологии работы с жидкими криогенными
продуктами неразрывно связаны с их специфическими свойствами
(табл. 5.1). Низкие температуры криогенных жидкостей обусловли-
вают неизбежные теплопритоки из окружающей среды, которые в
сочетании с малыми значениями теплоты фазовых переходов, а
также узким температурным диапазоном существования продуктов
в жидком виде, приводят к непрерывному изменению их параметров
и обусловливают возможность фазовых переходов и потери продук-
та. В жидкостных криогенных системах практически отсутствуют
стационарные режимы работы, в которых параметры продукта оста-
435
5.1. Основные физические константы криогенных жидкостей, имеющих промышленное значение
t-N иииэйшпэй! ссояошэл. хнэипиффеох щяниэчзо 0,341 0,437 0,451 0,576 1,26 20,5 0,286
еяХас яхэо&эдз 8 8 2 g I £ I
(я-и)/ха ч чхоонНоводиоЕНЭХ 0,2 0.1515 0,12 0,14 0,0988 0,0197 0,675
3 . ВЦХН *т1 «иэомека ВВХЭЭЬИКЕНИ^ 102,8 196 240 152 13,2 3,6 317,2
Теплота, Дж/г | винамигп 58,6 13.95 29,55 25,8 58,7 333
"j BHHadEUOH 509,54 212.76 163,02 199 447 20,8 2257,2
Плотность, кг/м3 | “d CV41T ° I S 5 5 1 о М3 2 — 04 оз
ИХЭОЯГИЖ 424,5 1142 1400 808 70,8 125 958
i ЕИНЭ1-8Е1Л1 90,7 54.4 83,85 63,2 13,96 273,15
БИЙЭиИХ 111,7 90.188 87,29 77,36 20,39 4,224 373,15
ххЛчобц Г-Н ГЧ «4 « О 5 O SI Z SC = £
При давлении 0,101325 МПа.
496
ются неизменными, а процессы, особенно на переходных режимах,
отличаются сложностью и многообразием форм.
Хранение криогенных жидкостей в резервуарах с открытым
сбросом газа сопровождается непрерывными потерями продукта и
возможностью подсоса воздуха; при закрытом сбросе газа повы-
шаются давление и температура продукта, возникает температурное
расслоение — стратификация. Вытеснение жидкости из резервуара
парами данного продукта сопровождается тепло- и массообменными
процессами на границе раздела фаз и на стенке.
Транспортирование криогенной жидкости сопровождается ее
прогревом под воздействием внешнего теплопритока и диссипатив-
ных потерь. Возникает задача оптимизации скорости движения
жидкости по трубопроводам, при которой ее прогрев минимален.
В случае недостаточного первоначального недогрева жидкости в
потоке образуется паровая фаза и его параметры существенно изме-
няются. Образование паровых “полостей” в застойных зонах крио-
генных трубопроводов может происходить и при работе на недогретой
жидкости, если местная скорость недостаточна. Неустановившиеся
процессы на переходных режимах работы жидкостных криогенных
систем отличаются многообразием форм, а возникающие при этом
динамические нагрузки имеют высокую интенсивность, которые
зачастую и определяют работоспособность систем.
Наиболее эффективно применение криопродуктов в большом
количестве, когда криогенные системы являются составной частью
сложных технических комплексов, обеспечивающих их работу.
При всем разнообразии требований, предъявляемых к криоген-
ным системам, последние можно подразделить на два класса по их
назначению:
для накопления, хранения, получения заданных параметров крио-
продукта и его выдачи потребителю с заданными расходом, давле-
нием и температурой;
для охлаждения и поддержания заданных полей температур в
элементах конструкций различных устройств, т.е. их термостатирова-
ния на криогенном уровне температур — криостатирования.
Четкой границы между этими системами нет. Например, после
заправки топливных баков ракеты охлажденными продуктами осу-
ществляется их криостатирование.
Основными элементами жидкостных криогенных систем явля-
ются хранилища на базе различного типа резервуаров; магистрали
с запорно-регулирующей арматурой; тепло- и массообменные аппа-
раты, понижающие температуру или газифицирующие продукт;
рефрижераторные установки, осуществляющие конденсацию продук-
32-7*6675 497
та с использованием холода отходящих паров, а также вспомогатель-
ные системы, обеспечивающие функционирование криогенного
оборудования — газовая система, система измерения, управления и
др. Что касается работы ожижительных установок в системе, то в
целях снижения удельных энергозатрат всегда стремятся исключить
их зависимость от условий работы системы. Однако в случаях, когда
ожижительные установки используются при захолаживании или
других режимах работы криогенного комплекса, принимаются спе-
циальные конструктивные решения, обеспечивающие их функцио-
нирование на заданных режимах.
В ряде случаев криогенные системы обеспечивают заправку баков
потребителя и поддерживают заданную температуру жидкости и ее
уровень в баке в течение длительного времени (рис. 5.1). Такие
системы могут быть выполнены с замкнутым, разомкнутым или
полуразомкнутым контуром циркуляции, который позволяет исклю-
чить подачу в емкости теплого продукта из трубопровода или сброс
значительного его количества в дренаж, поскольку объем трубопро-
водов обычно существеннен. Схемы с замкнутым контуром циркуля-
ции (рис. 5.1, а) реализуются только с использованием жидкостных
насосов, схемы с разомкнутым (рис. 5.1, б) и полуразомкнутым
(рис. 5.1, в) контурами циркуляции применяют при вытеснительном
способе выдачи жидких продуктов. Согласно этим схемам к концу
заправки один резервуар заполняется, другой — опорожняется. В
схеме с полуразомкнутым контуром циркуляции применяется
струйный насос, в котором в качестве активного потока использу-
ется жидкость, подаваемая из заполненного резервуара. Это позво-
ляет значительно увеличить время термостатирования, поскольку
в контур циркуляции вводится (и из него выводится) относительно
498
небольшая доля циркулирующей жидкости. Такая схема, например,
успешно реализована при заправке и последующем термостатирова-
нии водорода в баке ракеты-носителя системы “Энергия-Буран”.
К системам криостатирования относятся технические устройства,
обеспечивающие: реализацию явления сверхпроводимости в различ-
ных комплексах; создание в термобарокамерах “холодного космоса”;
охлаждение (обычно жидким азотом) защитных экранов гелиевого
оборудования; а также криостатирование различных объектов, при-
меняемых в медицине, пищевой промышленности, сельском хозяй-
стве и других отраслях.
Поддержание требуемого поля температур в криостатируемом
объекте осуществляется путем его погружения в жидкость или
посредством циркуляции продукта по специальным каналам. Дви-
жущийся в каналах поток может оставаться однофазным или
частично испаряться. При испарении обычно увеличивается тепло-
съем при постоянной температуре за счет теплоты фазового перехода.
Однако обеспечить стабильные параметры по всей длине канала
очень трудно; для этого требуются специальные конструктивные
решения, например, введение дополнительного канала. Применение
однофазного потока существенно повышает надежность системы,
что особенно важно при переменных тепловых нагрузках.
В состав систем криостатирования обычно входят рефрижератор-
ные установки, с помощью которых компенсируются теплопритоки
к циркулирующей в контуре жидкости и утилизируется холод
отходящих паров. Включение рефрижераторных установок позволяет
существенно сократить потери рабочего продукта от сброса в
атмосферу. Только небольшие азотные системы криостатирования,
ввиду относительно низкой стоимости азота, часто строят по
разомкнутому циклу — со сбросом паров в атмосферу и частичной
утилизацией холода отходящих паров.
По способу организации циркуляции криоагента через криостати-
руемые объекты системы подразделяют на одно- и двухконтурные
(рис. 5.2). В одноконтурной системе (рис. 5.2, а) циркуляцию
обеспечивает компрессор рефрижераторной установки. Системы
криостатирования, использующие одноконтурные рефрижераторы,
требуют строгого баланса тепловыделений в контурах циркуляции
и холодопроизводительности рефрижераторной установки. При коле-
баниях тепловых нагрузок в контуре циркуляции эффективность
установок резко снижается. В двухконтурной системе (рис. 5.2, б)
циркуляцию жидкости через криостатируемый объект обеспечивает
насос. Рефрижератор в этих условиях работает в оптимальном
ч* 499
a) S)
Рис. 5.2. Принципиальные технологические схемы циркуляционных систем
криостатирования:
I — накопительный сосуд (сборник) рефрижераторной установки 2; 3 —
компрессор; 4 — криостатируемое изделие. 5 — жидкостной насос
режиме, который мало зависит от изменений тепловых нагрузок в
контуре циркуляции. При больших изменениях тепловых нагрузок
в контур циркуляции устанавливают резервуар-накопитель соответ-
ствующего объема.
В крупных промышленных гелиевых системах с большим числом
криостатируемых элементов получили распространение системы с
выносными рефрижераторами (рис. 5.3). Для повышения надеж-
ности выносные рефрижераторы выполняют по одноконтурной
схеме. При значительных изменениях параметров криостатируемых
объектов они имеют невысокую эффективность. Для увеличения
эффективности рефрижераторной установки из основного контура
циркулирующего гелия в сборник рефрижератора отбирается некото-
рое количество жидкого гелия и соответственно изменяется расход
обратного потока. Избыток обратного потока сбрасывается в газ-
гольдер и поступает на вход основного ожижителя гелия. Незна-
чительное увеличение обратного потока по сравнению с прямым
(на 5-10 %) приводит к резкому увеличению эффективности цикла.
Основные ожижители гелия, определяющие энергопотребление сис-
темы, выполняют по многоступенчатой схеме. В целях сохранения
высокой эффективности в них не предусмотрено регулирование
холодопроизводительности. Все отклонения объема потребляемого
криопродукта, связанные с изменениями тепловых нагрузок, вос-
принимаются выносными рефрижераторами, и для повышения эф-
фективности системы криостатирования сборники рефрижераторов
подпитываются жидким гелием, получаемым в высокоэффективных
гелиевых установках, работающих в оптимальных режимах
500
Рис. 5.3. Принципиальная технологическая схема системы криостатирования с
выносными рефрижераторами с избыточным обратным потоком:
1 — ожижительная установка; 2 — газгольдер; 3 — резервуар-хранилище
жидкого гелия; 4а 6 — рефрижераторы; 5и 7 — криосгатируемый объект
Подобные схемы позволяют достаточно просто решить ряд основ-
ных вопросов: обеспечить широкий диапазон холодопроизводитель-
ности путем подпитки жидким продуктом ванн рефрижераторов;
осуществить высокий уровень надежности благодаря простоте и
однотипности схемных решений и запаса жидкого продукта; обеспе-
чить полную автоматизацию основных режимов работы и получить
достаточно высокие термодинамические показатели. По такой схеме
выполнена гелиевая система ускорительно-накопительного комплек-
са, рассчитанная на энергию частиц 3 ТэВ.
Отечественной криогенной промышленностью освоен ряд унифи-
цированных гелиевых ожижителей производительностью 40, 180,
400, 800 и 2000 л/ч жидкого гелия. Гелиевые рефрижераторы разра-
батывают по индивидуальным проектам в соответствии с особен-
ностями криостатируемого объекта
Основные проблемы, возникающие при создании жидкостных
криогенных систем, до последнего времени были связаны с разра-
боткой высокоэффективной тепловой защиты оборудования, иссле-
дованиями процессов на различных этапах работы с криогенными
жидкостями и разработкой безаварийной технологии эксплуатации
систем. В современных жидкостных криогенных системах достиг-
нута высокая степень совершенства. Так, годовые потери кислорода
в крупных резервуарах наземных стартовых систем сократились с
47 до 10 %. В процессе проведения пуско-наладочных работ и запус-
ка ракетно-космической системы “Энергия-Буран” отсутствовали
аварийные ситуации; все системы заправки показали высокую
надежность, несмотря на то, что по требованиям к параметрам
заправляемого продукта криогенные системы не имеют аналогов в
мировой практике.
501
Вместе с тем, если рассматривать эффективность использования
криогенных жидкостей в комплексе: от производства (на “штуцере
ожижительном установки”) до конечного потребления, то в боль-
шинстве областей их применения полезное использование составляет
30-50 %. Столь большие потери криогенной жидкости обусловлены
сложностью проблемы и малой долей стоимости продукта в обшей
сумме затрат на проведение работ. Применение криогенных техно-
логий для удовлетворения широкого спектра потребностей человека,
его повседневных нужд станет эффективным только тогда, когда
потери криогенных жидкостей значительно сократятся. Для этого
требуются более глубокие исследования процессов на всех этапах
работы с жидким продуктом, создание более совершенного оборудо-
вания и разработка принципиально новых комплексных технологий.
Эксплуатация жидкостной криогенной системы неразрывно
связана с периодическим отогревом и последующим охлаждением
ее отдельных элементов. Кроме того, для обеспечения безопасности
и чистоты продукта системы периодически полностью отогреваются
Например, интенсивно эксплуатируемые кислородные системы
1 раз в год отогреваются; при этом внутренние поверхности обору-
дования обезжириваются. Следует отметить, что в резервуарах
промежуточного хранилища, в которые непрерывно поступает кис-
лород с различных заводов и, по существу отстаивается, а затем вы-
дается потребителю, практически всегда обнаруживается значитель-
ное количество масла, применяемого при компримировании воздуха
Большие потери криогенных жидкостей прежде всего связаны
с периодическим охлаждением криогенного оборудования и его
элементов до рабочих температур, а также процессами вытеснения
из резервуаров и транспортирования по магистралям. Особенно
велики потери жидкости при охлаждении оборудования водородных
и гелиевых систем вследствие более низкой рабочей температуры
и крайне малой массы жидкой фазы, а следовательно, и запаса
холода в единице объема.
Потери жидкого водорода, используемого в ракетно-космической
технике (на различных этапах работы с ним), распределяются
следующим образом (рис. 5.4):
I — потери при транспортировании на большие расстояния
железнодорожным транспортом (15-20 %), обусловленные тепловыде-
лениями при охлаждении и заполнении цистерны, теплопритоком
из окружающей среды, энергией, передаваемой жидкости при пере-
возке в результате толчков, теплопритоком при вытеснении жид-
кости из цистерны (стоимость газообразного водорода достаточно
502
рис. 5.4. Диаграмма потерь на различных
этапах работы с жидким водородом, ис-
пользуемым в ракетно-космической технике:
(Си Q' — произведенное и полезно исполь-
зованное количество жидкого водорода)
fl
высока, поэтому его производят как
правило, на химических комбинатах;
жидкий водород от места производ-
ства к месту потребления перевозят
в цистернах типа ЖВЦ-100 вмести-
мостью 100 м3).
II — потери в промежуточном хранилище (15-20 %), обуслов-
ленные тепловыделениями в процессе охлаждения сливных магист-
ралей и частично резервуаров; теплопритоками в процессе длитель-
ного хранения и вытеснения жидкости из резервуаров.
III— потери в процессе заправки баков потребителя (10-15 %),
обусловленные тепловыделениями в процессе охлаждения магист-
ралей и баков (например, ракеты), теплопритоками из окружающей
среды, теплопритоками при вытеснении жидкости из резервуаров
хранилища и сбросом части жидкости в дренажный резервуар до
стабилизации температуры продукта.
При использования охлажденного водорода и длительном време-
ни его термостатирования потери ///увеличиваются на 10-15 %.
Таким образом, в зависимости от степени совершенства криогенного
оборудования, технологии проведения работ, дальности перевозки
продукта и требований к его параметрам полезное использование
водорода составляет 30-50 %.
При использовании в качестве топлива жидкого метана или в
качестве окислителя жидкого кислорода количественные значения
потерь изменяются в меньшую сторону, но структура потерь и
методы их расчета сохраняются.
Основными направлениями снижения потерь жидкого продукта
в настоящее время, когда достигнут достаточно высокий уровень
тепловой защиты, являются совершенствование технологии проведе-
ния работ и сокращение потерь на всех этапах работы с жидкими
503
продуктами, а также снижение теплоемкости криогенного оборудо-
вания. Так, в целях использования холода отходящих паров
промежуточного хранилища их сброс был перенесен на срез магист-
рали, стыкуемой с потребителем. Это позволило поддерживать стен-
довые магистрали в охлажденном состоянии и сократить потери
жидкости на их охлаждение.
Оборудование криогенных систем в настоящее время изготовляют
в основном из аустенитной хромоникелевой стали 12Х18Н10Т.
Однако низкое значение ее предела текучести (ст02 = 200 МПа)
приводит к увеличению массы криогенных систем. Применение
высокопрочной стали 03Х20Н16АГ6 (<т02 — 370 МПа) и увеличение
размеров основного оборудования криогенных стартовых комплексов
ракетно-космической системы “Энергия-Буран” позволило получить
меныпую относительную массу конструкций и существенно снизить
расход жидкого продукта на их охлаждение.
Высокий уровень развития криогенного машиностроения позво-
лил создать уникальные комплексы для ряда областей науки и
техники (физики высоких энергий, электроэнергетики, авиации,
космонавтики и т.д.). В настоящее время основное внимание
уделяется разработке криогенных технологий и оборудования,
направленных на удовлетворение широкого спектра потребностей
человека. Разрабатываются новые технологии замораживания и
последующего восстановления жизнедеятельности эмбрионов, крови,
костного мозга и другие технологии, применяемые в медицине и
сельском хозяйстве; продолжают совершенствоваться традиционные
криотехнологии: быстрого охлаждения мяса, мясных продуктов и
рыбы; криоизмельчения пищевых продуктов и фармацевтических
препаратов, а также отходов различных материалов для их после-
дующего использования; сублимационной сушки пищевых про-
дуктов.
Создаются транспортные средства — суда, вагоны и автомобили-
рефрижераторы, в которых в качестве хладагента используется
жидкий азот.
Использование жидких криогенных продуктов в качестве хладо-
носителей позволяет осуществлять их накопление, хранение и
транспортирование по трубопроводам или в резервуарах различными
видами транспорта. В процессе их применения обеспечивается
практически любая заданная скорость охлаждения, эффективно
используется теплота фазового перехода, которая весьма существенна.
Основным криогенным продуктом, применяемым в разрабатывае-
мых криогенных технологиях, является жидкий азот. Широкое
использование азота обусловлено его относительно низкой стои-
504
мостью и специфическими свойствами — инертностью и нетоксич-
ностью. Применение азота позволяет наряду с охлаждением созда-
вать нейтральную среду и, следовательно, исключать гниение, замед-
лять процессы окисления при хранении овощей и фруктов, обеспе-
чивать взрыво- и пожаробезопасность при помоле ряда продуктов
и хранении больших запасов зерна. Хранение в нейтральной среде
позволяет сохранить витамины и биологически активные вещества.
Вместе с тем при использовании азота необходимо строго
соблюдать жесткие требования безопасности: недопустимо пребы-
вание человека в азотной среде даже в течение нескольких секунд.
Стоимость жидкого азота определяется стоимостью его получе-
ния, затратами на хранение и транспортирование с учетом потерь
от испарения и эффективностью его использования в технологичес-
кой установке. Совершенство криогенных технологических устано-
вок, в которых обычно обеспечиваются заданные скорость охлажде-
ния или поле температур, определяется эффективностью использо-
вания фазового перехода и всего диапазона температур. Особое
внимание уделяется потерям холода с отход ящими парами и перера-
батываемым продуктом, т.е. степень недорекуперации должна быть
минимальной.
Для интенсификации процесса охлаждения обрабатываемого
продукта может быть использована способность криогенной жид-
кости создавать давление при ее газификации. Использование газа
под давлением, например, в качестве активного потока в эжекторе,
позволяет интенсифицировать и регулировать теплообменные
процессы в технологической установке.
Для перевозки пищевых продуктов разработаны авторефрижера-
торы с азотными системами охлаждения. В небольших авторефриже-
раторах, предназначенных для перевозки в городских условиях
мелких партий пищевых продуктов, температура газовой среды
поддерживается периодическим разбрызгиванием азота из коллек-
тора, расположенного в верхней части кузова. Система обеспечивает
поддержание внутри кузова температуры 253 К при температуре
окружающего воздуха 318 К. Поддержание равномерной температуры
во всем объеме кузова, что необходимо при перевозке овощей и
фруктов, в крупных авто- и железнодорожных рефрижераторах
дополнительно обеспечивается циркуляцией газовой среды внутри
кузова за счет работы вентиляторов. Более эффективно применение
эжекторов, в которых в качестве активного потока используется
испарившийся в специальном теплообменнике азот. Применение
авторефрижератора с азотным охлаждением особенно эффективно,
505
если по технологическим соображениям, например в полевых
условиях, в авторефрижератор загружаются неохлажденные про-
дукты. При этом только требуется предусмотреть дополнительное
количество азота.
Высокую эффективность применения криогеники в ряде техно-
логий можно обеспечить только при комплексном подходе, когда
потери на всех этапах работы с криопродуктом минимальны и
используются его специфические свойства. Неудачи или крайне
медленное внедрение криогенных технологий в различные отрасли
часто связаны с некомплексным подходом.
§ 5.2. СИСТЕМЫ ЗАПРАВКИ ЖИДКИМИ КРИОГЕННЫМИ
ПРОДУКТАМИ ИЗДЕЛИЙ РАКЕТНО-КОСМИЧЕСКОЙ
ТЕХНИКИ
Жидкие криогенные продукты в больших количествах впервые
стали применять в ракетно-космической технике. Использование
кислорода в качестве окислителя, а затем водорода в качестве
горючего позволило создать отечественные жидкостные ракетные
двигатели, которые по своим параметрам существенно превышали
результаты, достигнутые ведущими фирмами мира, и полностью
исключали загрязнение окружающей среды.
Первые крупные отечественные криогенные системы, обеспечи-
вающие наземную отработку жидкостных ракетных двигателей,
элементов ракеты и ракеты в целом, были созданы в 50—60-е годы
нашего столетия. Из стартовых систем заправки ракет-носителей
первого поколения следует отметить системы заправки ракет
«Долина», «Н-1» и «Восток». Последняя в модернизированном виде
используется по сей день при выводе на околоземную орбиту
космических кораблей с космонавтами на борту.
Основными требованиями, определяющими конструктивные
решения стартовых криогенных систем, являются: длительное хране-
ние больших количеств жидких криогенных продуктов; скоростная
заправка; защищенность от ударной волны в случае отказа ракеты
на старте; снижение температуры криопродукта. Заправка охлажден-
ным продуктом, исключающим его кипение в неизолированных
(для кислорода) или слабоизолированных (для водорода) баках,
упрощает работу с криогенной жидкостью в ракете и улучшает ее
весовые характеристики, увеличивая массу полезного груза, выводи-
мого на орбиту. Относительно низкие показатели оборудования
криогенных систем первого поколения и недостаточная изученность
процессов, возникающих при работе с большими массами жидкого
506
криопродукта, определяли необходимость расположения хранилищ
в непосредственной близости от стартовых устройств. С целью
защиты от унарной волны необходимы были специальные строитель-
ные сооружения; крупные хранилища создавались из горизонталь-
ных резервуаров.
Для обеспечения быстрой (6—8 мин) заправки ракеты «Долина»
впервые в мировой практике в условиях стартового комплекса было
осуществлено охлаждение кислорода в резервуарах до температуры
85 К и последующее его термостатирование (рис. 5.5). Для хранения
240 т жидкого кислорода использовали четыре цилиндрических
резервуара объемом 60 м3 каждый с экранно-вакуумной изоляцией,
обеспечивающей годовые потери продукта на уровне 47 %. Перво-
начальное охлаждение кислорода до 85 К осуществлялось в резервуа-
рах с помощью передвижной эжекторной установки. Длительное
термостатирование на данном температурном уровне обеспечивалось
восемью газовыми холодильными машинами (ГХМ) типа Стирлинг-
Филипс холодопроизводительностью 650 Вт каждая. Заправка
осуществлялась вытеснительным методом при давлении в резервуаре
0,5 МПа. Магистраль заправки не имела изоляции, протяженность
ее составляла 40 м, диаметр 250 мм, максимальная скорость заправ-
ки — 140 кг/с; при этом температура кислорода повышалась не
более, чем на 1,5 К.
Система заправки глубоко охлажденным (Т» 70 К) кислородом
ракеты-носителя «Н-1» (рис 5.6) обеспечивала: накопление и хране-
ние 3000 т жидкого кислорода в 12-ти горизонтальных резервуарах
/ — резервуар; 2 — основной заправочный клапан; 3 — газовые холодильные
машины. 4 — линия подачи воздуха из ресиверной, 5 — баки ракеты; б —
фильтры; 7 — дренажный резервуар
507
Рис. 5.6. Принципиальная технологическая схема системы заправки и тсрмо-
статирования охлажденного кислорода ракеты-носителя
1 — циркуляционный центробежный насос; 2 — испаритель наддува, 3 —
резервуар; 4 — эжектор, 5 — центробежный компрессор, б — баки ракеты; 7 —
дренажный резервуар. 8 — фильтры
объемом 225 м3, в каждом из которых годовые потери продукта
составляли 35 %; заправку баков ракеты с поддержанием «средне-
баковых» температур, обеспечивающих температуру на входе в
двигатель 81 ±0,5 К; длительное (до 10 сут) термостатирование
заправленного кислорода с поддержанием уровня температур при
теплопритоках к бакам до 60 кВт. Скоростную заправку баков
ракеты из-за ее значительной высоты и гидравлических сопротивле-
ний бортовых магистралей осуществляли с помощью двух центро-
бежных насосов, каждый из которых обеспечивал подачу 660 м3/ч
и давление 2,4 МПа При потребляемой мощности 630 кВт. Для
выравнивания температурного поля в баках заправку выполняли
по следующей технологии. Охлажденный кислород с температурой
до 80 К поступал в бак снизу по основной магистрали заправки,
затем по линии термостатировання подавался кислород сверху с
темперагурой 74—75 К. Дренажные клапаны в процессе проведения
всех операций при заправке и термостатировании оставались закры-
508
тыми. Циркуляционный контур с центробежными насосами с пода-
чей 130 мУч и давлением 1,5 МПа обеспечивал длительное поддер-
жание температуры 71 К на входе в баки. В любой момент времени
путем подключения контура циркуляции к соответствующему баку
и линии слива протретого продукта в резервуары хранилища
осуществляли термостатирование кислорода на требуемом темпера-
турном уровне. Для охлаждения всего объема кислорода в период
подготовки работы и снятия тепловой нагрузки в процессе термо-
статиривання использовали блок одноступенчатых и двухступен-
чатых эжекторов с суммарной холодопроизводительностью 100 кВт
на температурном уровне 70 К.
Проведение технологических операций заправки баков ракеты
глубоко охлажденным кислородом и высокие требования длитель-
ного поддержания “среднебаковой” температуры обусловили созда-
ние сложной системы с сильно разветвленной сетью криогенных
магистралей диаметром от 50 до 300 мм с многочисленной запорной
и регулирующей арматурой. Основная линия заправки состояла из
двух магистралей диаметром 200 мм, протяженностью 350 м и
обеспечивала при работе одного главного центробежного насоса
максимальную скорость заправки 220 кг/с. Контур циркуляции,
обеспечивающий длительное термостатирование, состоял из магист-
ралей диаметром 100, 150 и 200 мм, имел суммарную длину 800 м,
расход кислорода в режиме термостатирования при работе одного
циркуляционного насоса составлял 40 кг/с.
Транспортирование по разветвленным магистралям больших масс
глубоко охлажденного продукта, а также многократные переклю-
чения запорной и регулирующей арматуры обусловили проявление
всего комплекса процессов, возникающих на установившихся и
переходных режимах работы криогенных систем. Большие динами-
ческие нагрузки, особенно возникающие при комбинации неустано-
вившихся процессов, приводили к пластической деформации
элементов конструкций, а зачастую и к их разрушению как при
малоцикловой усталости, так и при одноразовом нагружении —
дефекты, характерные для периода отработки системы. Разрушения,
связанные с малоцикловой усталостью, периодически происходили
в процессе эксплуатации.
Опыт эксплуатации отечественных криогенных систем первого
поколения, а также информация, полученная из зарубежных публи-
каций, показали, что процессы в системах отличаются сложностью
и многообразием форм, а технология работы с жидкими криоген-
ными продуктами находится на начальной стадии своего развития.
509
Большой объем теоретических и экспериментальных исследований,
выполненных как на стендовых установках, так и на реальных
системах, позволили по-новому подойти к созданию систем второго
поколения.
Криогенные системы второго поколения: системы заправки
ракеты-носителя “Зенит” и ряда криогенных систем стендовых и
стартовых комплексов ракетно-космической системы «Энергия-
Буран» — значительно превосходили своих «предшественников»:
улучшена тепловая защита основного оборудования; повышена
устойчивость к воздействию внешних ударных волн; увеличено
расстояние транспортирования продукта при том же значении изме-
нения его температуры. Комплекс конструктивных и технологи-
ческих мероприятий исключал возможность появления динами-
ческих нагрузок, превышающих расчетные. Все это позволило
вынести хранилище в зону допустимых значений воздействия
внешних ударных волн, исключить защитные сооружения, упростить
криогенные магистрали и сократить количество запорно-регули-
руютцей арматуры.
Криогенные системы стартового комплекса заправки ракеты-
носителя «Энергия» и орбитального корабля «Буран» включали три
самостоятельные системы — для водорода, кислорода и азота.
Накопление продуктов и их длительное хранение обеспечивалось
применением сферических резервуаров объемом 1400 м3 каждый с
рабочим давлением 1,0 МПа и годовыми потерями 10 и 15 % по
кислороду и азоту и 60 % по водороду. Независимое крепление
внутреннего сосуда и кожуха к фундаменту допускало большие пере-
мещения кожуха при воздействии ударной волны и снижало металло-
емкость резервуара. Впоследствии данный способ крепления внут-
реннего сосуда нашел применение в стационарных резервуарах любо-
го назначения. Хранилище располагалось на расстоянии 1000 м от
пусковых устройств и компоновалось четырьмя резервуарами для
жидкого водорода, тремя — для кислорода и тремя — для азота.
Объем хранилищ и размеры резервуаров определялись из условия,
согласно которому выход из строя одного резервуара или неконди-
ционность продукта в объеме одного резервуара не мог бы привести
к срыву заправки изделия. Жидкость вытеснялась из резервуаров
в результате испарения части продукта в панельных теплообмен-
никах под действием теплоты атмосферного воздуха. Применение
такого метода наддува повысило надежность системы и исключило
загрязнение продукта какими-либо примесями. Атмосферные крио-
генные газификаторы просты в эксплуатации, надежны, не требуют
510
сторонних источников энергии и допускают работу в автоматичес-
ком режиме.
Охлаждение криопродуктов осуществлялось в потоке в процессе
заправки и криостатирования компонентов топлива. Это обусловлено
главным образом соображениями безопасной эксплуатации систем
во избежание разрежения во внутренних полостях оборудования и
возможности подсоса воздуха. Охлаждение криогенных продуктов
производилось с использованием стороннего хладагента — жидкого
азота и паров водорода при охлаждении кислорода или вакуумиро-
ванием парового пространства над зеркалом жидкого водорода в
теплообменных аппаратах. Отказ от машинных средств охлаждения
в условиях старта и периодического функционирования систем
оправдывался соображениями надежности и снижением капитальных
и эксплуатационных затрат.
В системе заправки кислородом ракеты-носителя «Энергия»
(рис. 5.7) использовали вытеснительный способ подачи жидкого
кислорода в баки ракеты. Его охлаждение осуществляли в процессе
заправки в теплообменнике, погруженном в жидкий азот, кипящий
при атмосферном давлении.
Холодопроизводительность системы охлаждения составляла
1600 кВт при заправке и 450 кВт при термостатировании заправлен-
ных баков. Термостатирование кислородного бака центрального
Рис 5.7. Принципиальная технологическая схема системы заправки и термо-
статирования охлажденного кислорода ракегы-носителя “Энергии”:
1 — испаритель наддува резервуаров; 2 — резервуары; 3 — рекуперативный
теплообменник; 4 — ванны-охладители; 5 — регулятор; 6 — бак центрального
блока; 7 — бак бокового ускорителя
511
Рис. 5.8. Принципиальная технологическая схема системы заправки и термо-
статирования охлажденного водорода ракеты-носителя “Энергия":
/ — испаритель наддува резервуаров, 2 — резервуар, 3 — рекуперативный
теплообменник, 4 — регулятор; 5 — ванны-охладитепи; 6 — струйный насос;
7 — теплообменник (глубоко охлажденный кислород-гелий); 8 — контур
циркуляции гелия, 9 — теплообменник (холодные пары, водород-гелий);
]0-11 — эжекторы; 12 — бак ракеты
блока осуществляли с использованием разомкнутого контура цирку-
ляции через рекуперативный теплообменник, помещенный в азот-
ную ванну со сливом прогретого кислорода (120—150 т/ч) в один
из резервуаров хранилища. Баки боковых блоков только подпиты-
вались охлажденным кислородом, прошедшим через азотную ванну.
Водородом заправляли только центральный блок ракеты (рис. 5.8);
в боковых блоках в качестве горючего использовали керосин. Для
охлаждения жидкого водорода в процессе заправки и термостатиро-
вання впервые в криогенной технике была создана уникальная по
мощности система охлаждения, обеспечивающая теплосъем 1000 кВт
при заправке и 730 кВт при термостатировании на температурном
уровне 16,5 К. Принимая во внимание специфичные свойства
продукта, большую холодопроизводительность и малое время актив-
ной работы в течение года, был реализован оптимальный для старто-
вых комплексов способ охлаждения вакуумированием парового
пространства над зеркалом водорода ванны-охладителя. Откачка
паров водорода осуществлялась эжекторами, в которых активным
потоком служил газообразный азот, поступающий из газификаторов
азотной системы под давлением 1,0 МПа. Использование азотных
эжекторов позволило создать надежные и безопасные .средства
откачки большой производительности. В процессе создания эжек-
торов, работающих при криогенных температурах, потребовалось
проведение длительной экспериментальной отработки различных
512
Рис. 5.9. Пршщипиальвая технологическая схема системы газификации азота:
] — испаритель наддува резервуаров; 2 — резервуар; 3 — линия горячей воды;
4 — продукционные испарители: 5 — блок эжекторов
конструктивных решений, чтобы исключить образование твердой
фазы и последующую постепенную забивку сечения камеры.
Газообразный азот, получаемый газификацией жидкости в испа-
рителях (рис. 5.9) с расходом 13 кг/с под давлением 1,0 МПа,
под ается в качестве активного потока в эжекторы для откачки паров
водорода из ванн-охладителей. В качестве теплоносителя в газифика-
ционных аппаратах используется горячая вода. В процессе проведе-
ния пуско-наладочных работ и последующей эксплуатации было
установлено, что на переходных режимах при срабатывании клапа-
нов, отключающих или включающих эжекторы, возникают медлен-
но затухающие колебания параметров — давления, температуры и
расхода. Пульсации расхода приводили к периодическому изменению
температуры в испарителях, а возникающие при этом температурные
напряжения являлись причиной разрушения элементов испарителя
в результате малоцикловой усталости.
При отключении одного из потребителей газа давление в газовой
полости возрастает (в результате большой инерционности потока
жидкости и парогенерирующей системы) и превышает давление в
резервуаре. Жидкость изменяет направление движения и вытесняется
из испарителя. Повторное заполнение испарителя жидкостью
происходит через достаточно большой промежуток времени — 15 с.
Процесс повторяется с медленным затуханием амплитуд параметров.
Граница раздела между жидкостью и газом приходится на гази-
фикатор, длина которого меньше длины жидкостной магистрали в
33 -№6675 513
Рис. 5.10- Кривая изменения давле-
ния в газовой полости при отклю-
чении одного эжектора
106 раз, что позволяет прене-
бречь смешением траницы раз-
дела фаз. Поскольку параметры
изменяются плавно, то сжимае-
мостью жидкости можно пре-
небречь. Математическая модель при данных допущениях включает
уравнение движения несжимаемой жидкости в изотермическом
трубопроводе; уравнение неразрывности в газовой полости; зависи-
мость, учитывающую перепад давлений в трубах испарителя двух-
фазного потока. Результаты расчета (кривая) и экспериментальная
зависимость (точки) приведены на рис. 5.10.
Особое внимание при исследованиях уделяли повышению эф-
фективности теплообменных аппаратов и прежде всего увеличению
интенсивности теплообмена со стороны кипящего под вакуумом
р,МПа
водорода.
Исследования различных способов интенсификации теплообмена
показали, что в данных условиях наиболее эффективно применение
капиллярно-пористого покрытия внешней поверхности трубок
теплообменника.
В реальных конструкциях теплообменников интенсивность теп-
лоотдачи возросла по сравнению с теплообменниками с гладкой
поверхностью в 7 раз, размеры теплообменников сократились до
транспортабельных габаритов.
Термостатирование заправленного бака производили с помощью
полуразомкнутого контура циркуляции, в котором в качестве
побудителя расхода использовался струйный насос. Такой способ
позволил реализовать простую и надежную систему и в несколько
раз (по сравнению с разомкнутым контуром) уменьшить расход
жидкости из резервуара хранилища. Соответственно увеличилось
время циркуляции до очередного переключения резервуаров и
сократились потери продукта на вытеснение жидкости. Однако
активный поток струйного насоса, как и вытеснительный способ
заправки баков ракеты требовали достаточно высокого давления,
поэтому резервуары хранилища разработаны на рабочее давление
1,0 МПа, что обусловило создание и применение высокопрочной
аустенитной стали ОЗХ20Н16АГ6 с пределом текучести о02 = 370 МПа.
По условиям эксплуатации космического корабля «Буран» на
орбите требовалось длительное хранение кислорода без потерь.
514
Уникальное свойство кислорода — большой диапазон его существо-
вания в жидком виде (температура кипения при атмосферном
давлении — 90,18 К, температура тройной точки — 54,36 К)
позволило наиболее эффективно решить данную задачу путем
глубокого охлаждения кислорода при заправке наземными средст-
вами- Чрезвычайно низкое давление паров на линии насыщения
при температуре, близкой к тройной точке, затруднило применение
вакуумных средств откачки паров продукта, поскольку для получе-
ния высокого вакуума применяют масляные насосы, что несовмес-
тимо с кислородом. В результате проведенных теоретических и
экспериментальных исследований была создана система глубокого
охлаждения кислорода (рис. 5.11). Для охлаждения в ней исполь-
зованы пары водорода с температурой 16—18 К, отходящие из
ванны-теплообменника, работающего в режиме термостатирования
водорода. Теплообмен между «холодными» парами водорода и
жидким кислородом осуществлялся с помощью промежуточного
теплоносителя. Движение гелия в контуре 5 естественной цирку-
ляции осуществлялось за счет разности плотностей потоков между
точками А (после теплообменника 7) и Б (после теплообменника
4). Теплообменники 4 и 7 размещены на разных высотных отметках.
Рис. 5.11. Принципиальная технологическая схема системы заправки и термо-
статирования глубоко охлажденным кислородом космического корабля “Буран’':
1 — резервуары, 2 — центробежные насосы, 3 — испаритель наддува резервуаров;
4 — теплообменник (глубоко охлажденный кислород-гелий); 5 — контур
Циркуляции гелия; 6 — эжектор; 7 — теплообменник (холодные пары, водород-
гелий), 8 — ванна-охладитель водорода; 9 — бак космического корабля
515
Использование в качестве промежуточного теплоносителя гелия
с давлением большим, чем давление обоих криопродуктов, и наличие
в схеме аппаратов конвективного теплообмена предопределило
целый ряд преимуществ этого метода охлаждения: эффективное
использование холода паров отбросного водорода; надежность и
взрывобезопасность криогенной системы; совмещение процесса
охлаждения кислорода до температуры ниже 60 К с процессом
заправки ракетно-космического комплекса водородом; гарантирован-
ная чистота криопродукта; возможность регулирования температуры
охлаждения кислорода в широком диапазоне.
Жидкий кислород, хранящийся в двух резервуарах вместимостью
225 м3, заправлялся в баки космического корабля с помощью
центробежных насосов 2 при температуре хранения. По окончании
заправки осуществлялась циркуляция жидкости через теплообменник
4 до получения требуемого уровня температуры кислорода.
Применение глубоко охлажденных компонентов топлива позволи-
ло улучшить параметры ракетно-космической системы “Энергия-
Буран”. Вместе с тем это привело к существенному усложнению
стартовых систем заправки и потребовало непрерывной циркуляции
водорода и кислорода вплоть до старта ракеты, т.е. осуществления
принципа динамической заправки. При этих условиях в цикле
заправки непосредственно участвовало практически все основное
оборудование систем, и отказ любого узла мог привести к ее срыву.
Это требовало высокой надежности оборудования, прогой регламен-
тации процессов и ограничения нагрузок, особенно на переходных
режимах. В процессе проведения пуско-наладочных работ на старто-
вом комплексе и запуска ракетио-космической системы “Энергия-
Буран” отсутствовали аварийные ситуации, и все системы заправки
полностью обеспечивали выполнение требуемых параметров.
§ 5.3. КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ ТЕРМОЯДЕРНЫХ
УСТАНОВОК
Первая в мире термоядерная установка со сверхпроводящими
катушками основного магнитного поля «Токамак-7» обеспечивала
проведение физических экспериментов по удержанию и нагреву
водородной плазмы в камере с рабочим объемом 3 м3.
В установке “Токамак-7” применена циркуляционная сверхпро-
водящая магнитная система (ЦСМС), при которой токонесущие
витки катушек электромагнита охлаждаются циркулирующим по
каналам гелием.
ЦСМС, состоящая из 48 катушек, намотанных девятиканальной
шиной из электролитической меди с токонесущими проводами из
516
ниобий-гитанового сплава и охлаждающими гелиевыми каналами,
помещена внутри криостата и снабжена теплозащитными экранами,
охлаждаемыми жидким азотом. Криостат выполнен в виде тора
(внешний радиус 1220 мм). Сверхпроводящие катушки помещены
в алюминиевые корпуса, образующие распорный силовой каркас
криостата. Во внутреннее тороидальное пространство криостата
встроена рабочая сильфонная камера (лайнер), в которой находится
плазма. Кожух криостата выполнен из отдельных штампованных
торообразных элементов, обеспечивающих быструю сборку и раз-
борку криостата.
Криогенная система установки “Токамак-7” (рис. 5.12) предназ-
начена для захолаживания и криостатирования ЦСМС. В номиналь-
ном режиме работы установки “Токамак-7” криогенная система
должна компенсировать внешние теплопритоки (примерно 50 Вт)
и импульсные тепловыделения (около 5 кДж за один импульс при
их частоте 0,5 мин’1), а также охлаждение двух, токовводов. При
необходимости аварийного вывода энергии из магнита криогенная
система должна компенсировать 300 кДж теплоты.
Рис. 5.12. Установка "Гокамак-7"
517
Криогенная система работает в следующих режимах:
1) захолаживание ЦСМС от температуры окружающей среды до
4,5 К в три стадии: от температуры окружающей среды до 80 К,
от 80 до 15 К и от 15 до 4,5 К; охлаждение осуществляется потоком
гелия, отбираемым с соответствующих температурных уровней
криогенной гелиевой установки;
2) криостатирование ЦСМС при 4,5 К и охлаждение блока
токовводов; при этом обеспечивается холодопроизводительность
250 Вт с одновременным отбором гелия для охлаждения токовводов
(2,2 г/с) и на ожижение гелия (1,5 г/с);
3) криостатирование ЦСМС при средней температуре 3,8 К и
охлаждение блока токовводов; при этом обеспечивается холодопро-
изводительность 150 Вт; понижение температуры гелия до 3,8 К
достигается понижением давления жидкого гелия в накопителе в
результате использования откачного эжектора вместо дросселя;
4) ожижительный режим, обеспечивающий накопление жидкого
гелия перед пуском установки “Токамак-7”, в этом режиме КГУ
обеспечивает ожижение 180 л/ч гелия;
5) захолаживание теплозащитного экрана криостата от темпера-
туры окружающей среды до 80 К; охлаждение осуществляется путем
смешения жидкого и газообразного азота;
6) криостатщювание теплозащитного экрана криостата при темпе-
ратурах 80 и 65 К; режим криостатирования при 80 К обеспечивается
прокачкой жидкого азота через систему экранов в криостате со
сбросом паров азота в окружающую среду; при 65 К — откачкой
паров азота из системы экранов водокольцевым насосом.
Время непрерывной работы криогенной системы “Токамак-7”
превышает 1500 ч. Криогенная система установки состоит из гелие-
вой и азотной криогенных систем. Основной составляющий элемент
криогенной гелиевой системы (КГС) (рис. 5.13) — многорежимный
гелиевый ожижитель-рефрижератор ОРГ-100-250/4,5. Установка
работает по циклу среднего (2,5 МПа) давления с предварительным
охлаждением потока гелия жидким азотом и имеет две детандерные,
дроссельную и эжекторную ступени охлаждения.
Особенности работы установки ОРГ-100-250/4,5: возможность
отбора потока гелия с необходимыми параметрами после теплообмен-
ника жидкого азота; форсирование режима охлаждения объекта от
80 до 15 К; повышение кратности циркуляции гелия в режиме
криостатирования ЦСМС двухфазным гелием и возможность
охлаждения жидкого гелия до 3,6 К в режиме криостатирования
недогретым гелием. Установка позволяет осуществлять быструю
518
Рис. 5.13. Принципиальная технологическая схема криогенной системы установи!
"Токамак-7":
1 — блок охлаждения; 2 — резервуар; 3 — газгольдер; 4 — установка ’Токамак-7’’;
5 — блок токовводов, 6 — имитатор тепловой нагрузки; 7 — блок очистки и
осушки, 8— компрессор
перестройку режимов работы в ходе проведения экспериментов на
“Токамаке-7”. Для этой цели, а также для повышения надежности
в установке ОРГ-100-250/4,5 применены четьгре поршневых детан-
дера с регулируемой частотой вращения.
Схема охлаждения жидким гелием при температуре 3,6 К и
давлении 0,18 МПа показана на рис. 5.14. В этом режиме работы
установки ОРТ-ЮО-250/4,5 прямой поток гелия после дроссельного
теплообменника поступает в эжектор, который обеспечиваег откачку
паров гелия из ванны переохладителя и одновременно дожимает
эжектируемый поток до давления, обеспечивающего прокачку гелия
через ЦСМС. Смесь на выходе из эжектора частично дроссели-
руется, частично (около 30 г/с) охлаждвется жидким гелием, ки-
пящим при пониженном давлении, в змеевиковых теплообменниках
сборника жидкого гелия и теплообменниках переохладителя и
подается в ЦСМС.
В режимах криостатирования магнитной системы с использова-
нием эжекторов последние работают на гелии, находящемся в двух-
фазном состоянии. Фазовые превращения происходят при истечении
519
Рис. 5.14. Ступень с эжектором для переохлаждения
гелия:
1 — компрессор; 2 - блок охлаждения, 3 — эжектор,
4 — сборник жидкого гелия; 5 — сборник-переохла-
дитель; 6 — блок токовводов; 7 — установка Т-7
рабочего потока через сопло и в ин-
жектируемом потоке. Методика расчета
таких эжекторов, на работе которых
существенно сказывается реальность
газа, основана на решении системы
уравнений сохранения массы, импуль-
са и энергии взаимодействующих пото-
ков в камере смешения эжектора.
Создание термоядерной установки “Токамак-15” — очередной
этап в решении проблемы управляемого термоядерного синтеза.
Результаты исследований на этой установке послужили базой для
разработки и создания первого демонстрационного термоядерного
реактора — установки с полномасштабной дейтериево-тритиевой
плазмой с выделением энергии, несколько большей той, что
затрачивается на разогрев плазмы до рабочей температуры. Это
рубеж перехода от этапов физических исследований к этапу техно-
логическому с получением электрической энергии.
Основные части термоядерной установки, требующие захолажива-
ния и криостатирования при гелиевых температурах (Т = 3,6 ...
4,5 К): сверхпроводящая обмотка тороидального поля (СОТП);
сверхпроводящие магнитные обмотки 24 магнитно-циклотронных
резонансных (МЦР) генераторов для СВЧ-нагрева плазмы; криопа-
нели трех инжекторов и трех промежуточных камер, предназначен-
ных для дополнительного нагрева плазмы в результате введения в
камеру нейтральных частиц, летящих со скоростью около 100 км/с.
Кроме того, ряд устройств установки “Токамак-15” требует захола-
живания и криостатирования при азотных температурах (Т = 60 ...
80 К). К ним относят: криорезистивные обмотки индуктора (ОИ),
обмотки управления (ОУ), обмотки горизонтального управляющего
поля (ОГУП), обмотки вертикального управляющего поля (ОВУП),
радиационные экраны трех инжекторов и трех промежуточных
камер, а также наружный и внутренний теплозащитные азотные
экраны тороидального криостата, в котором помещена СП-обмотка
магнитного ноля.
520
Лля охлаждения и криостатирования указанных устройств были
созданы криогенные системы (рис. 5.15), состоящие из гелиевой и
азотной криогенных систем. Технологические процессы охлаждения
и криостатирования сверхпроводящих и криорезистивных устройств
осуществляются при одновременной работе этих систем По
характеру решаемых задач в криогенной системе установки
“Токамак-15” можно выделить следующие подсистемы:
компримирования и очистки газообразного гелия;
ожижения и хранения гелия (СОХГ);
криогенного обеспечения криостата;
криогенного обеспечения инжекторов;
криогенного обеспечения СВЧ-нагрева плазмы;
криогенную азотную.
Система компримирования и очистки газообразного гелия состоит
из трех компрессорных агрегатов производительностью 4800 м3/ч
каждый, обеспечивающих подачу гелия в систему с давлением
2,5 МПа, температурой около 300 К и содержанием масла не более
1,5 мг/м3; двух блоков маслоочистки МО-800 и двух блоков
низкотемпературной очистки НО-800/80, из которых газообразный
гелий выходит с температурой 80 К н полностью очищенный от
масла, а также от компонентов воздуха.
Система ожижения и хранения гелия (рис. 5.16) состоит из высоко-
эффективного ожижителя гелия 1 и криогенного резервуара 4 для
хранения жидкого гелия, соединенных коллекторами раздачи жид-
кого гелия потребителям: 3 — в систему криостата “Токамак-15”;
5 — в систему инжекторов и б- в систему СВЧ-нагрева плазмы.
Для криогенной системы установки «Токамак-15» был создан
ожижитель гелия ОГ-800 производительностью 800 дм3/ч. Ожижи-
тель выполнен по эффективной схеме с четырьмя ступенями охлаж-
дения: предварительного охлаждения гелия жидким азотом, двумя
последовательно включенными турбодетандерами и детандером-
ожижителем в концевой ступени ожижения гелия.
Дня ожижителя гелия такой большой производительности расчет-
ные значения удельных затрат энергии на ожижение 1 дм3 гелия
составляют около 1100 Вт/дм3 (или около 270 Вт/Вт при Т= 4,5 К).
Ожижитель гелия работает в постоянном режиме. Жидкий гелий
из ожижителя поступает в хранилище жидкого гелия через раздаточ-
ный коллектор.
Криогенное хранилище жидкого гелия выполнено на основе
резервуара РЦВГ-40/0,07 и включает криогенные гелиевые трубо-
проводы, запорную и регулирующую гелиевую арматуру
522
523
Система криогенного обеспечения криостата (рис. 5.17). Основные
потребители жидкого гелия в криостате установки «Токамак-15»:
СОТП, центральная механическая опора криостата, корпус криостата
и восемь токовводов. Тороидальный криостат установки “Токамак-15”
по конструкции аналогичен криостату установки “Токамак-7”, но
имеет значительно большие размеры: наружный диаметр тора 4 м,
внутренний 1,4 м, диаметр плазменной камеры (лайнера) 1,1м.
Внутри криостата помещена СОТП, состоящая из 24 соленоидов
с циркуляционным охлаждением обмоток жидким гелием.
Корпус криостата и токовводы охлаждаются жидким гелием,
поступающим из гелиевого рефрижератора РГ-2000/4,5. Рефриже-
ратор (производшельностью 2000 Вт при Т= 4,5 К) выполнен по
бездетандерной схеме с дросселем на ступени ожижения и с избы-
точным обратным потоком.
Характеристика рефрижератора РГ-2000/4,5 для разных режимов
приведена на рис. 5.18.
В рефрижераторе РГ-2000/4,5 в качестве источника циркуляции
жидкого гелия применен эжектор, позволяющий существенно
увеличить расход жидкого гелия через СОТП. Так, при расходе
холодного гелия через рефрижератор РГ-2000/4,5, равном 450 кг/ч,
эжектор прокачивает через СОТП около 1500 кг/ч жидкого гелия,
тем самым существенно повышая надежность криостатирования
СОТП.
Ряд узлов в криостате охлаждается жидким азотом. Эго обмотки
управления, горизонтального и вертикального управляющих полей,
инжекторов, а также внутренний и наружный экраны и центральная
механическая опора. Сверхпроводящие обмотки, токовводы и
криорезистивные устройства установки “Токамак-15” питаются
криоагентами (жидким гелием и жидким азотом) через специальные
блоки (блок криогенных гелиевых и токовых вводов и блок крио-
генных азотных вводов). В блоках размещена необходимая запорная
и регулирующая арматура и эжекторные устройства для формиро-
вания и распределения потоков криоагентов по объектам криостати-
рования в режимах подготовки, захолаживания, криостатирования
и отогрева объектов.
Система криогенного обеспечения инжекторов. Инжекторы
необходимы для дополнительного нагрева плазмы, который происхо-
дит в результате введения в плазменную камеру криостата нейтраль-
ных частиц, летящих со скоростью более 100 км/с. В камере инжек-
торов происходит отсев нейтральных частиц от заряженных вследст-
вие отклонения последних магнитным полем на гелиевые крио-
524
Рис. 5.18. Холивиирогвводителиюстъ гелиевого рефриже-
ратора с избыточным обратным потоком 1’1-2000/4,5:
Grp — расход холодного газообразного гелия (продукта)
на входе в рефрижератор
панели, охлаждаемые жидким гелием при
Т= 3,6 К. Гелиевые криопанели восприни-
мают и передают жидкому гелию энергию
заряженных частиц.
Криогенная система инжекторов (рис. 5.19) состоит из рефриже-
ратора РГ-700/3,6 холодопроизводительностью 700 Вт при темпе-
ратуре 3,6 К, трубопроводов с арматурой, блоков питания, криопа-
нелей и радиационных экранов инжекторов, а также промежуточных
камер.
Криопанелн и радиационные экраны инжекторов криостати-
руются от автономных блоков питания, криопанели промежуточных
камер — от блока питания. В блоках питания инжекторов происхо-
дит распределение криоагентов по объектам криостатирования на
различных режимах работы. Они имеют в своем составе сепарацион-
ные резервуары для жидкого гелия и азота, от которых обеспечивает-
ся криостатирование криопанелей жидким гелием, кипящим в
вакууме, и радиационных экранов жидким азотом, кипящим при
атмосферном давлении.
Криостатирование криопанелей проводится в условиях естествен-
ной циркуляции жидкого гелия, кипящего в вакууме. Контур естест-
венной циркуляции замыкается на сепарационный резервуар блока
питания. В режиме криостатирования криопанелей поддержание
температур жидкого гелия в сепарационных резервуарах блока
питания и откачка образующихся паров проводятся с помощью
рефрижератора РГ-700/3,6.
Гелий с давлением 2,5 МПа при азотной температуре подается в
рефрижератор РГ-700/3,6, охлаждается обратным потоком до 5 К и
после промежуточного дросселирования при давлении 1,8 МПа
поступает в откачной эжектор.
В выбранном оптимальном режиме криостатирования объектов
при температуре 3,6 К доля потока жидкого гелия для подпитки
рефрижератора приблизительно составляет 4 % от циркуляционного
потока. Так, для компенсации тепловой нагрузки 400 Вт при
температуре 3,6 К на вход в рефрижератор РГ-700/3,6 необходимо
обеспечить циркуляционный расход гелия 200 кг/ч при р = 2,5 МПа
и Т = 80 К и подать 65 дм’/ч жидкого гелия для подпитки. Харак-
526
теристика рефрижератора РГ-700/3,6 при различных циркуля-
ционных расходах приведена на рис. 5.20.
Система криогенного обеспечения СВЧ-нагрева плазмы (рис. 5.21)
служит для охлаждения и криостатирования сверхпроводящих
магнитов МЦР-генераторов. СП-магниты (их 24) размещены в
криостатах, которые объединены в восемь автономных модулей по
три криостата в каждом. По условиям размещения автономные
модули подразделены на две группы по четыре модуля в каждой.
Криостатирование СП-магнитов проводится жидким гелием, зали-
ваемым в криостат и кипящим при атмосферном давлении. Каждая
527
Ряс. 5.20. Холодопроизводительность гелиевого
рефрижератора с избыгочнлм обратным потоком
РЗ-700/3,6
труппа СП-магнитов заливается жидким
гелием из питательной емкости, включен-
ной в циркуляционный контур с криоста-
тами СП-магнитов. Этим обеспечивается
поддержание одинакового и постоянного
уровня жидкого гелия в питательной ем-
кости и криостатах.
Криогенная азотная система (рис. 5.22) обеспечивает подачу
жидкого азота всем потребителям, сбор паров жидкого азота и их
обратное конденсирование, т.е. азотная система выполнена по
замкнутой схеме. В состав криогенной азотной системы входят
хранилище жидкого азота, разветвленная магистраль с запорной н
регулирующей арматурой, установка обратной конденсации паров
азота. Хранилище жидкого азота выполнено на основе двух криоген-
ных резервуаров РЦВ 63/5 вместимостью 63 м’ каждый, рассчитан-
ных на рабочее давление 0,5 МПа. Установка обратной конденсации
паров азота представляет собой ожижитель азота ОА-ЗбОО производи-
тельностью 3600 кг/ч жидкого азота. Она создана на основе турбо-
компрессора КтК-12,5/35, сжимающего газообразный азот до 3,0 МПа.
Сжатый азот поступает в блок ожижения, выполненный по схеме
528
34 -№6675
с двумя турбодетандерными ступенями охлаждения. Подача жидкого
азота в системы «Токамак-15» обеспечивается центробежным насосом
ЦМ-267 с G = 40 000 кг/ч.
Циркуляционный контур жидкого азота замкнут на резервуар
РЦВ-10/5. Пары, образующиеся при криостатировании объектов.
отводятся на ожижитель.
Криогенная азотная система позволяет также производить газо-
образный азот при температурах 300 и 270 К, необлодимый для
отогрева криогенных частей установки “Токамак-15”.
Захолаживание сложной многообъектной установки “Токамак-15”
от Т = 300 К до азотных температур — первый и наиболее ответ-
ственный этап. При проведении захолаживания необходимо выдержи-
вать заданные перепады температур материала объектов охлаждения.
Согласованное захолаживание СП-обмоток СОТП, опор, корпу-
сов, крнорезистивных устройств и теплозащитных экранов прово-
дится газообразным гелием.
Захолаживание сверхпроводящих
объектов установки “Токамак-15”
до температуры 15 К проводится
с помощью ожижителя ОГ-800,
включенного по специальной схеме
(рис. 5.23) с использованием ре-
зервных турбодетандеров. Согласно
этой схеме предусматривается по-
Рис. 5.23. Схема включения ожижителей
ОГ-800 при зшшшживонии объектов от 65
до 15 К:
Т1—Т6 — теплообменники; ТД1 и ТДН —
турбодетандеры ступеней I и П, ДР —
дроссель; ОК — объекты криостатирования
530
рис. 5.24. Кривая изменения холо-
допроизводительности ожижителя
ОГ-800 при захолаживании объек-
тов от 65 до 15 К
дача гелия на объекты крио-
сгатирования ОКс промежуточ-
ным давлением после расши-
рения всего потока гелия в тур-
бодетандерах ТД1 (а при необходимости и в промежуточном дросселе
ДР с дополнительным охлаждением его в теплообменниках ТЗ и
Т4 гелием, возвращаемым из установки «Токамак-15» и расши-
ренным в турбодетандерах ТД11). На рис. 5.24 дана зависимость
холодопроизводительности ожижителя от температуры гелия, воз-
вращаемого из объекта.
Захолаживание корпусов и СП-обмоток от Т= 15 К до рабочих
температур обеспечивается рефрижератором РГ-2000/4,5.
Скорость охлаждения СП-обмоток и корпусов определяется рас-
ходом прямого потока, поступающего в рефрижератор, и регулиру-
ется изменением доли гелия, охлаждаемого в ванне с жидким гелием.
При этом для поддержания уровня температур жидкого гелия в
технологической полости сборника автоматически устанавливается
расход газа в обратном потоке, составляющий 15—20 % расхода
газа в прямом потоке. При подаче на рефрижератор 600 кг/ч газо-
образного гелия обеспечивается холодопроизводительность около
3500 Вт.
Часто на практике процесс окончательного охлаждения и запол-
нения СП-устройств существенно затягивается вследствие термо-
акустических колебаний, избежать которых можно только сущест-
венно форсируя в течение определенного времени холодопроизво-
дительность установки.
Для обеспечения необходимых условий криостатирования СП-
обмоток и корпусов при тепловыделениях 2000 Вт необходимо
обеспечить расход жидкого гелия через них 1500 кг/ч. Для этого
используют циркуляционные эжекторы, размещенные в блоке
гелиевых вводов.
В процессе криостатирования обеспечивается контроль и регули-
рование расхода жидкого гелия, поступающего в СОТП, корпуса
и опоры, по показаниям соответствующих расходомеров.
По окончании режима криостатирования арматура на входе в объек-
ты закрывается, линии сброса из объектов остаются соединенными
со сборником, жидкий гелий из сборника удаляется эжектором.
531
После слива жидкого гелия СП-обмотки и корпуса продуваются
газообразным гелием с азотной температурой. Холодный гелий из
объектов сбрасывается в рефрижератор РГ-2000/4,5, включенный
по специальной схеме В этом режиме через рефрижератор гелий
циркулирует без промежуточного дросселирования.
После отогрева СП-обмоток до 80 К криостатирование тепло-
защитных экранов жидким азотом прекращается и производится
продувка их газообразным гелием при Т ~ 80 К. В дальнейшем
осуществляется согласованный отогрев всех криогенных объектов
установки “Токамак-15” до температур окружающей среды
газообразным гелием от блоков низкотемпературной очистки со
ступенчато повышающейся температурой. Регламент процесса
отогрева аналогичен регламенту охлаждения объектов
§ 5.4. КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
УСКОРИТЕЛЬНО-НАКОПИТЕЛЬНОГО КОМПЛЕКСА
Ускорительно-накопительный комплекс (УНК) представляет
собой двухступенчатый протонный синхротрон, рассчитанный на
энергию частиц 3 ТэВ. Первая ступень УНК представляет собой
протонный синхротрон с теплой магнитной системой (железным
кольцевым электромагнитом), рассчитанный на энергию до 600 ТэВ;
вторая ступень — протонный синхротрон с СМС, рассчитанный на
предельную энергию частиц до 3 ТэВ. В качестве инжектора частиц
в УНК использован действующий протонный синхротрон У-70.
Орбиты первой и второй ступеней УНК идентичны и имеют длину
19 288 м. Орбита состоит из трех суперпериодов и построена так,
чтобы на дальнейших стадиях развития УНК обеспечить возмож-
ность организации встречных пучков.
Суперпериод включает “дуги” большого и малого радиусов и
два согласованных прямолинейных участка. Электромагниты теплой
и сверхпроводящей магнитной систем (2160 диполей и 396 квадру-
полей) включены последовательно. СМС выполнена со сверхпро-
водящими диполями и квадруполями.
Основные узлы СП-магнитов: СП-обмотка и силовой бандаж
(рис. 5.25) — размещены в криостате, между камерой жидкого гелия
и внутренней трубой. Камера жидкого гелия с обмоткой и бандажом
расположена внутри камеры азотного теплозащитного экрана. Каме-
ра азотного теплозащитного экрана расположена соосно с наруж-
ной трубой вакуумного кожуха. Все кольцо УНК разбито на 24
автономно охлаждаемых и криостатаруемых плеча, из которых 18
имеют длину по 734,8 м, четыре — по 1185 м и два — по 1449 м.
532
Нейогретый,
азот -/...А
Вакуум-
Рис. 5.25. Структурная схема СП-магнита:
/ — теплозащитный экран; 2 — внутренняя труба; 3 — СП-обмотка; 4 —
силовой бандаж
Криостатирование СМС проводится недогретым жидким гелием,
поток которого проходит по каналам обмоток СП-магнитов,
нагреваясь от начальной температуры 7^ач =4,1 К до конечной
Ткон = 4,6 К. В пределах каждого диполя ияи квадруполя часть
потока проходит вне обмотки по обводному каналу, в котором
охлаждается встречным потоком двухфазного гелия.
Криогенная гелиевая система УНК построена по схеме с исполь-
зованием высокоэффективных гелиевых ожижителей и выносных
рефрижераторов с избыточным обратным потоком.
КГС состоит из отдельных систем, имеющих конкретное назначе-
ние: компримирования газообразного гелия; ожижения и раздачи
жидкого гелия; захолаживания и тфиостатирования СП-объектов
УНК; вакуумирования. Эти системы отличаются автономностью
работы: нарушение или отклонение технологического режима работы
одной из них практически не влияет на режимы работы остальных.
На рис. 5.26 показан фрагмент 20-километрового туннеля УНК с
криогенной системой холодопроизводительностью 60 кВт на уровне
4,4 К.
Калибровка магнитных диполей производится на специальном
стендовом оборудовании (рис. 5.27) в условиях, максимально
приближенных к реальным.
533
Рис. 5.26. Туннель }скорительио-накошпельного комплекса с криогенной системой
Система компримирования газообразного гелия (рис. 5.28) обес-
печивает прием и хранение его в резервуарах среднего и высокого
давлений, очистку от примесей воздуха, водорода и неона при
криогенных температурах, а также подпитку компримированным
Рис. S.TJ. Гелиевая криогенная система стенда калибровки магнитных диполей УНК
534
Рис. 5.28. Система компримирования газообразного гелия:
1 — компрессорная станция системы ожижения гелия (11 — винтовой
компрессор “Каскад 80/2,5”, 12 — винтовой вакуумный компрессор ВКА-80/
0,06—0,125, 1.3 и 22 — узлы очистки; 1.3.1 блок маслоочистки МО-2400;
13.2 — блок низкотемпературной очистки НО-2400); 2 — компрессорная
станция системы криостатирования (2.1 — ВКА-80/0.06—1 8; 2.2.1 — МО-2400,
22.2 — НО-2400), 3 — ожижитель гелиевый ОГ-2400; 4 — станция криоста-
гирования (4.1 — рефрижератор РГ-2100/4), 5 гелиевый коллектор среднего
давления, 6 — гелиевый коллектор вакуумный; 7 — СП-магниты; 8 — гелиевый
газгольдер объемом 1000 м3
очищенным гелием системы ожижения и раздачи жидкого гелия и
системы криостатирования ускорительно-накопительного комплекса.
В системе компримирования использованы винтовые компрессорные
агрегаты ВКА 80/25 и ВКА 80/0,6—18.
Компрессоры системы компримирования функционально разде-
лены на две технологические группы: компрессоры, обеспечивающие
сжатым гелнем систему ожижения и раздачи жидкого гелия, и
компрессоры, обеспечивающие сжатым гелнем систему захолажи-
вания и криостатирования СП-магнитов.
В состав первой технологической группы входят 12 компрессор-
ных агрегатов ВКА 80/25, в составе второй — 30 таких же агрегатов,
работающих при давлениях всасывания 0,06 МПа и нагнетания
1,8 МПа. Для повышения надежности работы системы комприми-
535
рования число компрессоров увеличено на 20 % (установлено шесть
резервных компрессорных агрегатов). Для откачки гелия из контура
криостатирования в контур ожижения использовано шесть вакуум-
ных компрессорных агрегатов, работающих при давлениях всасы-
вания 0,06 МПа и нагнетания 0,115 МПа.
Система ожижения и раздачи жидкого гелия (рнс. 5.29) служит
для производства жидкого гелия с помощью шести ожижителей
ОГ-2400, хранения жидкого гелия и криостатирования криогенного
коллектора. Газообразный гелий подается в ожижители от соответст-
вующих ступеней блока предварительного охлаждения при давлении
2,5 МПа, температуре 80 К с расходом 2400 кг/ч.
После теплообменника ТЗ прямой поток гелия делится на два:
детандерный и ожижаемый. Ожижаемый поток после охлаждения
в рекуперативных теплообменниках Т4—Т7расширяется до давления
0,25 МПа в концевом турбодетандере ТДЗ, дополнительно охлаж-
дается в теплообменнике Т8 н дросселируется в сборник жидкого
гелия С. Часть гелия с расходом, соответствующим производитель-
ности ожижителя, через теплообменник T9 и вентиль ВН1 поступает
в криогенный коллектор. Управление процессом ожижения сводится
к поддержанию в заданных пределах расчетной температуры перед
детандерами ТД1, давления за детандером-ожижителем и уровня
жидкого гелия в сборнике.
Хранилище жидкого гелия предназначено для приема жидкого
гелия из ожижителей, хранения технологического запаса и размеще-
ния жидкого гелия, находящегося в каналах СП-магнитов кольца
УНК и криогенного коллектора. Хранилище состоит из шести
резервуаров РЦВГ-40/0,07 объемом О м3, что обеспечивает возмож-
ность постоянного хранения до 100—120 м3 запаса технологического
гелия и возврата полного объема жидкого гелия из оборудования
всего криогенного комплекса (около 140 м3).
Взаимодействие систем ожижения и раздачи жидкого гелия с
системой захолаживания и криостатирования СП-объектов осу-
ществляется с помощью криогенного коллектора, обеспечивающего
подачу жидкого гелия к двенадцати рефрижераторным станциям.
Система раздачи жидкого гелия выполнена по двухплечевой схеме.
Для исключения внешнего теплопритока к транспортируемому
потоку жидкого гелия коллектор имеет азотный экран, выполня-
ющий также функции раздаточного коллектора жидкого азота.
Криостатированне на уровне 4,5 К обеспечивается гелиевым
рефрижератором РГ-2000/4,5, построенным по простой дроссельной
схеме с избыточным обратным потоком, что обеспечивает возмож-
ность работы в широком диапазоне расходов и тепловых нагрузок.
536
537
Прямой поток гелия, пройдя рекуперативные теплообменники
рефрижератора, дросселируется до давления 0,25 МПа и поступает
в теплообменник гелиевой ванны, ожижается, подается в криоген-
ный коллектор, где соединяется с потоком жидкого гелия нз
ожижителей, и поступает в оба плеча криогенного коллектора 6 в
трубопровод жидкого гелия. Из трубопровода жидкого гелия
проводится раздача гелия на 24 ванны рефрижераторов, токовводы
и на криостатирование 12 участков гелиевого коллектора. Криоста-
тирование теплозащитных участков криогенного коллектора осу-
ществляется жидким гелием из раздаточного коллектора, расход его
регулируется вентилями ВН7 и ВН8, установленными на входе в
участки теплозащитного коллектора. Работа вентилей проводится
по сигналам от двух измерительных преобразователей температур
Тб, установленных в конце криостатируемого участка. Поток
газообразного гелия, образующийся после прохождения теплозащит-
ных участков, поступает в межтрубное пространство газового
коллектора и возвращается в ванну гелиевого рефрижератора. В
эту ванну отводятся также пары, образующиеся от теплопритока к
резервуарам РЦВГ 40/0,07, что позволяет также рекуперировать их
холод в теплообменниках блока раздачи, а следовательно, обеспе-
чивать экономное хранение технологического запаса жидкого гелия.
Как показывают результаты расчетов, для обеспечения работы
криогенного комплекса в период гфиостатирования СП-магнитов
на уровне 4,1 К расход гелия в прямом потоке, поступающем в
криогенный коллектор, составляет 1570 кг/ч, из которых 1020 кг/ч
расходуется на подпитку 24 рефрижераторов, 100 кг/ч —- на токо-
вводы и 450 кг/ч — на криостатирование теплозащитного экрана
криогенного коллектора.
Схема работы системы ожижения и раздачи жидкого гелия обес-
печивает стабилизацию давления на входе в криогенный коллектор,
осуществляемую последовательным переключением регулятора
давления ВИЗ и регулирующего вентиля ВН4. Так, при уменьшении
давления его значение восстанавливается криогенным регулятором
давления, настроенным на поддержание рабочего давления 0,25 МПа.
При полностью закрытом регуляторе поддержание давления прово-
дится открытием вентиля ВН4 по сигналам от измерительного
преобразователя давления pv
Изменение расходной характеристики гелиевого рефрижератора
автоматически отражается на уровне жидкого гелия в ванне 5 (см.
рис. 5.29). При уровне ниже заданного проводится долив гелия из
хранилища по сигналу уровнемера У5, воздействующего на регули-
538
руюший вентиль ВН5. При повышении уровня до максимального
клапан ВН6 открывается, и жидкость из резервуара переливается в
хранилище, после чего клапан закрывается. Перелив происходит
под действием напора жидкости. Уровень гелия в хранилище, изме-
ряемый уровнемером одного из резервуаров, является показателем
необходимости регулирования производительности станции ожиже-
ния, которое обеспечивают включением или остановом необходимого
числа ожижителей.
Криогенный коллектор (длиной 20 772 м) включает гелиевый
и азотный трубопроводы, которые расположены в общей вакуумной
полости внутри трубы 300x3 мм. Азотный трубопровод является
теплозащитным экраном для гелиевой магистрали. Гелиевая
магистраль предназначена для подачи жидкого гелия к 24 рефриже-
раторам (12 станциям криостатирования) и токовводам, распреде-
ленным по длине кольца, а также для криостатирования раздаточ-
ного трубопровода с жидким гелием на уровне 4,5 К. Жидкий гелий
подводится к коллектору от централизованной станции ожижения
и разделяется на два потока, соответственно для каждой половины
кольца длиной по 10 384 м с последовательно расположенными
объектами криостатирования.
Гелиевый коллектор (рис. 5.30) имеет раздаточную трубу 1 с
жидким гелием, которая коаксиально размещена внутри экранной
трубы 2с образованием кольцевого канала «для обратного потока
газообразного гелия. В верхней части кольцевого канала расположена
теплообменная медная труба 5 для кипящего гелия. Входной конец
каждого участка теплообменной грубы сообщается с полостью
раздаточной трубы 1 через дроссель 4, выходной конец — с полостью
кольцевого канала а.
Рис. 5.30. Схема участка гелиевого коллектора:
' — раздаточная груба с жидким гелием, 2 — экранная груба; 3 — теплообмен-
ная труба для кипящего гелия; 4 — дроссель; 5 — измерительный преобразо-
ватель температуры; 6 — станция криостатирования; а — кольцевой канал
539
При криостатировании гелиевого коллектора осуществляется
дросселирование определенного количества жидкого гелия из
раздаточной трубы в теплообменную, в которой жидкий гелий
кипит, воспринимает теплопритоки от азотного коллектора на
участке между станциями, полностью испаряется и выводится в
газообразном состоянии в кольцевой канал а для обратного газового
потока. Установка теплообменной трубы в верхней части кольцевого
канала устраняет стратификацию обратного потока газообразного
гелия по температуре, т.е. обеспечивает практически одинаковую
температуру стенки по периметру кольцевого канала в результате
естественной конвекции обратного потока гелия в поперечном
сечении независимо от расхода (скорости) обратного потока.
При этом способе криостатирования массовый расход гелия в
кольцевом канале изменяется по длине криогенного коллектора.
От седьмой до шестой и восьмой станции криостатирования расход
газообразного гелия в кольцевом канале минимален, от второй и
двенадцатой до первой — максимален. У первой станции криоста-
тированне осуществляется вводом жидкого гелия в раздаточную
трубу 1 и выводом обратного потока газообразного гелия из
кольцевого канала гелиевого коллектора в центральную станцию
ожижения гелия. Количество жидкости, дросселируемое на каждой
станции (за исключением первой) в теплообменную трубу, определя-
ется тепловым балансом в зависимости от теплопритока к гелиевому
коллектору на участке между станциями криостатирования.
Так, при теплопритоке на единицу длины гелиевого коллектора
0,1 Вт/м и среднем давлении кипящего гелия в теплообменной трубе
около 0,13 МПа для криостатирования каждого участка между
станциями (L — 1731 м) необходимо обеспечить расход в дроссель-
ном потоке 9,2 10'3 кг/с (или 33 кг/ч).
Чтобы обеспечить автоматический режим криостатирования
гелиевого коллектора, можно использовать контур регулирования
на каждую секцию длиной 1731 м, включающий регулирующий
дроссель, установленный на станции криостатирования, и два
измерительных преобразователя температуры или два термосопро-
тивления, как у сигнализаторов уровня жидкого гелия. Преобразо-
ватели припаивают к наружной поверхности стенки экранной трубы
у нижней образующей, причем один устанавливают в поперечном
сечении, соответствующем выходу гелия из теплообменной трубы,
а другой в нескольких десятках метров (вверх по потоку) от первого
При появлении жидкости на выходе из теплообменной трубы обра-
зуется существенная разница в сигналах преобразователей, соответ-
540
Рис. 5.31. Схема работы СКО при циркуляционной раздаче жидкого азота
ствующие регуляторы изменяют расход через соответствующие регу-
лирующие вентили. Таким образом, создается автономное, относи-
тельно простое и надежное криосгатирование гелиевого коллектора.
Система захолаживания и криостатирования обеспечивает охлаж-
дение, криосгатирование и отогрев криогенных СП-устройств УНК.
На этапе подготовки этой системы к работе проводят заполнение
жидким азотом оборудования циркуляционной раздачи жидкого
азота, одновременно выполняются захолаживание гелиевых полостей
криогенного коллектора до азотных температур (рис. 5.31).
Жидкий азот от одного из резервуаров центрального азотного
хранилища по напорному коллектору подается в азотную ванну
первой рефрижераторной станции. В процессе залива ванны охлаж-
даются и готовятся к пуску центробежные насосы ЦН-267.
После заполнения ванны до номинального уровня запускается
основной центробежный насос и от него проводится раздача жид-
кого азота через криогенный коллектор на рефрижераторные стан-
ции Р2 и Р12. Пропускная способность коллекторов при давлении
0,6 МПа позволяет захолодить ванны коллектора и заполнить реф-
рижераторные станции Р2и Р12за 6 ч. Далее процесс захолаживания
криогенного коллектора повторяется до тех пор, пока не будет
заполнена азотная ванна рефрижераторной станции Р7, после чего
раздача жидкого азота проводится по кольцу от рефрижераторной
станции Р1 до станции Р12.
Расход жидкого азота на участке коллектора, соединяющем
рефрижераторные станции Р1 и Р12, регулируется по выходной
температуре, которая не должна превышать 90 К.
Захолаживание гелиевого коллектора и азотного экрана криоген-
ного коллектора проводится одновременно. Полное время захола-
живания составляет 30 ч.
541
Захолаживание СП-магнитов до азотных температур начинается
сразу после заполнения жидким азотом ванн в соответствующих
рефрижераторных станциях. Плечи СП-магнитов между рефрижера-
торными станциями, теплозащитные экраны и ионопроводы охлаж-
даются газообразным гелием, подаваемым на охлаждение каждого
плеча от соответствующего блока предварительного охлаждения с
плавно понижающейся до 80 К температурой на входе в плечо.
Охлаждающий гелий выводится между СП-магнитами и возвра-
щается по гелиевому коллектору под гелиевые теплообменники
соответствующих блоков предварительного охлаждения. На этом
этапе захолаживания гелиевый коллектор рассечен трехходовыми
клапанами на двенадцать участков, благодаря чему организуются
автономные циркуляционные охлаждающие контуры, обеспечи-
вающие возможность рекуперации холода обратного потока.
По окончании гелиевого захолаживания двух плеч СП-магнитов,
теплозащитных экранов и ионопровода откачивается газообразный
гелий, и эти элементы переводятся на режим криостатирования
жидким азотом. Для этого жидкий азот из напорного коллектора
одной рефрижераторной станции сливается в азотную ванну после-
дующей станции. Режим охлаждения кольца СП-магнитов УНК
до азотных температур длится 80 ч.
В конце первого этапа захолаживания теплозащитные экраны и
ионопровод криостатируются посекционно жидким азотом, а через
все гелиевые полости СП-магнитов в пределах этих же участков
обеспечивается автономная циркуляция газообразного гелия при
температуре 80 К с расходом 100 кг/ч на плечо.
Захолаживание СП-магнитов от азотных до гелиевых температур
проводится по секциям, включающим одновременно четыре плеча
СП-магнитов УНК. К этому времени все ожижители станции
должны работать в форсированном режиме и поддерживать на входе
в криогенный коллектор раздачи давление 0,4—0,5 МПа. Резервуары
хранилища жидкого гелия должны быть заполнены жидким гелием
для подпитки гелиевых рефрижераторов. Жидкий гелий из криоген-
ного коллектора в промежутках между плечами СП-магнитов по
соответствующим криогенным вводам подается на охлаждение плеч
магнитов, из которых он выводится через гелиевые ванны рефриже-
раторов и по каналам обратного потока теплообменников сбрасыва-
ется в гелиевый коллектор, откуда подается в коллектор распреде-
ления холодного газа по блокам предварительного охлаждения
ожижителей. Процесс охлаждения плеча заканчивается при запол-
нении гелиевой ванны рефрижератора до номинального уровня.
542
К этому времени в первой компрессорной станции системы
захолаживания и криостатирования должны быть запущены два
компрессора ВКА-80/25. После установления номинального уровня
гелия в ванне рефрижератора подача жидкости из раздаточного
криогенного коллектора прекращается. Гелиевые рефрижераторы
включаются по дроссельной схеме. Жидкий гелий (расход 450 кг/ч)
подается в плечо магнитов и прокачивается через него по штатной
схеме с возвратом обратного потока после дросселирования в конце
плеча по обводному криостатирующему каналу. После того, как
секция из четырех плеч магнитов выйдет на режим криостатиро-
вания, начинается аналогичный процесс охлаждения следующей
секции магнитов.
После охлаждения всех плеч СП-магнитов гелиевый коллектор
отключается от гелиевых рефрижераторов и соединяется с газголь-
дером объемом 1000 м3.
В процессе криостатирования кольца СП-магнитов без токовой
нагрузки при Т = 4,5 Кв компрессорных станциях системы
криостатирования работают по пять компрессорных агрегатов,
обеспечивающих циркуляцию потока гелия в рефрижераторах при
давлении 2,5 МПа. После заполнения наполовину шести резервуаров
жидким гелием отключаются два ожижителя, которые становятся
резервными. Гелиевые рефрижераторы жидкого гелия переводятся
в режим подпитки; при этом давление жидкого гелия на входе в
раздаточный криогенный коллектор поддерживается в пределах
0,25 МПа. Пары гелия по возвратному трубопроводу криогенного
коллектора с расходом, эквивалентным тепловой нагрузке на
гелиевые экраны коллектора, возвращаются в рефрижераторы.
Перевод системы из режима захолаживания в режим криостати-
рования СП-объектов (рис. 5.32) при температуре 4,1 К осуществ-
ляется в такой последовательности. Коллектор низкого давления
отключается от газгольдера станции ожижения. Последовательно в
каждой из компрессорных станций системы криостатирования
запускается по одному’ компрессору, соответственно во всасывающем
коллекторе понижается давление, а газ из нагнетательного коллек-
тора перекачивается в технологические ресиверы среднего давления.
При сбросе давления из нагнетательного коллектора необходимо
обеспечить постоянный расход газа, подаваемого в рефрижераторы.
После того, как будет включено необходимое число компрессоров
и давление в коллекторе низкого давления снизится до 0,07 МПа.
в работу должны быть включены вакуумные компрессоры, обеспе-
чивающие откачку газообразного гелия из коллектора низкого
давления и поддержание давления в нем на уровне 0,06 МПа.
543
Рис. 5.32. Схема криостатирования СП-объектов при Т= 4,1 К:
1 — блок предварительного охлаждения; 2 — гелиевые рефрижераторы; 3 —
плечо СП-магнитов УНК
Криостатирование плеча 3 СП-магнитов осуществляется от
автономного гелиевого рефрижератора 2 (РГ-2000/4,0), работающего
по простому дроссельному циклу с избыточным обратным потоком.
Избыток обратного потока при заданном расходе прямого потока
организуется автоматически и компенсируется подпиткой гелиевой
ванны рефрижератора жидким гелием из коллектора. Расход
подпитки практически пропорционален тепловой нагрузке системы.
Рабочий поток гелия после охлаждения в погружном тепло-
обменнике гелиевой ванны охлаждает цепочку магнитов, дроссели-
руется и возвращается в гелиевую ванну по имеющемуся в криоста-
тах магнитов каналу двухфазного гелия.
При криостатировании плеча СП-магнитов на температурном
уровне Т = 4,1 К циркуляционный поток подается на вход при
давлении 1,6 МПа и температуре 80 К.
Для обеспечения работы рефрижераторов РГ-2000/4,1 холодо-
производительностью 2000 Вт необходима подпитка его жидким
гелием с расходом 40 кг/ч при расходе газообразного гелия прямого
потока 450-500 кг/ч.
В процессе криостатирования СП-магнитов обеспечиваются:
заданное давление на входе в СП-магнит;
необходимый расход через магнит (регулирование по выходным
температурам);
необходимый уровень жидкого гелия в ванне рефрижератора;
необходимый уровень жидкого азота в азотной ванне блока
промежуточного охлаждения.
544
§ 5.5. ПРОЦЕССЫ, ПРОИСХОДЯЩИЕ В ЕМКОСТЯХ
ПРИ ХРАНЕНИИ, ОХЛАЖДЕНИИ И ВЫДАЧЕ ЖИДКИХ
КРИОГЕННЫХ ПРОДУКТОВ
Хранение жидких криопродуктов в емкостях связано с непре-
рывным изменением их параметров. Наличие теплопритока из
окружающей среды приводит к испарению и потере продукта, если
паровое пространство сосудов сообщается с атмосферой, или к
увеличению внутренней энергии, а следовательно, давления и
температуры при хранении с закрытым газосбросом. Высокое качест-
во тепловой зашиты емкостного оборудования позволяет осуществ-
лять длительное хранение криогенных жидкостей. В то же время
ввиду малой скорости испарения хранение жидких криопродуктов
с открытым газосбросом неприемлемо вследствие возможности
натекания во внутренние полости воздуха и загрязнения продукта.
Если давление в сосуде с открытым газосбросом повышается медлен-
нее, чем атмосферное, неизбежно натекание воздуха. Так, при
суточной испаряемости кислорода менее 0,1 % (характерной для
крупных резервуаров) подсос воздуха происходит при вполне реаль-
ной скорости повышения атмосферного давления — более 50 Па/ч.
Во избежание натекания воздуха в некоторых системах хранения
обеспечивают избыточное давление Др, превышающее отклонение
атмосферного давления Дрв от нормального. Высокое качество тепло-
вой защиты резервуаров делает удобным хранение с периодическим
газосбросом. Такая технология позволяет экономить рабочий про-
дукт и является основной при хранении жидкого гелия в резервуа-
рах, когда периодически сбрасываемый газ возвращается в систему.
Рассмотрим физические процессы в закрытой емкости при
наличии теплопритока из окружающей среды, считая, что вся жид-
кость прогревается равномерно по всему объему и находится в
равновесном состоянии с паровой фазой. Начальное состояние
жидкости в объеме резервуара Vp определяется параметрами То и р0
(рис. 5.33). Теплоприток из ок- т
ружающей среды вызывает у
испарение жидкости и повыше- //// / /
Рис. 5.33. Схема процесса бездренаж-
ного хранения криоагента в закрытой
емкости в диаграмме Т—s
3S-И» 6675
545
ние давления. Так как объем замкнут, в нем происходит изохор-
ный процесс (Р= const). Если емкость в начальный момент времени
полностью заполнить жидкостью (точка а на диаграмме Т—з),
теплоприток вызовет резкое повышение давления (изохора
поэтому емкость заполняют неполностью, оставляя паровое
пространство, характеризующееся степенью заполнения ф. Точка Ь
на диаграмме Т— s определяет наличие паровой зоны в начальный
момент времени (при р0 и То) <р0 = (а — Ь)/(0 — а). Теплоприток
qoc в этом случае приводит к испарению части жидкости и переходу
ее в паровую фазу. Процесс идет по изохоре b — d, температура и
давление повышаются и при р = р2 (точка d на пограничной кривой)
паровая фаза исчезает, весь объем заполняется жидкостью и
давление начинает резко увеличиваться (изохора R2). Если ф0
достаточно велико (точка с), то повышение давления вследствие
теплопритока ведет к полному испарению жидкости и переходу ее
в газообразное состояние (изохора с — е). Из этого анализа следует,
что степень заполнения ф существенно влияет на ход процесса и
его характеристику.
Заметим, что теплоприток qo с не полностью идет на испарение
жидкости, а частично поглощается при нагреве сосуда и изоляции
до более высокой температуры. Кроме того, следует учитывать, что
при нагревании жидкость расширяется. Для криогенных веществ
температурные коэффициенты объемного расширения довольно
значительны. Наконец отметим, что теплота испарения г умень-
шается при повышении температуры, что приводит к изменению
испаряемости при более высоких температурах. Все эти обстоятель-
ства существенно влияют на изменение состояния вещества в
закрытой емкости.
При расчете бездренажного хранения определяют закономерности
изменения объема (массы) жидкости и пара при повышении темпе-
ратуры (давления) в герметичном объеме. В качестве исходных
данных используют: объем емкости Ур, массу криопродукта Gp,
начальную (при давлении рй = 0,1 МПа) объемную или массовую
степень заполнения ее жидкостью:
% - rjVp Фо. = р™)- <51>
Здесь рИ| — плотность смеси; Уо и Go — объем и масса жидкости.
Плотности жидкости р* и пара р" находят по равновесным
диаграммам, например в точках а и 0 для То, или по справочным
таблицам (здесь и далее величины, помеченные одним штрихом,
являются характеристиками жидкости, двумя — пара). Ввиду того,
546
что процесс изохорный, удельный объем смеси жидкости и пара
при любых значениях 7(р) остается постоянным:
(5-2)
(5.3)
(5.4)
Ч p>ZP + р"о() - ч>»)
Соответственно неизменна и плотность смеси:
Р™ = '/'-см = “"«
Из уравнений (5.1) получаем
Фот = Фо ₽</Рсм-
Текущие значения <р находят расчетом. Каждому состоя кию смеси
жидкости и пара в емкости соответствует уравнение сохранения
объема
G G" G
V + V" = V или — + — = -Е_ . (5.5)
Р' Р Рем
С учетом уравнения материального баланса G" = Gp — G
исключим С из (5.5):
G Gp - G _ Gp
р’ р" Рем
После преобразований получим
Сг Ром <р' - р">
Аналогично исключив G = Gp — G" из (5.5), найдем
У = р’ (р' ~ Рем)
Ср Рои <Р' - Р")
По формулам (5.6), (5.7) и (5.4) находим массы жидкости и
пара и степень заполнения емкости при любом давлении и повыше-
нии температуры от до Т2 (см. рис. 5.33). Изменение объема
Жидкости в емкости
35»
547
5.2. Параметры водорода в емкости при повышении в ней давления
р i С V
кг/м-» ч Ур
0,1013 20,39 70,9 1,3 1,82 0,985 0,542
0,22 23,27 67,24 2,64 1.73 0,97 0,56
0,5 27,43 60,5 6,13 1.55 0,937 0,602
0,8 30,13 54,02 10,81 1,39 0,904 0,65
1,15 32,59 43,16 19,22 1,105 0,907 0,821
1,2 33,24 38,9 — 1,0 1.0 1.0
Пример 5.1 Определить изменение массы и объема жидкости в герметичной
емкости с жидким водородом при повышении в ней давления Начальное
давление р0 = 0,1013 МПа, начальная массовая степень заполнения <рОя1 = 0,985.
Для начального и всех последующих состояний значения температуры, а также
плотностей жидкости и пара определяем по справочным данным для водорода '
При рд — 0,1013 МПа Т= 20,39 К, р' = 70,9 кг/м3, р" = 1,3 кг/м3, тогда из
выражения (5.6) находим рсм = 39,8 кг/м3 Это значение остается неизменным
при увеличении р. Дальнейшие результаты расчетов по формулам (5 6) и (5 8)
сводим в табл. 5 2.
Давление в емкости увеличивается по изохоре
исм = 1/рсм = 1/38,9 = 0,0257 м3/кг
Согласно табл 5.2 в процессе подогрева емкости масса жидкости С сначала
уменьшается, а потом резко увеличивается (жидкость заполняет всю емкость),
объем жидкости V плавно увеличивается. Очень существенно влияние начальной
степени заполнения (рОл> которая определяет плотности смеси рсм и ход процесса.
Важная характеристика процесса бездренажного хранения — вре-
менная зависимость давления р =Дт), по которой определяют время
хранения до максимально допустимого давления. Результаты расче-
тов и экспериментов показывают, что на время хранения наиболь-
шее влияние оказывает теплоприток к емкости qoc (качество тепло-
вой защиты) и начальная степень заполнения сосуда <р0. При этом
существует оптимальное значение <р0, при котором время бездре-
нажного хранения максимально.
Для изохорного процесса i>CM = const и pdv^ = 0. Тогда согласно
первому закону термодинамики применительно к среде в замкнутом
объеме
(IQ = dU,
т.е. вся подводимая теплота вдет на изменение внутренней энергии U.
Подводимую теплоту можно выразить через удельный тепло-
приток qoc и время т: dQ ~ qocdx.
548
Изменение внутренней энергии системы dU включает внутрен-
нюю энергию продукта массой (?р, емкости (GM) и изоляции (GHJ):
dU = G, du + G„ c„ dT + G„, c„, dT„ (5.9)
В большинстве случаев последними двумя членами можно прене-
бречь; тогда
* = ^С/9„=СрЛ</4,.с (5 10)
Заданными и постоянными величинами являются qoc и
Gp = Vp/vCM, кг внутреннюю энергию удобно выразить через эн-
тальпию: и = I — рисм.
Для двухфазной системы энтальпия смеси
Здесь члены в скобках определяют долю жидкости и пара. Под-
ставив эти зависимости в (5.10), получаем окончательное выражение
которое позволяет найти искомую зависимость р = /(т).
Соотношение между исм, и и v" определяет начальную степень
заполнения <р0 [см. формулу (5.2)].
Расчет по формуле (5.11)
целесообразно проводить при
небольших изменениях Др и
определять соответствующее
изменение Дт.
На рис. 5.34 приведены
расчетные (штриховые ли-
нии) и экспериментальные
(сплошные) зависимости вре-
Рис. 5.34. Зависимость времени без-
дреиажмого хранения жидкого азота
(И = 2,6 м3) от степени заполнения:
I, 2-рк = 0,6 МПа. 3, 4 - рк =
= 0,5 МПа
0,2
М V„
549
Рис. 5.35. Расчетные зависи-
мости оптимальной степени за-
полнения от конечного давления
при Ро = 0,1 МПа:
1 — азот; 2 — водород, 3 —
гелий
мени хранения от степени
заполнения емкости жид-
ким азотом, на рис. 5.35 —
расчетные зависимости оп-
тимальных степеней запол-
нения емкости азотом, водородом и гелием от конечного давления
рк. Отклонение расчетных данных от экспериментальных объясня-
ется рядом факторов, основной из которых — влияние неравно-
весное™, вызванной температурной неоднородностью жидкости,
когда температура в верхнем слое повышается быстрее, чем в
глубинных слоях. Исследованиями установлено, что около стенок
сосуда в результате внешнего теплопритока дос формируется
движущийся слой прщретой жидкости (рис. 5.36, а). Значительная
доля теплопритока аккумулируется этим слоем и выносится в виде
прогретой жидкости к поверхности раздела фаз. Теплоприток дв к
зеркалу жидкости также способствует температурному расслоению,
поскольку при прогреве верхнего слоя не создаются условия для
ее конвективного перемешивания. В нижней части объема жидкости
формируется зона с практически однородной температурой Тя —
так называемое ядро. В реальных конструкциях емкостного обору-
дования на формирование температурных полей влияют: тепло-
приток и его равномерность, сте-
пень заполнения сосуда, тепло-
физические свойства продукта и
фазовые переходы на поверхности
жидкости.
Экспериментальные профили
температур жидкого азота для раз-
личных теплопритоков при оди-
наковом количестве подведенной
Рис. 5.36. Характерные зоны течения
(а) и профили температур (6) жидкого
азота в сосуде с теплопригоком из окру-
жающей среды
550
Рис. 5.37- Зависимость разности температур в азотной емкости от степени ее
заполнения и времени хранения
теплоты ф = 1140 кДж в сосуде вместимостью V= 0,1 м3 (масса
жидкости бр = 50 кг, степень заполнения 1 — ipfi = 0,62; То = 77 К)
приведены на рис. 5.36, б.
Зависимость разности температур A Т= Ts — Тя от степени запол-
нения и времени хранения жидкого азота приведены на рис. 5.37.
Температурное расслоение жидких криогенных продуктов затруд-
няет расчет параметров и оказывает существенное влияние на
эксплуатационные характеристики емкостного оборудования.
Наличие верхнего прогретого слоя жидкости сокращает, а иногда
и полностью исключает конденсацию газа наддува при вытеснении
недогретого продукта его парами. Для увеличения времени бездре-
нажного хранения предложен ряд устройств, обеспечивающих пере-
мешивание жидкости.
Расчетное определение параметров криогенных продуктов в
условиях бездренажного хранения связано с решением системы
дифференциальных уравнений теплопереноса и гидродинамики.
Разработаны и получены численные решения задачи в виде полей
температуры (см. рис. 5.36, б) и скоростей в объемах, полностью
или частично заполненных жидкостью. Однако численное решение
основной системы уравнений возможно только для ламинарного
режима течения жидкости. В промышленных резервуарах реализуется
турбулентное движение жидкости, что делает невозможным исполь-
зование полученных результатов. В связи с этим для количествен-
ного описания процесса бездренажного хранения используют при-
ближенные методы, базирующиеся на упрощенных физических
моделях с привлечением экспериментальных данных, представлен-
ных в критериальной форме.
551
Охлаждение криогенных жидкостей осуществляют: по требованию
потребителя к параметрам продукта, с целью обеспечения однофаз-1
ности потока жидкости при транспортировании по протяженным
магистралям и увеличения времени бездрепажного хранения. Суще-
ствует несколько способов охлаждения и поддержания заданной
температуры криогенных продуктов: с помощью криогенных уста-
новок; с использованием более низкотемпературных криоагентов;
за счет испарения жидкости путем вакуумирования парового про-
странства сосудов; путем барботирования через жидкость некон-
денсирующегося слаборастворимого газа (обычно гелия). Каждый
из указанных способов имеет как преимущества, так и недостатки,
поэтому его выбор в каждом конкретном случае зависит от специ-
фики использования криогенного продукта, температурного уровня
и требуемой холодопроизводительности. Реализация выбранного
способа связана с различными схемными решениями, все много- I
образие которых определяется способом охлаждения продукта (в
резервуарах хранилища или в потоке при выдаче продукта потре-
бителю). При охлаждении в резервуарах хранилища длительность I
процесса может быть увеличена и соответственно уменьшена мощ-
ность средств охлаждения. Однако продукт в резервуаре находится!
под пониженным давлением, вследствие чего возможно его загряз-1
некие компонентами воздуха. При охлаждении непосредственно в
процессе выдачи продукта потребителю исключается его загрязне-
ние, но холодопроизводительность системы существенно возрастает. I
Охлаждение жидких криопродуктов с использованием криоген-
ных установок является эффективным в термодинамическом I
отношении и позволяет получить практически любую температуру. !
Недостатки этого способа — необходимость применения относи-
тельно сложного машинного оборудования и связанные с этим
большие капитальные и эксплуатационные затраты.
Охлаждение с использованием более низкотемпературных крио-
агентов отличается простотой слемных решений. В термодинами-1
ческом отношении этот способ менее эффективен. Для охлаждения 1
кислорода и аргона обычно используют жидкий азот.
Испарительные способы охлаждения путем вакуумирования Я
парового пространства над зеркалом жидкости или барботирования
газообразного охлажденного гелия через слой жидкости позволяют |
получать любую требуемую температуру жидкости вплоть до
тройной точки.
При барботажном охлаждении испарение жидкости происходит
внутрь пузырьков газа, пропускаемого через охлаждаемую жидкость.
552
В качестве барботируемой среды практически используется только
гелий благодаря его малой растворимости и низкой температуре
конденсации. Реализация простой разомкнутой схемы барботажного
охлаждения связана с большими расходами дефицитного гелия. При-
менение замкнутой схемы требует сложной системы очистки гелия
от паров охлаждаемой жидкости, тем не менее для водорода этот
способ предпочтителен, поскольку избыточное давление в резер-
вуаре в процессе барботирования гарантирует отсутствие натекания
воздуха в систему.
Наибольшее распространение получил метод охлаждения путем
вакуумирования парового пространства над зеркалом жидкости,
который не требует сложного оборудования, больших капитальных
и эксплуатационных затрат. Охлаждение жидкости можно осуществ-
лять как в резервуарах хранилища, так и в теплообменнике непо-
средственно в процессе выдачи продукта потребителю. В целях
повышения экономичности применяют ступенчатое охлаждение
потока на разных уровнях вакуума в теплообменниках (рис. 5.38).
Методами вакуумной откачки и барботирования гелием можно
получить шугообразное состояние водорода, азота и других крио-
генных продуктов, кроме кислорода, поскольку для получения
твердой фазы требуется достаточно высокий вакуум, получение
которого в кислородной среде вызывает большие трудности.
Практический интерес представляет проблема получения шуго-
образного водорода в связи с увеличением его плотности и запаса
холода. Твердые частицы в шугообразном водороде не слипаются
и легко перемешиваются. После нескольких часов хранения размеры
первоначально образовавшихся частиц становятся одинаковыми (до
2—3 мм), причем содержание твердой фазы в отстоявшемся слое
о) S)
Рис. 5.38. Принципиальные технологические схемы охлаждения криогенных
Жидкостей вакуумированием:
° — в резервуаре; б — в процессе выдачи жидкости (двухступенчатая); 1 —
вакуумный агрегат; 2 — резервуар; 3 — ванна-охладитель
553
составляет 50—60 %. Шугообразныи водород транспортируют по
трубопроводам, В качестве побудителя расхода могут быть использо-
ваны центробежные насосы.
Для откачки паров криогенных жидкостей в силу ряда причин
(низкая температура, взрывопожароопасность и др.) применяют
лишь некоторые виды средств вакуумирования. Это прежде всего
эжекторы, которые отличаются простотой, высокой надежностью,
безопасностью и возможностью их использования в широком
диапазоне расходов и давлений. В качестве активного газа обычно
используют воздух или азот, которые поступают из компрессорных
агрегатов или газификаторов жидких продуктов. Насосные агрегаты
имеют более высокий КПД, и их использование предпочтительно
в связи с меньшими затратами энергии на откачку паров. Из насо-
сов объемного принципа действия применяют водокольцевые ваку-
умные насосы, поскольку они просты и взрывопожаробезопасны
при работе с кислородом и водородом, а теплота, выделяемая в
насосе, исключает замерзание воды на всех режимах откачки холод-
ных паров криогенных продуктов.
Для равновесного процесса в адиабатных условиях и при отсутст-
вии потерь справедливо следующее уравнение теплового баланса:
GcsdT = rdG,
где G — масса жидкости; cs — удельная теплоемкость жидкости,
dT — понижение температуры; dG— масса испарившейся жидкости;
г —теплота испарения.
Если записать последнее уравнение в виде
G Т
f dG fc
J — = J ~ dT, (5.12)
Ч» К
получим
In — = I—dT, (5.13)
G Jr
Здесь G^m To — начальные масса и температура жидкости; G и Т
— текущие их значения.
Для расчета по формуле (5.13) находят зависимости от темпера-
туры с} и г в справочной литературе и выполняют численное
554
интегрирование. При приближенном расчете принимают среднее
значение ~cs, а теплоту испарения аппроксимируют зависимостью
где т = Т/Т^, индекс 1 относится к состоянию при атмосферном
давлении.
Подставив эти значения в (5.13) и проинтегрировав его, получаем
G с (\ — т 1О>38 70-38 г ч
'"7 = ,--------““ [(7w~ 7)°'И - <Лр- <515)
(г 0,62 X, L J
По формуле (5.13) для ряда криогенных веществ построены
графические зависимости (рис. 5.39). По этому графику легко
определить изменение температуры в зависимости от массы
испарившейся жидкости T=f{C/CQ). Так, для охлаждения жидкого
кислорода от То = 90,2 К до Т= 70 К необходимо испарить 15 %
жидкости (<?/<?0 = 0,85). Горизонтальные участки кривых относятся
к области образования льда, начальные точки этих участков соот-
ветствуют тройной точке вещества.
Для жидкого гелия аналогичная зависимость, полученная экспе-
риментально, имеет вид:
7, К.. .4,2 3,5 3,0 2,5 2,0 1,6
G/Go... ___ 1 0,83 0,74 0,68 0,63 0,58
Практически температуру гелия методом испарения можно пони-
зить примерно до 1 К (рравн = 16 Па). Для дальнейшего понижения
Т необходимо очень резко понизить
давление, что технически неосущест-
вимо. Использование изотопа 3Не
позволяет достигать этим методом
температуры около 0,3 К.
Рис. 5.39- Зависимость температуры
криоагентов от относительной массы
испарившейся жидкости:
7 — начальная температура, 2 — трой-
ная точка вещества; 3 — полное затвер-
девание криоггента
Рассмотренные зависимости относятся к идеализированному
процессу без учета потерь. Реальный процесс вакуумирования проис-
ходит при наличии ряда потерь, основные из которых связаны с
неравновесностью процесса испарения, гидросопротивлением на
линии вакуумирования и теплопритоками.
Гидросопротивление магистрали откачки приводит к уменьшению
количества откачиваемых паров, так как давление перед вакуумным
насосом ниже, чем над зеркалом жидкости. Теплопритоки опреде-
ляются конструкцией емкости и качеством теплоизоляции.
Весьма существенны потери вследствие неравновесное™ процесса
испарения. При откачке температура паровой фазы и поверхностного
слоя жидкости Т ниже среднемассовой температуры Тж жидкости.
Жидкость как бы перегрета относительно паровой фазы на Д7’ =
в Гж — Т, и ее состояние внутри объема не успевает следовать за
изменением состояния поверхностного слоя.
В результате давление в паровой полости оказывается ниже
равновесного давления при температуре жидкости, соответственно
ниже и плотность откачиваемых паров. В итоге производительность
системы уменьшается, и время вакуумирования увеличивается.
Влияние неравновесное™ менее существенно, когда жидкость кипит
во всем объеме, при этом ДУ = 1,5 ... 1,7 К, потери вследствие
неравновесности обычно составляют 10—15 % (эти цифры харак-
терны для вакуумирования жидкого водорода). При вакуумировании
жидких кислорода и азота устанавливается менее благоприятный
режим поверхностного испарения, жидкость хуже перемешивается,
при этом ДТ = 5 ... 6 К, потери увеличиваются в 2 раза.
Выдача криогенных продуктов из резервуара потребителю осу-
ществляется путем их вытеснения из резервуаров либо газом наддува,
либо с помощью насосов. В обоих случаях над зеркалом жидкости
создается давление, увеличивающее недогрев жидкости до темпера-
туры насыщения. При выдаче продукта путем его вытеснения
повышение давления должно компенсировать гидравлические потери
в магистралях; при насосной подаче — обеспечить бескавитационную
работу насоса. В качестве газа, используемого для наддува, обычно
применяют газообразные криопродукты.
При анализе процесса опорожнения резервуара практический
интерес представляет определение температуры продукта и расхода
газа наддува для поддержания в паровом пространстве необходимого
давления. В резервуаре происходит комплекс процессов; перемеши-
вание газа, тепло- и массообмен газа с зеркалом жидкости и со
стенками, образование и стекание пленки конденсата, движение
зеркала жидкости с воронкообразованием.
556
При повышении давления в резервуаре жидкость становится
недогретой до температуры насыщения (Т < Ts), в результате на
зеркале жидкости конденсируется пар криопродукта. Однако
температурное расслоение и формирование теплого слоя у
поверхности жидкости, что характерно для криогенных продуктов,
позволяет осуществить процесс вытеснения парами рабочей жидкос-
ти. При проектировании сосудов предусматривают специальные
конструктивные меры, исключающие разрушение теплого слоя —
непосредственное воздействие газовых струй на поверхность жидкос-
ти и образование воронок над сливными патрубками.
Ввод газа наддува осуществляется через коллектор, представля-
ющий собой горизонтальную перфорированную трубу с заглушен-
ными торцами в горизонтальных резервуарах или кольцевую трубу
в вертикальных резервуарах. Отверстия перфорации расположены
в верхней части трубы, что обеспечивает истечение газа в виде
отдельных струй вертикально вверх и их торможение у стенки
купола. Для снижения скоростного напора суммарная площадь
отверстий должна быть соизмерима с площадью проходного сечения
подводящей трубы. Диаметр отверстий выбирают с учетом равенства
расходов газа через каждое отверстие при изменяющемся стати-
ческом давлении по длине коллектора.
На расход газа наддува и остаточный уровень жидкости, исключа-
ющий «проскок» газа в магистраль, большое влияние оказывает
образование воронок над заборными патрубками сосудов. Механизм
образования вихревых самопроизвольных воронок сложен. Извест-
но, что значительное влияние на формирование вихревых воронок
оказывают конвективное движение жидкости, сформировавшееся
к началу опорожнения резервуара, геометрия сливной магистрали
и гидродинамические процессы. При образовании воронки скорость
снижения уровня жидкости над сливным патрубком превышает сред-
нюю скорость снижения уровня в сосуде и при некоторой крити-
ческой высоте Нкр газ начинает поступать в сливную магистраль.
Исходя из предположения о равномерном подводе жидкости к
сливному отверстию в плоском днище по полусфере, можно записать
= (516)
где И*? — высота уровня в момент проскока газа в сливную трубу;
% — скорость жидкости на границе полусферы радиусом R, равным
К*? в момент проскока газа: wc «'V 2g Нкр; D — диаметр сливного
отверстия; w — скорость жидкости в трубе.
557
Если учесть, что критерий фруда Fr = w*/(gD), получим
H^D-AK. (5.17)
Значения коэффициента А = 0,4 и показателя степени п = 0,285
определены экспериментально.
Для уменьшения критической высоты существует ряд методов
и устройств: увеличение диаметра сливного патрубка, установка над
отверстием радиальных ребер, тарелей, конусов, цилиндрических
стержней и др. (рис. 5.40). При выдаче жидкости через отверстие
в днище сосуда над заборным патрубком устанавливают тарель
(рис. 5.40, б и в). Критическая высота в этом случае
= [о,416 - 0,024 - + (0.4 + 0,312 ^-\ lg ^-]fi®-285,(5.18)
D I D 1 D ' D J
где D — диаметр патрубка; DT — диаметр тарели; В* — высота
установки тарели.
Значительное уменьшение высоты установки тарели по сравнению
с Нт — 0,25 D нецелесообразно, так как это приводит к увеличению
гидравлического сопротивления заборного устройства. При выдаче жид-
кости через верх сосуда, что характерно для криогенных продуктов,
обычно ограничиваются расширением заборной трубы (рис. 5.40, г).
Рис. 5.40. Типовые конструкции заборных
устройств в криогенных резервуарах:
с — цилиндрический гаситель; б — тарель;
в — тарель с радиальными ребрами, г —
расширенный патрубок при верхней выдаче
жидкости
558
Прогрев верхнего слоя жидкости в процессе выдачи продукта
можно определить путем решения уравнения теплопроводности для
полуограниченного тела. Влияние конвекции учитывают введением
эквивалентной теплопроводности Хэ — бХ и эквивалентной темпера-
туропроводности аа = Х^рс = ее, где е — экспериментальный
коэффициент:
гт^)= (5.19)
гт ее
При повышении давления в резервуаре температура на поверх-
ности жидкости становится равной температуре насыщения Та и
остается в дальнейшем постоянной. В связи с этим начальные и
граничные условия можно записать в виде 7\z, 0) = То, ДО, t) = Ts.
Решение уравнения теплопроводности при этих краевых условиях
может быть выражено специальной функцией
^0-^ =erfz
Г0-^ '2^Fo/
Здесь Fo = figt/z2 — число Фурье, в котором z — текущая
координата от поверхности раздела фаз в глубь жидкости.
Значение экспериментального коэффициента с зависит от конст-
руктивных особенностей сосуда, узла ввода газа наддува и скорости
опорожнения резервуара: е = 1... 10. Согласно расчетным темпера-
турным кривым (рис. 5.41) основная масса жидкости за время
Расход газа наддува определяется комплексом процессов, проис-
ходящих в сосуде, из которых наиболее важен тепломассообмен газа
с поверхностью жидкости и стенками. При описании процесса в
этом случае обычно пренебрегают теплопритоком из окружающей
среды, теплопередачей вдоль стенки и изменением температуры по
ее толщине. Кроме того считают, что теплоотдача от газа к стенкам
определяется зависимостями для свободной конвекции, и темпера-
туру жидкости на поверхности раздела фаз принимают равной тем-
пературе насыщения, соответствующей давлению в паровом прост-
ранстве.
Температуру газа наддува принимают переменной во времени и
постоянной по объему (рис. 5.42, а). Существуют более сложные
модели с распределенными параметрами, например, температура газа
переменна по вертикальной координате и постоянна по горизонталь-
ной (рис. 5.42, б). Такая модель дает более полное описание про-
цессов. Однако в обеих моделях широко используются экспери-
ментальные зависимости.
Для наиболее распространенного случая, когда в качестве газа
наддува используются пары рабочей жидкости, процесс описывается
следующей системой уравнений:
уравнение сохранения массы газа
+ (МП
где GBX, GK и Gf — массовые расходы поступающего газа, газа,
конденсирующегося на стенках и поверхности жидкости (при
испарении со знаком +); Г — объем парового пространства;
о) S)
Рис. 5.42. Расчетные модели изменения температуры газа и стенки:
с сосредоточенными (в) и распределенными (б) параметрами
560
уравнение сохранения энергии газа
рс/ 7 = <г. - 7) + <ь К(Т, - 7); (5-22)
dr 1 J
уравнение сохранения энергии стенки
(ftp),, ^=а.Л.(Т-Г„); (5.23)
dr
уравнение состояния газа
Р = Р (Л Т). (5.24)
Здесь Тк — температура стенок, контактирующих с газом; а. и aw —
коэффициенты теплоотдачи от газа к зеркалу жидкости и стенке,
причем (Fcp)w — площадь сечения стенки сосуда, теплоемкость и
плотность материала стенок.
Начальные и граничные условия имеют вид:
7(0) = Т„(0) = Тм; р(0) = р0; = У, (т) при Tm = f2 (т);
^=/,(т); Т,(9,т) = Г,
ат
Расход газа при конденсации на стенках сосуда определяется
выражением
где 8 — толщина стенки; dF./dr — скорость прироста поверхности,
омываемой газом.
Расход газа на конденсацию на поверхности жидкости находят
из соотношения
-L =--------±--------------- = —— (5.26)
где Ff— площадь поверхности зеркала жидкости; (<^)ж — тепловой
поток от поверхности в глубь жидкости; qf — тепловой поток от
газа к зеркалу жидкости; Хэ — экспериментальный коэффициент
теплопроводности, учитывающий конвекцию жидкости.
Если (?у)ж > qj, происходит конденсация газа на зеркале жид-
кости: если (<^)ж < qf — испарение
’Ь -Л1 6675 561
Например, наиболее типичным является режим, при котором в
процессе достаточно быстрого опорожнения вертикального резер-
вуара, газ наддува конденсируется, стекает с холодной стенки, осво- 1
бождающейся от жидкости, и испаряется на зеркале жидкости. |
Численные методы расчета по рассмотренной модели и по модели
с распределенными параметрами показали сильную зависимость
конечных результатов от правильности оценки коэффициентов
теплоотдачи. Это привело к появлению работ, в которых предло-
жены эмпирические зависимости. Так, при достаточно медленном j
вытеснении кислорода и азота парами этих же жидкостей, когда
температура газа и стенки уравниваются, эмпирическая зависимость
имеет вид
Л/ — Л/и
1,8
1g
hl Т,
(5.27)
44 ср
где М— количество газа, необходимое для вытеснения криогенной
жидкости; — количество газа, необходимое при изотермическом
процессе вытеснения: Мн ~ = ДГр0; р0 — плотность
газа при Т = и р = 0,1 МПа; ск — теплоемкость металла стенки
ПРИ Т= (Гте + 7})/2; Л<к — количество газа, сконденсировавшегося
на стенке:
Мк = с„ Ч - Ъ/г (5.28)
С практической точки зрения этот случай интересен тем, что
определяется максимальный расход газа на вытеснение жидкости
из резервуаров криогенных хранилищ.
§ 5.6. ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ ЖИДКИХ КРИОГЕННЫХ
ПРОДУКТОВ ПО МАГИСТРАЛЯМ
Транспортирование по магистралям криогенных жидкостей с
требуемыми параметрами возможно только после охлаждения
конструкции, когда резко сокращаются теплопритоки, исключается
образование паровой фазы и стабилизируется режим. Наличие самой
совершенной изоляции не исключает прогрева транспортируемой
жидкости по длине трубопровода. В то же время применение
изоляции современных типов и предварительного охлаждения
жидкости, а также повышение давления в системе позволяет
транспортировать криогенные жидкости по весьма протяженным
магистралям. Когда на некотором расстоянии жидкость достигает
состояния насыщения T(z) = Ts(z), начинается ее испарение, и при
562
сохранении перепада давлений расход продукта резко уменьшается.
Таким образом, расчет параметров однофазных потоков криогенных
продуктов связан с определением не только потерь давления, как
для высококипящих жидкостей, но и температуры продукта и
температуры его насыщения. Расчет параметров двухфазного потока,
когда происходит образование паровой фазы, резко усложняется,
поскольку при этом реализуются несколько режимов течения,
которые изменяются по длине магистрали в результате увеличения
паросодержания. Изменение давления по длине магистрали при
транспортировании однофазной жидкости описывается уравнением
Бернулли:
(5 29)
Экспериментально показано, что коэффициенты трения и
местные сопротивления ^для однофазных потоков азота и кисло-
рода могут быть определены по формулам, полученным для высоко-
кипящих жидкостей и, в частности, для воды. В области больших
чисел Рейнолвдса (Re > 10s) коэффициенты трения при транспорти-
ровании жидких кислорода и азота по трубам из коррозионно-
стойких сталей составляют = 0,015... 0,020.
Температуру насыщения продукта, зависящую только от давле-
ния: Tf- f (р), определяют экспериментально и представляют в
форме таблиц, графических или аналитических зависимостей.
Температуру продукта в произвольном сечении магистрали для
поточной системы определяют из уравнения энергетического баланса
dq = di + dw1/! + dh, (5.30)
где dq — количество теплоты, подведенное к жидкости из окру-
жающей среды; di, dw2/! adh— изменения энтальпии, кинетической
и потенциальной энергий потока.
С учетом уравнений термодинамики
уравнение (5.30) принимает вид
ср dT-dq+ [(||Ц ср - v\dp -^--dh. (5.31)
563
После интегрирования получим
Р\
(5.32)
— дифференциальный эффект
Джоуля—Томсона.
Из уравнения (5 32) следует, что изменение температуры жид-
кости в горизонтальном трубопроводе постоянного сечения происхо-1
дит вследствие теплопритока из окружающей среды и дроссель-
эффекта, обусловленного потерями давления в магистрали.
Для криогенных жидкостей при давлении, близком к атмосферно-
му, величина (ЗТ/ор) имеет отрицательное значение (табл. 5.3).
Следовательно, при дросселировании криогенных жидкостей в
процессе транспортирования по магистралям (даже без внешнего
теплопритока) их темперапура повышается. Однако абсолютные зна-
чения повышения температуры вследствие дросселирования потока
малы по сравнению с приростом температуры насыщения при повы-
шении давления, например, от 0,1 до 0,2 МПа (см. табл. 5.3). Это
свойство широко используется в криогенных технологиях для обес-
печения однофазности потока.
Промышленные криогенные системы, как правило, обеспечивают
криопродуктом ряд потребителей с разными значениями параметров
и имеют сложные схемы. При гидродинамических и тепловых расче-
тах сложную сеть криогенных магистралей сводят к нескольким
5.3. Повышение температуры насыщения криогенных жидкостей при
росте давления и дифференциальный эффект Джоуля-Томсона
Жидкий продукт Температура, К, при 0,1 МПа ДГ, К (дТ/др),, К/МПй
СН4 112 9 -0,36
°2 90 7 -0,32
Аг 88 8 -0,37
N2 77 7 -0,36
Hj 20.3 2,4 -1,12
Не 4,2 0,8 -0,6
564
1’нс. 5-43. Кривые изменения параметров криогенной жидкости при ее вытеснении
из резервуара и транспортировании по магистрали:
I — криогенный резервуар. If — насос; III — потребитель
расчетным схемам. На рис. 5.43 показана расчетная схема, обеспечи-
вающая выдачу потребителю жидкого криогенного продукта с
заданными параметрами. Перед проведением технологических опе-
раций по выдаче продукта параметры равновесны и температура
жидкости соответствует температуре насыщения = Ts и р = рхр.
После увеличения давления в паровом пространстве резервуара до
значения pQ и в процессе его опорожнения температура жидкости
повышается до То вследствие изоэнтропного сжатия, теплообмена
с газом наддува и теплопритока из окружающей среды. Однако
температура насыщения повышается при увеличении давления на
значительно большую величину, и жидкость становится сущест-
венно недоцретой: То < Ts (см. табл. 5.3).
При выдаче жидкости из резервуара диссипативные потери
энергии практически отсутствуют и температура жидкости повы-
шается вследствие изоэнтропного сжатия и теплопритока через
изоляцию q} и теплообмена с газом наддува <?2:
Ра
565
Время выдачи криогенных продуктов потребителю обычно не
превышает нескольких часов. При современной тепловой защите
криогенных резервуаров можно пренебречь повышением темпе-
ратуры жидкости вследствие внешнего теплопритока за время опо-
рожнения, поскольку обычно оно не превышает 0,01 ... 0,05 К.
На входе в насос давление понижается на величину сопротивле-
ния всасывающего участка магистрали до значения рь температура
возрастает и недогрев жидкости Тл — 1\ уменьшается. Если
недогрев жидкости на входе в насос меньше допустимого, то насос
обычно заглубляют. Давление после насоса возрастает до значения
и соответственно повышается температура насыщения Тл.
Температура жидкости также повышается в результате изоэнтроп-
ного сжатия, диссипативных потерь в насосе и теплопритока из
окружающей среды, но в целом недогрев жидкости существенно
возрастает. Изменение температуры жидкости в насосе с учетом
объемных и гидравлических потерь можно представить в виде
- Т, = + JI fe) ф + (2 _ (5.34)
6 С p‘cr BT" С 11
где Qt 2 — теплоприток к жидкости в насосе в единицу времени;
т] — КПД насоса.
Для современных конструкций центробежных насосов значения
КПД составляют 60 — 80 %. Следовательно, 40 — 20 % подве-
денной энергии расходуется на прогрев жидкости в насосе, а осталь-
ная ее часть идет на совершение полезной работы по перемещению
продукта по магистрали и также переходит в теплоту. Прогрев
жидкости в насосе вследствие теплопритока из окружающей среды
обычно не превышает 0,01 К даже для плохо изолированных
агрегатов. Основная цель применения качественной изоляции
насосов заключается не в уменьшении прогрева транспортируемой
жидкости, а в поддержании насосов в охлажденном состоянии,
что обеспечивает их надежную работу при запуске. Если же
требуемые параметры продукта могут быть реализованы при малых
значениях давления (р < 0,5 ... 1,0 МПа), то создание необходимого
напора осуществляется путем повышения давления в резервуаре
парами рабочего продукта. Такой способ обеспечивает минималь-
ный прогрев жидкости.
566
Выражение для определения температуры продукта в конце
нагнетательного трубопровода в соответствии с уравнением (5.31)
можно представить в виде
Г] = Г2 + + Г (JL) dp^~ (5.35)
CCpfJC/ST,
где Q2.3 — внешний теплоприток на участке нагнетания; h2, Л3 —
высота расположения сечений.
Аналогичное уравнение можно записать и для всасывающего
участка магистрали.
Решив систему уравнений (5.33)—(5.35), получим зависимость,
определяющую температуру криопродукта, поступающего к потре-
бителю, от ее значения на входе в хранилище:
(5.36)
<ftc Р,) (7 -*) + у [(А< -Ч)«+ + '
р 1 р
Если подача жидкости осуществляется путем ее вытеснения из
резервуара, то в уравнении (5.36) коэффициент т], учитывающий
необратимые потери в насосе, теряет физический смысл и формально
становится равным единице.
Для практических расчетов выражение (5.36) можно существенно
упростить. В частности, можно пренебречь кинетической энергией
потока, перепадом давлений во всасывающем трубопроводе по
сравнению с давлением на участке нагнетания, а также разницей
давлений рй и р3.
Хранилище жидких криогенных продуктов, включающее резер-
вуары, насос н соответствующую запорно-регулирующую арматуру,
обычно монтируется единым блоком, и параметры на выходе из
насоса (р2, Т2) по существу являются параметрами продукта на
выходе из хранилища (дхр, 7^), а на выходе из магистрали у потре-
7„„-
567
С учетом этих упрощений получим
Рвых
7.__ гг Q An V^bx Рвых) (^вх ^въа)^ ,гт
TV~T^- -------— —d Ф--------------------------------.(537)
G с J с ' дТр с с
Р»
где Q — суммарный внешний теплоприток к магистрали в единицу
времени.
Для большинства систем с насосной подачей продукта разница
давлений рвых — р0 по абсолютному значению намного меньше
перепада давлений по длине магистрали: |рвых — р0| ркр — рвых,
поэтому можно пренебречь температурным эффектом при изоэнтро-
пном изменении давления. Тоща для горизонтального трубопровода
длиной I получим
(5.38)
Gcr
где q — средняя плотность теплового потока через изоляцию, Вт/м2.
Последний член в уравнении (5.38) представляет прирост темпе-
ратуры продукта от внутренних тепловыделений при переходе
работы сжатия в теплоту.
Тогда зависимость для расчета прогрева жидкости в магистрали
с учетом уравнения Бернулли (5.29) можно записать в виде
Ср (^ВЫХ- _ 51 + А + $£ \ 0
4D рм> 2 '
Соответствующие расчетные кривые прогрева основных криоген-
ных жидкостей, транспортируемых по магистралям с разным числом
местных сопротивлений и при различных значениях теплопритока
из окружающей среды, в зависимости от скорости потока показаны
на рис. 5.44. Принятые плотности тепловых потоков соответствуют
наиболее характерным видам изоляции. Ход кривых свидетельствует
о том, что скорость потока оказывает существенное влияние на
прогрев жидкости. Кривые прогрева жидкости имеют четко выра-
женный минимум, соответствующий определенной скорости потока
жидкости, которую назовем оптимальной.
Понятие оптимальной скорости транспортирования ориентирует
разработчика криогенных систем в выборе скорости потока. Откло-
нение реальной скорости транспортирования от оптимальной зависит
568
‘)
Рис. 5. 44. Кривые прогрева жид-
кого криопродукта на одном калиб-
ре трубы в зависимости от скорости
потока при различных значениях
параметра А = E^Qd/D):
а — кислород, б — водород, в —
гелий
------q = 0,2 Вт/м2;
------д = 20 Вт/м2;
------<7 = 200 Вт/м2
от целого ряда факторов и в большинстве случаев объясняется
необходимостью использования унифицированного ряда диаметров
трубопроводов. Прн этом целесообразно с учетом располагаемого
напора выбирать ближайший меньший диаметр. Такой подход не
приводит к существенному прогреву жидкости, а сокращает габа-
риты оборудования и обеспечивает меньший прогрев продукта, если
теплоприток превышает расчетный.
569
Оптимальную скорость потока криогенной жидкости можно
получить в соответствии с правилом нахождения экстремального
значения функции (5.39):
5 X I , и ра/2 an a I i л \*/2
VT (/> ” <5'4°)
Анализ уравнения (5.40) показывает, что в магистралях с отно-
сительно небольшим числом местных сопротивлений, для которых
справедливо условие «К 1/D, оптимальную скорость можно
определить из соотношения
Ч.Х- I.17 (-fJ-),/3- (5.41)
'Ч₽
При значении комплекса ^/(Хц, 1/D) < 0,4 погрешность опре-
деления оптимальной скорости не превышает 10 %. Для магистралей
со значительными местными сопротивлениями оптимальную ско-
рость можно рассчитывать по формуле
[_______<?П 11/3
I^pKi+o^/^z/dmI
(5.42)
Чо =
Пример 5.2, Определить параметры кислорода на входе в магистраль и ее
диаметр при условиях: требуемая потребителем температура на выходе из магист-
рали 7СЬК = 90 К; давление на выходе рвых = 0,11 МПа.
Расход кислорода G = 15 000 кг/ч; длина магистрали / = 1200 м, труба из
коррозионно-стойкой стали 12Х18Н1ОТ и = 0,02; суммарный коэффициент мест-
ного сопротивления = 45; средняя плотность теплопритока из окружающей среды
д = 20 Вт/м2, удельная теплоемкость жидкого кислорода ср = 1,7 • 103 Дж/(кг • К);
плотность жидкого кислорода р = 1140 кг/м3.
I Оптимальная скорость транспортирования, обеспечивающая минимальный
прогрев продукта, для случая, когда влияние местных сопротивлений мало,
т е. при V- £ 0,4 IJD и при условии т] = Г
w0.x=I,17
.17 ( 201 )И =
'0,02-1140'
1,12 м/с
Диаметр магистрали, соответствующий данной скорости потока:
4-150°°
“Ьа тг-1140-1,12-3600
= 6,45- 1(Г2м
Проверяем условие V < 0,4 1/D и при необходимости используем урав-
нение (5.42)
45-6.45-1СГ2
------- =------------------0,12 < 0,4.
K^IJD 0,02-1200
570
Уточнения не требуется. Ближайший диметр из рада нормализованных 56*2.
Скорость транспортирования по трубе с = 52 мм
4G 4-15000 , ,
w =----— —------------------= 1,72 м/с.
лР2р 3600 п-522-10^-1140
2. Давление на входе в магистраль (на выходе из хранилища), обеспечи-
вающее требуемый расход и давление на входе к потребителю:
, к , 0,02-1200s 1140-1,72’
Р = Uy + —) — = 0,11 • 10* +(45 +---------г --------= 0.964 МПа.
Рвх /'вых р J 2 ' 52-10'1' 2
3. Температура кислорода на входе в магистраль
qr.Dl p„-paax 20-л-52-КГ’-1200-3600 (0,964 - 0,11)• 10*
т = т-----------------=90------------------------------------=
ю Gcp ре, 15000* 1,7-10’ 1140-1,7-105
= 90 — 0,55 — 0,44 в 89 К.
Таким образом, влияние местных сопротивлений (45 %) на повышение
температуры криопродукта соизмеримо с влиянием теплопритоков из окру-
жающей среды (55 %)
§ 5.7. НЕУСТАНОВИВШИЕСЯ ПРОЦЕССЫ В ЖИДКОСТНЫХ
КРИОГЕННЫХ СИСТЕМАХ
На переходных режимах работы криогенных систем наряду с
процессами, характерными для неустановившегося движения одно-
фазной высококипящей жидкости, возникают процессы типичные
только для криогенных систем. Их многообразие и возможность
появления при этом интенсивных динамических нагрузок зачастую
приводили к отказам систем.
При расчете гидравлических систем принимают следующие
допущения:
система находится в изотермических условиях;
сжимаемая жидкость без паровых и газовых включений;
протяженность трубопроводов существенно больше их диаметров.
Уравнения движения и неразрывности в одномерной постановке
задачи имеют вид
Wim) + „ а№»’) + (1 + 8) /Ф = о- (из,
5т 5z Sz
d(/p) + d(/pw) = 0 «44)
5т dz
Где f— площадь поперечного сечения трубы; S—— потери давления
3z
в потоке, обусловленные трением и деформированием профиля
скоростей
571
Согласно теории Жуковского
Р = РоЬ + <г> - р0)/^ ];
/=Л,[| + *(р-₽о>/£1
где К* — модуль объемного сжатия жидкости; к — безразмерный
коэффициент, зависящий от формы сечения и толщины стенок;
для тонкостенных труб к = d/Ъ; Е — модуль упругости материала
трубы.
Изменения давления (р — р0) малы по сравнению со значениями
Е и К* (например, для стали Е = 2 -105 МПа, для воды К* =
= 2 • 103 МПа). Это позволяет пренебречь членом к(р — р0)/(7^,£)
и записать произведение /р в виде
/Р = А Ро 11 + 0/*^ + VO I" - />„)( (5.45)
Продифференцировав уравнение (5.45), получим
дУ& _ 1 к \ др Jo Ро дР
fo Ро ( + )
ft ' К*. Е' ft К ft
(5.46)
где К= Е/(Е + к К*) — приведенный модуль объемного сжатия,
учитывающий упругость стенок трубы.
В рассматриваемых системах скорость движения жидкости
обычно не превышает 10 м/с, что существенно меньше скорости
звука в жидкости а = 103 м/с. При этом условии скорость рас-
пространения звука в жидкости, текущей в трубе, можно предста-
вить в форме зависимости для скорости звука в неподвижной
жидкости: а2 — К/рс .
Тоща уравнение (5.46) примет вад
3(/Р) _ 1 др
ft a2 ft
(5.47)
В целях дальнейшего упрощения можно пренебречь конвектив-
ными членами wdw/dzvt wtjp/fti, поскольку рассматриваются малые
дозвуковые скорости потока, а также считать плошадь сечения
трубопровода постоянной по его длине.
При определении потерь давления 8 ф/б? используют гипотезу
квазистационарности, поскольку криогенные жидкости маловязки.
Прн этом результаты расчета подтверждаются экспериментами.
572
С учетом введенных допущений уравнения (5 43) и (5.44) можно
представить в виде
= ф + w М .
Р дт dz 2d
8w _ 1 др
Р dz а2 дт
(5.48)
(5.49)
Принятые допущения ограничивают область применения урав-
нений (5.48)—(5.49). Проверка показала, что результаты расчета
хорошо согласуются с экспериментальными данными при давлении
до 100 МПа.
Транспортирование криогенных жидкостей по магистралям
сопровождается непрерывным прогревом продукта под воздействием
теплопритока Q из окружающей среды и диссипативных процессов.
В связи с этим уравнения (5.48) и (5.49) следует дополнить третьим
уравнением, учитывающим тепловое состояние жидкости:
ДГ + „,-|Г- 0. (5.50)
дт dz
На практике в зависимости от конкретных условий задачи эти
уравнения существенно упрощаются.
Так, при быстро изменяющихся параметрах процесса, определя-
емых временем распространения акустической волны в потоке
жидкости, можно пренебречь влиянием теплопритока и использовать
уравнения (5.48) и (5.49). Интегрирование системы этих дифферен-
циальных уравнений гиперболического типа заменяется интегриро-
ванием уравнений характеристик
X liv! IV
dp ± р o(z) dw + р — dz = 0. (5.51)
2d
Для простого трубопровода постоянного диаметра с постоянной
толщиной стенки можно принять а = const, тогда уравнение (5.51)
примет простой вид. При численном интегрировании его можно
записать в конечных разностях:
₽.J - й-и-1 - Р'Ф’., - “i-ij-i! + р и " 0: <5 52>
й, - + р <5.53)
573
Здесь индекс i соответствует моменту времени, J — сечению; Л’
— расстояние между соседними сечениями, которое выбирают таким
образом, чтобы время пробега акустической волны т. = l\z]a было
постоянным и все неоднородности находились в сечениях j.
Результат решения волнового уравнения методом характеристик
отражает реальный физический процесс распространения единичного
возмущения в одну и другую сторону со скоростью звука.
В случаях, когда параметры потока изменяются медленно, т.е.
их изменения за время пробега акустической волной двойной длины
L трубопровода малы
—« 1.
(hap
уравнения (5.48)—(5.49) сводятся к уравнению Бернулли
^+(1 + ^+V)t ~~-°- <5Л>
ат ' а ' 2 р
а уравнение (5.50) можно представить в виде
G 8Т , 8Т _ , .с
-— св —— + G с —— — кда . (5.55)
w р 8т р dz ' '
Сложные процессы, когда все параметры изменяются то медлен-
но, то быстро, следует рассматривать как совокупность ряда процес-
сов, для каждого из которых должна быть построена своя матема-
тическая модель.
Неустановившиеся процессы, характерные для криогенных сис-
тем, определяются специфическими свойствами продукта и связаны
с различными формами образования паровой фазы и ее поведением
на переходных режимах работы систем. Образование паровой фазы
происходит:
в потоке, если жидкость прогревается до температуры насыщения;
в магистрали перед подачей в нее продукта; в застойных зонах
при транспортировании недогретой жидкости, если на отдельных
участках магистрали местная скорость мала;
перед запорной арматурой после прекращения циркуляции
жидкости;
в опускных трубопроводах после гейзерного выброса жидкости.
Анализ процессов связан с совместным рассмотрением неустано-
вившегося движения жидкости, нестационарного тепло- и массо-
обмена, а также переходных процессов, характеризующих работу
запорно-регулирующей арматуры и других устройств. Параметры
процессов при образовании и заполнении паровых полостей зависят
574
от температуры жидкости, пара и стенок конструкции и размера
паровой полости. В процессе эксплуатации каждый из факторов
может изменяться в широких пределах и, следовательно, в каждом
случае существует такое сочетание параметров, при котором
динамические нагрузки будут экстремальными.
Образование паровой фазы в объеме жидкости. Если основной
объем транспортируемой жидкости прогревается до температуры
насыщения Ts, увеличивается ее сжимаемость и соответственно
уменьшается скорость звука. Зависимость скорости звука в «пузырь-
ковой» смеси воздуха и воды для адиабатного процесса опреде-
ляется зависимостью
°см = <Р + 4 °/3 Л)Л(! — <р) Ф P*L (5-65)
где р — давление в системе, Па; о — коэффициент поверхностного
натяжения на границе раздела фаз, Н/м; R—радиус включений, м;
Ф — объемное паросодержание; р’ — плотность жидкости, кг/м3.
Экспериментально установлено, что вследствие нестационарное™
талловых эффектов, сопутствующих прохождению акустической вол-
ны, при высоких частотах, процесс приближается к адиабатному (кри-
вая 7), при низких — к изотермическому (кривая 2 на рис. 5.45).
Однако при этом значения скорости различаются незначительно.
Динамические эффекты, возникающие при образовании паровой
фазы в объеме жидкости, вырождаются. Однако столь малые значе-
ния скорости звука (ссм » 20 м/с) часто приводят к «запиранию»
магистрали, когда жидкость прогревается до температуры насыщения,
575
Подача криогенной жидкости в теплую магистраль. В процессе
эксплуатации криогенных систем периодически наблюдаются ситуа-
ции, когда жидкость с большим расходом поступает в теплую маги-
страль — это плановые операции при скоростной заправке различных
потребителей, а также аварийные сливы при срабатывании предохра-
нительных устройств.
При подаче недогретой жидкости из расходного резервуара под
избыточным давлением или под напором насоса в теплую магистраль
на начальном участке реализуется стержневой режим пленочного
кипения. Наличие тонкого парового подслоя приводит к уменьше-
нию коэффициента трения и не оказывает существенного влияния
на плотность и скорость звука в потоке жидкости. Реализация всего
располагаемого перепада давлений на коротком отрезке магистрали,
заполненной жидкостью, обусловливает большую начальную ско-
рость потока; его встреча с местным сопротивлением сопровож-
дается интенсивным повышением давления
По мере продвижения жидкости по магистрали и ее прогрева
поток «распадается», и если пропускная способность магистрали по
пару становится недостаточной, наступает режим запирания с повы-
шением давления и обратным выбросом жидкости в резервуар.
Математическое описание неустановившижя процессов при запол-
нении незахоложенной магистрали криогенной жидкостью в общей
постановке сводится к решению сопряженной задачи «стенка магист-
рали — двухфазный неравновесный поток», в которой рассматрива-
ются совместно уравнения энергии для стенки и система уравнений
сохранения массы, импульса и энергии для двухфазного потока.
Результаты экспериментальных исследований показывают, что
наибольшие динамические нагрузки возникают на этапе первого
броска жидкости. Следовательно, для расчетной оценки максималь-
ной нагрузки можно ограничиться рассмотрением первого цикла
колебаний. В целях дальнейшего упрощения постановки задачи
рассмотрим прямой горизонтальный трубопровод постоянного сече-
ния, на входе в который установлен клапан с заданным законом
открытия = £ (т); начальная температура стенки трубы постоянна
по длине = const и не изменяется в течение первого цикла
колебаний расхода и давления. Предположим, что граница между
жидкостью и паром плоская, и на ней происходят скачкообразные
изменения плотности, скорости, давления и температуры, а образу-
ющийся пар удаляется через открытый конец трубопровода в
соответствии с закономерностями адиабатного и квазиустановив-
шегося течения. Примем также, что после прогрева жидкости до
576
температуры насыщения плотность теплового потока постоянна, а
поверхность теплообмена корректируется с помощью поправочного
коэффициента, учитывающего увеличение объема продукта вследст-
вие уменьшения его плотности при образовании паровой фазы. С
учетом принятых допущений рассмотрим следующую систему
расчетных уравнений.
Движение недогретой жидкости описывается уравнением Бернул-
ли, поскольку изменение параметров потока происходит плавно и
волновыми явлениями можно пренебречь:
[₽!г + р“’-^ + (1 + 8)4й =о (5-57)
L дт dz oz JT.
После подстановки граничных условий р^ = р0; = 0 и
интегрирования уравнения (5.57) по координате и по времени в
пределах временнбго шага Дт — ти1 — принимая в этом времен-
ном интервале рж = const и ди/дт = w dw/dz, получим
А., -»?, -*-+(!- -S- ) -^ . (5.58)
' Zi+1 ' Р
где w- a z- — скорость потока и координата фронта жидкости в
момент времени tp Apf = р0 — pz — [1 + £(?,) + \р
§(т.) — коэффициент сопротивления клапана.
С достаточной степенью точности можно принять £ = £0 (S/iSJj)2,
где £ и — коэффициент сопротивления и площадь проходного
сечения полностью открытого клапана. Для линейного по времени
закона открытия клапана это выражение принимает вид £ = £(то к/т)
при т < то к и £, = при х > хок, где то к — время полного открытия
клапана.
На участке магистрали, на котором жидкость еще не достигла
состояния насыщения, весь тепловой поток вдет на ее прогрев. Для
каждого временного интервала Дт = т?+1 — т. температура жидкости
определяется уравнением
Тл,.-Т,,+9 4ат— - (5.59)
Здесь
9 (Г - T)Re0,8 Ргг°-4, (5.60)
а
где хг — коэффициент теплопроводности.
Свойства пара в уравнении (5.58) выбирают при температуре
Г=0,5(Т„+ ГД
’'-№(>675 577
При достижении фронтом потока температуры насыщения начи-
нается интенсивная генерация пара. Скорость генерации на j-m
участке при прогреве жидкости до температуры насыщения опреде-
ляется уравнением
R Q
Gri,j~ °.5 + vj - Ч) (5-6|>
*г 'ж
где R — эмпирический коэффициент, учитывающий влияние
паросодержания на генерацию пара — “разбухание” жидкости:
R = ехр [- 12,4 (х^ - <1,254)’|, (5.62)
х — массовое паросодержание; qn — плотность теплового потока от
стенки (для жидкого азота qw = 4 • 104 Вт/м2); 1Г и /ж — энтальпия
газа и жидкости на линии насыщения.
Соотношения на поверхности раздела фаз, представляющие собой
внутренние граничные условия задачи, получаем из уравнения
сохранения количества движения на фронте жидкости, которое в
пределах каждого временибго шага имеет вид
Соотношение давлений по длине газового адиабатного потока
для каждого временного шага представляем в виде
Р., - Чы, [ Ч-№-1)«^|1/2
Ц 1 11- (* - 1)М2,/2 j
где Мг и Л/нь.х — средние значения чисел Маха на границе жидкость-
газ и на выходе в каждом интервале времени; к, — показатель
адиабаты.
Значение /Ц)ЬН определяем из уравнения стационарного, адиаба-
тически сжимаемого потока идеального газа
1 1 *+1 + №-«)«,L/2J
-------=------------------1П-------------------, (5.65)
d км? км,\„ 2к ч2ю[1+(*-1)Ч2/21
где L — длина магистрали.
Рассматриваемая методика расчета первого пика давления,
несмотря на допущение, что эвакуация паров осуществляется только
через открытый конец трубопровода, дает удовлетворительное
совпадение расчетных и экспериментальных данных и позволяет
578
Рис. 546. Кривые изменения параметров неустя1ювмыиихся процессов при подаче
криогенной жидкости в протяженный незахоложенный трубопровод (L = 36 м,
d = 0,02 м, концевая диафрагма диаметром 0,01 м)
проанализировать параметры процесса в зависимости от закона
открытия клапана, температуры и давления жидкости. Характерная
запись параметров потока — скорости и давления — при подаче
жидкого азота в протяженную незахоложенную магистраль при-
ведена на рис. 5.46.
Во всех экспериментах первые пики давления были максималь-
ными. Их амплитуда рП1ах существенно зависела от давления pt на
входе в трубопровод, температуры жидкости и особенно температуры
головного участка (рис. 5.47), а также пропускной способности
магистрали по газу — размера диафрагмы на выходе
Следует отметить, что увели-
чение сопротивления магистра- Рта»1
ли эквивалентно увеличению ее
длины, следовательно, рассмот-
ренное явление запирания может
иметь место и в относительно
коротких магистралях.
(точки)
Рис. 5.47. Экслерммеитальнь
и расчетные (сплошные лини
мости амплитуды давления рат от дав-
ления нагнетания и температуры жид-
кого азота
Заполнение тупиковых отводов. Типичным для промышленных
систем является транспортирование по сложным охлажденным
магистралям недогретой жидкости. Промышленные системы обычно
включают несколько резервуаров; для получения заданной темпе- I
ратуры в магистралях устанавливают теплообменные аппараты; в
замкнутых участках магистралей устанавливают предохранительные
клапаны и т.д. В результате в магистрали всегда имеются участки
(отводы), которые при проведении определенных технологических
операций являются тупиковыми.
Неизбежные теплопритоки из окружающей среды приводят к
тому, что стационарный тепловой режим в тупиковых отводах и
других застойных зонах реализуется только при наличии паровых
полостей, оказывающих положительное атияние на тепловую защиту
криогенных продуктов. На переходных режимах, когда в системе
резко повышается давление, происходит интенсивное заполнение
паровых полостей. Конденсация паровой фазы на транице газ —
жидкость, которая становится существенно недогретой по отноше-
нию к повышенному давлению, способствует возникновению
гидравлического удара с амплитудой, на порядок и более превыша-
ющей первоначальное возмущение.
На примере вертикального тупикового отвода, заканчивающегося
арматурой, которая при проведении данной технологической
операции закрыта, можно показать, что при стационарном режиме
транспортирования недогретою продукта значительная часть тупи-
кового отвода заполнена паром. Объем пара зависит от теплопри-
токов к элементам арматуры, теплопроводности материалов трубы,
жидкого и i-азообразного продукта, а также циркуляции жидкости
на входе в тупиковый отвод. Так, при транспортировании кислорода
с температурой Т - 90 К при Ts = 115 К вертикальный отвод
длиной 1 м с диаметром трубы 0,1 м и толщиной стенки 0,002 м,
заканчивающийся закрытым клапаном D = 0,1 м, будет заполнен
паром на 97 %-
При анализе процессов заполнения паровой полости целесооб-
разно выделить два этапа: 1) разгон потока до максимальной ско-
рости и относительно медленное торможение; 2) резкое торможение
потока.
На первом этапе определяющими являются инерционные свойст-
ва потока жидкости. Период относительно медленного торможения
определяется в основном сопротивлением трубопровода. Второй этап
связан с волновыми явлениями в потоке жидкости и противодавле-
нием сжимаемого пара. Влияние противодавления сжимаемого пара
580
определяется его свойствами и тепло- и массообменными процес-
сами, зависящими от температуры стенок, жидкости и пара, конст-
руктивных особенностей рассматриваемого отвода и формы фронта
жидкости, которая, в свою очередь, зависит от целого ряда факто-
ров. Для описания всей совокупности процессов используется
уравнение типа политропы. При этом показатель л следует рассмат-
ривать как эмпирический коэффициент, учитывающий всю гамму
процессов. Значения показателя могут изменяться в широких
пределах: п — 0 соответствует интенсивной конденсации пара или
заполнению водой тупикового отвода, находящегося под вакуумом;
л = 1,4 — отсутствию тепло- и массообмена; л >1,4 — испарению
жидкости. В практических расчетах значение и для каждого кон-
кретного случая выбирают из опытных данных.
Разгон потока жидкости и его относительно медленное торможе-
ние описывается уравнениями
4 " - (’ + 6“ + ^) и + —~ : ,5ад
dz ' d ' р
р - ра (4—. <5.67)
Ч — z '
vjit и = м?/2; р0 — начальное давление в паровой полости; I —
длина тупикового отвода; — начальная координата уровня
жидкости в отводе.
При п — 0 решение уравнения (5.66) имеет вид
„ = »ехр[- j?»-? Л- exp[^Z^]A +
*0
+(?) “»ех₽1——I
(5.68)
При z = 0 решение имеет особую точку (рис. 5.48). Физически
сущность особой точки заключается в том, что в начале заполнения
(^ = 0) скорость жидкости мгновенно достигает предельного
значения
Ч “ { [2(Ро - Р)]/[р(^вх + О]}072’-
581
Рис. 5.48. Зависимость безразмерной скорости потока жидкости от относительное
длины тупикового трубопровода при (£#!1 = 0,5; Х^ = 0,02; р — 1000 кг/м’;
л = 0) и различных степенях заполнения
Для коротких трубопроводов {k-z/d «. £вх) уравнение (5.68)
имеет вид
- = fl - (5.69)
Wo L ' z ' 1
Анализ этапа разгона жидкости показывает, что начиная с неко-
торого размера паровой полости скорость жидкости становится близ-
кой к максимальной, и последующее повышение давления не будет
зависеть от степени первоначального заполнения.
Второй этап — резкое торможение потока — определяется I
волновыми процессами в жидкости. Из физики процесса следует,!
что повышение давления при гидроударе максимально, если в от- 1
воде возникает вакуум. Давление в данных условиях определяется I
по формуле Жуковского р = paw. На рис. 5.49 (кривая 7) приведены
расчетные и экспериментальные зависимости давления руд в тупи-1
ковом отводе, в котором перед подачей в него воды создан вакуум I
(р = 0,06 МПа).
Для интегрирования уравнений (5.48) и (5.49) при подвижной I
границе (что существенно усложняет задачу) применяют метод,
который позволяет свести решение к решению системы обыкновен- I
ных дифференциальных уравнений. Потери давления вследствие I
трения малы по сравнению с максимальным давлением, и их можно
считать сосредоточенными на входе в трубопровод. При этом I
582
Ркс. 5-49- Эксперямеятяльная
(точки) и расчетные зависимос-
ти давления при заполнении ту-
пикового трубопровода водой от
давления на входе в трубопро-
вод (( ~ I м; И = 0,05 м):
2 — по формуле Жуковского
(п = 0, X = 0,02); 2 и 3 по
ВОЛНОВЫМ уравнениям (соот-
ветственно л = I, X = 0 и
и= 1, X = 0,02), 4 и 5 — по
уравнению Бернулли (соответ-
ственно п = 1,4, X = 0,02 и
и-1.Х = 0,02)
условии волновые уравнения (5,48) — (5.49), соответствующие
характеристикам С* и С~ (рис. 5.50), имеют вид
p(z, т) —pfO.T — —] = — pa {w[z(t), т] — м|0, т — ^]|;(5.70)
Й^(т)л1—/>[0,т — ^]= Po{w[^(0,t— м(т)] — м{0,т — ]}- (5.71)
Здесь р(т) — суммарное время пробега звуковой волной жидкостных
потоков с длинами z(t) и ^(т):
к(’) = to + (5-72)
г(т) — текущая координата фронта жидкости; ^(т) — координата
фронта жидкости в момент времени т— р(т):
~ г h- pWJ- <5 73)
Скорости жидкости на границе раздела фаз м(т) и w (т) в мо-
менты времени тит— р(т) связаны соотношением
= м,к.ГО’ т“ (574)
583
МММ
Рис. 5.50. Схема расчета процесса заполнения тупикового трубопровода
Граничные условия на входе в трубопровод
= | ’ - 7)[’ + Ч0-’ - >w5>
^-ЧгМ.4 (5.76)
В газовой полости волновыми процессами можно пренебречь;
тогда давление можно считать только функцией координаты границы
раздела фаз — зависимость (5.67).
Продифференцировав уравнения (5.72)—(5.74) как сложную
функцию по времени, получим
4i(t) _ г rfz(t) + Щх) 1 2 . (5 77)
ch [di di J а
584
<5-78»
dx I dx 1
- р<т) I _ <М4»—и(»)к—иЮ} г _ 4и(01 (5 ?9)
dx dx I dx ]
Исключив ф(т)/А из уравнений (5.77)—(5.79), получим
<5М>
dx * а + и\т)
«*%С0 = dwjx) I а — w(t) (58i)
dx dx |т — ц(?) а + w/t)
Для определения — z/a) можно записать дифференциальные
соотношения, аналогичные выражениям (5.80) — (5.81), но учитывая,
что »v « а, получим, что изменение &z за время ц много меньше,
чем z, поэтому в расчетах можно принять
- zjo) - [г(т) + ^(т)]/2. (5.82)
Таким образом, процесс заполнения криогенной жидкостью
паровой полости описывается дифференциальными [(5.76), (5.80),
(5.81)] и алгебраическими [(5.70)—(5.72), (5.75), (5.78), (5.82)]
уравнениями, содержащими девять неизвестных функций времени:
z(t); ^(т); wfr); w,(t); р(т); р{0, т — $т)/а];
M'JO, т — <т)/а]; р(т); ?(т — г/д].
Значение шага по времени Ат выбирают из условия: dwffi/dx =
= const в пределах одного шага при заданной погрешности расчета.
Расчеты, результаты которых приведены на рис. 5.49 (кривые 2
и 3), выполнены при следующих начальных условиях: длина тупи-
кового отвода /= 1 м; диаметр — 0,05 м; скорость звука в жидкости,
находящейся в трубе с упругими стенками, равна 1000 м/с. Их анализ
показывает, что кривые, рассчитанные с учетом волновых явлений,
при интенсивной конденсации пара (л-»0) приближаются к предель-
ной кривой, построенной по формуле Жуковского. Учет влияния
трения не вносит принципиальных изменений, а лишь несколько
изменяет количественные значения. Если начальное давление мало
585
(0,5 — 0,8 МПа), определяющим является противодавление сжимае-
мого пара, и для расчета следует использовать уравнение Бернулли
или систему уравнений, учитывающих волновые явления, которые
дают удовлетворительную сходимость. Если начальные возмущения
велики (более 2 МПа), пар практически уже не оказывает демпфи-
рующего действия и давление приближается к предельному, В боль-
шинстве промышленных систем начальное давление имеет промежу-
точное значение, и результаты расчета по предельному значению
(кривая 1) или без учета волновых явлений (кривая 5) в несколько
раз отличаются от экспериментальных. Основной фактор, определя-
ющий давление руд, — конденсация пара на границе раздела фаз,
которая существенно зависит от формы фронта жидкости. Скорост-
ная съемка фронта жидкости показала следующее. Начальное движе-
ние жидкости вызывает разрушение поверхностного слоя, находя-
щегося в равновесии с паром, а поскольку скорость по сечению
потока возрастает к его оси, то длина фронта быстро возрастает.
Повышение давления в паровой полости еще больше увеличивает
степень недогрева, а наличие развитой высокотурбулизованной
поверхности на границе раздела фаз приводит к интенсивной
конденсации пара. Тот факт, что форма фронта жидкости и его
конденсирующая способность зависят от размера паровой полости,
существенно усложняет анализ. На рис. 5.51 приведены эксперимен-
тальные значения давления при заполнении тупикового трубопровода
1= 3 м, d= 0,016 м жидким кислородом (Т= 80 К) в зависимости
от давления на входе в трубопровод. Экспериментальные исследо-
вания показали, что при конденсации пара показатель политропы
близок к 1. При этом понижение температуры кислорода с 79 до
69 К при прочих равных условиях приводило к увеличению
давления руд с 19 до 25 МПа.
р</д.МП(
0,6 w },5 2,0 ргрМПа
Рис. 5.51. Экспериментальные (точ-
ки) и расчетные (сплошные линии)
зависимости давления при заполне-
ния тупикового трубопровода жид-
ким кислородом от давления на
входе в трубопровод (1—3 м;
d = 0,016 м; рв = 0,1 МПа)
586
Открытие запорного устройства. В процессе эксплуатации всегда
возникает ситуация, когда подача криогенной жидкости прекра-
щается и вновь возобновляется через некоторое время. В результате
неизбежных теплопритоков перед запорным устройством образуется
паровая полость. При последующем открытии запорного устройства
пар быстро эвакуируется, давление падает, жидкость разгоняется и
при ее подходе к частично открытому клапану резко возрастает
давление. Особенно интенсивные гидравлические удары возникают,
когда пневмоклапан, открывающийся против потока, под воздейст-
вием жидкости вновь перекрывает проходное сечение.
При математическом описании процесса принимают следующие
допущения. Изменение параметров при заполнении паровой полости
происходит плавно, что позволяет не рассматривать волновые
явления. Размер паровой полости незначителен, вследствие чего не
рассматривается уравнение движения паровой фазы, и сопротивление
подводящей магистрали принимается постоянным. Процессы, возни-
кающие при открытии клапана, целесообразно разделить на два
этапа: заполнение паровой полости
и торможение потока жидкости у
клапана. Конечные параметры за-
полнения являются начальными ус-
ловиями процесса торможения. С
учетом принятых допущений запи-
шем систему уравнений, описы-
вающих процессы заполнения паро-
вой полости (рис. 5.52):
Рис. 5-52. Схема экспериментального стевда
для исследования процессов при открытии
клапана:
1 — резервуар; 2 — диафрагма; 3 — тарель
клапана; 4 — пневмоцилиндр клапана
587
уравнение движения жидкости
<583>
РЕ Дт 2?
уравнение изменения параметров паровой полости
d
Gr = £(т) — рг (/ - Z); (5.84)
dr
= (—),/и. (5.85)
Ро ' Ро '
гае р0 = рвх — gpz.
Для определения функции /'(т) необходимо записать систему
дифференциальных уравнений, описывающих работу запорного
устройства в потоке. Например, для клапана с пневмоприводом такая
система включает: три уравнения, описывающих процесс в пневмо-
приводе, уравнение баланса сил на турели клапана и уравнение рас-
хода жидкости или газа. Совместное решение этих уравнений и
уравнений (5.83)—(5.85) позволяет получить общее решение.
На практике в зависимости от конкретной конструкции сис-
темы и условий ее работы общее решение упрощается. Если
параметры запорного устройства существенно зависят от параметров
потока, то при движении тарели клапана при открытии по потоку
повышение давления мало; при движении против потока в момент
подхода жидкости и ее воздействия на тарель клапана проходное
сечение вновь перекрывается и возникает гидравлический удар.
Поскольку сопротивление магистрали, заполненной жидкостью,
мало, то под воздействием располагаемого перепада давлений ско-
рость потока может существенно превышать расчетную. Реализа-
ция данной ситуации неоднократно приводила к разрушению систем.
Если изменение площади проходного сечения пневмоклапана слабо
зависит от воздействия потока и закон его открытия можно выра-
зить явной функцией, то систему уравнений, описывающих работу
запорного устройства, можно заменить уравнением
ег - гч 2ргР. (5.ад
Здесь р — давление перед клапаном; F = nd2/4 — площадь
сечения трубы; Т — коэффициент, учитывающий изменение
плотности продукта, протекающего через запорное устройство:
588
ЧИ = е \ 1 — Рвых/л где Е = 1 для жидкости; е = 0,863 для газа,
если Ртгх/Р< 0,53 (режим сверхкритический); е = 1 — 291 (1 —Р&ка/р),
если рвьа/р > 0,53 (режим докритический).
Для клапана с плоской тарелыо коэффициент местного сопро-
тивления клапана, определяемый законом его открытия:
^ = « + b(d/y)\
где d — диаметр проходного сечения клапана; у— расстояние между
седлом и тарелыо.
Если паровая полость отраничивается диафрагмой, то 1/V^”=
=0,64 FJF, где Fo — nd^ft — площадь отверстия диафрагмы.
После преобразований уравнения, описывающие процесс запол-
нения паровой полости, примут вид
d* = Pt,~ Р _ .
A pz 2z ’
I 1-г dp + к !_P_\il - "1/0"', _ w
пр А ' Pt, I
(5.87)
(5.88)
Для клапана с плоской тарелыо при линейном законе ее переме-
щения коэффициент сопротивления имеет вид
<„ = "+''<VT, <5.89)
где т0 — время открытия. Для криогенной арматуры а = 0,75;
С = 3...4.
Начальные условия (т = 0): z = р0 = рвх; ™ = 0.
Процесс торможения жидкости у клапана описывается системой
уравнений, включающих уравнения движения жидкости (5.61)—
(5.62) и уравнение расхода через клапан:
' 4 V I
= )’ (5-91)
В качестве начальных условий используют значения скорости,
давления и коэффициента местного сопротивления клапана в момент
подхода к нему жидкости т = т*; р = р*; w = w*;£IKJl = g**.
589
(5.92)
(5-93)
(5.94)
(5.95)
Рассмотрим влияние длины паровой полости на давление гидро-
удара В целях упрощения задачи считаем, что остальные параметры,
в том числе площадь проходного сечения клапана, постоянны, т.е.
заменяем клапан эквивалентной диафрагмой. Принятое допущение
позволяет свести задачу к определению зависимости скорости
жидкости от длины паровой полости. Для движущегося фронта
жидкости целесообразно перейти от неподвижной (эйлеровой)
системы координат к движущейся (лагранжевой). При этом
dw dw dp dp
dr dz dr dz
и расчетные уравнения (5.87)—(5.88) примут вид
dz pz \ 1 d f 2z
Л. _w _ nK
p dz I — z I — z
Введя обозначения и2 = и; = получим
du и 2 р0 — Ф2л/{1~я>
dz z + р z
d<& ___ 1 — л Ф _ I — я 1
dz 2п I — z 2п (/ — z) «|/2
Проинтегрировать эти уравнения в общем виде не представляется
возможным. Однако можно получить неявную зависимость w от
Zq, поскольку уравнения относительно и и Ф линейны.
Анализ результатов расчетов и экспериментов показывает, что
для конкретной криогенной системы и конкретного перепада давле-
ний существует размер паровой полости, при котором давление
гндроудара максимально (рис. 5.53). Эксперименты проводили на
высококипящей жидкости — воде.
Анализ кривых показывает, что по мере увеличения линейного
размера паровой полости давление гидроудара увеличивается до
некоторого экстремального значения, а затем уменьшается, поскольку
после открытия клапана давление в паровой полости быстро падает
и разгон жидкости фактически происходит при постоянном перепаде
давлений. Однако для получения максимальной скорости достаточно
протяженного потока жидкости требуется определенная длина паровой
полости. Начиная с некоторого размера паровой полости, ее
дальнейшее увеличение не приводит к увеличению скорости потока.
590
Рис. 5.53. Экспериментальные (сплошные линии) и расчетные (штриховые)
зависимости величины давления гидроудара от размера газовой полости при
различных давлениях в резервуаре
Довольно часто в процессе разработки криогенных систем доста-
точно оценить порядок повышения давления, если полученное зна-
чение не превышает допустимого. Максимальную скорость подхода
жидкости к запорному устройству можно легко рассчитать, если
допустить, что давление и скорость в конце заполнения стабили-
зируются и, следовательно, dw/dx =0; dp/dt =0.
В этом случае значения скорости и давления могут быть полу-
чены решением системы двух алгебраических уравнений:
(5.96)
(5.97)
При большой пропускной способности концевого клапана уравне-
ние (5.97) теряет смысл, при малой пропускной способности клапана
уравнение (5.96) можно исключить из рассмотрения. Давление
гидроудара при подходе к частично открывшемуся клапану находим
путем совместного решения уравнений
Р + АР = -Еу ; (5.98)
ДР = а р (w — (5.99)
где w и — скорости жидкости в трубопроводе в моменты
подхода к клапану и прохода через него.
591
Решение системы уравнений (5.98)—(5.99) имеет вид
= Г? [<° + - V1' -1 2^aw' + ]• (5.100)
Ъкл I Р J
На практике эта формула упрощается ввиду того, что
« 2^™. (5.101)
Гейзерный эффект. Жидкостные криогенные системы включают
горизонтальные, вертикальные или наклонные магистрали Наличие
вертикальных или наклонных участков может привести к гейзерному
выбросу жидкости. Если вертикальный трубопровод заканчивается
верхним резервуаром, то в последующий (после выброса) момент
времени под действием сил тяжести происходит заполнение трубо-
провода жидкостью и через определенное время гейзерный выброс
жидкости повторяется.
Впервые гейзерный эффект на криогенных продуктах наблюдали
при стендовой отработке ракеты-носителя “Восток”: гейзерный
выброс жидкости из вертикального трубопровода, соединяющего
бак с двигателем произошел в процессе первой заправки кислород-
ного бака. При последующем заполнении трубопровода возник
гидроудар, приведший к разрушению конструкции.
Протяженные опускные трубопроводы, заполненные криогенной
жидкостью, имеют высокоэффективную изоляцию и в нижней
точке обычно заканчиваются арматурой или другим устройством с
относительно высоким теплопритоком. Это позволяет в целях
упрощения анализа процессов пренебречь теплопритоком через
стенку трубы и принять, что весь тепловой поток поступает через
торец трубопровода.
Физическая модель гейзера заключается в следующем. При
остановке циркуляции жидкости под действием внешнего тепло-
притока нижний слой догревается до температуры насыщения,
начинается процесс пузырькового кипения. По мере всплытия
пузырьки, попадая в холодные слои, «схлопываются». При увеличе-
нии высоты насыщенного слоя число пузырьков увеличивается. При
этом усиливается их взаимное влияние: нижние пузырьки ускоря-
ются в следе верхних, догоняют их и сливаются. Когда в слое
жидкости высотой Нкр объем паровой фазы увеличится (до
<р = 0,3...0,4), происходит перестройка структуры и формируется
«снарядный» режим течения, т.е. пузырьки сливаются в снаряд,
592
Рис. 5.54. Неустяновившиеся
процессы при гейзерном выбро-
се криогенной жидкости:
Р,М{1а
а — схема установки (/и 2 —
датчики давления); б — типич-
ная осциллограмма давлений
(I — в резервуаре; 2 — в ниж-
ней точке опускного трубо-
провода)
0,6
го за т,с
а)
I)
перекрывающий диаметр трубопровода (пузырь Тэйлора). В резуль-
тате его взаимодействия со стенками трубопровода уменьшается
скорость всплытия и за счет аккумуляции нижних паровых пузырь-
ков интенсивно увеличивается объем паровой полости. Давление
под пузырем Тэйлора в насыщенном слое жидкости падает, что
приводит к дополнительной генерации пара и лавинообразному
развитию процесса.
После выброса парожидкостной смеси в верхний резервуар
происходит заполнение трубопровода жидкостью под действием
гравитационных сил. В конце заполнения вертикального тупикового
трубопровода возникает гидравлический удар. Типичная осцилло-
грамма давлений при гейзерном выбросе криогенной жидкости из
вертикального трубопровода и его последующего заполнения приве-
дена на рис. 5.54.
Таким образом, гейзерный эффект является сложным динами-
ческим процессом кипения криогенной жидкости в вертикальном
трубопроводе (рис. 5.55).
В инженерной практике важно определить вероятность появления
гейзера и время безопасного хранения жидкости в вертикальных
трубопроводах, т.е. интегральные характеристики процесса. С учетом
того, что процесс прогрева жидкости в пузырьковом режиме до
высоты протекает в равновесных условиях и в момент ткр
пузырь Тэйлора является границей насыщенной жидкости с паро-
содержанием ф^ = 0,3 ... 0,4, из балансовых соотношений можно
получить
(5.102)
38-№6675
593
Время между гейзерными выбросами жидкости получим из
балансового уравнения
О’ ” - Т«У-
t =_______1 '‘р, (Г, - T„)FW
1 - i>w ет, О
<5.юз>
(5.104)
где = nd ^/4; Q — торцовый теплоприток.
Зависимости (5.102)—(5.104) позволяют определить предельные
значения длин трубопроводов L и давлений рр в верхнем резер-
вуаре, при которых гейзерный эффект вырождается (рис. 5.56).
При повышении давления в верхнем резервуаре высота критичес-
кого слоя увеличивается: существует такое значение, при котором
гейзерный эффект вырождается (рис. 5.57).
Процесс последующего заполнения
опускного трубопровода аналогичен
процессу заполнения тупикового от-
вода и описывается уравнениями дви-
жения несжимаемой жидкости и по-
литропического сжатия паровой фазы.
В конце заполнения учитывается сжи-
маемость жидкости, а следовательно,
и волновые явления при подвижном
фронте жидкости. Значение пока-
зателя л в уравнении типа политропы,
учитывающего противодавление сжи-
маемого пара, тепло- и массообменные
процессы и влияние жидкости, остав-
шейся в трубопроводе после гейзер-
ного выброса, определялось экспе-
риментально: л = 0,22.
Рис. 5.55. Кривые изменения температуры в
вертикальном трубопровода с жидким азотом в
процессе между гейзерными выбросами жидкости
(теплоприток с кижиего торца трубопровода
д — 180 Вт; длина трубопровода = 10,5 м;
диаметр d = 50 мм)
Рис. 556. Эксперимента.тьиые (точки) и расчетные (сплошные линии) зависимости
высоты критического слоя жидкости от длины вертикального трубопровода 1^
для различных давлений рр в верхнем резервуаре; рабочий продукт — жидкий азот
Анализ работы криогенных систем на переходных режимах. Анализ
работы промышленных криогенных систем показал, что каждое из
явлений, возникающих на переходных режимах, и особенно их
комбинации, неоднократно являлось причиной отказов. Разрушение
конструкции происходило как под воздействием одноразового
нагружения, так и в результате малоцикловой усталости. В процессе
создания криогенных систем всегда уделяли большое внимание рас-
смотрению их работы на переходных режимах. Однако сложность
и разнообразие форм неустановившихся процессов и особенно их
различные комбинации и взаимные влияния не всегда позволяли
получать желаемые результаты.
Жидкостные криогенные
системы при работе на переход-
ных режимах обладают рядом
признаков сложных систем.
Рис. 5.57. Экспериментальная (точки)
и расчетная (сплошная линия) зави-
симости высоты критического слоя
жидкости Н*г от давления в верхнем
резервуаре (рабочий продукт — жид-
кий азот; £, = 12,2 м; — 0,1 м;
<7 = 240 Вт)
38*
Они состоят из большого числа разнесенных в пространстве взаимо-
действующих между собой элементов — источников питания,
запорно-регулируюшей арматуры, тупиковых отводов с паровыми
полостями и ряда других элементов, которые при их работе в системе
приобретают новые свойства. Вследствие теплообмена элементы
системы взаимодействуют с окружающей средой. Все это требует
единого методологического подхода с применением элементов
системного анализа.
На первом этапе осуществляют качественный анализ работы
криогенной системы как единой структуры и определяют совокуп-
ность процессов, возникающих на переходных режимах в процессе
срабатывания различных агрегатов, степень взаимодействия каждого
из рассматриваемых процессов с системой, т.е. выявляют подструк-
туру, в пределах которой локализуется данный процесс.
На втором этапе для каждого элемента определяют математичес-
кую модель, учитывающую влияние системы на его характеристики.
При этом широко используют ранее разработанные типовые модели
элементов или подсистем. Затем разрабатывают математические
модели подструктур, учитывающие всю совокупность элементов,
участвующих в рассматриваемом процессе.
На третьем этапе интегрируют математическую модель подструк-
туры, в которой локализован данный процесс, и анализируют влия-
ние вариаций начальных параметров на закономерности процесса
и возможные отклонения свойств элементов. Определяются экстре-
мальные нагрузки, которые могут возникнуть в процессе эксплуа-
тации. Формируются требования к конструкции агрегатов и отра-
ботке оборудования систем.
Решение задач динамики сложных систем сводится к рассмот-
рению волновых процессов в трубопроводах, описываемых систе-
мами дифференциальных уравнений в частных производных, кото-
рые в процессе счета должны быть сопряжены с обыкновенными
д ифференциальными уравнениями, моделирующими работу насосов,
арматуры и других элементов.
Рассматриваемый метод расчета основан на принципе совместного
рассмотрения физических особенностей исследуемой системы и метода
интегрирования уравнений: этот принцип заключается в следующем.
Пространственную систему разбивают на участки Az так, чтобы все
неоднородности находились в сечениях и время пробега акустичес-
кой волной любого участка было равным Дт =^zt/a = const.
Дифференциальные уравнения гиперболического типа (волновые)
заменяют дифференциальными уравнениями характеристик (5.52)—
(5.53), которые в пределах простого трубопровода, где можно при-
596
пять а = const, имеют особенно простой вид и могут быть заменены
конечными разностями с интервалом Аг При решении системы
обыкновенных дифференциальных уравнений конечно-разностным
методом шаг Дт должен обеспечивать требуемую точность, а число
расчетных сечений магистрали должно быть достаточным для полу-
чения требуемой информации как по длине, так и по времени.
Условие сопряжения элементов и подсистем обеспечивается в
процессе счета в результате выбора единого для рассматриваемой
системы временного интервала Дт и соответственно пространствен-
ного шага А?. Расчет параметров осуществляется повторяющимися
циклами, каждый из которых обеспечивает получение всех искомых
параметров для всех сечений системы в момент времени т, по их
значениям при начиная с т0.
Параметры неустановившихся процессов при работе на жидких
криогенных продуктах зависят от целого ряда факторов. Следова-
тельно, существует много способов устранения или ограничения
динамических нагрузок.
Перекрытие проходного сечения магистрали запорно-регулиру-
ющей арматурой обычно происходит на стационарном режиме
транспортирования однофазной криогенной жидкости, и расчетные
зависимости, разработанные для высококипящих жидкостей, в этих
условиях применимы и для криогенных продуктов. Характерные
значения давления гидроударов, возникающих в магистрали и
тупиковых отводах при закрытии запорного устройства, для ско-
рости потока, обеспечивающей минимальный прогрев жидкости,
приведены в табл. 5.4.
5.4. Давление гадроударов, возникающих в системе при
срабатывании запорных устройств
Параметр сн4 °2 Аг n2 н2 Не
Скорость звука в жидкости, м/с 1340 913 849 880 1199 179
Скорость потока при минимальном прогреве жидкости, м/с 2.4 2 1,8 2.2 5 3
Давление гидроудара при мгновенном закрытии клапана, МПа 1.36 2.1 2.14 1.55 0,42 0,07
Максимальное давление гидроудара в тупиковом отводе, заполненном паром, МПа 28 51,5 52,5 35,2 7.5 0,62
597
Эти обычно небольшие по абсолютному значению давления
гидроударов можно рассчитать, и они редко служат причиной отка-
зов. Основные трудности расчета связаны с появлением на переход-
ных режимах интенсивных динамических нагрузок, обусловленных
большими скоростями потоков жидкости, заполняющей паровые
полости, и конденсацией пара на границе раздела фаз.
В процессе разработки криогенных систем, когда анализируются
различные варианты схемных решений и компоновок, необходимо
знать общие закономерности процессов, позволяющие качественно
оценить принимаемые решения. Так, зависимость давления гидро-
удара при открытии клапана от его расположения можно оценить
отношением пщросопротивления всей магистрали к сопротивлению
ее участка до клапана
(5105)
где WyCT — скорость жидкости на установившемся режиме; £маг и
^зап — коэффициенты сопротивления магистрали и ее части до
запорного устройства.
Скорость потока жидкости при подходе к клапану может в
несколько раз превышать расчетное значение, когда клапвн установ-
лен в непосредственной близости от резервуара. Особенно интенсив-
ные гцдроудары возникают в случае, когда пневмоклапан, открыва-
ющийся против потока, под воздействием жидкости вновь перекры-
вает проходное сечение.
Такой случай произошел в системе заправки отечественной ракеты, когда
при рабочем давлении 0,6 МПа был открыт клапан, установленный на вертикаль-
ном трубопроводе верхней выдачи кислорода из резервуара объемом 60 м3
Паровая полость быстро эвакуировалась и под воздействием потока жидкости
на тарель клапана произошло разрушение узла крепления штока к поршню
пневмоцилипдра. Последовавшее полное перекрытие тарелью клапана проход-
ного сечения привело к интенсивному гидроудару, под воздействием которого
произошло разрушение корпуса клапана, сильфона на подводящей магистрали
в вакуумной полости резервуара и кожуха резервуара.
Аналогичный случай произошел при работе системы заправки жидким
кислородом ракеты-носителя “Сатурн-5”, когда во время открытия пневмоэатаора
Оу = 0,32 м, установленного на выходе из сферического резервуара объемом
3200 м5, произошло полное разрушение магистрали с соотвстстаующим про-
ливом продукта
Неустановившиеся процессы при заполнении тупиковых отводов
носят сложный характер и связаны с видом начального возмущения,
разгоном и последующим торможением потока, заполняющего
паровую полость, а также сжатием пара, который сложным образом
взаимодействует с жидкостью. Вторичные гидроудары в тупиковых
598
отводах реализуются, если время действия импульса первоначаль-
ного возмущения достаточно для заполнения жидкостью паровой
полости
Т1 2 San-
где Tj = 2Luw/a — время пробега акустической волной двойной
длины магистрали от источника питания до отвода; тзап =£отвх
х л/ 2Лд/(^рж) — время заполнения отвода.
Приведенные выше условия реализуются в тупиковых отводах
относительно небольших размеров, расположенных на значительном
расстоянии от источника питания. Характерные значения давления
вторичных гидроударов приведены в табл. 5.4. Время действия
вторичного гидроудара определяется длиной отвода и, как правило,
составляет тысячные доли секунды Такие динамические нагрузки
оказывают слабое влияние на массивные детали, но разрушают
мембраны, сильфоны и другие элементы конструкции малой массы.
Основные методы офаничения динамических нафузою исключе-
ние возможности образования паровых полостей путем изменения
пространственного расположения магистрали или введения направля-
ющих устройств, использующих скоростной напор основного
потока; установка на входе в отвод диафрагмы, снижающей скорость
и увеличивающей время заполнения отвода настолько, что выпол-
няется условие I,*,, > г,.
Весьма эффективным является снижение рабочего давления на
переходных режимах — начало и прекращение подачи продукта.
Пример 5.3. Определить динамические нагрузки на клапаны узла заправки
и выдачи продукта из резервуара хранилища кислородной системы, схема
которой приведена на рис 5 58.
Рассматривая систему заправки как единую структуру, можно выделить
четыре основные технологические операции, выполняемые данным узлом-
заправка хранилища и слив в режиме циркуляции; выдача продукта потребителю,
возврат продукта в железнодорожную цистерну; аварийный возврат продукта
из баков ракеты в хранилище Принципиальная схема подструктуры, в пределах
которой локализуются процессы, определяющие динамические нагрузки на
клапаны, приведены на рис. 5.58.
Магистраль слива продукта из железнодорожной цистерны в хранилище имеет
длину L =50 м, диаметр Dy = 0,1 м и суммарный коэффициент сопротивления
= 30; магистраль выдачи продукта из резервуара хранилища потребителю —
L =350 м, Dy — 0,3 м, = 120; магистраль возврата продукта в контуре
циркуляции — L = 350 м, Dy = 0,2 м и = 95
Схема узла заправки и выдачи продукта является типовой для резервуаров
хранилищ жидкостных криогенных систем.
599
Рис. 5.58. Схема узла заправки и выдачи кислорода из резервуара-хряиилища:
1 — железнодорожная цистерна; 2,3 — расходный и заправочный клапаны;
4 - резервуар хранилища; 5 — бак ракеты
Слив продукта в резервуар хранилища из железнодорожной цистерны или
при циркуляции в процессе термостатирования кислорода в баках ракеты
осуществлялся при следующих параметрах, скорость потока как при заправке,
так и при циркуляции обычно составляет 1,0 — 1,5 м/с, давление гидрав-
лического удара в момент закрытия клапана 2 нс превышает 1,5 МПа Давление
гидроудара при начальном и последующих открытиях клапана 2 имеет сущест-
венно меньшее значение, поскольку протяженность и сопротивление заправочной
или циркуляционной магистралей велики.
Выдача продукта потребителю согласно первоначально принятой технологии
осуществлялась в такой последовательности. В резервуаре 4 повышалось давле-
ние до 0,2 МПа и по команде заправки открывался клапан 3. Предварительное
повышение давления позволяло сократить время операции и проверить надеж-
ность системы наддува. В момент подхода жидкости к клапану возникал
гидравлический удар Количественная оценка возникающих динамических
нагрузок показывает, что максимальная скорость потока при его подходе к
клапану 3 составляет
** -- у------------------= у-----------------------------= 13,6 м/с
’ р (I + ^ + A//d) ’ 1142(1 + 0,5 + 0,02-5,5/0,3)
Здесь Л = 0,3 м, L = 5,5 м — диаметр и длина трубопровода, заполненного
кислородом.
Время заполнения паровой полости при высоте уровня в резервуаре Н = 2 м
Полное время открытия клапана 3 составляет 0,6 с при ходе 75 мм Следо-
вательно, к моменту подхода жидкости к клапану он открыт на 34 мм, что
соответствует = 20.
600
Повышение давления при торможении потока у частично открытого клапана
3 можно определить по формуле (5.100)
= 1(Л + Wm“+ =
= 7-°2^П42 [(760+13,6-20) - V 760 (760+2-13,6-20)] = 1,6 МПа
Это давление гидроудара допустимо Для клапана 3.
Для оценки вторичного гидроудара в отводе к клапану 2 используем
зависимость, приведенную на рис 5.50. Вторичный гидроудар (скачок давления
24 МПа и время действия 0,002 с) приводит к разрушению сильфона, уплот-
няющего шток клапана. Для обеспечения надежной работы давление начального
наддува должно быть уменьшено. В процессе эксплуатации исключалась
возможность открытия клапана 3 при наличии паровой полости и давлении в
резервуаре.
Рабочая скорость потока при выдаче потребителю составляет 1,5—2,5 м/с и
давление гвдроудара может составлять 1,5—2,5 МПа. Однако большая длитель-
ность перекрытия проходного сечения lL]a и высокая потокоуправ-
ляемость клапана 3 при закрытии позволили ограничить давление гидроудара
значением 0,5 МПа.
Возврат продукта из хранилища в железнодорожную цистерну осуществля-
ется при скорости потока около I м/с. Для уменьшения давления гидроудара в
момент открытия клапана 2, которое принципиально может иметь большое
значение, выдачу продукта начинают при малом давлении в резервуаре Давление
гцдроудара в момент закрытия клапана 2 обычно не превышает I МПа
Аварийный возврат продукта из баков ракеты в резервуары хранилища
производится по основной магистрали и может осуществляться в процессе
выдачи продукта, когда магистраль заполнена жидкостью или в процессе
хранения продукта у потребителя — магистраль заполнена паром В первом
5.5. Динамические нагрузки на арматуру
Технологическая операция Порядок срабатывания клапанов Динамическая нагрузка МПа, на клапан
3 2
/’вых ₽вх
Заправка хранилища, слив 2 (открытие) — — 0.2
в режиме циркх-ляпии.
2 (закрытие) — — 1,5 —
Выдача продукта потребителю 3 (открытие) 1,6 —. — 24
0,2 — — 1.2
3 (закрытие) 0,5 — — 4,0
Возврат продукта из хра— 2 (открытие) 0,4 — — 1,3
нилища в железнодорожную
цистерну. 2 (закрытие) 0.6 — — 1,0
Аварийный возврат продукта 3 (открытие) — —
из изделия в хранилище. 3 (ешкрытие) - 3,0 - -
601
случае клапан 3 остается открытым; во втором — к моменту подхода жидкости
клапан также полностью открывается Скорость потока при аварийном возврате
продукта может достигать 3 м/с, и давление гидроудара в момент перекрытия
проходного сечения клапаном 3 может достигать 3 МПа. Это значение давления
и принимается при расчете прочностных характеристик системы
Динамические нагрузки на арматуру узла заправки и выдачи кислорода из
резервуара хранилища (рис. 5 58), возникающие при выполнении различных
технологических операций, приведены в табл. 5 5
§ 5.8. НАЧАЛЬНОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ ОБОРУДОВАНИЯ
КРИОГЕННЫХ СИСТЕМ
Процессы начального охлаждения в криогенных системах отно-
сятся к нестационарному (пусковому) периоду их работы. Вначале
температура криогенного оборудования постоянна и обычно равна
температуре окружающей среды, затем понижается (процесс охлажде-
ния) до определенного значения (новое стационарное состояние).
Охлаждаются различные виды оборудования — аппараты, машины,
трубопроводы, теплоизоляция, емкости при заполнении их криоаген-
том Охлаждению подлежат объекты, работающие при низких
температурах: СП-магниты, криовакуумные камеры, криостаты и
др. При расчетах обычно определяют время, необходимое для
охлаждения до заданной температуры, и расход криоагента
Различные виды охлаждаемых объектов и оборудования обычно
сводят к двум типам: а) сосредоточенная масса, б) распределенная
масса. Охлаждающая среда также бывает двух видов: однофазная
(газ или жидкость) и двухфазная — парожидкостная смесь, образую-
щаяся при испарении охлаждающей жидкости. Процессы начального
охлаждения нестационарны и протекают при изменении большого
числа параметров объекта и охлаждающей среды, поэтому задача
очень сложна, и ее решение вызывает большие трудности. Обычно
применяют упрощенные методы расчета и используют эксперимен-
тальные данные. Рассмотрим методы расчета наиболее типичных
процессов охлаждения различных объектов.
Нестационарная теплопроводность. Процесс охлаждения твердого
тела сопровождается изменением его температурного поля во времени
и пространстве. Описывается этот процесс уравнением теплопровод-
ности, которое при постоянных свойствах среды имеет вид
дТ . (&Т . &Т \ 1ПЛ
ср — = X I- + —- + —— ) -t- q . (5.106)
dr \ дХ ду1 д? / и
Здесь с, р и X — соответственно удельная теплоемкость, плотность и
теплопроводность твердого тела; ди — теплота внутреннего источника.
602
Это уравнение решено для ряда простых случаев, в частности,
для тел правильной геометрической формы (плоской стенки, ци-
линдра, шара) при различных краевых условиях.
Так, для неограниченного плоского'слоя с одномерным распрост-
ранением теплоты при = 0 уравнение (5.106) принимает вид
дТ &Т
— — а —- ,
дх дх1
(5.107)
где а = Ъ/(ср) - коэффициент температуропроводности, м2/с.
При охлаждении слоя теплоизоляции (рис. 5.59) приближенно
можно принять простые граничные и начальные условия с постоян-
ной температурой поверхности (а = со):
х = 0, Т = То; т = 0, Т = Тс; х = б, Т=ТХ,
где 5 — толщина слоя; То — начальная температура; Тх — температура
охлаждения.
В этом случае решение уравнения (5.107) имеет вид
То — Т х 2 V (—1)" , , _ . тх
6 = —------ = —+—/.------------ ехр (—«2л2 Fo) sm---, (5.108)
TJj — Тх 5 п л=1 п S
где Fo = ст/82 — число Фурье.
При Fo > 0,5 устанавливается практически стационарный режим-
температура неизменна (см. рис. 5.59). По номограмме на рис. 5.59
можно определить температуру в любом сечении и в любой момент
времени для данной задачи.
Аналогичные решения существуют для цилиндрического и шаро-
вого слоев.
Определив из (5.108) градиент
формулу Фурье:
q= — У.
(О.
и подставив его в
получим зависимость для нестационарного удельного потока теплоты
при охлаждении плоского слоя:
? = ?о f1 + 2 £ ехР (—«гл^о)], (5.109)
где qQ = (Х/5) (То — — стационарный тепловой поток.
При использовании этих формул необходимо усреднять коэф-
фициент температуропроводности а в интервале Го ... Тх.
603
Рис. 5.59. Зависимость относительной температуры 0 от числа Fo в различных
сечениях х плоского слоя теплоизоляции толщиной 6
Охлаждение при малых числах Bi. В ряде случаев приходится
решать задачу об охлаждении тел малой толщины 5 с большой
теплопроводностью X при слабой интенсивности теплоотдачи с
поверхности, т. е. при малых коэффициентах теплоотдачи а. Эти
факторы обусловливают постоянство температуры тела по всему его
сечению, изменение Т происходит только во времени. Для такого
режима охлаждения характерно число Био Bi = aS/Х <К 1;
практически Bi < 0,1.
Рассмотрим охлаждение плоского слоя толщиной б с площадью
поверхности Fr этом режиме. Баланс теплоты за время А запишем
в виде
ср/5 d(T — Тх) = aF (Т — Тх) А. (5.110)
Здесь с, р и F5 = V — удельная теплоемкость, плотность и объем
охлаждаемого слоя.
Из (5.110) следует равенство
А.Т- Г,) _ a
(Г-Гх) ср5
(5.111)
проинтегрировав которое в пределах от 0 до т и соответственно от
Тй до Т, получаем
(7- Тх)
- Л>
сп
ср8
аб т
X срб2Д
= —Bi Fo.
(5.112)
In
604
Произведение чисел Bi и Fo полностью определяет теплообмен
в данном случае. Безразмерная температура
е “22-e-BiF» (5.113)
(2i - ’i)
Из (5.112) также легко определить время охлаждения. С учетом
равенства Fo = от/б2 находим
Полученные формулы также применимы для цилиндра и шара
радиусом г; при этом надо иметь в виду, что б = V/F, следова-
тельно, для цилиндра б = г/2, для шара б = г/3.
Как и ранее, в формуле (5.113) надо использовать усредненные
по температуре теплофизические параметры к, ска.
Рассмотренные два случая теплопроводности относятся соответст-
венно к внешней (а-><ю) и внутренней (а — мало) задачам. Сущест-
вуют решения и для промежуточного случая при граничных условиях
третьего рода, т. е. при тепловом потоке на поверхность тела
= аГ(Т-Гх) .
\ Ох /Х=Ъ x=S
Д ля тел сложной геометрической формы, а также при значитель-
ном изменении теплофизических свойств общее уравнение (5.106)
следует решать численными методами. По завершении расчета неста-
ционарных процессов определяют количество отнятой теплоты и
расход криоагента во время охлаждения.
Количество отнятой теплоты находят как разность количеств
теплоты в начальном (То) и стационарном (7^) состояниях объекта:
Q = Gc (То - TJ. (5.115)
Пример 5.4 Определить время охлаждения, температуру, количество теплоты
и массу испарившейся жидкости при заполнении сферической емкости жидким
водородом
Исходные данные. Внутренний диаметр сосуда />вн = 3000 мм, толщина
стенки 8СТ = 3 мм, матерная — сталь 12Х18Н10Т, теплоизоляция — перлит под
вакуумом р = I Па, толщина слоя изоляции = 250 мм. Начальная температура
То = 300 К, температура жидкости Тк = 20,4 К
Решение Средние значения теплофизических параметров находим в интервале
температур 300 .. 20,4 К по стрелочным данным* для стали = 11,5 Вт/(м • К),
с„ = 0,315 кДж/(кг-К), р = 8150 кг/м3, «ст = W<ccrP) = 4,5- lO”6 м2/с; для
перлита Хиз = 1,5-Ю-3 Вт/(м-К), сиа = 0,45 кДж/(кг-К), риз = 120 кг/м3,
605
ат = ^ю/^эРиз) = 2,77* (О 8 м2/с. Коэффициент теплоотдачи от стенок сосуда к
жидкости при пленочном кипении принимаем а = 400 Вт/(м2 • К); тогда число
Био
«8 400-0,003
Bi = —2 =------------— = 0,105
И-5
Условие Bi « I приближенно выполнено, тогда время охлаждения
внутреннего стального сосуда можно определить по формуле (5 114), считая,
что сосуд принимает температуру, очень близкую к 2*, а именно:
Следовательно,
0,003’
т = 2,3 1g 1000 --------------= 1311 с = 0,36 ч.
4,5.1 -иг6- 0.105
В действительности охлаждение протекает медленнее, так как заполняется
не весь объем сразу. Температура теплоизоляции понижается гораздо медленнее,
и определить ее изменение можно по формуле (5.108) или графически (см рис.
5 59) Так, через 3 сут (Fo = 2,77 10~» 3 • 24 • 3600/0.252 = 0,115) в середине
слоя при х/6 = 0,5 согласно рис. 5.59 (7"0 — Т)/(Т0 — Тх) — 0,3, откуда Т =
= 300 — (300 — 20,4) 0,3 = 216 К. Для относительно тонкого слоя изоляции в
стационарном состоянии можно принять, что температура изменяется линейно
по толщине слоя и в середине слоя понизится до Т х (300 + 20,4)/2 * 160 К.
Время наступления стационарного режима тст легко оценить по условию
FoCT > 0,5 (см. рис. 5.59)
FoCT62 0.252
_ —ст—_ л 5----------- -----= 312 ч
ат • 2,77-10-*-3600
Найдем количество теплоты, отнятой при полном охлаждении массы сталь-
ного сосуда и изоляции до стационарного состояния Геометрические размеры
внутренней сферы: площадь поверхности = я7Яв = 3,14 • З2 = 28,3 м2, объем
стенок стального сосуда Vc = FB^5CT = 28,3 0,003 = 0,085 м3 Размеры шарового
слоя изоляции- площадь поверхности Fn ~ я1?к = 3,14-3,5’ = 38,5 м2, объем
слоя = (4/3) я (2?н— 2?вн) = 4,19 (1,75s — 1,53) = 8,4 м2. Количество теплоты,
отнятой при охлаждении сосуда:
Сс = VjiC" (То - TJ = 0,085 • 8150 - 0,3(5 (300 — 20,4) = 60 200 кДж
Количество теплоты, отнятой при охлаждении массы теплоизоляции до ее
средней стационарной температуры Тср х (60 К:
Сиз = ’'«РиАз (Г0 - V = 8,4-120-0,45 (300 - 160) = 63 500 кДж
Суммарное количество теплоты
Q = Qc+ <2иэ= 123 700 кДж
Количество испарившегося жидкого водорода, необходимого для охлаждения
всей массы-
GHj = Q/r^ = 123 700/31,8 = 3900 дм3,
где гн =31,8 кДж/дм3 — теплота испаренпл жидкого водорода
606 1
До сих пор рассматривали случаи, когда параметры охлаждающей
среды характеризуются либо ее температурой Тх, либо коэффициен-
том теплоотдачи а. Значительный интерес представляют задачи,
связанные с взаимным изменением параметров охлаждаемого объекта
и охлаждающей среды. К подобным задачам относят задачи об
охлаждении массы в регенераторах, адсорберах, охлаждении протя-
женного канала (трубопровода) потоком газа или жидкости.
В последнем случае процесс охлаждения связан с работой крио-
генной установки, обеспечивающей поток криоагента. В период
начального охлаждения необходимая холодопроизводительность уста-
новки существенно выше, чем в рабочем режиме. Основные
требования к криогенным системам в этом случае сводятся к умень-
шению времени вывода всей системы на рабочий режим и обеспе-
чению минимального расхода криоагента.
Аналитические решения подобных задач получены только для
ряда простых случаев при значительных упрощающих допущениях.
В одномерной постановке при постоянных свойствах процесс
охлаждения описывается двумя уравнениями теплопроводности
охлаждаемого объекта, для которого масса поверхности площадью
1 м2 составляет Gc кг:
— - ~<'<К - Г), (5.116)
дт
и баланса энергии охлаждающей среды с расходом G кг/с:
Gcr - Г). (5.117)
дх
Здесь индекс "с” относится к твердому телу.
Правая часть уравнения представляет собой тепловой поток
qK — а(Тс — Т), которым обмениваются охлаждаемый объект и
охлаждающая среда.
При этом рассматривают изменение температуры только по длине
х, теплопроводность в поперечном сечении считают бесконечно
большой. Принимают следующие краевые условия: при х = О
Т = 70; при т = О Тс = ТсЪ (индекс 0 соответствует начальной
температуре газа и объекта).
Т. Шуман получил решение этой задачи в виде сложных функ-
ций’
ес = е-«+п) £ ^Мп е = е-«+ч) т]"Л/„ (£т]). (5.118)
607
Рис. 5.60. Зависимость относительной температуры охлаждаемого объекта 0С от
приведенных длины Е, И времени т]
Здесь приняты следующие обозначения безрезьерных переменных:
относительные температуры
Т____ Т Т ____ т
е----------°, ес = -£------(5.119)
^сО — ^0 ^с0 — ^0
приведенная длина
£ = aflx/(ttp); (5.120)
приведенное время
Ч = ат/((7ссс), (5.121)
где Н — площадь поверхности теплообмена на единицу длины
канала, м2/м; Gc — масса канала, имеющего площадь поверхности
теплообмена I м2, кг.
На рис. 5.60 и 5.61 приведены построенные по этому решению
серии кривых, позволяющие находить температуры охлаждающей
среды и охлаждаемого объекта.
608
Пример 5.5. Определить температуру стенки и газа при охлаждении цилинд-
рического канала газообразным гостом на расстоянии х = 50 м от входного сече-
ния через 40 мин после начала охлаждения, а также полное время охлаждения
Исходные данные Диаметр канала д = 0,1 м, толщина стенки Бс = 0,004 м,
материал — медь (сс = 0,35 103 Дж/(кг • К), рс = 8900 кг/м3, коэффициент теп-
лоотдачи а = 400 Вт/м3), начальная температура газа То = 80 К, = 300 К,
расход азота С = 0,1 кг/с, теплоемкость азота с = 1,0- 10! Дж/(кг- К) Удельная
(отнесенная к 1 м2 поверхности) охлаждаемая масса Gc = рД. • I = 8900 • 0,004 • I =
= 35,6 кг/м’. Площадь поверхности теплообмена на единицу длины канала:
Я=кД-1 = 0,314 м2/м
По фермулам (5 83) и (5.84) определяем
400-0,314
-------------- -50
0,1-1,0-103
400-40-60
35,6-0,35-103
= 68;
По рис. 5 60 и 5.61 находим:
1 - 6 = 1 - ~ 8д°а = 0,775, откуда Г. = 130 К,
с 300 — 80 с
1—6 = 1— ——— = 0,8, откуда Т— 124 К.
ТПП — RO ’ J
Полное время охлаждения тп можно найти из условия; при £ = 68
6С = 0; т.е. (1— ес) = I, что соответствует ц» 100 (см. рис 5.60).
Тогда
35,6-0,35-103
= 100 -------------= 3115 с = 52 мин
400
Анализ теплообмена в каналах показал, что в процессе охлаж-
дения по каналу движется температурная волна S-образной формы
длиной Ах, аналогичная кривым на рис. 5.60 и 5.61. По краям
волны температуры постоянны и соответственно равны То и 7J.O.
Полное время охлаждения определяется временем выхода волны
из канала. Для достаточно протяженных каналов, соответствующих
условию
aMGcp^lOO, (5.122)
длина температурной волны мала по сравнению с длиной канала. ,т.е.
Ах L. В этом случае поставленную задачу можно упростить и
решать простое балансовое уравнение с температурным скачком,
т.е. считать, что температура в каждом сечении изменяется мгно-
венно от Го до 7с0:
(Gc7£)cc(Tc0 - То) dx = Gc/7CO - 70)А. (5.123)
Здесь G* — полная масса стенок канала; L — его длина; сс —
удельная теплоемкость; G и ср — расход и удельная теплоемкость
газа (жидкости).
39. №6673
609
(5.124)
Очевидно, такая модель соответствует бесконечно большому
коэффициенту теплоотдачи а. Интегрирование уравнения от 0 до
х и от 0 до т приводит к выражению
cr G' х
Т ср G L
Лля всего каналах/£ = 1. Уравнение (5.124) можно использовать
для оценки времени охлаждения достаточно длинных каналов
> 100.
При решении рассмотренных задач предполагали, что постоян-
ный расход криоагента, обусловленный производительностью
рефрижераторной установки, меньше пропускной способности
канала при любых температурах. На практике часто пропускная
способность канала ниже расхода криоагента, причем она увеличи-
вается от минимального до максимального значения в процессе
охлаждения. Такой ситуации соответствует условие р = const, т. е.
давление охлаждающего потока на входе и выходе постоянно.
Рассмотрим наиболее простую задачу для этого режима охлаж-
дения. Примем условия, для которых записано балансовое уравнение
(5.123), и представим его в виде
(5.125)
Связь между расходом G криоагента и перемещением х темпера-
турного скачка по каналу можно установить из уравнений гидрав-
лического сопротивления. Полный перепад давлений по каналу
Др = pj — р2 определим так:
4Р = Ал + Др2 = (Pi — Р) + (Р — Р2),
(5.126)
где р — давление в зоне температурного скачка.
Гидравлические потери связаны с расходом зависимостью
ро2 L G2 L
~d~ ~ vr7:
где f — площадь проходного сечения канала.
Коэффициент потерь £ = /(Re), где Re = Gd/(fi\) также зависит
от расхода. Плотность р можно определить при среднем давлении
из уравнения для идеального газа (для каждого участка):
(5.127)
Р = (Р1+Р2)/(2Л7).
(5.128)
610
Имея в виду, что относится к холодной части канала длиной
х с температурой То, а — к теплой части канала длиной L — х
с 7J.O, Др определим как сумму Apj + Др2, найденную по формуле
(5.127). Выполнив необходимые преобразования, решим (5.127)
относительно расхода G. Так, для ламинарного режима течения
К = 64/Re)
G----------------------------- (5.129)
64Л [tlgTJjX + ЛсО^сО № Х)]
Подставив (5.129) в (5.125), определим время охлаждения канала
однофазным потоком газа. Задача существенно усложняется при
движении двухфазного потока с изменяющимся по длине канала
паросодержанием. В этом случае решение возможно только числен-
ными методами.
В заключение отметим, что охлаждение каналов на практике
нередко происходит как при переменном расходе, так и при пере-
менном давлении, т. е. при смене режимов.
§ 5.9. ТЕПЛОВАЯ ЗАЩИТА ОБОРУДОВАНИЯ КРИОГЕННЫХ
СИСТЕМ
Криогенные установки, емкости с жидкими криоагентами,
магистрали, криостатируемые объекты и другие виды криогенного
оборудования функционируют при температурах ниже температуры
окружающей среды, поэтому необходимо обеспечить защиту их от
теплопритоков извне. Поскольку наличие теплопритоков приводит
к дополнительным затратам мощности, а также необратимым поте-
рям жидкого криопродукга при хранении, следует свести их к мини-
муму. Так, для компенсации теплопритока из окружающей среды
1 Вт к криогенной системе, работающей при 4,2 К (жидкий гелий),
необходимы мощности 400—500 Вт. Теплоприток 1 Вт к храни-
лищу жидкого гелия приводит к испарению гелия (1,4 дм3/ч). В
связи с этим к тепловой защите криогенного оборудования предъяв-
ляют высокие требования.
Ограничение теплопритока к криопродукту осуществляют путем
тепловой изоляции холодных поверхностей оборудования и повыше-
ния термического сопротивления тепловых мостов (опор, подвесок,
трубопроводов и др.), соединяющих теплые и холодные элементы
конструкции.
Значительные тепловыделения происходят также в результате
циклических процессов типа гейзерного выброса жидкости из
опускных тупиковых отводов и др. Особенно интенсивно происхо-
». 611
дит тепловыделение в гелиевых системах, когда в паровой полости
между теплым и холодным концами трубопровода возникают
акустические колебания. При анализе работы таких систем качество
тепловой защиты и ее составных частей целесообразно оценивать
по скорости отогрева системы.
Эффективность тепловой защиты криогенных резервуаров
определяет коэффициент испаряемости
где М = V рж (1 — <р) — масса жидкости; V — объем резервуара;
<р — объемное содержание пара.
Общий теплоприток из окружающей среды Qo с можно выразить
через среднее значение плотности его распределения по поверхности
сосуда
« = QOJS, (5.131)
а объем сосуда — через произведение площади поверхности 5 на
характерный размер Z: V — SL. При этом уравнение, определя-
ющее коэффициент испаряемости, принимает вид
Если для данной конструкции резервуара принять коэффициент
испаряемости азота (как основного продукта, на котором осуществ-
ляется технологическая отработка криогенного оборудования) за еди-
ницу (t]N = 1), то коэффициенты испаряемости других продуктов,
существенно зависящие от нх теплофизических свойств, составят
продукт.... СН4 О2 Аг М2 Н2 Не
П 0.8 0.65 0,7 1.0 5,1 62,0
Отсюда следует, что требования к тепловой защите криогенных
резервуаров для жидких метана, кислорода, аргона и азота имеют
принципиальные отличия от аналогичных требований для гелия.
Что касается водорода, то достигнутые результаты в отечественном
криогенном машиностроении позволяют использовать для тепловой
защиты водородного оборудования улучшенную изоляцию, приме-
няемую для азота.
Основная характеристика теплоизоляции — ее теплопроводность,
которая должна быть сведена к минимуму. Для уменьшения тепло-
проводности применяют изоляцию из материалов с дисперсной
612
структурой, вакуумную теплоизоляцию, экранирование теплового
излучения.
Современные типы криогенной теплоизоляции, созданные в
результате длительных поисков и исследований, характеризуются
высокой эффективностью. Их подразделяют на две основные
группы: газонаполненные и вакуумированные.
Газонаполненную изоляцию применяют для систем, работающих
при температурах, прн которых конденсация воздуха исключена.
Эта теплоизоляция характеризуется низкой стоимостью, простотой
в эксплуатации и относительно невысокой эффективностью В
качестве теплоизолирующей среды применяют материалы трех
типов: волокновые (минеральную вату, стекловату); порошкообраз-
ные (перлит, аэрогель); ячеистые (мипора, пенопласт). Применяют
и другие разновидности теплоизолирующих материалов. Для
обеспечения низкой теплопроводности [для большинства материалов
X = 0,05 ... 0,020 Вт/(м*К)| необходимо, чтобы теплоизоляция
имела малые плотность и влагоемкость. При влагосодержании
свыше 5—10 % теплопроводность резко увеличивается. При
понижении температуры теплопроводность уменьшается в 1,5—2 раза
примерно по линейному закону (рис. 5 62). Такой же линейный
закон характерен для зависимости X от плотности (табл. 5.6).
Перенос теплоты в изоляции данного типа осуществляется по
твердому телу (по зерну порошка, волокну, ячеистой структуре) и
газом, заполняющим свободный объем в материале в результате
его конвекции и теплопроводности. Прн очень мелких замкнутых
порах, как в аэрогеле, перенос теплоты газом незначителен и
значение X мало.
Водяные пары вносят значительный вклад в теплоперенос, так
как вследствие разности температур они перемещаются к холодным
слоям, где их парциальное дав-
ление ниже. При появлении
капельной влаги и льда процесс
Рис. 5.62. Зависимость теплопровод-
ности от температуры для волокновых,
порошковых и ячеистых материалов:
1 — минеральная вата (р = 400 кг/м3),
2 — стекловата (50); 3 — минеральная
вата (95); 4 — перлит (210), 5 —
перлит (45), 6 — аэрогель (100); 7 —
пенополистирол (30 .. 50); 8 —
мипора (р = 20 ... 50 кг/м3)
5.6. Теплопроводность некоторых теплоизоляционных материалов
Материал ГОСТ или ТУ Плотность, кг/м3 Теплопроводность, Вт/(м • К), при температуре, К
190 293
Аэрогель прокаленный негвдрофобный ТУ 38-10218-87 50 0,02 0,025
Вата минеральная ГОСТ 4640-84 100 0,03 0,044
Супертонкое стеклово- локно без связующего ТУ-21 РСФСР-224-87 20 0,023 0,044
Вспученный перлит, пудра 150 порошок 75 ГОСТ 10832-91 150 75 0,035 0,03 0,058 0,047
Пенополиуретан ППУ-Зс ТУ 6-05-221-353-87 50-70 0,03 0,05
Пенопласт: ПС-4 ПС-1 ТУ 6-05-U78-87E 40 150 0,026 0,04 0,05
теплопереноса резко интенсифицируется вследствие их высокой
теплопроводности, которая на порядок выше, чем у воздуха.
Данный тип изоляции имеет ограниченное применение при
температурах ниже 80 К, так как при этом начинается конденсация
атмосферного воздуха на холодной поверхности, что резко ухудшает
теплоизоляционные свойства и повышает взрыво- и пожароопас-
ность.
При теплоизоляции крупных установок, работающих при более
низких температурах, например ожижители водорода, в которых
трудно применить вакуумированные виды теплоизоляции, в изоля-
ционную полость подают неконденсируемый газ, обычно водород.
Теплоприток, Вт, через изоляцию определяют по формуле
C=(X/8)Fcp(T0- Гх), (5.133)
где 5 — толщина изоляции, м; То и Тх— температуры окружающей
среды и холодной полости.
Средняя эффективная площадь, м2
(5-134)
где Fo и Fx — площади соответственно теплой и холодной
поверхностей изоляции.
614
Формулы (5.133) и (5.134) применимы для различных геомет-
рических поверхностей — плоской, шаровой и цилиндрической.
Вакуумированную теплоизоляцию широко применяют в криоген-
ных системах, работающих в основном при Т < 80 К. Применение
вакуума для значительного уменьшения теплопроводности изоляции
было описано еще в XIX в. в работах Д’Арсонваля и Дж. Дьюара.
Сейчас различные ввды вакууммированной теплоизоляции значи-
тельно усовершенствованы.
Основная идея применения вакуума для теплоизоляции заключа-
ется в том, что перенос теплоты вследствие теплопроводности и
конвекции газа при этом практически исключается. Существует
три вида теплоизоляции, основанной на использовании вакуума:
высоковакуумная, вакуумно-порошковая и вакуумно-многослойная.
Рассмотрим последовательно особенности и характеристики каждого
вида этой изоляции.
Высоковакуумную теплоизоляцию применяют для небольших
сосудов Дьюара, криостатов и т. п.
В этой изоляции в наиболее чистом виде проявляются тепло-
изолирующие свойства вакуума. В общем случае теплоту Q, переда-
ваемую изоляцией любого вида, можно упрощенно представить в
виде суммы трех составляющих:
с=е1 + ог+сл, (5.1з5)
где Cj — теплота, переносимая по твердому скелету теплоизоляцион-
ного материала; Q. — теплота, передаваемая вследствие теплопровод-
ности и конвекции газа, заполняющего теплоизоляцию; Qn — теп-
лота, передаваемая излучением.
В вакуумной теплоизолирующей полости между двумя поверх-
ностями с разными температурами Тй и Тх создается вакуум (около
10"4 Па). В результате почти полностью исключается перенос теплоты
газом; теплоперенос по твердому телу сохраняется лишь в местах
соединения теплой и холодной поверхностей (тепловые мосты).
Теплоперенос в вакууме определяется в основном теплоизлучением.
Теплота Q., передаваемая по твердому телу, для этого вида
изоляции определяется лишь теплотой, переносимой по соедини-
тельным элементам, представляющим собой опоры и подвески,
крепящие внутренний холодный сосуд к внешнему — теплому.
Перенос теплоты газом (Q) определяется движением молекул
газа, остающихся в изоляционной полости даже при высоком
вакууме. В разреженной среде механизм переноса теплоты иной,
чем при атмосферном давлении, конвекция и теплопроводность в
обычном понимании этого термина отсутствуют. Критерием, опре-
615
деляющим границу, при которой теплопроводность газа в вакууме
принимает молекулярный характер, является число Кнудсена
Kn = l/d > 1, (5.136)
где 1 — средняя длина свободного пути молекул газа; d— характер-
ный размер системы (обычно это расстояние между теплой и хо-
лодной поверхностями вакуумной полости, составляющее несколько
сантиметров).
Согласно молекулярно-кинетической теории
1 =-------- , (5.137)
ло2п VT
где о — диаметр молекул (обычно о = (2 ... 4) • 1О10 м); п — число
молекул в единице объема.
Для воздуха при Т= 293 К формула (5.137) принимает вид
/ = 0.608/р, (5.138)
где I в см, если р — в Па.
Из формул (5.137) и (5.138) следует, что при КУ4 Па 1 м
и, следовательно, Кп 1. Это условие отражает факт движения
молекул между холодной и теплой поверхностями без взаимных
столкновений. В этом случае количество переносимой теплоты, Вт,
пропорционально числу молекул, т.е. давлению газа р:
О. - а '^= (Г, - 7j 7, (5.139)
'к ~ 1 ' т/ МТС
где а — коэффициент аккомодации; к — показатель адиабаты;
М— молекулярная масса; Fx — площадь холодной поверхности, м2.
Коэффициент аккомодации учитывает неполноту обмена энер-
гией между молекулами и поверхностью:
<х-[ — + -'*( — - 1)1 ' (5.140)
L «2 /р ' a, /J
Здесь индекс 1 относится к наружной поверхности; 2 — к
внутренней (холодной). При Т~ 300 К а = 0,8 ... 0,9 для воздуха
и а = 0,3 для водорода и гелия. При понижении Т коэффициент
а увеличивается и при температуре конденсации становится равным
единице. Для воздуха формула (5.139) принимает вид
ог - 0,93р (То - TJF* (5.141)
616
5.7. Коэффициенты черноты
материалов, применяемых в
криогенной технике
Материал 1 Температура | поверхности, К | Коэффициент черноты s
Алюминий отожжен- ный электрополиро- ванный 300 76 0,03 0,018 0,011
Медь электрополиро ванная 300 76 4 0,03 0,015 0,0062
Медь механически полированная Медь окисченная 4 300 0,015 0,78
Серебро 300 76 0,022 0,01
Сталь коррозионно- стойкая механически полированная 300 76 ОД 0,048
Сталь углеродистая Стекло 300 300 0,6 0,94
При давлении в вакуумной по-
лости р > 10‘2 Па теплоперенос оста-
точным газом интенсифицируется,
в результате чего качество высоко-
вакуумной изоляции резко ухудша-
ется.
Перенос теплоты излучением (Q.)
вносит основной вклад в тепло-
приток. Эта составляющая опреде-
ляется переносом энергии от теплой
к холодной поверхности электромаг-
нитным излучением в области его
инфракрасного спектра при длине
волн X > 10 мкм. Лучистый поток
может излучаться, поглощаться,
отражаться. Излучательность поверх-
ности тела характеризуется коэф-
фициентом его черноты е = EjEg,
где Е и Es — плотности потока из-
лучения данного и абсолютно чер-
ного тел, причем Es = Т4, где
<т5 = 5,77 • 10'8 Вт/(м • К4)— постоян-
ная излучения абсолютно черного
тела. Коэффициент черноты равен
коэффициенту поглощения в узком
интервале изменения длин волн.
Так как все реальные поверхности не являются черными, то коэф-
фициент черноты, определенный экспериментально, служит важной
характеристикой переноса теплоты излучением. Значение е зави-
сит от температуры и состояния поверхности материала (табл. 5.7).
Очевидно, поверхности с минимальным коэффициентом е имеют
наилучшие теплоизоляционные свойства.
Механизм взаимодействия излучения с поверхностью связан с
возбуждением свободных электронов в поверхностном слое, поэтому
чистые и гладкие поверхности с высокой электропроводностью и
упорядоченной кристаллической структурой в поверхностном слое
имеют малые значения е.
Поток излучения, Вт, между замкнутыми поверхностями с
температурами То и определяют по формуле Стефана-Больцмана
Сл = а8епр[Г04- 7/1^
617
или
0«-5-7МШ-(4)Т> (5142)
Приведенный коэффициент черноты
^=[гг(НГ (5,43)
Рассматривая лучистый перенос теплоты в поглощающих и рас-
сеивающих средах, удобно ввести понятие лучистой проводимости
Хл, аналогичной теплопроводности X [см. формулу (5.133)]:
С, - £ (Г„ - т,) г, - П, % [то‘ - Г/] Г, (5.144)
откуда
Ч = °, % 5 (Ti + Тх) (Т* + Т,2). (5.145)
В это выражение дополнительно вводят параметры, учитыва-
ющие ослабление излучения поглощающей средой.
Экранирование излучения. Лучистый поток можно значительно
снизить путем установки экранов между поверхностями Fo и
Экраны имеют промежуточную температуру между То и Тх и
отражают часть лучистого потока. Применяют экраны двух типов:
свободно установленные и охлаждаемые.
Для свободно установленных экранов при одинаковом коэффи-
циенте черноты граничных поверхностей и экранов е0 = ех = е и
при условии Fo = Fx суммарный приведенный коэффициент черноты
%“ei.2/('’+ 0, (5-146)
где 2 — приведенная степень черноты соседних поверхностей
[согласно (5.143) Е] 2 = е/(2 — е)|; п — число экранов
Очевидно, при установке даже одного экрана коэффициент
черноты уменьшается вдвое, при большем числе п можно резко
уменьшить теплоприток.
Значительный эффект дает применение охлаждаемых экранов.
Обычно для охлаждения используют внешний источник холода,
часто жидкий азот. Другой способ охлаждения экранов состоит в
использовании холодных паров криоагента, находящегося в емкости.
В этом случае важно определить температуру экрана Т3. Для этого
можно использовать уравнение, отражающее тепловой баланс между
экраном и окружающими его теплой и холодной поверхностями, с
618
учетом того, что пары испарившейся жидкости подогреваются на
экране от Тх до Гэ.
Определив тепловые потоки на основе (5.142), запишем
С,{Т' - = С/Т/ - Г/) + С/Г/ - T/k/r, - Т//г. (5.147)
где С = enpF для соответствующих поверхностей; ср — удельная
теплоемкость паров криоагента; г — теплота испарения криоагента.
После преобразований получаем уравнение
, + с/Г, - Г,) _ (Гр4 - Г,4) (s„„Q. (5 148)
г (Г/- Г/) (%Г)/
решив которое относительно Тэ, находим температуру экрана и
теплоприток.
Так, при (Епр^э/^пр^ = 1 и То = 293 К получено: при
Тх = 20 К (жидкий водород) Тэ = 180 К, при Тх = 4,2 К (жидкий
гелий) 7, = 122 К-
Теплопроводность экранов уменьшается при понижении их тем-
пературы. Эффективность использования холодных паров при этом
увеличивается. Обычно в изоляции устанавливают два-три экрана,
охлаждаемых паром, дальнейшее увеличение числа экранов дает
небольшой эффект.
Вакуумно-порошковая теплоизоляция, широко применяемая в крио-
генных системах, характеризуется высокой эффективностью В
порошкообразных материалах при атмосферном давлении около 90 %
теплоты переносится заполняющим их газом. Помещение порошков
в вакуумированную полость резко снижает их теплопроводность.
Наряду с порошками в вакууме можно применять и волокновые
материалы (стекловату, минеральную вату и др.). Характеристики
ряда порошковых и волокновых материалов приведены в табл. 5.8.
Порошкообразные материалы могут иметь различную структуру
с закрытыми (аэрогель кремниевой кислоты) и открытыми (перлит)
порами внугри частиц. Применение вакуумно-порошковой изоляции
эффективно по многим причинам. Так, этой изоляцией можно
заполнять полости сложной геометрической формы; изоляция под
вакуумом исключает возможность ее увлажнения, что обеспечивает
стабильность теплопроводности; изоляция недорога и не требует
высокого вакуума.
Механизм переноса теплоты через порошково-вакуумную тепло-
изоляцию определяется тремя составляющими: контактной тепло-
проводностью твердых частиц, теплопроводностью газа и излучением:
+ \ + (5.149)
619
5.8. Теплопроводность вакуумированных порошковых и волокновых
материалов при граничных температурах 293 и 90 К
Материал Диаметр частиц, Удельная площадь поверх- ности, М2/КГ Плот- ность, кг/м2 Значения X, мВт/(м К), при давле- нии, Па
0,1 10
Аэрогель 250 200 100 0,5 1 4
Аэросил А-380 — 380 70 0,5 1,8
Диатомит 250 40 250 1,7 1,8
Перлитовый песок 1000 15 100 1,2 6,0
Перлитовая пудра 250 15 100 1,1 1,1
Мипора — 20 40 2,1 2.1
Стекловата 18 — 160 5,0 и,о
» 8 150 1,7 6.8
Базальтовая вата 2 — 60 2,7 —
Минеральная вата 10 4 150 3,0 7,5
50 % аэрогеля В+50 % бронзовой пудры БПИ - - 200 0,30 0,5
30 % аэросила А-380 + + 70 °Ь БПИ - - 180 0,35 0,5
70 % БС-280 + 30 % — —а 350 0,30 0.5
пудры БПИ 60 % аэрогеля В + + 40 % алюминиевой пудры - 180 0,35 -
60 % перлитовой пудры +40% пудры БПИ - - 180 0,60 -
Доля теплоты, передаваемой вследствие теплопроводности твер-
дых частиц, невелика. Это обусловлено тонкодисперсной структу-
рой и большим числом контактных термических сопротивлений.
Значение кг обычно имеет порядок 0,1 мВт/(м • К). При увеличении
плотности порошка теплопроводность Хг увеличивается.
Количество теплоты, передаваемой газом в дисперсных структурах
при низком давлении, зависит от давления и размеров частиц. При
малых размерах d частиц порошкообразного материала число
Кнудсена Kn = l/d становится большим даже при малой длине
свободного пути частиц I В этом случае даже при среднем вакууме
(р » 100 Па) Kn > 1 и теплопроводность пропорциональна давлению.
620
Теплопроводность газа определяют по формуле
>, =----------. (5.150)
1 +3,17 [(2 - а)/а]Кп
Здесь Хд — теплопроводность газа при атмосферном давлении; а —
коэффициент аккомодации (для порошков а = 1 ... 0,5).
Из (1.150) следует, что чем меньше диаметр частиц, тем больше
число Кп и меньше Хг. Наиболее тонкодисперсную структуру имеет
аэрогель кремниевой кислоты.
Доля теплоты, переносимой газом в порошково-вакуумной изо-
ляции, мала (несколько процентов общего теплопритока).
Эффективная теплопроводность вакуумных изоляционных по-
рошков минимальна при давлении 0,1—1 Па (рис. 5.63), причем ее
значения в 10—30 раз меньше теплопроводности при атмосферном
давлении, что и определяет эффективность вакуумно-порошковой
изоляции.
Рис. 5.63. Зависимость эффективной кн.шфшюдности порошковой теплоизоляции
от давления при граничных температура» 293 и 90 К:
1 — аэрогель кремниевой кислоты; 2 — двуокись кремнии; 3 — аэрогель окиси
алюминии; 4 — мипора; 5 — перлит (песок); 6 — перлит; 7 — магнезия
621
Основной механизм теплопереноса в вакуумированных изоля-
ционных порошках — излучение, которое ослабляется в порошках
посредством поглощения и рассеяния его частицами изоляционного
материала. Лучистая проводимость дисперсных материалов с учетом
(5.145)
К = 4 о, (Г„ + Tj {Т* + ЛЗД, (5.151)
где у — коэффициент ослабления излучения материалом (для
аэрогеля и перлита при То = 300 К и Тх= 90 К 3* 103 м_|).
Лучистая проводимость быстро возрастает при увеличении
температуры теплой граничной стенки; она обратно пропорциональна
плотности порошка (рис. 5.64). Влияние плотности имеет сложный
характер, обусловленный рядом факторов.
При большой плотности эффективная теплопроводность начинает
возрастать вследствие преобладания проводимости материалов по
твердому телу. Минимальные значения Х4 соответствуют плотности
150-200 кг/м3.
С целью уменьшения теплопереноса излучением к изоляционным
порошкам добавляют металлические порошки, обеспечивающие
многократное экранирование. Наилучшие результаты достигаются
при использовании металлических пудр с дискообразными части-
цами (чешуйками); оптимальный диаметр чешуек 5 мкм, толщина —
не более 0,5 мкм.
Добавлением металлического порошка удается снизить до
0,3 мВт/(м • К) (рис. 5.65), т.е. в 3—5 раз по сравнению с чистыми
изоляционными порошками. Минимальные значения Х^ достига-
ются при содержании 100—120 кг металлического порошка в 1 м3
изоляции, что соответствует обычно массовой доле в смеси 40—50 %.
Однако при длительной эксплу-
атации металлический порошок
опускается вниз изоляционной
полости и эффективность изо-
ляции существенно ухудшается.
Fhc. 5.64. Зависимость эффективной
теплопроводности теплоизоляими в
вавууме от плотности при граничных
температурах 300 и 80 К:
1 — аэрогель; 2 — перлит; 3 — ми-
пора; 4 — белая сажа; 5 — стекловата
(Д = 1,15 мкм)
622
Рис. 5.65. Зависимость эффективной теплопроводности вакуумно-порошковой
теплоизоляции от массы металлического порошка в 1 № изоляции при граничных
температурах 293 и 90 К:
1 — аэросил, 2 — аэрогель; 3 — белая сажа (смесь с бронзовой пудрой БПИ);
4 — аэрогель с алюминиевой пудрой
Эффективная теплопроводность многих материалов находится
в пределах 1 ... 2 мВт/(м • К), причем 70—90 % этого значения
составляет Хл. При р = 10’1 Па Хг < 0,01 ... 0,02 мВт/(м-К); при
р = 10 Па > 0,5 мВт/(м*К). Дальнейшее снижение теплопро-
водности достигается добавлением металлических порошков.
В настоящее время для вакуумно-порошковой изоляции при-
меняют, в основном, аэрогель кремниевой кислоты и перлит.
Преимущество аэрогеля — малая теплопроводность, сравнительно
медленно возрастающая при увеличении давления. Аэрогель засы-
пают в изоляционную полость сосудов с вакуумно-порошковой
изоляцией и уплотняют в вакууме. Это приводит к увеличению
плотности аэрогеля примерно в 2 раза и исключает последующую
усадку его при транспортировании сосуда, а также при потере
вакуума.
Вспученный перлит применяют в различных областях техники.
Для вакуумно-порошковой изоляции используют перлитовый
порошок плотностью 100—120 кг/м3 с размером частиц не более
0.3 мм.
В условиях высокого вакуума теплопроводность перлита ниже,
чем у аэрогеля, но при увеличении давления она довольно быстро
увеличивается. Перлит имеет более крупнодисперсную структуру,
чем аэрогель, поэтому он адсорбирует меньше газов и паров. Он
менее гигроскопичен, легко вакуумируется и сравнительно дешев.
623
Все это делает более целесообразным применение перлита в сосудах
с вакуумно-порошковой изоляцией.
Засыпка перлита с уплотнением в вакууме не предотвращает,
как в случае с аэрогелем, последующей усадки при вибрации,
достигающей 25 %, поэтому перлит следует засыпать в изоляцион-
ное пространство под разрежением с одновременной вибрацией. С
целью упрощения технологии засыпки применяют смесь 50 %
аэрогеля и 50 % перлита, не требующую, как и чистый аэрогель,
вибрации при засыпке.
Теплопритоки через вакуумно-порошковую изоляцию рассчиты-
вают по формуле (5.133), используя приведенные выше значения
Вакуумно-многослойная теплоизоляция — наиболее эффективная
из существующих в настоящее время. При создании этого типа
изоляции использована идея резкого снижения лучистого потока
при многократном экранировании [см. формулу (5.146)]. Вакуумно-
многослойная изоляция состоит из большого числа слоев с низкой
излучательной способностью, которые служат экранами, отражаю-
щими тепловое ихтучение. Эти экраны разделены теплоизоляцион-
ными прокладками, вся изоляция находится в вакуумной полости.
В качестве основных элементов такой изоляции чаще всего приме-
няют алюминиевую фольгу и стеклоткань. В теплоизолирующем
пространстве поддерживается вакуум (КГ4—10'3 Па).
Как и в рассмотренных ранее типах изоляции, механизм пере-
носа теплоты определяется теплопроводностью твердого тела, тепло-
проводностью газа и излучением.
Перенос теплоты по твердому телу определяется теплопровод-
ностью теплоизолирующих прокладок и контактной теплопровод-
ностью. На теплоперенос по твердому телу существенно влияет
плотность укладки слоев п = N/&, где А' — число слоев экранов,
5 — толщина изоляции. Параметр п влияет также на теплоперенос
излучением и на эффективную теплопроводность. Для снижения
теплопроводности следует применять прокладочные материалы
с малой плотностью и не допускать обжатия слоев изоляции,
приводящего к увеличению контактной теплопроводности.
Теплоперенос остаточными газами следует тем же закономернос-
тям, что и в вакуумно-порошковой изоляции, причем основным
характеристическим размером является расстояние между экранами
d. Для расчета теплопроводности газами можно использовать
формулу (5.150), введя в число Кнудсена Kn = l/d соответствующее
значение d
Влияние давления газа на эффективную теплопроводность иллю-
стрирует рис. 5.66.
624
Рис. 5.66. Зависимость эффек-
тивной теплопроводности ва-
куумво-нмогослойной тепло-
изоляции с экранами из алю-
миниевой фольги от давления
при граничных температурах
293 и 90 К:
1 — прокладка из стекло-
бумаги СБ Р-0,05 (л = 14);
2 — стеклохолста ЭВТИ-10
(я = 15); 3 — стеклосетки
ЭСГБ-40 (я = 26); 4 —стекло-
бумаги СБР-0,05 (п = 50)
Для снижения в изоляционной полости (причем не только
вокруг изоляции, но и внутри ее — между экранами) необходимо
поддерживать давление не выше 5 • I0"3 Па. Этому препятствует
выделение изоляционными материалами газов, которые медленно
отводятся через длинные узкие щели между экранами. Для обеспе-
чения высокого вакуума в изоляции уменьшают газовыделение из
нее, например, посредством предварительного прогрева при
вакуумировании и увеличивают ее пропускную способность посред-
ством перфорирования экранов.
Теплоперенос излучением в вакуумно-многослойной изоляции
характеризуется ее лучистой проводимостью, которую вводят на
основе выражений (5.145) и (5.146) с учетом многократного
экранирования и поглощения излучения прокладками:
=1 (у— + + 7„)(т„2 + тд
п \2 — е 5 /
(5.152)
где л = N/8 — плотность укладки экранов; е — коэффициент
черноты экранов; а — коэффициент поглощения излучения про-
кладками; / — толщина теплоизоляционных прокладок.
Из формулы (5.152) следует, что величина 1л обратно пропор-
циональна плотности укладки экранов, причем около половины А.
составляет проводимость, обусловленная поглощением излучения
прокладками.
Эффективная теплопроводное! ь этой изоляции минимальна при
« » 20 см'1 (рис. 5.67). При и > 20 см’1 преобладающим механизмом
Ю №667$ 625
5.9- Теплопроводность композиций многослойной изоляции при
оптимальной плотности укладки экранов (граничные температуры
293—300 и 77—90 К, давление 10'3 Па)
Материал прокладки Толщина прокладки, мм (поверх- ностная плотность. Г/м2) укладки экранов ность ИЗОЛЯ- ЦИИ р, кг/м3 ’•эф> мВт (м-К)
Композиции с экранами из
толщиной 6,3—12,7 мкм
Стеклобумага СБР (22) 20 98 0,050
(16) 25 108 0,040
Сгеклохолст ЭВТИ 0,2 (40) 20 135 0,085
0,15 20 95 0,05
Стеклобумага МКВ (4,3) 22 68 0,042
Бумага ОДП из целлюлозного (22) 20 98 0.067
волокна
Капроновая сетка (14) 23 94 0,039
Стеклобумага из волокна 0,5 мкм 0,2 20 140 0,06
(16) 21 0,042
Стеклобумага из волокна 3 мкм 0,2 15 110 0,074
0,12 20 112 0,052
двух сторон
полиэтимнтерефталотной пленки толщиной 5— 12 мкм
Стекловуаль ЭВТИ-7 (7) 30 80 0,045
Стеклобумага МКВ (4,3) 22 53 0,040
Сгеклохолст ЭВТИ 0,1 (16) 30 105 0,050
Шелковая сетка (два слоя) 0,15 20 45 0,043
Нейлоновая сетка 0,23 32 54 0,029
Рифленая пленка 3x3 мм без про- кладок (алюминированная с одной стероны) 20 16 0,10
теплопереноса становится проводимость по твердому телу, увеличи-
вающаяся приблизительно пропорционально квадрату плотности.
Экспериментально найденные значения теплопроводности основ-
ных композиций многослойной изоляции приведены в табл. 5.9-
Лучшие композиции позволяют получить значение = 0,03 ...
0,04 мВт/(м • К). При известном значении теплоприток рассчи-
тывают по формуле (5.133).
626
Рис. 5.67. Зависимость эффективной
теплопроводности вакуумно-много-
слойной теплоизоляции от плот-
ности я укладки экранов из алюми-
ниевой фольги (/—4) и алюмини-
рованной пленки (5) при граничных
температурах 300 и 80 К:
/ — прокладки из стеклобумаги
СБР; 2 — стеклохолста ЭВТИ; 3
— бумаги ОДП, 4 — капроновой
сетки, 5 — стекловуали ЭВТИ-7
В низкотемпературных теплоизоляционных конструкциях в
качестве материала для экранов используют большей частью
алюминиевую фольгу или алюминированную полимерную пленку.
Алюминиевая фольга имеет высокую отражательную способность,
относительно малую массу и низкую стоимость. Используют мягкую
фольгу, отожженную при температуре 400—450 “С, с параметром
шероховатости Ra = 0,16 ... 0,02 мкм. С целью снижения коэффи-
циента черноты содержание примесей в алюминии уменьшают до
0,5 %. Толщина фольги 0,005—0,015 мм.
Из полимерных пленок для изготовления экранов чаще всего
используют полиэтилентерефталатную (ПЭТФ) пленку толщиной
0,005—0,012 мм. Она имеет высокую прочность и сохраняет эластич-
ность при низких температурах. На пленку напыляют (методом ис-
парения в вакууме) слой алюминия толщиной 0,02—0,04 мкм с од-
ной (ПЭТФ-ОА) или двух (ПЭТФ-ДА) сторон. Пленку ПЭТФ-ОА
применяют без прокладок, для уменьшения площади контактов между
слоями ее поверхность выполняют рифленой. Пленку ПЭТФ-ДА
также выполняют иногда рифленой, но при этом применяют
прокладки.
В качестве прокладок между экранами в многослойной изоляции
чаще всего используют нетканые стекловолокновые материалы.
Стекловолокно можно изготовить диаметром менее 0,5 мкм; оно
прочно, не горит и не выделяет больших количеств газов в вакууме.
В инфракрасной области проявляется поглощательная способность
стекла, но ее можно значительно уменьшить в стекловолокновых
прокладках.
Волокна в стеклобумаге могут быть соединены с помощью связу-
ющего или посредством естественного сцепления. К материалам это-
го вида относят стеклобумагу СБР из волокна диаметром 5—7 мкм,
а также стеклохолст и стекловуаль ЭВТИ из волокна диаметром
12—16 мкм.
627
Одно из основных требований к прокладочным материалам —
обеспечение минимальной поверхностной плотности. Уменьшение
поверхностной плотности позволяет снизить лучистую проводимость
изоляции вследствие уменьшения поглощения излучения проклад-
ками и увеличения числа экранов на единицу толщины изоляции.
Одновременно снижается проводимость по твердому телу, поскольку
увеличивается основное контактное термосопротивление в изоляции
благодаря уменьшению степени ее обжатия.
Применение тканых материалов в ваде сеток позволяет в некото-
рых случаях получить весьма низкую теплопроводность изоляции.
Разреженная структура обусловливает их малую поглощательную
способность, большое термическое сопротивление на границе с
экраном и уменьшение всех трех составляющих теплового потока.
Образцы изоляции с прокладками из шелковой, капроновой и
нейлоновой сетки имеют очень низкую теплопроводность, реализо-
вать которую б теплоизоляционных конструкциях весьма трудно
вследствие большой чувствительности композиций с ткаными
прокладками к обжатию.
Эффективная теплопроводность вакуумно-многослойной
изоляции увеличивается при увеличении ее толщины, однако
применять изоляцию толщиной более 50 мм (число экранов более
70—100) на практике нецелесообразно.
При промышленном применении многослойной изоляции возни-
кают серьезные трудности, связанные с краевыми эффектами и
анизотропностью этой изоляции. Сущность краевых эффектов
заключается в продольном теплообмене с торцов вдоль изоляцион-
ных пакетов, приводящем к увеличению теплового потока через
пакет. В результате значение эффективной теплопроводности
изоляции, смонтированной на промышленном изделии, увеличива-
ется иногда в несколько раз по сравнению с теплопроводностью,
измеренной в лабораторных условиях. Лишь тщательное устранение
краевых эффектов и обеспечение легкого выхода вьщеляемого газа
из межэкранного пространства позволяет реализовать на практике
высокое термосопротивление, присущее этой изоляции.
Применяют несколько способов монтажа многослойной изоля-
ции, в которых краевые эффекты сводятся к минимуму. Один из
наиболее эффективных — намотка на сосуд узких лент экранного
и прокладочного материалов. Часто применяют вариант этого
способа, называемый орбитальной намоткой и легко поддающийся
полной механизации. При этом способе цилиндрический сосуд
вращается вокруг оси и обматывается двухслойной узкой полосой
628
изоляции под небольшим углом к оси сосуда. Эффективная тепло-
проводность изоляции, смонтированной этим способом, достигает
0,06—0,08 мВт/(м К).
Создание и длительное поддержание высокого вакуума в изоля-
ционной полости криогенных систем с различными типами вакуум-
ной теплоизоляции обеспечивают с помощью адсорбентов, погло-
щающих газы, которые выделяются из материалов изоляционной
полости и натекают через неплотности. Высокую поглотительную
способность в условиях вакуума и низких температур имеет
активированный уголь СКТ-4. Он хорошо адсорбирует все атмо-
сферные газы, его поглотительная способность по азоту при 78 К
и 10*3 Па составляет 20 см3/г. Уголь СКТ-4 имеет достаточную
механическую прочность и легко регенерируется при 20—100 "С.
Цеолиты имеют меньшие объем и площадь поверхности пор,
но благодаря малому диаметру пор они по адсорбции практически
не уступают углям в области низких давлений. В этой области
поглотительные способности цеолита СаЕН-4В и угля СКТ-4 близки.
По сравнению с другими цеолитами СаЕН имеет более низкую
температуру регенерации (200 °C), что обусловливает его преиму-
щественное применение в криогенном оборудовании, которое
большей частью не рассчитано на нагрев до высоких температур.
Поглотительная способность адсорбентов резко увеличивается при
понижении температуры, поэтому их устанавливают на внутренней
(холодной) поверхности изоляционного пространства.
Тепловые мосты. Криогенные емкости с жидкостью, внутренние
корпуса криостатов, ожижителей и рефрижераторов с помощью
элементов крепления соединены с наружным кожухом, находящим-
ся при температуре окружающей среды. Эти элементы проходят
через изоляционное пространство и являются “тепловыми мостами”,
по которым передается теплота от наружной оболочки к холодным
внутренним частям. При применении высокоэффективных видов
теплоизоляции теплоприток по тепловым мостам составляет значи-
тельную долю (до 50 % общего теплопритока), поэтому очень важно
создавать конструкции тепловых мостов, которые обеспечивали бы
минимальный теплоприток. Для этого применяют элементы с малой
площадью поперечного сечения, большой длины с большим кон-
тактным термосопротивлением. К тепловым мостам относят
следующие основные элементы: подвески, опоры, трубопроводы
(рис. 5.68). Теплопроводность материалов зависит от температуры
(рис. 5.69).
629
Рис 5.68. Элементы тепловых мостов, обеспечивающих малые теплопритоки;
а — вертикальная подвеска; б — удлиненная подвеска (1 — наружный кожух;
2 — внутренний сосуд; 3 — подвеска, 4 — труба); в — элемент цепной
подвески, г — многослойные опоры из пластин
Расчет теплопритоков по тепловым мостам без учета теплообмена
Набоковой поверхности элемента можно выполнять по формуле (5.133).
В данном случае длина моста 6 = I м; площадь поперечного сечения
моста Fcp м2. В ряде случаев характеристику моста задают не тепло-
Рис. 5.€9.Температурные зависимости
теплопроводности для ряда материалов:
1 — медь М3 отожженная; 2 — медь
М3 неотожженная; 3 — купалой сос-
тава: 99,2% Си, 0,61 % Сг, 0,18 % Ag;
4 — дюралюминий Д16; 5 — бронза
БрОФ6,5-0,15; 6 — мельхиор НМ-81
отожженный; 7 — мельхиор НМ-81
неотожженный; 8 — манганин, 9 —
сталь 12Х18Н10Т, 10 — графитер
АУГ-4; 11 — графитер АУГ-3;
12 — найлон; 13 — фторопласт;
14 — плавленый кварц; 15 — стекло,
16 — монель; 17 — константан;
18 — припой 50 % РЬ + 50 % Sn,
19 — латунь
630
проводностью Л, а термическим сопротивлением Л = 1/\ м2 • К/Вт,
или R = 1/Q-F) К/Вт. В формулу (5.133) следует подставлять
среднее значение Хср, поскольку при низких температурах тепло-
проводность X. существенно изменяется (см. рис. 5.69). Средне-
интегральная теплопроводность в интервале температур Тй ... Тх
то я
{\dT
1=1
При наличии контактного термического сопротивления Л*,
уменьшающего теплопроводность (в шарнирах, цепях, многослойных
операх), полное сопротивление определяют по формуле
Я = «„ + Z А? (5.154
где — термическое сопротивление основного материала моста.
При определении RK необход имо учитывать размеры контактного
пятна. При упругой деформации двух шаров его радиус а вычисляют
по формуле Герца (при коэффициенте Пуассона р2 1)
<5155>
где d — диаметр шаров; Е — модуль упругости; руд = Р/(2лг) —
удельная нафузка; Р — сила сжатия шаров.
Очевидно, с увеличением нагрузки руд размеры контактного
пятна, а следовательно, и тепловой поток увеличиваются. Термичес-
кое сопротивление контакта для двух скрещенных цилиндров
К' l/suV^/c). (5.156)
Термическое сопротивление контактов, К/Вт, в элементах между
плоскими поверхностями определяют по полуэмпирической формуле
Р = + S*2\10-4 (5.157)
Р \ X, Х2 /
где Р— нафузка на элемент, Н; стсж — предел прочности при сжатии,
Па (индексы 1 и 2 относятся к контактирующим поверхностям).
При контакте между тонкими пластинами (толщиной менее 5 мм
для стеклопластов) сопротивление уменьшается; его значение следует
определять непосредственно из соответствующих экспериментов.
631
При точечном контакте между элементом и поверхностью (см.
рис. 5.68) термическое сопротивление контакта можно определить
по полуэмпирической формуле
где Е — модуль упругости материала, Па; гк — наименьший радиус
кривизны в зоне контакта поверхностей.
С учетом формул (5.154)—(5.158) выражение (5.133) можно
преобразовать к вицу
О = (То - Тх)/И (5.159)
В ряде случаев, например, для стеклопластовых подвесок и длин-
ных труб с большой боковой поверхностью следует учитывать боко-
вой теплоприток через изоляцию, направленный перпендикулярно
к поверхности теплового моста. Одномерное уравнение стационар-
ной теплопроводности моста с учетом бокового теплопритока имеет
вид
д’ (Г„ - Т} = п (5 160)
ЙХ?
Здесь параметр m = у Х^Ц/(Х/биз), где Х^3 — теплопроводность
изоляции; П - периметр; X — теплопроводность моста;/— площадь
сечения моста; бнз — толщина изоляции.
Решив уравнение (5.160), можно найти термическое сопротивле-
ние, эквивалентное этому теплопритоку:
= Чэ/(^п/>. (5.161)
С учетом дополнительного теплопритока вдоль теплоизоляции
полное термическое сопротивление моста с изоляцией определяется
тремя составляющими:
+ 2. + Jr' _/У+У,п/ + 1\>-| (5
' Я Ял К,) \ I 3S„ I I
Теплопроводность вакуумно-многослойной теплоизоляции в
продольном и поперечном направлении различна: Хл^ * Х^ .
Отметим, что существуют оптимальные значения толщины изоля-
ции 5ГО, длины I подвески и трубопровода, которые обеспечивают
минимальный теплоприток.
632
Тепловые мосты, охлаждаемые парами криоагента. Холодные
пары криоагента могут быть использованы не только для повыше-
ния эффективности теплоизоляции — охлаждения экранов, но и
для уменьшения теплопритоков по тепловым мостом. Типичные
примеры охлаждаемых газом мостов — горловины сосудов Дьюара
и криостатов, которые одновременно служат для крепления внут-
реннего сосуда в корпусе.
На рис. 5.70, дана принципиальная схема теплообмена в горло-
вине с разностью температур вдоль стенки 7J, — Тх. Наружная
поверхность горловины имеет теплоизоляцию, внутренняя омывасюя
холодным газом. Выходящий поток газа воспринимает часть тепло-
притока от стенки горловины, нагревается и тем самым снижает
количество теплоты, поступающей в холодную зону.
Рис. 5.70. Зависимость теплопритока ио охлаждаемой газом горловине от
параметров К и 77 без учета теплообмена па внешней поверхности (п) и расчетная
схема горловины (б)
633
Для одномерного потока теплоты при постоянных коэффициентах
теплоотдачи <х и теплопроводности К уравнение теплопроводности
имеет вид
ад- j
in (A»W
d2T
-O*DC<.TC- Tr) +
dr
(5.163)
Здесь индекс с относится к горловине, индекс г — к газу.
Первый член в уравнении (5.163) определяет теплопроводность
горловины, второй — боковой теплообмен между горловиной и
газом, третий — теплоприток через изоляцию.
Уравнение баланса энергии потока газа
тср dTT = алЛс dx (Тс - 7Г), (5.164)
где т — расход газа через горловину, кг/с.
Граничные условия для уравнений (5.163) и (5.164) следующие:
х = О, Тс = Т* Те — Тт = ЬТт, х= I, Тс= То. Решение этой
системы уравнений позволяет определить тепловой поток на
холодном конце (х = 0):
0 = „ _____________Ah + Aih + Аъ_______________
(г,2 — т/Хе’2 — еЧ — (г22 — тЛСе’’ — еТ|)
(5.165)
где GCT = (1с/04 — согласно формуле (5.133).
Остальные параметры находят по формулам
А = (у22 — Р2) еЪ - <Ъ2 — Р2) еЪ»
Л2 = (у32 — Р2) ет1 — (у,2 — Р2) еЧ (5.166)
А = (п2 - Р2) еЪ - (ъ2 - Р2) eY,J
у = Ж*+р2) _ J[ g(*+jj)]2 ~2.
1 2К П 2К I
+ к + <5-,61
к= г Nu >,/2 н = ^1!. рг _ 21AJ2
Ы ' V. ’ V«in(P„/A)’
634
Если р/Я < 0,05, т. е. расход газа велик, а теплоприток через
изоляцию мал, уравнение (5.165) упрощается = 0), и расчет
можно вести графически (рис. 5.70, а).
Для ламинарного режима в горловине Nu = 3,66. В широких
горловинах с диаметром более 250 мм возникает свободная
конвекция, тоща
Nu = 0,55 Ra*0’2. (5.168)
Здесь Ra* — модифицированное число Рэлея:
Ra’ - тср (Т„ - TJ Tcs), (5.169)
ще р и т] — плотность и вязкость газа; g — ускорение свободного
падения.
Теплофизические параметры следует определять при среднеинте-
гральной температуре, учитывая закон ее изменения по длине
горловины. Эта температура ниже ее среднеарифметического
значения приблизительно на 10 К для О2, N2 и на 30 К для Не. В
расчетную формулу (5.165) входит расход газа т, кг/с, который
заранее неизвестен, поэтому вначале находят приближенное значение
mi = Сст//‘, где — теплоприток, рассчитанный без учета охлаж-
дения горловины, Вт; г — теплота испарения, Дж/кг. По значению
т, находят Qxi, а затем с помощью последующих двух-трех при-
ближений определяют истинные значения т и Qx. Расчеты показы-
вают, что для сосудов с жидким гелием использование холодных
паров позволяет снизить теплоприток по горловине в 15 раз и более.
Пример 5.6. Определить теплопритоки к внутрен-
ней полости гелиевого ожижителя с высоковакуумной
теплоизоляцией (экран охлаждается азотом, Тэ = 80 К).
Корпус ожижителя выполнен в виде сосуда Дьюара
(рис 5.71).
Исходные данные. Остаточное давление в вакуумной
полости р = L0'3 Па; материал наружного сосуда
(корпуса) — сталь СтЗ; температура окружающей среды
То = 300 К; коэффициент черноты е, = 0,6; коэф-
фициент аккомодации а, = 0,85, материал экрана —
медь (Ej = 0,02; а3 = 1); внутренний сосуд выполнен из
хромоникелевой аустенитной стали (е2 = 0,1 при 300 К
и е2 = 0,06 при 80 К, а2 = 1). Корпус цилиндри-
ческий; высота корпуса 1500 мм, высота верхней зоны
Рис. 5.71. Схема корпуса криостата с высоковакуумной
теплоизоляцией:
I — крышка; 2 — патрубок к вакуумному насосу;
3 — корпус; 4 — внутренний сосуд; 5 — емкость с
азотом для охлаждения экрана, 6 — экран
635
(нац экраном) 800 мм, нижней 700 мм; диаметр наружного сосуда (Корпуса)
Ь, = 450 мм; диаметр экрана D3 = 430 мм; диаметр внутреннего сосуда “ 400 мм,
соответствующие площади поверхностей: F3 = 1,06 м2, F, = Fia + F1(l — 1,13 +
+ 1,15 = 2,28 м2, F2 = Fj3 + F2h = 1 + 0,97 = 1,97 м2 (Ft и F„ — площади
поверхностей верхней и нижней зон); толщина стенок внутреннего сосуда
8 = 0,5 мм.
Решение. Определяем раздельно теплопритоки к верхней и нижней зонам.
Теплоприток ст корпуса к экрану также воспринимается жидким азотом. Этот
теплоприток относят к потерям верхней зоны
Теплоприток к верхней зоне определяем следующим образом Приведенный
коэффициент черноты двух сосудов вычисляем по формуле (5.143), считая, что
в2 = е, = е0 и e2qJ = °,5 (®,* + °*®®) " ®-®8:
г , •» = [— +— (--------1)1 =0,0762.
[.0,08 1,13 \0,6 /]
Примем линейный закон изменения температуры по высоте внутреннего
корпуса, тогда его средняя температура Tt в = 0,5 (300 + 80) — 190 К Лучистый
теплоприток к поверхности площадью F2b = I м2 согласно формуле (5.142)
й--5-”-“-о№[@,-Э},-а-75Вт
Далее находим теплоприток Сл н от поверхности наружного корпуса
площадью FlH к экрану площадью Fs.
Приведенный коэффициент черноты корпуса и экрана согласно (5.143)
Епр1^ = [— + — (— - 1)1 = 0,0’97
п₽,"° 10,02 1,13'0,6 /]
тогда
-5,77.0,0197 [Q‘-(^)']-1.06 - 9.64 Bi
Суммарный лучистый теплоприток от наружного корпуса
<?Л1 =ел , + „ = 29,75 + 9.64 = 39,4 Вт
Количество теплоты, переносимой остаточным газом от наружной поверх-
ности площадью Fj = 2,28 м2 к верхней части внутреннего сосуда и к экрану,
определяем по формуле (5.139) при Kn > 1. Общая площадь внутренней
поверхности F = F2b + F, = 1 + 1,06 = 2,06 м2. Коэффициент аккомодации
согласно (5.140)
a=[_L+W6/_i__Ar, = 0>86.
11,0 2,28 \ 0,85 /]
Остаточный газ — воздух (М = 29 кг/кмоль; А = 1,41). Средняя температура
внутренней поверхности
Гж = 0,5 (Ть + ТУ = 0,5 (190 + 80) = 135 К,
откуда Q,t = 18,2-0,86 * ’41 +- (3°° ~ 2,06 • 103 = 0,44 Вт.
1,41 — 1 з/ 29 300
636
Определим теплоприток по стенке внутреннего сосуда, площадь поперечного
сечения которого f= п/Яб = 3,14 0,4 - 0,0005 = 0,628 • 10’1 м2
Средняя теплопроводность материала корпуса (сталь 12XI8HI0T) = 11,1
Вт/(м • К). По формуле (5 133) находим
ft, - К,- П - TJ - 11,1 °1‘” ю' (300 — 80) = 1,92 Вт.
Здесь длина теплового моста 1В ~ 0,8 м.
Общий теплоприток в верхней зоне
С£| = Сл1 + ft, + ОТ1 = 39,4 + 0,44 +1,92 = 41,76 Вт
Основная доля теплопритока обусловлена лучистым теплообменом. Расход
жидкого азота, необходимого для компенсации этого теплопритока.
Л, 41.76
GN =J2L =---------- 3600 = 0,75 кг/ч,
rNj 198-Ю3
где rN — теплота парообразования азота
Теплоприток к внутреннему сосуду в нижней зоне определяем следующим
образом Приведенный коэффициент черноты экрана и внутреннего сосуда:
_ =[J_+^(J__ ,)]-* = 0>Ш.
’ 10,06 1,06'0,02 /]
Приняв, что 1/3 площади поверхности внутреннего сосуда в нижней зоне
имеет температуру жидкого гелия 4,2 К, а температура остальной части меняется
по линейному закону ст 80 до 4,2 К, определим ее среднее значение — 29 К.
Тогда лучистый теплоприток от экрана
Ой-5.”-0.016 0,0350 Вт
Теплота, переносимая остаточным газом при о = 1
С,2 = 18,2 1,41 + 1 (8° ~ 29) 0,97 -10-3 = 0.077 Вт
1,41-1 V 29-300
Определяем теплоприток по стенке внутреннего сосуда. Переменную тепло-
проводность X находим графическим (см. рис. 5 69), а ее среднее значение
вычисляем по формуле (5.153) при i = 5, = 15 К:
_15 (7,75 + 6,5 + 4,6 + 2,9 + 1,05) _ d 5 Вт
(80-4,2) ’ м-К
Тогда теплоприток по стенке сосуда
0,1 - (Т, - TJ - 4.5 <80 - 4,2) - 0,456 Вт.
где/и = 2/3-0,7 = 0,47 м.
637
Общий теплоприток к нижней зоне (без учета теплопритока со стороны
днища)
Q22 = Ота + С,2 + 0г2 = °»035 + О,»?’ +0,456 - С,568 Вт
При теплоте парообразования гНе = 2,55 кДж/дм3 — количество гелия,
испарившегося вследствие теплопритока.
Q„ 0,568 „
С„, = —— =-----------3600 = 0,8 дм3/ч.
гНе 2,55-10’
Основная доля потерь — теплоприток по стенке сосуда. Полученный резуль-
тат приближенный, так как часть теплопритока воспринимается газообразным
гелием и действительные потери меньше
Пример 5.7. Определить теплоприток к внутренней полости сосуда для
жидкого азота, имеющего многослойную вакуумную теплоизоляцию, с учетом
использования холодных паров, выходящих через горловину.
Исходные данные. Сосуд сферический, внутренний диаметр DB — 550 мм,
толщина теплоизоляции 40 мм (плотность укладки экранов п = 20 см-1).
Внутренний сосуд крепится к наружному через горловину, представляющую
собой трубу длиной I = 250 мм, диаметром Dc = 18 мм с толщиной стенки
8С = 0,3 мм; материал — сталь 12Х18Н10Т; диаметр изоляции Dm = 38 мм
Температуры Тй = 293 К; Тх = 77,5 К.
Решение. По справочным данным при средней температуре определяем парамет-
ры изоляции трубы и газа (азота)’ с учетом «фаевых эффектов = 0,155 мВт/(м • К);
\ = 1,63• 10~2 Вт/(м К); Ср = 1,05 • 103 Дж/(кг• К); Кс = 13 Вт/(м К).
Определим теплоприток через изоляцию и по горловине без учета исполь-
зования холода выходящего пара азота:
площадь поверхности внутреннего сосуда
FB = = 3,14- 0,552 = 0,95 м2;
площадь поверхности наружного сосуда диаметром DK — DB + Ъю = 630 мм
FH = = 3,14 • 0,632 = 1,246 м2;
средняя площадь поверхности согласно (5.134)
Г„ - < Г. Г.- т/0.95-1,246- 1.09 м!.
Теплоприток через изоляцию согласно (5.133)
С«з = (ММЛр (Го - D = (0.155-10^/0,04) 1,09 (293 - 77,5) = 0,907 Вт
Теплоприток по неохлаждаемой горловине с площадью поперечного сечения
/с = я2)с8с = 3,14 -18 10’3-0,3 • IO 3 = 16,96 • 10 й м2
Ос, = (МЛ Л (То - 7^ = (13/0,25) 16,96-10 6 (293 - 77,5) = 0,19 Вт.
Суммарный теплоприток Q = 0ИЗ + Q„ = 0J9VJ + 0,19 = 1,097 Вт
В первом приближении поток азота через трубу
m - Q/r = 1,097/(198- 10J) = 5,55 • 10~6 кг/с,
гае г = 198 Дж/кг — теплота испарения азота.
638
Определим параметры, входящие в систему уравнений (5.166). Произведение
= 13 • 16,96 • 1СГ6 = 0,22 • 10 3 Вт-м/К; приняв ламинарный теплообмен в
трубе (Nu = 3.66). вычислим
п-3,66-1,63-КГ1-0,252 = 53 22.
0,22-10'3 ’ ’
Я= 5,55 ♦ КГ6 • 1,05 ♦ 10 3-0,25 = fi63
0.22 -КГ* ’ ’
2 =2д-0,155-IO3-0,251 =
0,22 IO 3 In (38/18)
К 53,22 _ ЯГ (Г+р2) _ 6,63(53,22 + 0,37) _
2Н 2-6,63 ’ ’ 2К 2-53,22
у, = 3,34 - 3,342 + 0,37 = - 0,054;
у2 з = - 4,01 ± -J 4.012 + 53.22 + 0.37 = - 4.01 ± 8.4;
Т2 = 4.39; Уз = -12,41.
Затем из уравнений (5.166) определяем коэффициенты = —12305;
Аг = 127; А3 = - 47,8.
По формуле (5.165) находим
Q, -12 305 (-0,054) + 127 • 4,39 + (-47,8) (-12,41)
_ =----------------------------------------------------------= 0,147,
£>„ К-12,41)2 - (0.054)2] (е4 39 - е-0054) - [4,392 - (-О,054)2] (е~12 4< - е“°-ои)
откуда теплоприток по трубе 0,19'0,147 = 0,028 Вт.
Таким образом, охлаждение трубы газом уменьшило теплоприток по ней
примерно в 7 раз.
Суммарный теплоприток с учетом Су
Q = Сл, + Q„ = 0,907 + 0,028 = 0,935 Вт.
По этому значению Q можно уточнить поток азота через трубу (м) и
скорректировать весь расчет.
§ 5.10. ЕМКОСТНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
Криогенные емкости пред назначены для накопления, хранения
и выдачи потребителю жидких криогенных продуктов. В ряде
случаев в емкостях осуществляют охлаждение жидкости до требуемой
температуры или размещают охлаждаемое оборудование (последние
выделяют в особый вид — криостаты). Конструкция криостатов
определяется габаритными размерами и формой охлаждаемых
объектов, рабочим продуктом и технологией проведения работы.
В зависимости от назначения, размеров и вида хранимого продук-
та криогенные емкости можно разделить на следующие 1руппы:
639
стационарные резервуары, предназначенные для эксплуатации в
составе жидкостных криогенных систем; транспортные цистерны,
предназначенные д ля снабжения потребителей жидкими криоген-
ными продуктами; лабораторные сосуды и сосуды Дьюара, масса
которых позволяет перемещать их вручную.
При разработке конструкции емкостей решают следующие
вопросы: выбор формы емкости, системы опор и подвесок (с учетом
температурных деформаций внутреннего сосуда), схемы вывода
трубопроводов и т.п., обеспечение тепловой защиты и способа
поддержания вакуума в изоляционных полостях; выбор материала
сосудов н других конструктивных узлов.
Форму резервуара выбирают с учетом его назначения, удобства
изготовления, перевозки и эксплуатации. Для обеспечения мини-
мальных теплопритоков предпочтительны сферические резервуары,
поскольку для сферы отношение поверхности к объему минимально.
Однако при сферической форме сосудов недостаточно эффективно
используются рабочие площади: при объеме более 5 м3 усложняется
перевозка, и каждый типоразмер требует изготовления новой ос-
настки. В связи с этим в криогенике широко применяют верти-
кальные и горизонтальные цилиндрические резервуары, форма кото-
рых более технологи1 ига и дает возможность за счет изменения длины
обечайки выпускать ряд однотипных резервуаров разного объема.
Принципиальная конструктивная схема криогенных емкостей во
многом определяется способом крепления внутреннего сосуда
относительно кожуха. Конструкция подвесок или опор определяется
массой сосуда с жидкостью, а для транспортных емкостей — допол-
нительно нагрузками, связанными с ускорением и торможением
транспортных средств. Кроме того, они должны оставаться работо-
способными в условиях больших температурных деформаций
внутреннего сосуда. Опоры и подвески являются также важнейшими
элементами тепловой защиты. Подвески сосудов выполняют стерж-
невыми, ленточными, в виде цепей и тросов; опоры — трубчатыми.
Элементы конструкций подвесок и опор тщательно изолируют;
теплоприток через них определяется в основном их термическим
сопротивлением: q = LT/R. Для стержневых, и трубчатых подвесок
и опор постоянного сечения R = L/(Kf). Площадь сечения /
определяется нагрузками и допускаемым напряжением:/= Л71о]»
т.е. теплоприток по подвескам и опорам можно представить в виде
q = ’KNLT/L]^]. Согласно этому выражению наиболее простой
способ уменьшения т еплопритоков заключается в увеличении длины
опор и подвесок и применении материалов с малыми значениями
640
показателя Х/[ст]. Так, замена стали 12Х18Н1ОТ высокопрочной диспер-
сионно-твердеющей сталью 1OX11H23T3MP или ОЗХ9К14Н6МЗД
позволяет уменьшить теплоприток в 3-4 раза, а при использовании
специальных стеклопластиков показатель Х/(°] уменьшается в 20—
100 раз. Однако конструкция таких стеклопластиковых подвесок
существенно усложняется. Конкретное конструкторское решение по
креплению внутреннего сосуда в каждом случае заключается в
поиске компромиссного варианта, удовлетворяющего противоречи-
вым требованиям по обеспечению простоты конструкции, мини-
мальной металлоемкости и незначительным теплопритоком к жид-
кости. Для небольших резервуаров, объем которых не превышает
несколько сотен литров, наиболее рациональным конструктивным
решением является использование в качестве подвески центральной
трубы (горловины), которая одновременно служит для заполнения
и слива жидкости, а также сброса паровой фазы. Теплоприток по
горловине минимален, поскольку ее длина может быть значитель-
ной, и используется температурное расслоение в газовой фазе при
хранении без сброса паров или происходит естественное охлаждение
I орловины при хранении с открытым газосбросом. Дтя возможности
транспортирования внутренний сосуд имеет ограничители радиаль-
ных перемещений.
Крепление цилиндрических и сферических внутренних сосудов
осуществляется с помощью жестких трубчатых опор или подвесок.
Опоры сосуда и кожуха расположены коаксиально, и пространство
между ними сообщается с межстенным пространством резервуара,
образуя единую вакуумную полость. Независимая система опор
внутреннего сосуда и кожуха упростила конструкцию и позволила
снизить массу резервуара
В целях увеличения длины подвесок в крупных горизонтальных
резервуарах они располагаются в специальных трубах, проходящих
через сосуд с жидкостью; полость труб сообщается с изоляционной
полостью резервуара (см. рис. 5.68).
При выборе схемы крепления внутреннего сосуда особое вни-
мание должно быть уделено его температурным деформациям в
процессе эксплуатации. Так, первоначальная конструкция горизон-
тального транспортабельного резервуара РЦГ-225/5 объемом 225 м3
имела четыре опорных пояса, поскольку его длина составляла 34 м.
Однако на определенных режимах эксплуатации, когда температура
верхней части сосуда существенно выше нижней, сосуд изгибается
и вся нагрузка перераспределяется на два крайних опорных пояса.
Очень крупные хранилища вместимостью несколько тысяч куби-
ческих метров для относительно высокотемпературных криопродук-
»1-№6675 641
тов (метана и кислорода) выполняют с газонаполненной изоляцией.
Практическое применение нашли хранилища двух типов. Пераые
собирают из одностенных стандартных цилиндрических сосудов,
которые в готовом виде доставляются к месту монтажа. Сосуды
монтируют в едином кожухе на рамной конструкции; их число и
форма кожуха определяются объемом хранилища Вторые представ-
ляют собой двухстенные вертикальные цилиндрические резервуары
с плоским днищем. Тонкое плоское днище опирается на фундамент,
выполненный из пеностекла — материала с относительно высокой
прочностью и малой теплопроводностью. Пространство между
стенками наружного и внутреннего цилиндров заполнено порошко-
вой изоляцией. К куполу хранилища на тросах подвешивают тепло-
изолирующие блоки, которые уменьшают теплоприток. Давление
в изоляционном пространстве в таких конструкциях всегда равно
давлению в паровой полости, что позволяет свести к минимуму
металлоемкость внутреннего сосуда.
Большое значение имеет конструктивное исполнение узлов
вывода труб для заполнения и опорожнения резервуаров. Непра-
вильная ориентация труб в пространстве приводит к заливу их
жидкостью и увеличению теплопритоков при хранении криогенных
продуктов (особенно сильному при циклическом вскипании жид-
кости в трубопроводе и последующем ее выбросе в резервуар). Все
трубопроводы, по которым жидкость может выдаваться из сосуда,
должны быть ориентированы в пространстве так, чтобы в процессе
хранения они были заполнены только паровой фазой.
Основными конструкционными материалами, применяемыми при
изготовлении емкостного оборудования, являются коррозионно-
стойкие хромоникелиевые аустенитные стали и в небольшом
количестве алюминиевые сплавы. Наиболее широко применяют сталь
12Х18Н10Т, которая выпускается в полном сортаменте: лист, пруток,
круг, разнообразные профили. Сталь технологична и сохраняет
высокую пластичность и вязкость при криогенных температурах.
Однако ее предел текучести, являющийся расчетной величиной,
недостаточно высок (а0 2 = 200 МПа) и в температурном диапазоне
4 ... 30 К при высоких напряжениях структура стали нестабильна;
при этих температурах допускаемые напряжения не должны превы-
шать 150 МПа.
В высоконагруженных конструкциях, например сферических
резервуарах объемом 1400 м3, предназначенных д ля хранения жид-
кого кислорода, азота и водорода при давлении 1 МПа, применяют
сталь 03Х20Н16АГ6. Высокая стабильность аустенита в сочетании
642
с повышенным пределом текучести (ст0 2 = 370 МПа) позволяет
уменьшить массу конструкций и снизить расход криогенных про-
дуктов на их захолаживание. Указанная сталь эффективно работает
в сильных магнитных полях — это основной конструкционный
материал систем криостатирования сверхпроводящих магнитных
систем. Для использования при температурах до 70 К разработана
экономнолегированная никелем коррозионно-стойкая сталь аусте-
нитного класса 07Х13Н4АГ20 с повышенным пределом текучести
<т0 j = 360 МПа.
Из алюминиевых сплавов в сварных конструкциях емкостного
оборудования нашли применение АМц и АМг5. Сплав АМц
(1 % Мп) высоко пластичный, но низкие прочностные характерис-
тики ограничивают его применение емкостями, работающими при
низких давлениях. Сплав АМг5 (5 % Mg) имеет более высокие
прочностные показатели (о0 2 = 130 МПа), но меньшую пластичность
и требует сложного технологического передела.
При всем разнообразии конструкций криогенные емкости имеют
много общего. Рассмотрим принципиальную схему цистерны для
таких жидкостей, как азот, кислород, аргон (рис. 5.72). Между
внутренним сосудом 2 для жидкости и кожухом 21 помещена
вакуумно-порошковая или многослойная теплоизоляция. Создание
требуемого вакуума в теплоизоляционной полости осуществляется
вакуумным насосом через вентиль 20, а поддержание его в период
эксплуатации обеспечивается физическими (адсорбентами) и хими-
ческими поглотителями газа. Внутренний сосуд закрепляют в
кожухе с помощью системы опор и подвесок.
Рис. 5.72. Принципиальная схема цистерны для жидких криоагентов
41» 643
Цистерна имеет трубу наполнения—опорожнения с вентилями 3
и 5 и штуцером 6, трубу газосброса с вентилем 17, трубу выдачи
жидкости потребителю с вентилями 15 и 16 и штуцером 14, трубу
подачи жидкости в испарители 19 через вентиль 18 для повышения
давления в цистерне. Уровень жидкости в цистерне контролируют
по указателю 12 с трехходовым вентилем И и баллонами-компен-
саторами 10 и 13. Цистерна снабжена предохранительными мембра-
нами 1, 4 и 9 соответственно на кожухе, жидкостных трубах и
трубе газосброса. На этой же линии установлен предохранитель-
ный клапан 7, манометр 8.
В России освоен выпуск емкостного оборудования широкой
гаммы типоразмеров: лабораторные сосуды малого объема, транс-
портные цистерны и крупные стационарные резервуары
Малые (до 100 дм3) сосуды для жидких азота, кислорода и аргона
представляют собой, как правило, вертикальные цилиндры, подве-
шенные на горловине в кожухе, и снабжены вакуумно-много-
слойной теплоизоляцией (сосуды типа СК по ТУ 26-04-622-88).
Кожух 3 и внутренний сосуд 4 СК (рис. 5.73) изготовляют из
алюминиевого сплава АМцС. Горловина 5 представляет собой тонко-
стенную трубу из стали 12Х18Н10Т высотой 200 мм. Соединение
горловины с внутренним сосудом и кожухом осуществляется через
биметаллические бортшайбы из сплава АМц, плакированные сталью
12Х18Н10Т. Изоляцию 2 из алюминированной пленки толщиной
10 мкм и стекловуали ЭВТИ-7 выполняют методом продольно-
поперечной намотки внутреннего сосуда. Для длительного поддержа-
ния высокого вакуума в изоляционное пространство помещен адсор-
бент А (цеолит СаЕН-4В) и химический поглотитель водорода ПВ.
Горловина сосуда закрыта крышкой 6 с отверстием для выхода
образующихся паров. В сосудах СК-25 и СК-40, имеющих гор-
ловины большого диаметра (60 и 75 мм
соответственно), в горловину на всю
высоту вставляют пенопластовую проб-
ку 7, устраняющую конвективный
теплоприток. После вакуумирования
изоляционной полости трубку 8 пере-
жимают и закрывают колпачком 9.
Сосуд снабжен подставкой 1.
Рис. 5.73. Конструктивная схема сосуда типа СК
644
Транспортные цистерны типа ЦТК для жидких кислорода, азота
и аргона, предназначенные для хранения и перевозки больших
количеств криогенных жидкостей, снабжены вакуумно-порошковой
или вакуумно-многослойной изоляцией. Цистерна ЦТК-1,6/0,25
снабжена вакуумно-порошковой изоляцией- В качестве изоляцион-
ного порошка в этой и других цистернах используют смесь из 50 %
(по массе) аэрогеля и 50 % перлита. Внутренний сосуд изготовлен
сварным из листовой стали 12X18Н ЮТ толщиной 2 мм. Он установ-
лен в кожухе на четырех текстолитовых опорах и прикреплен к
кожуху четырьмя поперечными и четырьмя продольными растяж-
ками на шарнирах. Кожух выполнен из углеродистой стали 20
толщиной 5 мм.
Цистерна ЦТК-0,5/0,25 — вертикальная, остальные — горизон-
тальные. В цистерне ЦТК-0,5/0,25 внутренний сосуд вместимостью
0,5 м3, имеющий форму вертикального цилиндра с эллиптическим
днищем, из стали 12Х18Н10Т подвешен на горловине из трубы
5.10. Технические характеристики транспортных цистерн типа ЦТК
Параметры ЦТК- 0,5/ 0,25 1ГГК- 1/ 0,25 ЦТК- 1,6/ 0,25 ПТК- 2,5/ 0,25 ЦТК- 3,2/ 0,25 1ГГК- 5/ 0,25 ЦТК- 6,3/ 0,25 ЦТК- 8/ 0,25 ЦТК- ю/ 0,6
Вместимость, м3 0,5 1.0 1,6 2,5 3,2 5,0 6,3 8,0 10,0
Масса хранимого продукта, кг-
азот 400 900 1230 2100 2320 4200 4800 5670 7200
аргон 660 1480 2120 3600 3900 7140 8150 9650 12500
кислород 540 1250 1730 3000 3300 6000 6800 8800 10250
Рабочее давление, МПа 0,25 0,25 0,25 0,25 0.25 0,25 0,25 0,25 0,6
Потери продукта от испарения, % в сутки:
азот 0,20 0,62 0,41 0,60 0,52 1.50 1,13 1,38 1,40
аргон 0,26 0,78 0,55 0,76 0,64 2,05 1,42 2,50 1,75
кислород 0,19 0,63 0,39 0,56 0,49 1,35 1,05 1,70 1,30
Габариты, мм:
длина 1250 2600 2750 3630 4100 3910 4600 5000 6200
ширина 1250 1275 1550 1680 1550 2000 1930 1930 1930
высота 1430 1430 1650 1850 1650 1995 2400 2000 2000
Масса порожней цистерны, кг 250 970 850 1850 1400 2500 2300 3200 3400
645
100 х 1 мм. к нижней части сосуда приварена опора, которая через
стеклотекстолитовое кольцо предохраняет сосуд от горизонтального
перемещения. Кожух выполнен из алюминиевого сплава АМг5. На
внутренний сосуд методом намотки нанесена многослойная изоляция I
из алюминированной пленки и стекловуали ЭВТИ-7, после чего в
изоляционной полости создают вакуум. Потери азота при испарении
составляют 1,1 % в сутки.
Основные технические характеристики транспортных резервуаров
типа ЦТК приведены в табл. 5.10.
Транспортные цистерны большой емкости, предназначенные для
перевозки криогенных жидкостей, состоят из седельного тягача и
полуприцепа-цистерны (рис. 5.74). Полуприцеп-цистерна состоит
из резервуара с экранно-вакуумной изоляцией (внутренний сосуд
изготовлен из коррозионно-стойкой стали 12X18Н ЮТ), арматурного
шкафа с запорной, предохранительной и регулирующей арматурой
и испарителя для повышения давления. Объем перевозимого про-
дукта в зависимости от рабочего давления во внутреннем сосуде и
рода жидкости может быть равен 20, 25 и 45 м3 (табл. 5.11).
Конструкция резервуаров позволяет поддерживать в теплоизоля-
ционной полости вакуум, вследствие чего гарантированная испаряе-
мость обеспечивается в течение 5 лет. Резервуар, арматурный шкаф
и испаритель базируются на двухосной тележке с одинаковой
нагрузкой на каждую ось.
Полуприцеп-цистерна транспортируется седельными тягачами
МАЗ-64221 или КАМАЗ-54221.
Рис.5.74. Полуприцеп-цистерна для перевозки криогенных жидкостей:
1 — тягач, 2 — цистерна; 3 — шкаф управления, 4 — испаритель наддува
646
5.11. Технические характеристика цистерн для криогенных продуктов
Параметры ЦТ-25/0,25 ЦТ-20/1,8 ЦТП-25/0,6 ЦТВ-45/1,0
Вместимость, м3 28,4 20,55 25 45
Рабочее давление. МПа 0.25 1,8 0,6 1,0
Рабочий продукт Жидкие азот кислород, аргон Жидкие азот кислород, аргон Сжиженный природный газ (СПГ) Жидкий водород
Масса перевозимого продукта, кг 21700 15 700 - Ы2 18400 - О2 Аг 9000 2740
Масса порожней цистерны, кг: без тягача с тягачом 12 500 21700 14300 23 500 16 600 23 700 21 760 28 860
Потери продукта от испарения, % в сутки 0,56 - N2 0,51 - О2 0,67 - Аг 2*0^ 1 1 1 язя 0,4 1,0
Время бездренажного хранения, сутки - - Не менее 5 Не менее 5
Габаритные размеры, высота ширина длина с тягачом 7, длина без тягача /2 3700 2500 15 000 12 210 3600 2500 14 200 10 500 3700 2500 15 500 12 000 3800 2500 18 300 15 700
Нагрузка на сидельное устройство тягача, кН Базовый тягач 144,3 МАЗ-64221 138,2 МАЗ-64221 95 КАМАЗ-54112 92.5 КАМАЗ-54112
Большие криогенные емкости—резервуары (табл. 5.12) имеют
вместимость от 5 до 1400 м3. Резервуары типа РЦВ (цилиндрические
вертикальные) и РЦГ (цилиндрические горизонтальные) транс-
портабельные; они полностью изготовляются с вакуумированием
изоляционной полости в заводских условиях и транспортируются
к месту монтажа железнодорожным или автомобильным транспор-
том (рис. 5.75). Резервуары типа PC (сферические) вместимостью
647
5.12. Технические характеристики резервуаров
РС. 1400/0,5 О 8 g о | о <~- 8 3 £ 0,035 0,046 0,1308 16040 (диаметр) 20 000 1
РЦГ- 250/0,6 о' 187 800 264 300 0,114 0,074 36 300 3730 3900 i
РЦГ- 100/0,6 о* !sf । 0,11 0,078 0,071 8Я 1
РЦГ- 50/0,6 °. о' 8 S g | 0,182 0,128 0.119 §
РЦВ- 63/0,6 О' ООО 0,104 0,073 0,067 о о § i
РЦВ- 25/1,6 ч Ч 19 500 33 600 27 400 0,215 0,15 0,138 01 g
РЦВ- 25/0,6 ч о' 888 ( 0,22 0,15 0,138 о? g
РЦВ- 10/1,6 S Ч pSS | '"'2 2 0,307 0,214 0,195 9,
РЦВ- 10/0,6 2 о' о ° ° !f’ — ск | tX m о 0,307 0,214 0,195
РЦВ- 5/1,6 •л Ч. 3950 6720 5570 0,459 0,323 0,293 22g s
РЦВ- 5/0,6 о* 0,459 0,323 0,293 g
Параметры | Вместимость, м3 | Рабочее давление, МПа | Масса хранимого 1 is is 8 & Потери продукта от испарения, % в сутки азот аргон кислород водород Габариты, мм длина ширина высота 1 Масса порожнего 2
648
Рис. 5.75. Криогенный речервуар РЦГ-250/0,6 на железнодорожной платформе
1400 м3 монтируются из профильных лепестков транспортабельных
габаритов на месте эксплуатации. Внутренние сосуды изготовляются
из коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т, 07Х13Н4АГ20 или
03X20H16АГ6; наружные кожухи — из стали 09Г2С.
Резервуары РЦВ имеют однотипные конструктивные решения.
Внутренний сосуд и кожух опираются на фундамент с помощью
коаксиально расположенных трубчатых опор. Весь ряд вертикальных
резервуаров отличается только высотой цилиндрической части, и в
зависимости от рабочего давления изменяется толщина стенки внут-
реннего сосуда или марка стали. Горизонтальные резервуары РЦГ
имеют два опорных пояса, внутренний сосуд крепится на подвесках,
зафиксирован относительно кожуха в среднем сечении, в котором
осуществлен вывод всех трубопроводов.
Вакуум в изоляционной полости поддерживается с помощью
криосорбционных насосов в течение 3—5 лет. Регенерация адсорбента
производится без нарушения герметичности изоляционной полости.
На рис. 5.76 показана конструкция резервуара РЦВ-63/0,6, на
рис. 5.77 — емкости PC-1400/0,5.
Техническое освидетельствование криогенных стационарных
резервуаров проводится перед пуском в работу и через 10 лет экс-
649
Рис. 5.76. Вертикальная цистерна
РЦВ-63/0,6 с вакуумно-многослойной
теплоизоляцией
плуатации путем проверки изо-
ляционной полости, проведения
пневматических испытаний внут-
реннего сосуда пробным давле-
нием и проверки герметичности
внутреннего сосуда после испыта-
ния. Замена внутреннего осмотра
резервуара проверкой герметич-
ности изоляционной полости, а
также замена гидравлических
испытаний пневматическими
позволили существенно упрос-
тить освидетельствование резер-
вуаров без ущерба безопасности
эксплуатации.
Для перевозки жидких крио-
продуктов в больших количест-
вах отечественным криогенным
машиностроением выпускаются
железнодорожные цистерны вместимостью 30 и 45 м3, а для пере-
возки жидкого водорода 100 м3. Цистерны имеют порошково-
вакуумную изоляцию и по тепло-
вым характеристикам приближа-
ются к уровню общепромышлен-
ных резервуаров. Так, потери при
хранении и перевозке кислорода и
азота не превышают 0,3 — 0,5 %
в сутки.
Сосуды дня жидкого гелия вмес-
тимостью от 10 до 500 дм3 выпол-
няют обычно в вице вертикального
цилиндра. Внутреннюю емкость
подвешивают в кожухе на горло-
вине, что позволяет свести к ми-
нимуму теплопритоки по тепловым
Рис. 5.77. Криогенные емкости PC 1400/0.5
в составе системы заправки
650
Рис. 5.78. Сосуд для жидкого гелия СТГ-40
мостам. Сосуды снабжены экра-
нами, охлаждаемыми жидким азо-
том или парами испаряющегося
гелия.
Сосуды СТГ-10, СТГ-25 и
СТГ-40 вместимостью соответст-
венно 10, 25 и 40 дм3 имеют
азотный экран, обеспечивающий
наименьший теплоприток к гелию.
СТГ-40 (рис. 5.78) состоит из
внутреннего сосуда 2, азотного
экрана 3 и кожуха 4. Все эле-
менты, кроме медной нижней
части азотного экрана, выполнены
из коррозионно-стойкой стали
12Х18Н10Т. Внутренний сосуд
подвешен в кожухе на горловине
500
диаметром 25 мм с толщиной стенки 0,3 мм, которая в средней
части имеет тепловой контакт с азотным экраном. Азотный экран
состоит из камеры, в которую заливают жидкий азот, и медного
экрана, находящегося в тепловом контакте с азотной камерой. Он
подвешен в кожухе на тонкостенной трубке, расположенной
концентрично вокруг горловины гелиевого сосуда, и зафиксирован
в нижней части кожуха от перемещений опорой из стеклопласта
АГ-4В (ГОСТ 20437 Е-89).
Изоляция внутреннего сосуда 2 — высоковакуумная, изоляция
азотного экрана 5 — вакуумно-многослойная Для уменьшения
теплопритока излучением от экрана к жидкому гелию наружная
поверхность внутреннего сосуда оклеена мягкой (отожженной)
фольгой из алюминия А5 или А7. Для поддержания высокого
вакуума в азотной камере и внутреннем сосуде помещен адсорбент
(уголь СКТ-4). В изоляционном пространстве создается вакуум через
клапан Dy = 25 мм.
Горловина внутреннего сосуда заканчивается головкой 1 со
штуцером газосброса, манометром, предохранительной мембраной
и штуцером для подсоединения сифона.
Сосуд СТГ-100 на 100 дм3 и цистерна ЩТ-0,5/0,07 на 500 дм3
жидкого гелия не имеют азотного охлаждения. В сосуде СГГ-100
установлено три металлических экрана, укрепленных на горловине
и охлаждаемых испаряющимся гелием
651
Рис. 5.79. Цистерна для жидкого
гелия ЦТГ-0,5/0,07 вместимостью
500 дм'
Цистерна ЦТГ-0,5/0,07
(рис. 5.79) состоит из внут-
реннего сосуда 4 и наруж-
ного кожуха 5, изготовлен-
ных из стали 12Х18Н10Т.
Внутренний сосуд подве-
шен на горловине 3. Для
компенсации нагрузок,
возникающих при транс-
портировании, горловина
подвешена на сферической
цапфе; боковые упоры 8
ограничивают подвижность
внутреннего сосуда.
Трубопроводы, арматура, приборы и предохранительные устрой-
ства, размещенные в верхней части цистерны, защищены кожухом
2 со съемной крышкой. Вакуумно-многослойная изоляция смонтиро-
вана на двух медных экранах б, охлаждаемых парами гелия, кото-
рые проходят по змеевику 7. Цистерна смонтирована на тележке 7
Цистерна ЦТГ-2,5/0,07 предназначена для хранения и перевозки
большого объема (2500 дм3) жидкого гелия. Внутренний сосуд за-
креплен внутри азотного экрана на опорах. Жидкий азот (400 дм3)
заливают в камеры на днищах экрана. Азотный экран установлен
в кожухе на опорах из стеклопласта и закреплен с помощью восьми
растяжек. Изоляция внутреннего сосуда — вакуумная, азотного
экрана — вакуумно-многослойная. Между внутренним сосудом и
азотной камерой предусмотрен промежуточный экран. Поверхности
внутреннего сосуда и экранов имеют высокую отражательную
способность. Промежуточный экран и растяжки внутреннего сосуда
охлаждаются испаряющимся гелием.
Для повышения давления во внутреннем сосуде при сливе жид-
кого гелия в него подается газообразный гелий из баллонов через
редуктор.
Материал основных узлов внутреннего сосуда и азотного экрана —
сталь 12Х18Н10Т, кожуха — алюминиевый сплав. Технические
характеристики гелиевых сосудов и цистерн приведены в табл. 5.13.
652
5.13. Технические характеристики гелиевых цистерн
Параметры стг- 10 стг- 25 стг- 40 СТГ- 100 ЦТГ- 0,5/0,07 ЦТГ- 2,5/0,07
Вместимость, л 10 25 40 10.0 500 2500
Вместимость азотной камеры, л 7,5 12 12 - - 450
Рабочее давление, МПа 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07 0,07
Потери от испарения, % в сутки гелия 1,5 1,35 1,3 1,3 1,3 0,6
азота 15 14 14 — — 10
Габаритные размеры, мм: диаметр 390 580 580 760 2100 2100
высота 800 1000 1120 1400 1200 2300
длина — — — — 1410 (5000)
Масса порожней цистерны, кг 21 38 40 85 430 3300
Для комплектации крупных гелиевых систем (УНК, Токамаков и
др.) разработаны и испытаны резервуары вместимостью 16 и 40 м3
(табл. 5.14). Устройство резервуаров 16 и 40 дм3 идентично.
Внутренний сосуд изготовлен из коррозионно-стойкой стали,
кожух — из углеродистой. Азотный экран выполнен из алюминие-
вого сплава.
5,14, Основные технические характеристики стационарных и
транспортных гелиевых резервуаров
Параметры РЦВГ-10 РЦВГ-25 РЦВГ-40
Вместимость резервуара, м3 10/10 25/16 40/40
Рабочее давление, МПа 0,6/1 0,6/0,07 0,6/0,07
Потери от испарения, °C в сутки -/0,5 -/0,6 -/0,45
Габариты, м длина ширина высота 6/- 2,5/- 2,6/- 8,5/2,3 2,5/2,8 2,6/8,2 12,5/3,4 2.5/3.9 2,6/10,9
Время в пути, сутки 15/- 25/- 35/-
Масса (с жидким гелием), кг 6500/— 17 000/11400 25 000/23 300
653
Компактные системы хранения, газификации и выдачи (табл. 5.15)
предназначены для хранения и выдачи потребителю криогенных
продуктов — жидких азота, аргона, кислорода, сжиженного природ-
ного газа. Системы хранения могут быть использованы во всех ре-
гионах России и в странах с умеренным или тропическим климатом.
Компактные системы хранения разработаны на базе вертикальных
криогенных резервуаров РЦВ вместимостью 5; 10; 25; 63 м3 и гори-
зонтальных криогенных резервуаров РЦГ вместимостью 50; 100 м3
и состоят из резервуара с экранно-вакуумной изоляцией, арматур-
ного шкафа с запорной, регулирующей, предохранительной армату-
рой и приборами контроля параметров, испарителя наддува типа
«снежинка» и трубопроводов обвязки. Управление трубопроводной
запорной и регулирующей арматурой — ручное.
Конструкция и технология изготоаления резервуара и изоляции
обеспечивает гарантированное поддержание вакуума в течение 5 лет.
Газификаторы холодные криогенные (табл. 5.16) предназначены
для получения газообразного азота, метана, кислорода, аргона из
жидкости в любых отраслях хозяйства, где требуются эти продукты
для технологических процессов. Газификаторы состоят из ком-
пактной системы хранения вместимостью 5, 10, 25 м3 и продук-
ционного атмосферного испарителя соответствующей производ итель-
ности. Температура газа на выходе ниже температуры окружающей
среды не более, чем на 20 °C. Рабочее давление до 1,6 МПа. Крио-
генные газификаторы предназначены для длительного хранения
криогенных продуктов в стационарных условиях в различных
климатических зонах. Имеют эффективную экранно-вакуумную
изоляцию. Внутренний сосуд изготовлен из коррозионно-стойкой
стали 12Х18Н10Т.
Испарители транспортных цистерн, компактных систем хранения
и газификаторов изготовляют из алюминиевых труб (сплав АМц),
имеющих наружное и внутреннее оребрение.
При изготоалении продукционных испарителей применяют
плоские прокатно-сварные теплообменные панели, из которых
собирают блоки; при этом площадь поверхности теплообмена и
число блоков определяется производительностью газификатора- В
последние годы начат выпуск газификаторов с продукционными
испарителями из прессованных труб. Разработана конструкция
холодного газификатора с устройством самообдува. Устройство
самообдува представляет собой встроенный в корпус испарителя
вентилятор и ротационный газовый привод вентилятора, преобразу-
ющий часть энергии сжатого газа, выходящего из продукционного
испарителя, в механическую энергию вращения вала вентилятора.
654
5.15. Технические характеристики компактных систем хранения
БСХ- 100/0,6 Горизонтальное | 2 о- 0,11 0,078 0,071 9'0-1‘0
I БСХ- 50/0.6 Я о 22= 0,1-0,6 ? о
БСХ- БСХ- 25/1,6 63/0,6 Вертикальное S о ООО 0,104 0,073 0,067 0,1-0,6 Ч 1
Ч ч 0,215 0,15 0,140 Ч g
БСХ- 25/0,6 ч о’ = 88 0,22 0,15 0,138 0,1-0,6 Ч g
БСХ- | Ю/1,6 S Ч S ТО то то —• о 0,307 0,214 0,195 0,3-1,6 Ч g
9*0/01! -ХЭ9 ' 2 о- О то ТО ' о то о 0,307 0,214 : 0,195 0,1-0,6 Ч g
БСХ- БСХ- 5/0,6 5/1,6 •Л ч ТО ТО 0,459 0,323 0,293 0,3-1,6 Ч. g
•Л Ч ТО ТО 0,459 0,323 0,293 0,1-0,6 Ч g
Продукт Азот | Аргон Кислород | Азот Аргон Кислород Азот Аргон Кислород
Параметры [Тип хранилища | | Вместимость, м3 | [Рабочее давление, МПа Масса хранимого продукта при коэффициенте заполнения 0,95, кг Потери продукта от испарения, % в сутки Диапазон регулирования давления, МПа Давление в изоляционной полости, Па Площадь поверхности испарителя наддува, м3 Производительность при рабочем давлении, ие менее, кг/ч
655
5.16. Технические характеристики холодных газификаторов
гхк- 25/1,6- -2000М Я 2 S 9*1-ГО g g o°og
ГХК- । 25/1,6- 1 -1000М 2 0,1-1,6 s 1 о S о
гхк- 25/1,6- -500М й -- 19 500 2 0,1-1,6 s 1 14 700 | 4000 3150 7500 6400
гх- 10/1,6- -0,2 S 2 0.1-1,6 8 s O \O о о СЧ СЛ so v->
1 гх- 10/0,6- -0,2 2 О' 0,307 0.1-0,6 g О \о О О еч сч «л
гх- 10/1,6- •0,1 2 2- ° 0,307 0.1-1,6 f ° о о о го — г* гп
1*0- 9‘0/01 _xaj s О’ g 0,307 0,1-0,6 1 § 5 О \£> О О
гх- 5/1,6- -0,1 2 S g 0,459 9‘1-ГО g s О \О О О
гх- 5/0,6- 0,. 2 й 0,459 5 1 2 О \О О О СП оч —1 vn
Параметры Зе § S И 1 Рабочее давление, МПа | Масса хранимого азота при коэффициенте Потери продукта от испарения, % в сутки * 1 si К « и SB Объемная производи- тельность, не менее, м5/ч * | Масса, кг Габариты, мм ширина (диаметр) высота длина
Значения параметров приведены для азота.
656
Недорекуперация на теплом конце продукционного испарителя
уменьшается при этом с 20 до 4—6 К.
§ 5.11. МАГИСТРАЛИ КРИОГЕННЫХ СИСТЕМ
Криогенные магистрали относятся к основным элементам жид-
костных криогенных систем и предназначены для транспортирова-
ния жидких и газообразных криопродуктов. Они состоят из
трубопроводов с фланцевыми или штыковыми разъемами, запорно-
регулируюшей арматуры, узлов установки средств измерения, а также
устройств для получения и поддержания вакуума при использова-
нии вакуумированных изоляций. К этой группе оборудования
предъявляют следующие требования:
— долговечность не менее 10 лет (для крупных систем — 30 лет).
При этом объем ремонтных и профилактических работ должен быть
минимальным, поскольку их проведение связано с трудоемкими
подготовительными операциями — освобождением от продукта,
отогревом, заполнением вакуумных полостей сухим азотом, восста-
новлением вакуума и др.;
— минимальные теплопритоки из окружающей среды. Выпол-
нение этого требования особенно важно, когда по мере выкипания
продукта из баков потребителя производится подпитка небольшим
количеством жидкости с заданной температурой. К криогенным
магистралям в этих условиях предъявляют, по существу те же
требования по тепловой защите продукта, что и к резервуарам,
функции которых они фактически выполняют. Зачастую работо-
способность системы в этих условиях может быть достигнута только
путем введения контура циркуляции, что связано с существенным
усложнением системы. В гелиевых криогенных системах наряду с
теплопритоком из окружающей среды возможно интенсивное
тепловыделение в результате возникновения акустических колебаний
или других динамических процессов;
— высокая степень герметичности криогенных магистралей иа
всех режимах работы. Утечки криогенных продуктов могут вызвать
взрыво- и пожароопасную ситуацию или конденсацию воздуха с
соответствующими последствиями. Потеря герметичности системы
при ее охлаждении обусловлена в значительной степени большими
линейными перемещениями ее элементов, приводящими к измене-
нию их начальной (в теплом состоянии) геометрии вследствие раз-
личной скорости охлаждения. В связи с этим криогенные магист-
рали выполняют в основном в виде цельносварных конструкций.
42-№6675 6 57
Часто жидкие аргон, кислород и азот транспортируют на срав-
нительно небольшие расстояния по неизолированным трубопрово-
дам. При транспортировании жидкого аргона или кислорода на
внешней поверхности трубопровода быстро образуется слой инея,
который является дополнительной изоляцией. Так, теплоприток к
жидкому кислороду, составляющий 1,8 кВт/м2 в начале процесса
подачи жидкости, уменьшается до 1,0 кВт/м2 после появления слоя
инея толщиной 2,5 мм.
При транспортировании на большие расстояния и длительном
времени работы применяют двухстенную конструкцию с использо-
ванием эффективной изоляции.
Газонаполненная изоляция при двухстенной конструкции не
находит применения, поскольку для предотвращения подсоса и
конденсации алаги из воздуха в изоляционных материалах с
незамкнутыми порами (порошки, волокна) требуется герметичный
наружный кожух.
При этом стоимость трубопровода приближается к стоимости
конструкций с вакуумированными типами изоляции, но значительно
уступает им по эффективности тепловой защиты. Однако в случаях,
когда криогенные магистрали входят в состав ВРУ, которые имеют
негерметичный изоляционный кожух и конденсация влаги в изоля-
ционном материале исключается путем поддува неконденсируемого
газа (обычно азота), криогенные магистрали выполняют из элемен-
тов, характерных для ВРУ. Все магистрали укладывают в короб, в
котором поддерживается избыточное давление неконденсируемого
газа. Арматура имеет удлиненные шпиндели, группируется и конст-
руктивно оформляется в виде арматурной колонки. В качестве
материала тепловой изоляции применяют как порошки, так и
волокна. Чаще всего арматурную колонку герметизируют с помощью
супертонкого стекловолокна, а магистрали — с помощью перлита.
Современные отечественные трубопроводы выполняют с изоля-
цией вакуумного типа (рис. 5.80). Внутреннюю трубу фиксируют
относительно герметичного кожуха с помощью опор и мостов.
Пространство между внутренней трубой и кожухом служит
изоляционной полостью, как правило слоисто-вакуумной. Изоля-
ционные полости снабжают криосорбционными насосами для
длительного поддержания вакуума, предохранительными мембра-
нами, вакуумными вентилями и датчиками давления. Для устране-
ния температурных напряжений, возникающих при термических
деформациях внутренней трубы и кожуха, на участке трубопровода
с единой вакуумной полостью устанавливают упругие элементы—
658
Рис. 5.80. Типовая конструктивная схема секции двухстенного криогенного
трубопровода с автономной изоляционной полостью:
] — внутренняя труба; 2 — изоляция, 3 — адсорбционный насос; 4 — кожух;
5 — сильфонный компенсатор температурных напряжений внутренней трубы;
6 — тепловой мост; 7 — дисковая опора, 8 — линзовый компенсатор темпера-
турных напряжений кожуха; 9 — разрывная мембрана; 10 — вакуумный вентиль
компенсаторы. Фиксация внутреннего трубопровода относительно
кожуха в радиальном направлении обеспечивается пальчиковыми,
проволочными или шариковыми опорами, в радиальном и осевом
— дисковыми, в узлах поворота (коленах) — цапфовыми (рис. 5.81).
Рис. 5.81. Конструктивные схемы опор внутренней трубы относительно кожуха:
“ — пальчиковая; б — проволочная; в — шариковая, г, д — дисковые; е —
Цапфовые
659
В конструкциях опор широко используют материалы с малой
теплопроводностью, в частности стеклопластики, для которых
характерно малое газовыделение. Конфигурация опор не должна
препятствовать вакуумированию межтрубного пространства.
Жесткая связь внутренней трубы и кожуха, а также образование
вакуумной изоляционной полости определенной длины обеспечи-
вается тепловыми мостами. Применяют следующие конструкции
тепловых мостов: телескопические, цилиндрические, конусные и
сильфонные (рис. 5.82). Наибольшее распространение получили
цилиндрические и конусные, как наиболее простые. Телескопические
и сильфонные мосты используют при необходимости достижения
лучших тепловых характеристик. Длина участков между мостами
определяется удобством монтажа, перевозки, вакуумирования и
отыскания течей.
Существуют два подхода к конструированию и монтажу протя-
женных криогенных магистралей. При первом отдельные участки
трубопровода (секции) собирают и вакуумируют в заводских
условиях. При монтаже готовые секции стыкуют с помощью
фланцевых соединений. Длина таких секций ограничена габаритами
транспортных средств и обычно не превышает 12 м.
Конструктивная особенность криогенных фланцевых соединений
заключается в том, что герметизирующая прокладка вынесена в
теплую зону. Это обеспечивает сохранение геометрических размеров
при охлаждении внутреннего трубопровода и надежную герметич-
ность соединения. Наибольшее распространение из известных
конструкций получили штыковые (байонетные) разъемы (рис. 5.83).
Штыковое соединение представляет собой сопряжение циливдри-
сильфонный
660
Рис. 5-83. Штыковой разъем:
I — резиновое кольцо; 2 — тепловой
мост; 3 — охранное кольцо
ческих поверхностей, одна из
которых входит в другую. Зазор
между поверхностями настолько
мал, что криогенная жидкость не
может затекать в него. Конст-
рукции трубопроводов с фланце-
выми соединениями автономных
секций находят применение лишь
в случаях частого перемонтажа
оборудования. Приведем значе-
ния теплопритока и его составля-
ющих к жидкому азоту автоном-
ной секции криогенного трубо-
провода при 20 слоях экранно-вакуумной изоляции (длина секции
12 м, диаметр 0,1 м, рабочее давление 1 МПа).
Составляющие теплопритока, Вт (%)
через изоляцию........................7,31 (17)
по пальчиковым опорам..............7,74 (18)
по фланцевым штыковым разъемам. - 27,95 (65)
Суммарный теплоприток, Вт........_....43
Другой, более про!рессивный подход к конструированию крио-
генных магистралей, получивший наибольшее распространение в
криогенном машиностроении, предусматривает изготовление в
заводских условиях только отдельных элементов трубопроводов:
транспортабельных секций без замыкающих тепловых мостов, теп-
ловых мостов, узлов сильфонных компенсаторов и т.д. Сборка
магистрали, сварка отдельных элементов и вакуумирование изоля-
ционных полостей производится на месте монтажа. Тепловые мосты,
образующие замкнутые изоляционные полости, устанавливаются
через 50 — 100 м. Такой подход к созданию криогенных магист-
ралей уменьшает число мостов, вакуумной и предохранительной
арматуры, упрощает контроль и поддержание вакуума и существенно
снижает их стоимость.
Важнейшее значение для снижения трудоемкости при промыш-
ленном изготовлении криогенных трубопроводов имеет стандар-
тизация и унификация отдельных элементов, поставляемых для
Монтажа. Унифицированы сильфонные компенсаторы, опоры, муфты
661
для соединения секций, тепловые мосты, предохранительные мемб-
раны, вакуумная арматура, изоляция и тщ.
Внутреннюю трубу и кожух унифицированных секций изготов-
ляют из стали 12Х18Н10Т. Диаметр внутренней трубы 20 — 500 мм.
Изоляция трубопроводов — экранно-вакуумная с шестью или двад-
цатью экранами в зависимости от режима работы и свойств
транспортируемого продукта. В гелиевых трубопроводах число
экранов увеличено до 40. В зависимости от числа слоев изоляции
трубопроводы диаметром 150 мм и более имеют нормальный и
уменьшенный кожух. В унифицированной экраино-вакуумной
изоляции в качестве отражательных экранов используется алюмини-
рованная полиэтилентерефтолатная пленка ПЭТФ-ДА-12 толщиной
12 мкм. В качестве прокладочных материалов используют стекло-
вуаль ЭВТИ-15 и ЭВТИ-7 толщиной 15 или 7 мкм.
Минимальная длина унифицированной секции составляет 0,5 м
для трубопроводов диаметром 20 и 32 мм и 1 м для трубопроводов
большего диаметра, максимальная — от 8 до 12 м в зависимости
от диаметра трубопровода.
Внутренняя труба обычно жестко закреплена относительно кожуха
с помощью цапфовых или дисковых опор (рис. 5.84); лишь в трубо-
проводах диаметром до 32 мм, когда компенсация температурных
напряжений осуществляется за счет упругой деформации колен,
используют проволочные опоры, допускающие некоторые радиаль-
ные перемещения внутренней трубы. Дисковые опоры устанавливают
Рис. 5. 84. Конструктивные схемы унифицированных колен:
а — с цапфовыми опорами (1 — внутренняя труба; 2 — основная опора; 3 —
ыукук, 4 — вспомогательная опора; 5 — изоляция); б — с дисковыми опорами
(1 — внутренняя труба, 2 — изоляция; 3 — кожух, 4 — дисковая опора)
662
в трубопроводах относительно небольшого диаметра. В трубопрово-
дах диаметром 100 мм и более используют цапфовые опоры.
Применение различных конструкций опор вызвано тем, что под
действием рабочего давления при наличии сильфонов на внутренней
трубе с увеличением диаметра существенно возрастают напряжения
от изгибающих моментов Это влечет за собой утолщение стенок
колена, увеличение площади дисковых опор и, следовательно, тепло-
притоков.
Установка цапфовых опор в точке пересечения осей труб пол-
ностью устраняет появление изгибающих моментов. Однако в конст-
руктивном отношении такая установка цапф достаточно сложна и
трудоемка, поскольку точка пересечения осей обычно расположена
за пределами конструкции колена. Существенное упрощение
достигается путем установки основных цапфовых опор в пределах
конструкции и выделения дополнительных цапфовых опор, исклю-
чающих изгибающий момент. Это позволяет в трубопроводах
большого диаметра сократить металлоемкость и трудоемкость
изготовления, а также уменьшить теплопритоки. Длины сторон
унифицированных колен неодинаковы. Одна сторона колена имеет
минимальную длину, равную 0,5 м для трубопроводов диаметром
32 мм и 1 м для трубопроводов большего диаметра; длину другой
стороны определяют из конструктивных соображений.
Соединение отдельных секций при монтаже с образованием
общей вакуумной полости осуществляется с помощью сварки. В
месте стыка секций на внутренней трубе могут быть установлены
сильфонные компенсаторы; на наружном кожухе — либо цилиндри-
ческие муфты, либо линзовые компенсаторы. Кроме того, на стыке
отдельных секций может осуществляться разделение вакуумных
полостей участков трубопроводов с помощью телескопических или
конусных тепловых мостов.
Проблема компенсации температурных деформаций, возника-
ющих во внутренней трубе и кожухе, решается в зависимости от
диаметра, длины и трассировки магистрали. Компенсация осущест-
вляется с помощью сильфонов, металлорукавов, компенсирующих
секций и самокомпенсацией за счет упругих свойств колен.
Использование сильфонов — универсальный способ компенсации
температурных деформаций. С помощью сильфонов можно ком-
пенсировать температурные деформации любого участка криогенной
магистрали независимо от его длины, диаметра и конфигурации
(рис. 5.85, а). Применение многослойных сильфонов позволяет
обеспечить надежное функционирование узлов компенсации в тече-
663
Рис. 5.8S. Схемы компенсации темпера-
турных напряжений в магистралях
криогенных систем:
а — сильфонами; б — металлорука-. I
вами; в — компенсирующими секция-
ми на поворотах трассы; г — за счет
упругости колен
ние длительной эксплуатации I
систем Наружные компенса-
торы сильфонного типа при- I
меняют при значительных де-
формациях кожуха, обычно ис-
пользуют линзовые компенса- I
торы. В зависимости от распо-
ложения и допустимого значе-
ния растяжения или сжатия
сильфона онн могут устанавли- I
ваться в нормальном, поджатом |
или растянутом состоянии. При
последовательной установке
нескольких сильфонных ком-
пенсаторов устанавливают спе-
циальные ограничители хода
каждого сильфона.
Однако следует отметить, что применение сильфонов приводит
к увеличению трудоемкости изготовления и стоимости трубопрово-
дов и уменьшению надежности. Кроме того, криогенные магистрали
практически всегда имеют пространственные повороты, и наличие
сильфонных компенсаторов приводит к появлению незамкнутых
осевых усилий и изгибающих моментов. В результате через опоры
колен и тройников на кожух и далее на строительные конструкции
передаются значительные усилия от давления продукта, возника-
ющие на установившихся и переходных режимах работы систем,
что дополнительно усложняет конструкцию. В связи с этим находят
применение и другие способы компенсации температурных лере
мешений, позволяющие сократить число упругих элементов. Так,
в длинных прямолинейных трубопроводах используют металло-
рукава и компенсирующие секции. Металлорукав представляет собой
коаксиально расположенные гофрированные шланги, заключенные
в проволочный чехол, который воспринимает осевые усилия. Как
и в обычных секциях внутренний шланг снабжен сюисто-вакуумной
изоляцией — 20 слоев пленки с прокладками из стекловуали. Про-
664
мышленностью освоено производство двухстенных металлорукавов
с D — 32, 50, 65, 100 мм. Компенсация температурных перемещений
прямых участков с помощью металлорукавов достигается их
установкой на поворотах трубопроводов, когда за счет изменения
радиуса поворота шланга обеспечивается компенсация изменения
длины при охлаждении и отогреве магистрали (рис. 5.85, б).
Принцип действия компенсирующих секций аналогичен прин-
ципу действия металлорукавов. Компенсирующие секции включают
колено и короткий прямой участок, соединенные между собой и с
сопряженными трубопроводами шарнирными элементами (рис. 5.85,в).
В качестве шарниров используют сильфонные конструкции, допус-
кающие только поворот фланцев. При изменении длины трубо-
провода происходит поворот вокруг шарниров сопряженных с ними
колена и прямого участка.
5.17. Основные характеристики криогенных трубопроводов
О" s Внешний диаметр * х толщина стенки, мм Характеристика изоляции
внутренней трубы кожуха Число слоев свти Теплоприток к единице длины, Вт/м
20 25x2 100x2 20... 25 5 ... 6 0,6 .. 1.2 1,3 . 2
32 26x2 100x2 20. 25 5 ..6 0,9 . 1,5 1.7 . 2,3
50 56x2 150x2.5 100x2 20... 25 5 ...6 2,6 ... 4 0,9 .. 1,4
100 100x2 200x2,5 150*2,5 20 .. 25 5 . 6 1.4 .. 2,2 5,5 ... 7,3
150 150x2,5 250x3 200*2,5 20... 25 5...6 2-4 7 .. 11
200 200x2,5 300 x3 250x3 20 ... 25 5-6 2,8 ... 4 10.. 13
250 250x3 351x3,5 300x3 20 ... 25 5 ...6 3,6 . 5,5 12 . 16
300 300x3 408x4 357x3,5 20 25 5 .6 4,2 ... 6 15 ... 20
400 406x3 508x4 20 ... 25 5 ... 6 6 _. 10 18 .22
500 506x3 640*5 20 .. 25 5 ... 6 7 .. 12 22 .. 25
665
Метод самокомпенсации заключается в использовании упругости
колен, благодаря чему в ряде случаев даже без установки компен-
саторов напряжения от изгибающих моментов не превышают
допустимых значений (рис. 5.85, г). При этом происходит некоторое
изменение конфигурации внутренней трубы, и она смешается отно-
сительно кожуха, в связи с чем для фиксации внутренней трубы
используют проволочные опоры. Поскольку напряжения быстро воз-
растают с увеличением диаметра, метод самокомпенсации нашел
практическое применение для труб диаметром не более 50 мм при
наличии на трассе достаточного числа поворотов. Основные геомет-
рические и тепловые характеристики отечественных криогенных тру-
бопроводов, смонтированных из унифицированных элементов и
рассчитанных на рабочее давление 1 МПа, приведены в табл. 5.17.
Криогенная арматура, входящая в состав магистралей, обеспечи-
вает управление потоками жидкости или газа. Воздействие рабочего
продукта на элементы конструкции может быть как длительным,
так и кратковременным. Если арматура подвергается кратковре-
менным воздействиям низких температур (например, вентили,
отключающие линии измерения, продувки и др.), то ее конструк-
тивные отличия от общепромышленной арматуры связаны главным
образом с выбором хладостойких материалов. Криогенная арматура,
работающая в потоке продуктов, имеет существенные конструктив-
ные особенности и должна удовлетворять следующим требованиям:
сохранять работоспособность и обеспечивать достаточную герме-
тичность затвора во всем диапазоне температур — от температуры
окружающей среды до криогенных (а иногда и при повышенных
температурах газа в процессе отогрева системы);
обеспечивать минимальный прогрев продукта как от теплопри-
тока из окружающей среды, так и от теплоты, выделяемой при
трении в проточной части арматуры;
не иметь утечек продукта в окружающую среду, исключая загазо-
ванность помещений и обмерзание арматуры;
конструкция узлов арматуры и материалы должны быть совмес-
тимы с криогенными продуктами и удовлетворять условиям взрыво-
и пожаробезопасности;
иметь высокую надежность; цри этом ресурс, как правило,
должен составлять 10—30 лет или 3500—5000 циклов срабатывания.
По назначению криогенная арматура может быть запорной,
регулирующей, запорно-регулирующей, предохранительной и
запорио-предохранительной. Иногда к арматуре относят такие узлы
криогенных систем, как холодные фильтры, шарниры компенса-
ционных секций магистралей и др.
666
Рис- 5.86. Квнструкттные
схемы криогенной запор-
ной арматуры:
а — с теплым приводом
и удлиненным шпинде-
лем, б — с вакуумной
изоляцией и теплым
приводом, в — с пнев-
моприводом, располо-
женным в холодной зоне
В зависимости от
конструктивных осо-
бенностей и назначения
запорную криогенную
арматуру можно раз-
делить на три группы.
Арматура, приме-
няемая в системах и
установках с газонаполненной изоляцией (рис. 5.86, о), —- это хо-
лодные блоки ВРУ, блоки ожижения водорода и др. На криогенных
магистралях -арматура данного типа обычно группируется и
конструктивно оформляется в виде арматурной колонки. Корпус
арматуры находится внутри кожуха, а привод расположен снаружи.
В целях уменьшения теплопритока и возможности демонтажа
шпиндельной группы они соединены между собой достаточно
длинной трубой с заключенным внутри нее шпинделем.
Арматура с вакуумной изоляцией, которая встраивается в криоген-
ные магистрали, является основной для жидкостных криогенных сис-
тем (рис. 5.86, б). Кожух и корпус арматуры приваривают к кожухам
и внутренним трубам смежных секций магистрали так, что образуется
единая вакуумная полость. Вывод шпиндельной группы в теплую
зону осуществляется с помощью разъемного соединения, состоящего
из коаксиально расположенных тепловых мостов корпуса и шпинделя
с минимальным зазором между ними — “штыковой разъем”. Во
избежание залива теплового моста жидкостью клапан устанавливают
под углом наклона к горизонтали не менее 45‘.
Применение штыкового разъема позволяет демонтировать шпин-
дельную группу без нарушения вакуума в изоляционной полости.
Составляющие общего теплопритока (20 Вт) по элементам конст-
рукции клапана с D = 100 мм при 25 слоях экранно-вакуумной
667
изоляции, Вт (%): через изоляцию — 2,8 (14); по штоку — 5,2
(26); по корпусу — 9,2 (46); через опоры — 2,8 (14).
Третий тип криогенной арматуры — встроенная (рис. 5.86, в).
Сильфонный пневмопривод во встроенной арматуре целиком
расположен в холодной зоне, и теплоприток по нему из окру-
жающей среды практически отсутствует. Подвод теплоты к крио-
генному продукту осуществляется при срабатывании клапана за счет
перемещения управляющего газа. Теплоприток, вносимый управ-
ляющим газом, зависит от частоты срабатывания, и его значение
может быть определено из уравнения теплового баланса
Q = АРр (»вх — 0/т,
где А И— изменение объема сильфонной полости при срабатывании
арматуры; р — плотность управляющего газа; /вх и i —энтальпии
управляющего газа на входе в полость сильфона и при сбросе из
нее; т — интервал времени между срабатываниями.
Теплоприток, вносимый управляющим газом, в реальных конст-
рукциях существенно ниже, чем в конструкциях с приводом, выне-
сенным в теплую зону. Такая арматура находит применение в гелие-
вых системах; при этом в качестве управляющего газа используется
гелий. Более широкому распространению встроенной арматуры
препятствует низкая ремонтопригодность и необходимость исполь-
зования неконденсируемого газа в качестве управляющего газа.
Технический уровень криогенной арматуры оценивается рядом
показателей, которые могут быть характерными для любой обще-
промышленной арматуры или специфическими для криогенной.
Общими показателями технического уровня являются ресурс, вели-
чина протечек через затвор, герметичность уплотнения шпинделя,
гидравлическое сопротивление и др. К специфическим показателям
криогенной арматуры относятся: теплоприток к продукту из окру-
жающей среды, теплоемкость охлаждаемых деталей, гидравлическое
сопротивление — как источник прогрева 1фиогенного продукта и
ДР-
Теплоприток, обусловленный трением в проточной части арма-
туры, определяется зависимостью
= (7Др или д^ - п £ Z)2pw2/8,
где G — расход; Др — падение давления в арматуре; £ — коэффи-
циент гидравлического сопротивления.
В существующих конструкциях арматуры теплоприток, определя-
емый трением в проточной части, обычно превышает теплоприток
из окружающей среды (рис. 5.87).
668
рис. 5.87. Зависимость теплопритока Qlf
в результате трения в проточной части
арматуры от скорости жидкости и> при
теплопритоке из окружающей среды
(клапан с = 100 мм)
Другим показателем конструктивного совершенства криогенной
арматуры, наиболее важным при частых отогревах магистралей,
является количество теплоты, передаваемой криогенному продукту
в процессе охлаждения запорного устройства:
е = Z м, с, <л - tj,
*=1
где M-t — масса охлаждаемого элемента; ct — средняя удельная
теплоемкость материала в диапазоне температур То ... Тк; То, Тк —
начальная и конечная температуры элемента.
Так, для шарового клапана с Dy = 100 мм потери холода на
охлаждение его элементов эквивалентны двухсуточным внешним
теплопритокам через изоляцию.
Герметичность затвора является важнейшим показателем работо-
способности арматуры. Для качественной оценки протечек служит
показатель А^., пропорциональный объемному расходу продукта в
газообразной форме через единицу длины уплотняющей поверхности
затвора:
а; = аг/(р т),
где aV/t — объемный расход газа через затвор; D — диаметр уплот-
няющего кольца.
Обеспечение требуемой герметичности затворов во всем диапазоне
рабочих температур представляет более сложную задачу, поскольку
при изменении температуры от температуры окружающей среды
до криогенной существенно изменяются механические свойства
материалов и геометрия деталей.
Один из основных параметров, определяющих герметичность
затвора, — давление на уплотнитель. Его значение определяют по
формулам:
при действии давления р среды под клапан
Pynt = Руло ~PWby, (5-170)
669
при действии давления среды на клапан
f-[l-(i)2]’ (5171>
где pyn0 = M/tr-Db) — давление на уплотнитель, создаваемое приво-
дом; D — средний диаметр уплотнителя клапана; b — ширина
уплотнителя; d — диаметр сильфона или сальника, герметизиру-
ющего соединение штока с корпусом.
Криогенная арматура должна быть герметичной при действии
давления среды как на клапан, так и под клапан, а также при
температурах окружающей среды и криогенных, когда существенно
изменяются механические свойства полимерных материалов и
геометрия элементов конструкции. Для обеспечения герметичности
затвора в этих условиях давление на уплотнитель должно находиться
в пределах р^ llun < р^ < Руи где Pyntt6n- минимальное давление
на уплотнитель, обеспечивающее требуемый показатель герметич-
ности при криогенных температурах и действии давления среды
под клапан; руГ! — максимально допустимое давление по условию
контактной прочности материала уплотнителя при действии давления
продукта на клапан и температуре окружающей среды. Для затворов
с уплотнениями из поликарбоната минимальное давление при
температуре 77 К можно рассчитать по эмпирической формуле:
Рр,™, =70 /'25- (5.1721
На рис. 5.88 приведены схема определения области допустимых
давлений на уплотнитель в зависимости от давления рабочей среды.
С целью надежной герметизации необходимо путем изменения
ширины седла выбирать такие углы наклона кривых p^lp) и p^ip),
при которых S, = р^ „„ - />уп| ><>:!,= - Руп г 0.
Рис. 5.88. Зависимость давления на
уплотнитель р^ от давления рабочей
среды р и направления потока крио-
генной жидкости
670
Обычно силу N, создаваемую приводом, выбирают таким обра-
зом, чтобы область допустимого давления использовать с одинаковым
запасом, т.е. = s2. При этом условии ширину седла b и силу 7V
рассчитывают по формулам:
Ь- pP[2-(WJ
И (я — 1)
2 \ Pytltaax Pynimn 4^ р2 J’ 3)
где я — коэффициент, показывающий с каким запасом используется
область допустимых значений давлений, л = ($j + — ^j)-
Минимальное значение b может быть реализовано при я = О
По соображениям надежности обычно принимают п = 0,2 ... 0,5.
Практикой установлено, что затворы с соединением металл—
металл имеют удовлетворительную герметичность для сравнительно
небольших диаметров и при работе на чистых продуктах. Однако
такие затворы чувствительны к наличию твердых частиц в потоке
жидкости и в том числе частиц отвержденных газов. В результате
протечки увеличиваются и после определенного числа циклов (до
2000) срабатывания превышают допустимые значения.
Применение в качестве уплотнителя фторопласта-4 обеспечивает
удовлетворительную герметичность затворов только цри температуре
окружающей среды.
Хорошую герметичность (А' < 1 см3/(см • мин)) в условиях дли-
тельной эксплуатапии обеспечивают уплотнители из поликарбоната
марки ПК-2, ТУ26-05-1668—80. Этот материал нашел широкое
применение в криогенной арматуре. Только возможность загорания
в среде кислорода при высоком давлении ограничивает его приме-
нение в кислородных системах.
Обеспечение герметичности соединения штока с корпусом явля-
ется обязательным условием при создании криогенной арматуры.
Утечки криогенных продуктов в атмосферу недопустимы, поскольку
это приводит к потере дорогостоящих продуктов, опасности создания
взрыве- и пожароопасных ситуаций (при утечках кислорода,
водорода и метана) и возможности примерзания штока вследствие
намерзания на нем атмосферной влаги. В связи с этим в качестве
уплотнительного устройства применяют сильфоны. Применение
многослойных сильфонов позволяет увеличить ресурс работы арма-
туры до 20 000 циклов. В менее ответственных случаях применяют
сальниковые уплотнения.
671
Рис. 5.89. Типовая конструкция криогенного пневмоклапана:
1 — корпус, 2 — кожух; 3 — изоляция, 4 — тарель клапана; 5 — сильфон; 6 —
шток; 7 — стеклопластиковая проставка, 8 — сильфон; 9 — тепловой мост
корпуса, 10 — тепловой мост шпиндельной группы, 11 — поршень; 12 —
пневмоцилиндр; 13 — сигнальное устройство
Эффективно использование в сальниковых уплотнениях резино-
вых колец, которые практически полностью исключают протечки
газа, и образующийся газовый затвор существенно уменьшает
теплоприток к узлу уплотнения. При этом температура конструкции
в зоне установки резиновых колец должна быть не ниже допустимой
для данной резины, которая обычно не превышает 223 К.
Основные характеристики криогенной пневмоуправляемой
арматуры со слоисто-вакуумной изоляцией (рис. 5.89), широко
применяемой в криогенных системах, приведены в табл. 5.18.
5.18. Основные характеристики криогенной ивевмоарматуры
2>у,м Рабочее давление, МПа Тепло- приток, Вт Коэффициент местного сопротивления Масса,
0,032 6,4 6 6,5 12
0,05 5,0 12 6 31
0,1 1,6/4.0 20 5 76/80
0,15 1,6 30 5 340
0,2 1.6/4,0 50 5 385/410
0,3 1,6/4,0 80 3,5 470/490
0,4 1.6 100 2,5 1000
Глава 6
автономные криогенные системы и
МИКРОРЕФРИЖЕРАТОРЫ
§ 6.1. ДРОССЕЛЬНЫЕ МИКРОКРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
Существует обширная группа криогенных систем, для которых
характерны такие признаки, как автономность работы и малая
холодопроизводительность. Системы этой группы, называемые
микрокриогенными (МК-системы), используют для обеспечения
эффективной работы ряда устройств и приборов, предъявляя специ-
фические требования к конструкции. В основе функционирования
таких систем лежат термодинамические процессы и циклы, исполь-
зуемые в крупных стационарных криогенных установках, однако
существует много конструктивных отличий, обусловленных своеобра-
зием задач, решаемых с помощью этих систем.
Объекты, для которых предназначены автономные криогенные
системы, подразделяют на четыре основных типа.
1. Приемники инфракрасного излучения (ИК-приемники). Принцип
действия ИК-приемника основан на свойстве некоторых материалов
поглощать фотоны инфракрасного излучения и преобразовывать его
в электрический сигнал. Область инфракрасного излучения охваты-
вает широкий спектр длин волн (от 0,7 до 1000 мкм), улавливание
этого излучения от различных объектов можно использовать как
важный источник информации. ИК-приемники широко применяют
для поиска различных объектов, самонаведения ракет, ночного
видения, в геологии, метеорологии и ряде других областей. Сущест-
вуют различные типы микрокриогенных приемников: тепловые
(болометры), фотонные (фотосопротивления), фотодиоды.
Охлаждение этих систем обусловлено необходимостью понижения
уровня шума, повышения чувствительности приборов. Чем выше
длина волн, излучаемых объектом в области инфракрасного излу-
чения, тем ниже должна быть температура охлаждения. В зависи-
мости от типа ИК-приемника требуемая температура охлаждения
Тх = 80... 0 К; тепловые нагрузки малы (Q, - 1 Вт и менее)
43 -№6675
673
2. Квантовые генераторы и усилители. Принцип действия кван-
товых генераторов радиоволн (мазеров) и генераторов оптического
излучения (лазеров) основан на взаимодействии между веществом
и потоком частиц. При определенных условиях системы микро-
частиц (атомы, электроны, ионы) поглощают энергию от внешнего
источника излучения (накачка); при этом частицы занимают более
высокий энергетический уровень Е2 по сравнению с равновесным
состоянием (£,). При обратном переходе микрочастиц с верхнего
(Е^ на нижний равновесный уровень Et они излучают избыточную
энергию hv = Е2 — Е{ в виде когерентного потока излучения
высокой интенсивности.
Значительная часть энергии накачки теряется в результате взаимо-
действия микрочастиц с фононами (тепловое колебание кристал-
лической решетки). Криогенное охлаждение этих систем уменьшает
тепловые шумы и значительно увеличивает полезную мощность.
Как правило, температура охлаждения этих систем Тк — 80 ... 4,2 К,
а тепловые нагрузки значительны (20 Вт и более).
3. СВЧ-устройстаа. Широкое применение находят параметричес-
кие СВЧ-усилители и интегральные СВЧ-устройства, работа кото-
рых связана с усилением сигналов высокой частоты. Весьма важная
задача — создание малошумных усилителей с высоким отношением
сигнал/шум (помеха).
Наличие криогенного охлаждения позволяет значительно снижать
шумы и создавать эффективные радиоэлектронные системы.
Температура охлаждения этих устройств Тк = 80... 4,2 К, полезная
нагрузка до 1 Вт.
4. Сверхпроводящие устройства (СП-устройства). Принцип дейст-
вия многих систем и приборов основан на использовании эффекта
сверхпроводимости (см. гл 3). Если эти устройства находятся в
особых условиях (например, летательные аппараты), для их охлажде-
ния необходима, как правило, МК-система, обеспечивающая сверх-
проводящее состояние. Наряду с широко применяемыми СП-устрой-
ствами — электромагнитами созданы их новые типы, например,
сверхпроводящие квантовые интерференционные приборы СКВИД.
Их применяют как сверхчувствительные магнитометры, в перспек-
тиве их можно будет использовать как элементы нового поколения
малогабаритных компьютеров с очень малой затратой энергии. Для
охлаждения СП-устройств необходимы температуры Тх = 4,2... 1,8 К
при различных тепловых нагрузках.
Требования, предъявляемые к МК-системам, обусловлены специ-
фикой выполняемых ими функций и в основном сводятся к
следующим:
674
малая масса и габариты; эти требования связаны с тем, что
охлаждаемые объекты нередко устанавливают на летательных
аппаратах и других транспортных средствах, а иногда используют
как устройства переносного типа;
ограниченное потребление энергии; это требование также связано
с особенностями условий эксплуатации МК-систем, в частности с
ограничением ресурса энергии на транспортных объектах, в том
числе на космических;
жесткие ограничения по времени запуска и длительности работы;
в частности, время выхода на режим может быть ограничено
несколькими секундами; время непрерывной работы может состав-
лять от 1 мин до нескольких лет;
высокая надежность при значительном изменении параметров
окружающей среды, устойчивость к вибрации, ускорениям и другим
нагрузкам;
автономность; это требование связано с обеспечением энергией
от внешних источников питания и отсутствием приемников теплоты
(воды и воздуха), а также с необходимостью длительной эксплуата-
ции в отсутствие обслуживающего персонала.
В связи с перечисленными требованиями можно выделить неко-
торые особенности таких систем, отличающие их от стационарных
установок. Малые размеры МК-систем являются причиной сущест-
венного увеличения относительных потерь и, соответственно, сни-
жения их термодинамической эффективности или КПД т) —е/ес
(рис. 6.1). В частности, уменьшение холодопроизводительности от
Рис. 6.2. Зависимости объема и
массы криогенных систем от темпе-
ратуры охлаждения и холодопро-
изводительности
10 до 1 Вт приводит к сниже-
нию КЦД примерно в 3 раза.
Снижение температурного
уровня охлаждения и увели-
чение холодопроизводитель-
ности всегда приводят к уве-
личению массы и объема лю-
бой криосистемы (рис. 6.2).
Приведенные характеристики
удобны лишь для приближен-
ных оценок, однако ввиду
большого разброса данных
для различных конструкций
они не дают однозначного
результата. При выборе типа
МК-системы необходим ин-
дивидуальный анализ для каждого случая, чтобы обеспечить
оптимальное сочетание различных требований и характеристик.
Тилы автономных МК-систем. Все многообразие систем, применя-
емых в настоящее время, можно свести к трем основным типам:
дроссельные; с криогенными газовыми машинами (КГМ); с исполь-
зованием теплоты испарения или сублимации запаса криоагента. В
каждом типе можно выделить различные варианты, которые мотуг
существенно отличаться термодинамическим циклом, конструктив-
ными особенностями, температурой охлаждения, полезной нагрузкой
и другими признаками.
Дроссельные МК-системы относят к числу наиболее распростра-
ненных: их термодинамическая эффективность невелика, однако
это компенсируется простотой, надежностью и рядом других
преимуществ. Циклы микроохладителей построены по тем же
схемам, что и циклы стационарных криогенных установок с
дросселированием (см. гл. 2 и 3).
Как известно, эффект дросселирования существенно зависит от
свойста реального газа и исходных значений температуры и дав-
ления.
Простое дросселирование с использованием воздуха, азота и
аргона может обеспечить охлаждение примерно до 80 К; для полу-
676
чения более низких температур необходимо в качестве криоагентов
применять неон, водород, гелий и использовать более сложные
циклы с предварительным охлаждением. Так, простой однокаскад-
ный микроохладитель обычно состоит из штуцеров подвода и отвода
газа, теплообменника, дросселя, охлаждаемого объекта и тепло-
изолирующего корпуса (рис. 6.3).
Дроссельные МК-системы подразделяют на две основные группы:
системы, работающие по обычному замкнутому рефрижераторному
циклу; разомкнутые системы, в которых вместо компрессора
использован баллон со сжатым газом. Компрессорные системы
имеют длительный ресурс работы, тогда как время работы баллон-
ных систем ограничено обычно несколькими часами или даже
минутами. Основное уравнение для дроссельного микроохладителя
имеет вид
Qx +QT = М (AiT - ср ЬТт).
Здесь Qx — полезная нагрузка, Вт; QT — теплоприток, Вт; М —
массовый расход газа, кг/с; Azr— изотермический дроссель-эффект;
ср ДТу — потери холода от недорекуперации ДТт.
Рис. 6.3. Принципиальная технологическая (о) и конструктивная (6) схемы
Дроссельного микроохладителя:
/ — штуцер подвода газа; 2 — фильтр; 3 — теплообменник; 4 — сердечник.
5 — коллектор с дросселем, 6 — обечайка теплообменника; 7 — корпус, 8 —
охлаждаемый объект
677
Значение расхода Мобычно принимают больше, чем необходимо
для создания полезной нагрузки Q* в установившемся режиме. Это
вызвано большой холодопроизводительностью в пусковой период
(для быстрого начального охлаждения всей системы), а также необхо-
димостью обеспечения ее запаса. Наличие избыточной холодопроиз-
водительности приводит к увеличению недорекуперации.
Еще одна особенность дроссельных микроохладитслей • - постоян-
ный размер проходного сечения дроссельного устройства, чаще всего
выполняемого в виде отверстия малого диаметра (0,1—0,01 мм).
Это не позволяет увеличить расход газа в начальный период, когда
его плотность мала. Проблемы, связанные с избыточной холодопро-
изводительностью и постоянством условного прохода дросселей,
могут быть устранены путем применения автоматически регулиру-
емых дросселей, что весьма сложно осуществить вследствие очень
малых размеров МК-систем. Для регулирования условного прохода
используют перемещение микросильфона или мембраны, темпера-
турную деформацию или деформацию, связанную с «памятью фор-
мы» регулирующих элементов. При перемещении регулирующего
элемента площадь дроссельного отверстия изменяется, соответствен-
но меняется и расход газа.
В дроссельном микроохладителе очень важна роль теплообмен-
ника, который должен иметь высокий КПД- Чаще всего применяют
витые теплообменники из трубок диаметром = 0,2 ... I мм,
хороший эффект дает оребрение трубы проволокой диаметром
=0,05 ...0,2 мм (см. гл. 4). Навивку выполняют в один (рис. 6.3)
или несколько слоев. Очень важно обеспечить равномерный шаг
навивки и хорошее ее уплотнение со стороны сердечника и корпуса,
для чего используют шнур или пленку.
В двухкаскадном микроохладителе (рис. 6.4) теплообменники
имеют два ряда намотки; одна труба оребренная, другая неоребрен-
ная. Через стенку обечайки каскада /дополнительно охлаждается
поток каскада II. В качестве криоагента каскада I применяют азот,
обеспечивающий после дросселирования охлаждение до 80 К. Второй
каскад, работающий на неоне или водороде, предварительно охлаж-
дается азотом, что позволяет обеспечить после дросселирования
охлаждение до Тх = 27 ... 20 К.
Ввиду весьма малых условных проходов дросселя и трубок
теплообменника большое значение имеет степень чистоты газа, так
как примеси могут забивать каналы и нарушать работу МК-системы.
Недопустимо наличие твердых частиц и примесей, конденсиру-
ющихся при низких температурах, таких, как влага, двуокись угле-
рода. Наиболее эффективно применение криоагента, полученного
678
Рис. 6.4. Двухкаскадный микроохлвдитсль:
1, 2 — штуцера каскадов I и П соответственно; 3— уплотнение; 4 — обечайка,
5,7 — теплообменники. 6. 8 — дроссели; 9 — охлаждаемый объект; 70 — корпус
в результате газификации жидкости. Кроме того, для защиты от
твердых примесей применяют пористые фильтры.
Дроссельные микроохладители, в которых в качестве источника
массы и энергии использован баллон со сжатым газом, отличаются
наибольшей спецификой. При такой системе питания многие пара-
метры цикла (давление в баллоне, массовый расход газа, дроссель-
ный эффект, холодопроизводительность) изменяются во времени.
Рассмотрим наиболее простой режим работы баллонного микро-
охладителя для безредукторной системы при изотермическом тече-
нии идеального газа. Масса газа в баллоне вместимостью
(7 = рГс/(/?Тм). (6.2)
Изменение (уменьшение) массы во времени при 7^с = const
у
dG = М th =------5— dp, <б.З)
где М— массовый расход газа через микроохладитель, пропорцио-
нальный давлению газа: М = ар, кг/с.
Для начального или конечного состояния
а = Мк/р^Мк/р* (6.4)
679
Проинтетрировав выражение (6.3), получим
/«(?„*). (6.5)
ЛГ, Ч
Здесь х — время истечения, с; рн, рк, р — соответственно начальное,
конечное и текущее значения давления в баллоне, Па (обычно
ри = 40 ... 20 МПа; рк = 8... 4 МПа).
Используя формулу (6.5), можно рассчитать время, переменный
расход и параметры состояния газа при работе баллонной МК-
системы, задаваясь одними величинами и определяя другие. Расчет
обычно выполняют по интервалам для ряда значений Дт и соответст-
вующих значений р. Значение определяют подбором. Полученные
зависимости вида р =f{x) используют для расчета цикла по формуле
(6.1), разбивая все время работы на отдельные интервалы Дт. Более
точная методика расчета дана в работах А.К. Грезина и А.Д.Суслова.
Существуют многочисленные схемы и конструктивные формы
дроссельных микроохладителей: с двукратным дросселированием,
многокаскадные, с коротким пусковым периодом, с регулированием
расхода криоагента. Одним из перспективных типов дроссельных
систем является микроохладитель, работающий на смеси криоатеитоа
При использовании смесей уменьшается разность температур и,
соответственно, необратимость процесса теплообмена, возрастает
дроссельный эффект, снижается температура охлаждения — в
результате увеличивается эффективность системы. Наиболее пред-
почтительны смеси азота с углеводородами — метаном, этаном, про-
паном. Анализ характеристик дроссельных МК-систем показывает,
что для однокаскадных охладителей наиболее характерны следующие
показатели: КПД п = 1 ...2 %, относительная масса т0 = 3... 5 кг/Вт,
относительные затраты мощности 100 ... 40 Вт/Вт. Ресурс таких
систем, работающих по замкнутому циклу, составляет 1000—1500 ч.
§ 6.2. АДАПТИРУЮЩИЕСЯ ДРОССЕЛЬНЫЕ
МИКРОКРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
Одно из наиболее важных и эффективных направлений совер-
шенствования дроссельных микрокриогенных систем (ДМКС),
обеспечивших им достойное место среди других микрокриогенных
устройств, — создание адаптирующихся систем. Идея адаптации
параметров охладителя к режиму рвботы и условиям эксплуатации
не нова. В крупных криогенных установках контроль и выбор
оптимальных для каждого режима параметров осуществляется опера-
тором или сложным программируемым комплексом контрольно-
680
регулирующих средств. Однако для миниатюрных охладителей это
неприемлемо, в частности, из-за трудностей, связанных с созданием
микроминиатюрных электронных исполнительных механизмов для
управления дроссельным клапаном микроохладителя. Адаптация
параметров цикла к режимам и условиям работы осуществляется,
как правило, без применения сложной электроники.
При создании адаптирующегося микроохладителя должны быть
решены две задачи: 1) необходимо обеспечить многократное
снижение холодопроизводительности после достижения заданной
температуры для перехода от пускового режима к режиму криоста-
гирования; 2) при криостатировании поддерживать минимальную
холодопроизводительность, достаточную для обеспечения заданного
температурного режима. При этом в процессе криостатирования
возможны значительные изменения температуры окружающей среды
и нагрузки цикла. Для баллонных микроохладителей переменным
является еще и давление на входе в микрохолодильник, которое
падает по мере опорожнешот баллона. Вследствие неэффективности
расходования криоагента, обусловленного непостоянством давления,
потребовалось создание адаптирующихся баллонных микроохла-
дителей.
Адаптирующиеся баловные дроссельные микроохладители. Схема
таких микроохладителей включает в себя баллон со сжатым
криоагентом, механический вскрыватель для разгерметизации
баллона или электропневмоклапан, микрохолодильник и соедини-
тельные трубопроводы. Эффективная адаптация достигается путем
регулирования расхода с помощью дроссельного клапана перемен-
ного сечения. Клапан реагирует на изменение температуры в зоне
криостатирования — при повышенных температурах клапан должен
быть открытым и обеспечивать увеличенный расход криоагента.
За счет этого осуществляется форсирование холодопроизводи-
тельности для быстрого захолаживания элементов микрохолодиль-
ника и объекта. После охлаждения температура в зоне криоста-
тирования остается постоянной и равной температуре кипения
криоагента, поэтому регулятор, контролирующий расход, должен
реагировать на избыточную холодопроизводительность. Она харак-
теризуется, в частности, изменением температурных полей в микро-
холодильнике, возникающим при избытке холода. На рис. 6.5
показаны температурные поля в канале обратного потока тепло-
обменного аппарата микрохолодильника, причем кривая / соответ-
ствует режиму рвботы без избытка холода. Сжиженный криоагент
полностью выкипает в испарителе и на вход в канал обратного
потока теплообменника поступает сухой насыщенный пар. Такой
681
Рис. 6.5. Температурное поле в микро-
охладителе ("х— безразмерная коор-
дината: "х = x/L, где L — длина
теплообменника)
режим работы, обычно рас-
сматриваемый в расчетах, явля-
ется лишь идеализацией реаль-
ных процессов и на практике
почти никогда не реализуется.
За счет избытка холода сжи-
женный криоагент поступает в
теплообменник, заполняя часть
его (кривая 2). Это ведет к
уменьшению площади активной поверхности теплообмена и уве-
личению потерь холода от недорекуперации и теплопритока вследст-
вие увеличения размеров низкотемпературной зоны. Одновремен-
но происходит понижение температуры Тм в отдельных сечениях
теплообменника и средней температуры в канале. Например, при
Х ~ > ^хО •
Для преобразования температурного сигнала в перемещение
запорной иглы дроссельного клапана используются термомехани-
ческие преобразователи различных типов. Чем чувствительнее
преобразователь, тем меньшие изменения температуры требуются
для его работы, и тем эффективнее микроохладитель. В зарубежных
разработках преобразователи построены на базе миниатюрных
газонаполненных сильфонов. В отечественной практике распростра-
нение получили дилатометрические преобразователи, выполненные
на базе сплавов с эффектом “памяти формы” и высокостабильных
пластмасс. Конструктивные схемы этих микрохолодильников при-
ведены на рис. 6.6 и 6.7. Особенности конструкции, принцип работы
и основные характеристики рассмотрим на примере последней.
Микрохолодильник имеет две дилатометрические пары (см. рис.
6.7). Первая (основная) образована сердечником теплообменника,
выполненным из пластмассы, и клапанной иглой; вторая (вспомо-
гательная) — пластмассовым компенсатором и корпусом микро-
холодильника. Последняя расположена вие криогенной зоны и
предназначена для компенсации влияния изменений температуры
окружающей среды на проходное сечение клапана. Для пластмасс,
используемых в микрохолодильниках, характерны высокий темпера-
турный коэффициент линейного расширения, стабильность свойств
и размеров во времени.
682
Рис. 6.6. Конструктивная схема микрохолодильника с термомеханнческим
преобразователем иа основе эффекта «памяти формы»:
I — штуцер входа; 2 — узел настройки; 3 — силовая пружина, 4 — штуцер
выхода; 5 — теплообменник; <5 — элемент с “памятью формы”, 7 — дроссель-
ный клапан; 8 — объект
Характеристики микрохолодильника в значительной мере опреде-
ляются также качеством изготовления иглы и седла клапана. При
диаметре сопрягаемых элементов 0,15 — 0,3 мм они должны иметь
малые погрешности формы, высокую чистоту и твердость поверх-
ности, обеспечивать герметичность при небольших перестановочных
усилиях. Для первоначального выбора положения иглы относительно
седла при изготовлении используется узел настройки. До подачи
криоагента зазор между иглой и седлом клапана составляет 0,1 —
0,25 мм. По мере охлаждения сердечник укорачивается, зазор и
расход уменьшаются.
На рис. 6.8 приведены характеристики рабочего процесса опи-
санного адаптирующегося расходного дроссельного микроохладителя.
Рис. 6.7. Конструктивная схема мнкрохшюдильникя с чувствительным элементом—
пластмассовым сердечником:
! — штуцер входа, 2 — узел настройки; 3 — компенсатор; 4 —штуцер выхода,
5 — теплообменник; 6 — чувствительный элемент—сердечник; 7 — игла; 8 —
дроссельный клапан, ₽ — объект
683
Рис, 6.9. Зависимость расхода азота
от температуры окружающей среды
Рис. 6.10. Зависимость расхода азота
от тепловой нагрузки
составляет 10 — 30 Вт, время охлаждения 10 — 20 с При
криостатировании одновременно с постепенным снижением
давления в баллоне повышается расход азота К Холодопроизводи-
тельность микроохладителя остается примерно постоянной
Метод оценки эффективности микроохлацитедей и, в частности,
баллонных систем имеет особенности. Во-первых, к полезной холо-
допроизводительности системы относят не только холод, идущий
на покрытие тепловыделений охлаждаемого объекта (джоулевой
теплоты qj), но и теплоприток qQ через изоляцию объекта при мини-
мальном уровне жидкого азота в нем. Для большинства объектов
величина мала и теплоприток q^ является основной нагрузкой
цикла. Во-вторых, для баллонных микроохладителей, которые при
работе не потребляют энергии, оценки эффективности, связанные
с определением затрат работы на получение холода, не показательны.
Их эффективность принято определять коэффициентом полезного
использования холода ц, равным отношению полезно используемой
холодопроизводительности к располагаемой. Значение располагаемой
холодопроизводительности баллонного микроохладителя опреде-
ляется расходом G и изотермическим дроссельным эффектом Aiy
при текущей температуре криоагента, поступающего из баллона на
вход микрохолодильника. Находящийся в баллоне криоагент совер-
шает работу против сил атмосферного давления по проталкиванию
выходящих порций газа и охлаждается. При большом расходе крио-
агента и быстром опорожнении процесс в баллоне можно считать
адиабатным и текущую температуру Т определять по начальным
значениям давления рй и температуры То из известного соотношения
Т= То (р/р$к~ 1^к. Здесь р — давление в баллоне; к— показатель
адиабаты.
В реальных микроохладителях скорость опорожнения баллона
мала. При этом вследствие теплоподвода через стенки баллона
процесс опорожнения практически изотермичен.
684
Коэффициент т] определяется соотношением т] = (qQ + q^/(G&-^,
где G — текущее значение расхода криоагента; Ату определяется
при постоянной температуре Т, равной температуре окружающей
среды. Высокие значения ri на рис. 6.8 соответствуют тепловой
эффективности теплообменного аппарата sT > 0,98.
Свойство адаптируемости сохраняется при переменных темпе-
ратуре окружающей среды (рис. 6.9) и тепловой нагрузке (рис. 6.10).
Микроохладитель имеет высокую эффективность при использова-
нии различных, в том числе многокомпонентных, криоагентов. При-
чем применение азотохладоновой смеси вместо азота, если это до-
пустимо по условиям эксплуатации, снижает текущие значения рас-
хода криоагента и увеличивает время работы микроохладителя в
2,3 — 3,3 раза.
Адаптирующиеся газогенераторные дроссельные микроохладители.
Расходные дроссельные микроохладители — газогенераторные
системы — разработаны относительно недавно. В этих системах
вместо сжатого азота используется твердое химическое соединение,
которое может легко разлагаться с выделегшем азота под давлением.
В качестве исходного вещества используется азид натрия, который
имеет плотность р = 1,8 г/см3 и разлагается при нагреве по схеме
2NaN3 —-——^-> 2Na + ЗМ2. Стехиометрический состав азида
натрия обеспечивает плотность упаковки азота pN =1,2 г/см3. Это
в 3 раза больше, чем при хранении в баллоне газообразного азота,
сжатого до оптимального давления 50 МПа. Выделяющийся при
разложении натрий вступает в реакции практически с любыми
685
примесями, в том числе с водяными парами и СО2, поэтому азот,
поступающий в микрохолодильник, практически идеально чист.
Реакция разложения азцда натрия экзотермична, однако выде-
ляющейся теплоты недостаточно для ее поддержания. Осуществле-
ние самоподдерживающейся реакции генерации азота возможно при
добавлении к азиду окислителя. В качестве окислителя могут быть
использованы окислы металлов или некоторые пластмассы. При
подборе окислителя учитывают состояние твердых продуктов
реакции, которые должны образовывать шлаковый спек и не
уноситься криоагентом. Примером самоподдерживающейся реакции
является процесс 6NaN3 + Fe2O3 = 2Fe + SNap + 9N2. Для иниции-
рования реакции в заряд, спрессованный из смеси азцда натрия и
окислителя, устанавливают капсюль с электрическим или ударным
подрывом.
В отличие от баллонных систем в схему адаптирующегося
газогенераторного микроохладителя (рис. 6.11) включен ресивер для
снижения пикового давления в момент генерации и радиатор для
отвода теплоты криоагента. Благодаря простоте перезарядки газо-
генератора новые порции криоагента могут быть получены в ходе
криостатирования. Подаваемый в микрохолодильник непосред-
ственно после генерации криоагенг имеет более высокую темпера-
туру. В связи с этим и благодаря свойству адаптивности при подаче
новой порции расход несколько увеличивается, но режим криоста-
тирования не нарушается.
Газогенераторные адаптирующиеся дроссельные микроохладители
по своим характеристикам в 2-3 раза превосходят баллонные системы
и примерно соответствуют смесевым баллонным микроохладителям
686
Адаптирующиеся замкнутые дроссельные микроохладители.
Простейшим замкнутым дроссельным микроохладителем, холодопро-
изводительность которого зависит от режима работы, является охла-
дитель с форсированием пусковой производительности (рис. 6.12).
При включении компрессора закрывается клапан 3 и одновре-
менно открывается клапан 6. Давления в ресивере 2 и линии
всасывания выравниваются, но при этом остаются повышенными
(0,2 — 0,3 МПа) в течение пускового периода. За счет этого увели-
чивается производителигость компрессора. После завершения охлаж-
дения клапан 6 закрывается. Одновременно приоткрывается клапан
3. и часть криоагента из линии нагнетания подается в ресивер 2.
Клапан 3 остается открытым до тех пор, пока давление в линии
всасывания не снизится до 0,1 МПа. При этом холодопроизводи-
тельность уменьшается. В дальнейшем блок 7 по сигналу датчика
давления 8, управляя клапанами 3 и 6, поддерживает это давление
постоянным.
Приведенная схема снижает избыток холодопроизводительности,
однако в полном объеме не решает проблемы адаптации. Она не
исключает необходимости поддержания избыточной холодопроиз-
водительности, в частности, для компенсации возрастающих в про-
цессе эксплуатации потерь от теплопритока из окружающей среды,
уменьшения производительности компрессора по мере изнашивания
Рис. 6.12. Схема замкнутого дроссельного микроохладителя с форсированием в
пусковом режиме:
1 — компрессор; 2 — ресивер; 3, 6 — клапаны; 4 — фильтр-адсорбер; 5 —
микрохолодильиик; 7 — блок управления; 8 — датчик давления
687
Для поддержания холодопроизводительности при криостатиро-
вании на минимальном уровне используют системы с саморегулиру-
ющимся дроссельным клапаном (рис. 6.13). Дроссельное отверстие
в нем прикрыто мембраной, замембранная полость соединена капил-
ляром с термобаллоном, заполнена рабочим веществом до давления,
равного требуемому пусковому давлению в цикле (7-10 МПа) и
загерметизирована. Термобаллон размещен внутри сердечника
теплообменника в сечении, где появление избыточной холодопроиз-
водительности сопряжено со значительными изменениями темпера-
туры в канале обратного потока, достигающими 100 К и более.
Переохлаждение термобаллона приводит к понижению давления в
замембранной полости, открытию дроссельного отверстия, падению
давления нагнетания и холодопроизводительности.
Рассмотрим пусковой процесс в таком адаптирующемся замкну-
том микроохладителе. Характерно, что в процессе охлаждения,
благодаря ограниченной теплопроводности втулки 3, термобаллон 4
не успевает охладиться, и давление нагнетания остается высоким.
В конце третьей минуты срабатывает клапан системы форсирования
и давление всасывания р2 понижается. Изменение параметров в
пусковом режиме адаптирующегося замкнутого микроохладителя,
использующего азотохладоновый криоагент ХА.С-78/8, показано на
рис. 6.14. Процесс снижения давления нагнетания р. определяется
действием дроссельного клапана и стабилизируется при 3,7 МПа.
Эго значение существенно ниже достигаемого для азотохладоновых
криоагентов в обычных микроохладителях (6 МПа). Низкое дав-
ление нагнетания уменьшает износ компрессора, а в случае при-
вода постоянного тока существен-
—но снижает потребляемую мощ-
ность.
Микроохладитель хорошо адап-
тируется к изменениям температуры
окружающей среды (рис. 6.15). При
этом для азотохладонового крио-
агента ХАС-85/4 устойчивое крио-
статирование при 85 К осуществ-
ляется при давлении нагнетания
Рис. 6.13. Схема микрохолодильиика с
саморегулирующимся дроссельным клапаном:
I — сердечник; 2 — оребренная трубка:
3 — втулка; 4 —термобаллон; 5 — капил-
ляр; 6 — мембрана, 7 — дроссель
688
Рис. 6.14. Пусковые характеристики адаптируюию оси микроохладигеля
всего 2,4 — 1,2 МПа. Также за счет повышения давления нагнетания
от 2,7 до 4,5 МПа микроохладитель адаптируется к увеличению
тепловой нагрузки на 2,7 Вт.
Приведенные характеристики удовлетворительно согласуются с
расчетными, которые для рассматриваемых замкнутых систем могут
быть получены по следующей упрощенной методике. Для заданного
давления всасывания р2 с использованием традиционных методик
расчета компрессоров строят зависимость производительности ком-
прессора Got давления нагнетания pv Затем с использованием урав-
нения состоя! । ия или таблиц теплофизических свойств многокомпо-
нентного криоагента определяют располагаемую q = Ы? (ft)
— q — G(p1)cp2A7’ холодопроизводительности
(Р2) — 'г (Pi) — изотермический
и полезную ?пол
установки. Здесь Д/г (р,) =
дроссельный эффект, причем
значения энтальпий выбраны
для температуры окружающей
среды Тос, заданного давления
всасывания р2 и текущего дав-
ления нагнетания рг Величина
недорекуперации А Т определя-
ется из расчет теплообменника,
Рис 6.15. Зависимость давления нагне-
тания в микроохладигеле от температуры
««ружаюшей среды для криоагснтов:
I — ХАС-78/8, 2 - ХАС-85/4
44-№6675
ср2 — удельная теплоемкость криоагента при температуре окружаю-
щей среды и давлении обратного потока. Затем, подставляя требуе-
мые значения температуры окружающей среды или изменяя значе-
ние холодопроизводительности дпол ~ д0 + определяют давление
нагнетания, производительность компрессора и другие характерис-
тики адаптирующегося микроохладителя в рассматриваемом режиме
работы.
Другим примером эффективной адаптации параметров к режимам
и условиям эксплуатации является создание замкнутых дроссельных
микроохладителей, использующих для адаптации процесс накопления
жидкого криоагента в испарителе, капиллярных каналах теплообмен-
ника и других “мертвых” объемах микрохолодильника. Накоплен-
ный сжиженный кркоаген г естественным путем без дополнительных
устройств исключается из циркуляции. Этот процесс происходит
во всех замкнутых микроохладителях, работающих с избыточной
холодопроизводительностью. Для его практического использования
необходимо, чтобы сжиженный и накопленный в микрохолодиль-
нике криоагент составлял значительную часть от общего количества
криоагеггса, заправленного в систему. Чтобы достичь этого соотноше-
ния, в холодной зоне микрохолодильника устанавливают капилляр-
но-пористые накопители для надежного удержания жидкого крио-
агента, а объемы теплых полостей системы (ресиверов, трубопрово-
дов и т.д.) уменьшают В схеме такого адаптирующегося микроох-
ладителя (рис. 6.16) может быть использован простейший дроссель-
ный клапан, поддерживающий давление «до себя» или в ией вообще
может не быть никаких специальных регулирующих устройств.
При проектировании таких микроохладителей необходимо
подобрать соотношения их геометрических размеров и параметров,
обеспечивающие требуемое
снижение холодопроизводи-
тельности при переходе от
пускового режима к крио-
статированию. Расчет начи-
нают с режима криостатиро-
Рис. 6.16. Схема адаптирующегося
мнкроохладителя с накоплением
сжиженного криоагента:
1 и 3 — ресиверы низкого и высо-
кого давления; 2 — компрессор;
4 — микрохолодильник; 5 — ка-
пиллярно-пористый накопитель
690
вания, поскольку известные составы многокомпонентных криоаген-
тов и параметры цикла оптимизированы по минимуму энерго-
потребления именно для этого режима. Затем, задав температур-
ную зону размещения накопителя, его объем Р3 и пористость е3,
находят массу накапливаемого жидкого криоагента тп3 = 1^е3р3 и
каждого его компонента m3i = tn3x3i (i — 1, 2,..., п, где п — число
компонентов). При этом плотность жидкости р 3 и массовую долю
i-го компонента в ней x*3i находят по уравнению состояния или
таблицам, считая, что жидкость равновесна пару.
Параметры микроохладителя в других режимах рассчитывают с
учетом изменения количества сжиженного криоагента и состава
циркулирующей его части. Для пускового режима это может быть
сделано следующим образом.
Массовая доля каждого компонента у/ в пусковом режиме
= (?;+ (66)
Wlj + + zn3
Параметры, относящиеся к режиму криостатирован ия, помечены
верхним индексом ", ак пуску — s; нижние индексы 1, 2, 3 обозна-
чают линию нагнетания, всасывания и накопитель.
Определив по известным давлениям р\ и рг, температуре 7^е,
сжимаемости z't и объемам К, и V2 массы криоагента т1 и т2 в
газовых коммуникациях и заменив абсолютные объемы полостей
на относительные = ^/(63 И3) и = ^г/(ез^з)> получим
выражение для состава криоагента при пуске:
,= + (P^/t'i + (6 7)
^хР'з+Р^/Ч
Затем с привлечением уравнения состояния для многокомпонент-
ного криоагента можно вычислить искомое отношение пусковой и
стационарной холодопроизводительностей
У _ А'г I Л Г11 1
«' Л,л лЛ А
— ^) + Т^-р’з4 + 1|. (6S>
г1, Р ' и I
которое характеризует возможность микроохладителя изменять
холодопроизводительность, адаптируясь к снижению тепловой
нагрузки при переходе из пускового режима к криостатированию
При этом составляющая Д/Г7Д/Т‘ = СЛ1- характеризует влияние
на холодопроизводительность изменения дроссельного эффекта
криоагента, a — — - - —) + —p*3 + 1 - Q - учитьь
Р1У2К^1 P2y2 M
вает влияние изменения производительности компрессора вследствие
изменения плотности криоагента на всасывании.
Для микроохладителя, заполненного монокриоагентом или азео-
тропной смесью, состав и мольная масса криоагента остаются
неизменными (у/ = yf, ц’ — рЛ) и зависимость (6.8) упрощается:
я = 4^ Рз + 1 (6.9)
РгУ2
Давление в полостях рассматриваемой системы в нерабочем сос-
тоянии следует определять также с учетом объема накопленного
конденсата:
_ _Pi L / А 4 + RT°t р*3 + й
F,/!' +1 р® V2 p\V2 ц* '
(6.10)
Полученные соотношения позволяют оценивать влияние отдель-
ных параметров микроохладителя на_ Q и целенаправленно их
подбирать. Так, относительный объем V2 ресивера низкого давления
сильно влияет на пусковые характеристики микроохладителя
(рис. 6.17). Холодопроизводительность и состав криоагента изменя-
ются даже в системах с тра-
диционно большими объема-
ми ресиверов. При выборе
V2 = 500 изменения холодо-
производительности уже
достаточны для практичес-
кого использования, а при
V2 < 200 достигаются значи-
тельно большие значения Q,
чем приведенные в описанных
выше схемах форсирования.
Рис. 6.17. Пусковые характе-
ристики микроохладителя при
= 0,47, y*R13 = 0,53 и раз-
ных объемах ресивера низкого
давления
При этом значительная часть достигнутого эффекта связана с изме-
нением состава криоагента и мало влияет на потребляемую компрес-
сором в этом режиме мощность. Так, при получении Q= 5 за счет
изменения состава холодопроизводительность изменяется в 1,61 раза,
а за счет изменения давления всасывания в 3,1 раза; при этом
р = 0,43 МПа. Для традиционных схем форсирования при Q = 5
необходимо задать р - 0,625 МПа, что в большинстве случаев
недостижимо по условиям прочности.
Аналогичным образом можно проанализировать влияние других па-
раметров конструкции рассматриваемого микроохладителя на воз-
можности его адаптации к изменению режима работы и выбрать их.
Изменение состава криоагента открывает принципиально новые
возможности в проектировании замкнутых микроохладителей.
В обычных дроссельных системах содержание в многокомпо-
нентном криоагенте высококипящих компонентов с большим дрос-
сельным эффектом ограничено неосуществимостью теплообмена при
низких температурах. Так, в температурном интервале 300 ... 85 К
при использовании в качестве криоагента смеси 37 % азота + 63 %
хладона R13 теплообмен нарушается (пересечение изобар в координа-
тах Q— Г на рис. 6.18, а) и становится возможным только при увели-
чении разности температур на концах теплообменника и, следова-
тельно, при снижении эффективности цикла. Если при этом потери
от недорекуперации превышают изотермический дроссельный
эффект ДГГ< срЛТ, цикл становится неосуществимым. Накопление
жидкой фазы, содержащей практически только хладон R13, ведет
ч Ч
Рис. 6.18. Диаграммы £)-Г процессов в теплообменнике для крноагента азот-хладон 13
составов:
о — 37 % азота + 63 % хладона R13; б — 47 % азота + 53 % хладона RI3
693
Рис. 6.19. Тисковые характеристики адаптирующегося азотного микроохладителя
с накоплением жидкой фазы
к уменьшению его доли в циркулирующей части криоагента. При
снижении доли R13 до 53% цикл становится вполне осуществимым
(рис. 6.18, б). Это свойство дает возможность использовать для
быстрого охлаждения смеси с весьма высокими содержанием
высококипящих компонентов и дроссельным эффектом, а в
процессе охлаждения за счет саморегулирования состава достигать
заданной температуры криостатирования.
На рис. 6.19 приведены экспериментально полученные параметры
пускового процесса для азотного микроохладителя. Следует обратить
внимание на то, что после достижения на 20-й секунде температуры
насыщения происходит одновременное понижение давлений
всасывания р2 и нагнетания р1г свидетельствующее об интенсивном
накоплении жидкого азота. Давление нагнетания стабилизируется
на весьма низком для азота уровне 6 МПа. Адаптация к режиму
криостатирования ведет к снижению холодопроизводительности
микроохладителя в 3,5 раза.
При использовании многокомпонентного криоагента диапазон
изменения холодопроизводительности расширяется за счет изменения
его состава (табл. 6.1).
6.1. Экспериментальные данные,
испытании ДМКС
Расход,
л/мин
Пусковой
Стационарный
694
Режим
работы
Состав криоагента, моль/моль Давление. МПа
R14 R13 Ne ₽1 А
0,434 0,151 0,389 0,026 15,0 0,2
0,641 0.124 0,183 0,052 7,1 °т11
Дроссельный
эффект,
Дж/моль
3867
942
Содержание компонентов криоагента в стационарном режиме
близко к оптимальному для приведенного качественного состава.
В пусковом процессе доля хладонов повышена в 1,75 раза. Соотно-
шение пусковой и стационарной холодопроизводительности здесь
составляет Q= 6,7, в том числе за счет изменения параметров цикла:
давления нагнетания — 1,96, давления всасывания (массовой произ-
водительности компрессора) — 1,63. Вклад изменения состава крио-
агента в саморегулирование холодопроизводительности составляет
2,09.
Адаптация замкнутых дроссельных микроохладителей к изменя-
ющимся режимам работы и внешним условиям путем воздействия
на их криогенную часть хотя и повышает эффективность, но связана
с некоторыми недостатками. Во-первых, адаптация осуществляется
за счет снижения давления нагнетания, и охладитель значительную
часть времени работает при давлениях, далеких от оптимальных. В
связи с этим снижение холодопроизводительности таких микро-
охладителей не сопровождается пропорциональным уменьшением
мощности на валу компрессора. Во-вторых, поскольку электропри-
вод выбирают по максимальной мощности на валу, то многократное
ее снижение ведет к уменьшению КПД электропривода, особенно
для асинхронных электродвигателей, которые наиболее распростра-
нены. Несмотря на то, что нагрузки на компрессор снижаются,
потребляемая мощность при описанных способах адаптации умень-
шается все же незначительно.
Наиболее высокие показатели могут быть достигнуты в замкну-
тых микроохладителях с регулированием производительности ком-
прессора путем изменения частоты врашения электропривода.
Приоритет в этом направлении принадлежит английской фирме
Hymatic Engineering. Микроохладитель этой фирмы работает по
полуразомкнутой схеме, в качестве криоагента используется воздух,
который через клапан всасывается из атмосферы и в процессе
циркуляции в микроохладителе очищается в адсорбере. При
отключении микроохладителя избыток воздуха выпускается в
атмосферу. Микроохладитель содержит компрессор CAS403 с
поршневыми уплотнениями и смазываемым механизмом движения
и саморегулирующийся микрохолодильник, аналогичный исполь-
зуемым в баллонных микроохладителях. Компрессор оснащен регу-
лируемым электродвигателем постоянного тока с вентильной комму-
тацией. Рабочее давление нагнетания около 20 МПа, частота враще-
ния электропривода от 2700 мин"1 при пуске до 140 мин *. При
номинальной холодопроизводительности 0,35 — 0,5 Вт микро-
охладитель потребляет около 45 Вт.
695
Основное отличие отечественных адаптирующихся микроохлади-
телей с регулируемым электроприводом компрессора заключается
в использовании замкнутой схемы и высокоэффективных много-
компонентных криоагентов. Кроме того, привод выполняется высо-
кооборотным и соединяется с компрессором через смазываемый
понижающий редуктор. Эго резко уменьшает габариты и массу дви-
гателя, а также потери в нем. Проще решаются задачи динамическо-
го уравновешивания моментов сил инерции. Потери мощности в
редукторе не превышают 5 % и почти не влияют на общую эффек-
тивность. Используется регулируемый асинхронный привод (как
наиболее дешевый) либо привод постоянного тока на базе электро-
двигателя с ротором на постоянных магнитах и вентильной комму-
тацией. Схемы микроохладителей приведены на рис. 6.20.
В схеме адаптирующейся ДМКС (рис. 6.20, а) с регулированием
частоты вращения компрессора по давлению всасывания микро-
охладитель комплектуется микрохолодильником, использующимся
в расходных адаптирующихся системах. Чувствительный к темпе-
ратуре саморегулирующийся дроссельный клапан микрохолодиль-
ника обеспечивает большой расход при пуске и минимальный при
температуре криостатирования. Изменение расхода ведет к измене-
ниям давлений в системе. Электронный регулятор в этой схеме
изменяет частоту вращения компрессора по сигналу датчика абсо-
лютного давления, поддерживая последнее в заданных пределах.
Давление нагнетания является функцией количества заправленного
криоагента, температуры окружающей среды и давления всасывания.
Рис. 6.20. Схемы адаптирующихся ДМКС с раулированнем по давлению всасывания
(а) и температуре криостатирования (б):
1 блок управления; 2 — поршневой компрессор; 3 — злектропневмоклапан,
4 — фильтр-адсорбер; 5 — микрохолодильник; 6 - дроссель с термомеханичес-
ким регулятором; 7 и 9 — датчики давления и температуры; 8 — дроссель-
регулятор давления; РНД и РВД — ресиверы низкого и высокого давления
696
Система может быть оснащена блоком дополнительного пускового
форсирования, состоящим из нормально открытого клапана и
ресивера высокого давления. Клапан при пуске закрывается, и
система обесточивается только при достижении заданной темпера-
гуры. При увеличении объема линии нагнетания давление в ней
падает, снижая холодопроизводительность.
Эта схема, в которой могут быть использованы распространенные
самцуегулирующиеся микрохолодильники, применяемые в баллон-
ных системах, позволяет создавать универсальные комплексы, рабо-
тоспособные и эффективные как в замкнутом цикле, так и в
разомкнутом с получением криоагента из баллона.
Использование многокомпонентных криоагентов позволяет
осуществлять эффективное регулирование производительности
компрессора по температуре криостатирования (рис. 6.20, б).
Термодагчик устанавливается в микрохолодильнике или объекте
криостатирования. Для поддержания постоянного давления всасыва-
ния в этой схеме используется дроссель-регулятор давления, встроен-
ный в микрохолодильник. Схема также, как и предыдущая, может
быть оснащена дополнительным блоком пускового форсирования.
Она имеет преимущества в аппаратуре, требующей более быстрого
пуска и прецизионного криостатирования.
Значительное снижение холодопроизводительности и частоты
вращения компрессора в стационарном режиме работы микроохлади-
телей с регулируемым электроприводом осуществляется при опти-
мальных давлениях в цикле и ведет к практически пропорцио-
нальному снижению потребляемой мощности. Процесс сжатия
приближается к изотермичному и его КПД увеличивается, а удель-
ные затраты мощности уменьшаются. Снижение потребляемой
мощности зависит при этом только от эффективности применяемой
электроники.
Таким образом, в результате использования эффективных
микрокомпрессоров и многокомпонентных криоагентов, соответст-
венно более низких давлений в цикле и потерь на трение отечествен-
ные дроссельные микроохладители с регулируемым электроприводом
имеют малое удельное энергопотребление (50 — 80 Вт/Вт), большой
ресурс (до 20000 ч). Они существенно эффективнее аналогичных
зарубежных систем и приближаются по эффектианости к микро-
охладителям Стирлинга.
697
§ 6.3. ПЛАНАРНЫЕ МИКРОРЕФРИЖЕРАТОРЫ
Одно из новых направлений в области автономных дроссельных
криогенных систем — создание микроминиатюрных охладителей.
Эти устройства работают по принципу баллонного микроохладителя,
однако имеют холодопроизводительность на 1—2 порядка ниже,
чем традиционные МК-системы. Для охлаждения устройств и
приборов многих типов достаточно холодопроизводительности
50 — 200 мВт, а это позволяет резко уменьшить расход газа, создать
охладители очень малого размера и многократно увеличить время
их работы. Подобного рода системы эффективны и для замкнутого
компрессорного цикла.
Планарный микрорефрижератор дроссельного типа содержит
теплообменный аппарат, имеющий микроканал или дроссельное
отверстие, в котором происходит дросселирование газа высокого
давления. После дросселирования газожидкостная смесь попадает
в полость испарителя. На внешней поверхности стенок полости
испарителя размещается микрообъект, подлежащий охлаждению.
Необходимо отметить, что изготовление планарных конструкций
микрорефрижераторов, которые находят применение в микрокрио-
генных дроссельных системах с холодопроизводительностью менее
1 Вт, стало возможным благодаря применению современной высоко-
точной технологии, требующей специального оборудования.
Планарный микротеплообмеиник (ПМТ) состоит из плоских
элементов прямоугольной, круглой или другой формы малой
толщины (0,15 ... 1,0 мм).
На рис. 6.21 показана конструкция прямоугольного ПМТ с
зигзагообразными каналами высокого (центральный) и низкого
(боковые) давления, расположенными на одной пластине. Глубина
каналов составляет 30 — 100 мкм. Показанный на рис. 6.21 ПМТ
состоит из двух пластин, одна из которых является покрывной и
не имеет каналов.
В основе технологии изготовления микроканалов лежит фото-
литографический процесс. Суть этой технологии в следующем.
На стеклянную пластину наносят слой желатина, на котором
экспонируют, а затем проявляют все каналы теплообменника и
дроссель. Удаляют (смывают) желатин с участков, подлежащих обра-
ботке (неэкспонированных), и выполняют травление либо струйную
обработку абразивом (порошком А12О3) каналов. Последний метод
наиболее эффективен — в итоге получаются каналы на стеклянной
пластине глубиной от 2 до 100 мкм. Сборку охладителя завершают,
приклеивая покрывную пластину. Таким образом, одновременно
698
Ли высокого давления
Рис. 6,21. Конструкция планарного дроссельного микрорефрижератора:
а — дроссельные каналы; б — каналы обратного потока (низкого давления),
в — каналы прямого потока (высокого давления); ОК — объект криостатирования
формируются все каналы: подвода и отвода газа, дроссель, охлаж-
даемый участок.
Дисковый ПМТ (рис. 6.22) состоит из четырех тонких плоских
элементов круглой формы — дисков. Канал высокого давления в
этой конструкции расположен на втором сверху диске и выполнен
в виде спирали Архимеда, а канал низкого давления представляет
собой пористую структуру, образованную из тонкой плетеной
металлической сетки. Благодаря такой конструкции обратный поток
направлен по радиусу от центра к периферии, а вследствие перемен-
ного сечения канала обратного потока скорость потока и гидравли-
ческое сопротивление канала невелики.
Представленные конструкции не исчерпывают разнообразия
форм, размеров и схем течения теплоносителей по микроканалам,
но дают представление об особенностях конструкций ПМТ.
ПМТ этих конструкций, разработанных в МГТУ им. Н.Э.Баумана,
выполнены из тонкого (0,1 — 0,15 мм) листа антикоррозионной
стали с каналами, изготовленными методом фотолитографии в соче-
тании с электрохимическим травлением. Соединение плоских эле-
ментов конструкции ПМТ выполнено диффузионной сваркой в
вакууме.
Известно применение других материалов для изготовления таких
конструкций: титан и его сплавы, стекло. Элементы ПМТ, изготов-
ляемые из стекла, соединяются между собой специальным клеем.
699
Рис. 6.22. Конструкция планарного
микрорефрижератора дисковой формы:
1, 4 — покрывные диски, 2 — диск
из плетеной металлической сетки;
3 — диск с каналом для потока высо-
кого давления; о — дроссельные кана-
лы; б — полость испарителя
Газ низкого давления
Тепловой и гидравлический расчеты ПМТ имеют ряд особен-
ностей, которые сводятся в основном к определению соответст-
вующих зависимостей, описывающих интенсивность теплообмена
и гидравлическое сопротивление в микроканалах, а также расчет
коэффициента теплопередачи к с учетом термического сопротивления
стенок, разделяющих микроканалы.
Значение коэффициентов теплоотдачи зависит от режима течения
газового потока в микроканалах, и в первом приближении может
быть рассчитано по зависимостям, рекомендуемым для определения
интенсивности теплообмена в каналах круглого сечения или каналах
щелевой формы. В соответствии с теорией теплообмена минималь-
ное значение критерия Нусселыга при ламинарном режиме течения
теплоносителя в каналах круглого сечения при q = const составляет
Nu = 4,36, а в щели с прямоугольным сечением, имеющим
соотношение сторон 0,3, Nu = 4,9 при двустороннем подводе тепло-
ты к длинным сторонам сечения. В действительности условия авто-
модельности при ламинарном режиме течения теплоносителя не
соблюдаются, что частично объясняется наличием в реальных усло-
виях продольной теплопроводности как по стенкам канала, так и
по самому теплоносителю.
На рис. 6.23 показаны экспериментальные кривые изменения
характеристик теплообмена и гидродинамического сопротивления»
полученные для плоской щели размером 6 = 0,4 мм и соотношением
сторон сечения менее 0,1. В качестве определяющего геометрического
размера в рассматриваемых случаях принят эквивалентный диаметр
канала. При расчете теплообменников подобного типа необходимо
учитывать ламинарный характер течения газа в стеклянном канале
и значительную шероховатость стенок канала (zjd= 0,05 ... 0,3).
700
под углом 45 ' к направлению плетения прово-
лочек. 3 — гладкая шель
§ 6.4. СИСТЕМЫ С КРИОГЕННО-ГАЗОВЫМИ МАШИНАМИ
Системы с КГМ используют как непосредственно для охлаж-
дения различных устройств и приборов, так и в качестве источника
предварительного охлаждения в многоступенчатых дроссельных
циклах. Различные типы КГМ и методы их расчета рассмотрены в
работах В.М.Бродянского, А.К.Грезина, АД.Суслова, здесь отметим
лишь особенности этих машин при применении их в микро-
криогенных системах. В этих системах наиболее широко используют
газовые машины Стирлинга, Гиффорда-Мак-Магона и Вюлемье
Рабочие процессы и конструкции МК-систем с КГМ гораздо
сложнее, чем в МК-системах дроссельного типа В рабочем объеме
таких машин последовательно протекают процессы расширения,
сжатия и теплообмена при переменных массах, давлениях, темпера-
турах. Применение КГМ в МК-системах обусловлено их повышен-
ной (по сравнению с дроссельными устройствами) термодинами-
ческой эффективностью. Преимущества МК-систем с КГМ: высо-
кий КПД, компактность, возможность создания машин с длитель-
ным ресурсом, а также использования теплоты в качестве источника
энергии. Показатели КГМ, предназначенных для микромашин,
значительно отличаются от показателей стационарных машин. С
уменьшением размеров машин увеличиваются относительные доли
потерь на трение, мертвый объем, теплопритоки и др. При малых
нагрузках существенно возрастают требования к эффективности
регенераторов. КПД микро-КГМ в 3-4 раза ниже, чем КПД круп-
ных машин.
701
Среди всех КГМ машины Стирлинга имеют наилучшие пока-
затели: наибольший КПД (t] = 7 .. 10 %) при Т = 20 ... 30 К,
наименьшую относительную массу (около 0,5 кг/Вт). На рис. 6.24
показана типовая конструкция машины Стирлинга в одноступен-
чатом варианте. Машина Стирлинга с ромбическим приводом
(рис. 6.25) обеспечивает высокую уравновешенность и малые вибра-
ции. При конструировании микромашин Стирлинга приходится
рассматривать большое число сочетаний различных параметров для
выбора оптимального варианта.
Микромашины Вюлемье распространены не так широко, как
машины Стирлинга, однако следует отметить одно их важное пре-
имущество — возможность использования тепловой энергии для
привода машины. Машина имеет две связанные полости: одну для
превращения теплоты в механическую энергию, другую для реализа-
Рис. 6.24. Одноступенчатая микромашина
Стирлинга:
1 — гильза вытеснителя; 2 — регене-
ратор; 3 — вытеснитель; 4, 6 и 14 —
уплотнения соответственно вытеснителя,
компрессорного поршня и штока, 5 —
холодильник; 7 — поршень компрес-
сорный; 8 — ползун; 9 и 10 — шатуны
соответственно детандерный и компрес-
сорный; II — кривошип; 12 — элект-
родвигатель; 13 — коленчатый вал;
15 — узел самоустановки штока; 16 —
вакуумный колпак, 17 — теплообмен-
ник нагрузки
702
ции холодильного цикла. Это позволяет использовать МК-системы
подобного типа в условиях ограничения или отсутствия электро-
энергии (на летательных аппаратах, в полевых условиях). При этом
возможно использование органического топлива, солнечной и других
видов энергии. Наличие дополнительного узла для превращения
тепловой энергии в механическую приводит к ухудшению характе-
ристик этой машины по сравнению с характеристиками машины
Стирлинга. Так, при 77 К ее КПД составляет примерно 2 %.
Микромашины Вюлемье выполняют в разных вариантах. Холо-
допроизводительность машины с трехступенчатым вытеснителем
(рис. 6.26) составляет: 12 Вт при 75 К; 10 Вт при 33 К; 2 Вт при
12 К. Потребляемая мощность 2700 Вт; относительная масса при
77 К 4,5 кг/Вт.
703
Рис. 6.26. Конструктивная схема машины Вюлемье с трехетупенчггым вытеснителем:
Л — поверхность охлаждения; / — вытеснитель; 2 — регенератор; 3 — фланец
охлаждаемого экрана; 4 — теплый цилиндр, 5 — теплый вытеснитель, 6 —
механизм привода
В основе рабочего цикла КГМ Гиффорда- Мак-Магона лежит
процесс выхлопа из постоянного объема. Этому процессу присуща
необратимость даже в идеальном случае, поэтому КПД этих машин
ниже, чем у машин Стирлинга, кроме того, они тихоходны (100-
150 мин'1) и имеют сравнительно высокую относительную массу.
Однако эти машины имеют ряд преимуществ, которые обусловли-
вают их применение в МК-системах. Основные преимущества этих
машин: простота конструкции, надежность, высокий ресурс (3000 ч
и более).
При весьма низких температурах (ниже 20 К) различие между
эффективностями машин Стирлинга и Гиффорда-Мак-Магона
сильно сокращается. Наиболее эффективны эти машины в двухсту-
пенчатом исполнении (рис. 6.27). Они обеспечивают охлаждение
до 7—9 К. Так, машина GB05 имеет следующие характеристики:
холодопроизводительность 2 Вт при 15 К, потребляемая мощность
0,9 кВт, масса с компрессором около 35 кг. Особенность конструк-
тивной схемы двухступенчатой машины — наличие диффере!поталь-
ного вытеснителя со встроенными регенераторами из сетки и свин-
цовых шариков (в холодной зоне); уплотнение вытеснителя —
фторопластовые кольца с экспандером.
704
рис. 6.27. Конструктивная схема двух-
ступенчатой мнкромашины Гиффорда-
Мак-Магона;
/ — электродвигатель; 2 — картер;
3 — кулиса с направляющими; 4 —
смотровое окно; 5 — клапанная дос-
ка; 6 — фланец низкотемпературной
части; 7 — крышка крепления штока;
8. 13 — уплотнительные кольца; 9 —
дифференциальный вытеснитель; 10,
14 — регенераторы; 11, 16 — теплооб-
менники; 12 — установочное кольцо
уплотнения, 15 — наставка вытесни-
теля; 17, 18 — трубопроводы низкого
и высокого давлений
Современные тенденции в
разработке КГМ для МК-систем
состоят в дальнейшем повыше-
нии КПД, снижении относи-
тельной массы и обеспечении
длительного ресурса работы. С
этой точки зрения большой
интерес представляет машина
Стирлинга, рассчитанная на 5 лег работы без обслуживания (рис.
6.28). Основная особенность этой машины — привод от линейных
электродвигателей как поршня, так и вытеснителя со встроенным
в него регенератором. В поршне и вытеснителе расположены
измерительные преобразователи, связанные с электронной системой
контроля, которая обеспечивает их взаимное заданное по амплитуде
и фазе осевое перемещение.
Для исключения касания и изнашивания поршень и вытесни-
тель подвешены на магнитных опорах. Чтобы обеспечить центриро-
вание поршня и вытеснителя в опорах, радиальное положение дви-
жущихся частей также контролируют измерительными преобразова-
телями, связанными с системой управления. Уплотнение щелевое
(без трения), зазор 25 мкм. Рабочие поверхности выполнены из
порошковых материалов. Основные показатели этой КГМ: холодо-
705
45-№6675
производительность 5 Вт при Т = 65 К, потребляемая мощность
220 Вт, ход поршня 7,3 мм, ход вытеснителя 3 мм, среднее давление
1,6 МПа, частота 25 Гц.
В МК-системах д ля достижения температуры охлаждения 4,2 К
используют дроссельный контур, предварительно охлажденный с
помощью КГМ. Охлаждение ИК-приемников телескопа БСТ-1А
на станции “Салют-6” осуществлялось именно по этой схеме
(рис. 6.29). Две машины Стирлинга (Г = 80 К; Q = 4 Вт и
Т= 20 К; Q= 2,5 Вт) охлаждают гелиевый дроссельный микро-
охладитель с компрессором и одновременно компенсируют тепло-
приток к экранам. Теплообменник пускового контура, элект-
ромагнитный клапан и дроссель обеспечивают сокращение времени
пуска, так как основной дроссель — нерегулируемый. Суммарная
потребляемая мощность 1,5 кВт, расход гелия 1—2 м3/ч, масса всей
системы 127 кг.
706
Рис- 6.29. Микрорефрижерагор для ох-
лаждения ИК-приемников телескопа
БСТ-1А при Т= 4,2 К:
1 — компрессор; 2 — регенеративные
теплообменники; 3, 8 — дроссели; 4 —
теплообменник нагрузки; 5 — тепло-
обменник дроссельной системы; 6 —
электромагнитный клапан; 7 — тепло-
обменник пускового контура; 9 — ин-
тегрирующая камера; 10 — второй
экран; II — первый экран; 12 — КГМ
(Г = 20 К); 13 — КГМ (Т= 80 К)
§ 6.5. СИСТЕМЫ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТЕПЛОТЫ
ИСПАРЕНИЯ КРИОАГЕНТА
Системы с использованием теплоты испарения (сублимации)
криоагента работают за счет эксергии запасенной массы криоагента
в жидком или твердом состоянии, который постепенно испаряется
(сублимируется) при постоянной температуре, обеспечивая функ-
ционирование охлаждаемого объекта. Применяя высокоэффек-
тивную теплоизоляцию и двухступенчатую схему (рис. 6. 30), можно
обеспечить работоспособность подобных устройств в течение дли-
тельного времени (год и более). Криоагент ступени /обеспечивает
охлаждение объекта и полезную нагрузку, криоагент ступени II
поглощает теплопритоки — экранирует ступень I. Рабочая темпера-
тура определяется давлением и минимальна при высоком вакууме
(что характерно для использования этих систем в космосе).
Преимущества этих систем: простота, высокая надежность,
стабильность температуры, отсутствие энергопотребления; осо-
бенности: малая масса системы и большая длительность ее работы.
Характеристики и эффективность этих систем в значительной
степени определяются свойствами криоагентов, в частности, дости-
Рис. 6.30. Принципиальная схема двух-
ступенчатой системы, использующей
холод запасенной массы криоагента:
1 — охлаждаемый объект; 2 — тепло-
вой мост; 3 — многослойная изоля-
ция; 4 — охлаждаемый экран; 5______
криоагент ступени /; 6 — криоагент
ступени И; 7 — сброс паров
жимой температурой и теплотой
фазового перехода. Чаще всего
применяют системы на твердых
криоагеитах, так как теплота
сублимации и плотность у них
выше, чем у жидкостей, а тем-
пература может быть получена более низкая. В табл. 6.2 приведены
характеристики некоторых таких веществ, пригодных для рассмат-
риваемых МК-систем.
6.2. Теплофизичеекие свойства некоторых криоагентов
Криоагент Температура. К ’ Теплота фазового перехода, Дж/см3 Плотность, кг/см3
Гелий-4 жидкий 4,22-1,27“ 2,55-1,69 0,125-0,145
Параводород 13,8—8,3 44,6-42 0,087-0,09
Неон 24,5-14,5 153-158 1,44-1,49
Азот 63,15-43,4 228,4-244 0,95-0,97
Аргон 83-47,8 315,4-346 1,62-1,71
Метан 90,7—59,8 311,4—319,3 0,52
Двуокись углерода 217,5-125 1029 1,53-1,7
Аммиак 195,4-150 1463 0,73-0,8
При давлении от тройной точки до 13,3 Па.
” При давлении от 0,1013 МПа до 13,3 Па.
Такие вещества, как двуокись углерода и аммиак, имеют высо-
кую температуру и наибольшую теплоту сублимации. Это обуслов-
ливает их применение в качестве экранирующих веществ на ступени
П На рис. 6.31 приведена расчетная зависимость массы сублима-
ционных двухступенчатых систем от холодопроизводительности при
функционировании в течение одного года для различных сочетаний
708
Рис. 6.31. Зависимость массы двух-
ступенчатой сублимационной системы
от тепловой нагрузки для различных
сочетаний криоагентов (время работы
системы один год)
криоагентов с разными темпе-
ратурами охлаждения. Здесь же
приведена кривая для жидкого
гелия с твердым азотом. При
построении этих кривых при-
нято, что оба криоагента в
двухступенчатой системе по-
глотают одинаковое коли-
чество теплоты. Если приме-
нять криоагенты в жидком
состоянии (одноступенчатые
системы), то при холодопроизводительности 1 Вт и массе 100 кг
время работы составляет: для азота (78 К) — 3000 ч, для неона
(28 К) — 1600 ч, для гелия (4,2 К) — 130 ч.
Основные проблемы, возникающие при создании систем с запасом
криоагента, состоят в том, чтобы обеспечить высокоэффективную
теплоизоляцию, хороший тепловой контакт между криоагентами и
охлаждаемым объектом и поддержание заданного давления в системе.
Обычно применяют экранно-вакуумную теплоизоляцию с тепло-
проводностью X. = 10’4 ... 10'5 Вт/(М’К), подвески и опоры спе-
циальной конструкции с малым теплопритоком, полезно используют
теплоту подогрева выходящих паров. Теплопритоки к криоагенту
определяют по методике, приведенной в гл. 5 для емкостей с
жидкими криоагентами.
При сублимации криоагента между ним и охлаждаемой поверх-
ностью образуется паровая прослойка, увеличивающая температуру
охлаждения. Для устранения этого отрицательного эффекта приме-
няют развитую теплопередающую поверхность, а также принуди-
тельный контакт между криоагентами и поверхностью. Твердый
криоагент получают вакуумированием жидкости либо заморажива-
нием ее другим криоагентом с более низкой температурой.
Последний способ обеспечивает более плотную структуру лада. На
рис. 6.32 приведена схема двухступенчатой сублимационной системы
на твердом аргоне (Т = 52 К) и твердой двуокиси углерода
(Т — 130 К) с двумя экранами. Внутри расположен ряд трубо-
проводов для замораживания двуокиси углерода и аргона и для
709
СПИСОК ОСНОВНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Рис. 6.32. Схема двухступенчатой сублимационной системы на аргоне и двуокиси
углерода:
1 — корпус; 2 — горловина; 3, 5 — клапаны заправки и выхода паров; 4 —
теплопрсвод, 6 — трубопровод, 7 и 8 — экраны
отвода их паров. Суммарная масса системы 15,5 кг, в том числе:
аргона 6,2 кг, двуокиси углерода 3,9 кг. Теплоприток к двуокиси
углерода 74 мВт и аргону 22,4 мВт, полезная холодопроизводи-
тельность 17,6 мВт. Экран 8 охлаждается двуокисью углерода, экран
7 — пассивньгй (неохлаждаемый). Эта система может функциони-
ровать непрерывно в течение одного года.
На орбитальной станции “Салют-4” была применена одноступен-
чатая сублимационная система на твердом азоте для охлаждения
ИК-приемника. Экран охлаждался парами азота, рабочая темпера-
тура составляла около 50 К. Эта система функционировала более
100 сут. Бесспорные преимущества систем с запасом криоагента
свидетельствует о их перспективности и дальнейшем широком
применении.
710
1. Аметистов Е.В., Григорьев В.А. Теплообмен с Не-П. М.:
Энергоатом, 1986. 144 с.
2. Архаров А.М., Марфенина И.В., Микулин Е.И. Криогенные
системы. В 2 т. Т. 1: Основы теории и расчета: Учебник для
студентов вузов. 3-е изд. М.: Машиностроение, 1996. 575 с.
3. Архаров А.М. Низкотемпературные газовые машины (криогене-
раторы). М.: Машиностроение, 1969. 224 с.
4. Баррон Р.Ф. Криогенные системы: Пер. с англ. 2-е изд. М„
Энергоиздат, 1989. 408 с.
5. Беляков В.П. Криогенная техника и технология. М.: Энерго-
издат, 1982. 272 с.
6. Бродянский В.М., Семенов А.М. Термодинамические основы
криогенной техники. М.: Энергия, 1980. 448 с.
7. Будневич С.С. Процессы глубокого охлаждения. М.-Л.:
Машиностроение, 1966. 260 с.
8. Вукалович М.П., Новиков И.И. Термодинамика: Учебное
пособие для вузов. М.: Машиностроение, 1972. 675 с.
9. Гейликман Б.Т. Исследование по физике низких температур.
М.: Атомиздат, 1979. 198 с.
10. Глебов И.А., Лаверин Ч., Шахтарин В.Н. Электрофизические
проблемы использования сверхпроводимости. Л.: Наука, 1980. 256 с.
11. Глебов И.А., Данилевич Я.Б., Шахтарин В.Н. Турбогенераторы
с использованием сверхпроводимости. Л.: Наука, 1981. 231 с.
12. Грезив А.К., Зиновьев В.С. Микрокриогенная техника. М.:
Машиностроение, 1977, 232 с.
13. Головко Г.А. Криогенное производство инертных газов. Л.:
Машиностроение. Ленингр. отд. 1983. 416 с.
14. Григорьев В.А., Павлов Ю.М., Аметистов Е.М. Кипение
криогенных жидкостей /Под ред. Д.АЛабунцова. М.: Энергия, 1977.
289 с.
15. Григорьев В. А., Крохин Ю.И. Тепло- массообменные аппа-
раты криогенной техники. М.; Энергия, 1982. 311 с.
16. Дьпнерский Ю.И., Брыков В.П., Кармаганов Г-Г- Мембранное
разделение газов. М.: Изд-во иностр, лит., 1950. 786 с.
17. Епифанова В.И. Компрессорные и расширительные турбо-
машины радиального типа. М.: Машиностроение, 1984. 376 с.
18 Исаченко В.В., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача.
М.: Энергия, 1975. 486 с.
711
19- Каганер М.Г. Тепломассообмен в низкотемпературных
конструкциях. М.: Энергия, 1979. 256 с.
20. Кафаров В.В. Основы массопередачи: Учебное пособие ддд
вузов. 2-е изд. перераб. М.: Высшая школа, 1972. 494 с.
21, Келъцев Н.В. Основы адсорбционной техники. 2-е изд. |у[
Химия, 1984. 592 с.
22. Кириллин В.А., Шейндлин AJE-, Шпильрайн Э.Э. Термодина-
мика растворов. 2-е изд. М.: Энергия, 1980. 288 с.
23. Криогенные поршневые детандеры/ Под ред. А.М.Архарова
М.: Машиностроение, 1974. 240 с.
24. Криогенные системы. Основы проектирования аппаратов и
установок: Учебник для вузов/А.М.Архаров, В.П.Беляков, Е.И.Ми-
кулин и др. М.г Машиностроение, 1987. 536 с.
25. Леонтьев А. И. Теория тепломассообмена: Учебник для вузов
М-: 1979. 142 с.
26. Микулин Е.И. Криогенная техника: Учебное пособие для
вузов. М.: Машиностроение, 1969- 270 с.
27. Наринский Г.Б. Ректификация воздуха. М.: Машиностроение
1978. 248 с.
28. Николаев Н.И. Диффузия в мембранах. М.: Химия, 1981
232 с.
29. Новотельное В. Н., Суслов АД., Полтаряус В.Б. Криогенные
машины: Учебник для вузов. С.-П6.: Политехника, 1991. 335 с.
30. Промышленные тепломассообменные процессы и установки
/Под ред. А.М.Бакластова. М.: Энергоатомиздат, 1986. 228 с
31. Разделение воздуха методом глубокого охлаждения. /Под ред.
В.И. Епифановой, Л.С. Аксельрода. 2-е изд. М.: Машиностроение,
1973. Т.1. 472 с.; Т.2. 568 с.
32. Расчет криогенных установок: Учебное пособие для вузов /
Под ред. С.С.Будкевича. 2-е изд., перераб. Л.: Машиностроение
Ленингр. отд., 1979. 368 с.
33. Справочник по физико-техническим основам криогеники /
Под ред. М.П.Малкова. 2-е изд. М.: Энергия, 1975. 432 с.
34. Техника низких температур /Под ред. Е.И.Микулина,
И.В.Марфениной, А.М.Архарова. 2-е изд. М.: Энергия, 1975.512 с.
35. Усюкин И.П, Установки, машины и аппараты криогенной
техники. М.: Легкая и пищевая промышленность. 4.1. 1976. 343 с.;
Ч. 2. 1982. 296 с.
36. Фастовский В.Г., Петровский Ю.В. Ровинский А.Е. Криогенная
техника. 2-е изд. М.: Энергия, 1974. 496 с.
37. Филин Н.В., Буланов А.Б. Жидкостные криогенные системы.
Л.: Машиностроение. Ленингр. отд., 1985. 244 с.
712
СПИСОК ДОПОЛНИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Автономные криорефрижераторы малой мощности /Под ред.
В.М.Бродянского. М.: Энергоиздат, 1984. 205 с.
2. Авт. свид. СССР N 540112 Дроссельный микрохолодильник
// Ланда Ю.И., Громов Ю.В., Боуш Д.М., Проскурин В.И. Откры-
тия, изобретения, промысленные образцы, товарные знаки. Бюл.
№ 47 ВНИИПИ, М.: 1976.
3. Авт. свид. СССР № 559078 Дроссельный микрохолодильник
// Ланда Ю.И., Открытия, изобретения, промышленные образцы,
товарные знаки, Бюл. № 19- ВНИИПИ. М.: 1977.
4. Авт. свид. СССР № 1064090 Циркуляционная система
охлаждения сверхтекучим гелием// Беляков В.П., Шапошников В А,
Шифельбайн АГ., Стасевич Н.П.
5. Авулов ЛА, Холодковский С.В. Криогенные установки (атлас
технологических схем криогенных установок): Учебное пособие.
Санкт-Петербург: 1995. 63 с.
6. Брэк Д. Цеолитовые молекулярные сита. М.: Мир, 1976. 782 с.
7. Воротынцев В.Б., Киселев И.Н., Староста РА, Четверик О.В-
Технология и оборудование для разделения воздуха методом корот-
коцикловой безнагревной адсорбции. М.: ЦИНТИ Химиефгемаш,
1990. 24 с.
8. Гарин В.А., Писарев Ю.Г. Воздухоразделительмые установки
нового поколения // Химическое и нефтяное машиностроение. 1996.
№ 1. С. 35.
9. Герц Е.В. Пневматические приводы. Теория и расчет. М.:
Машиностроение, 1969. 359 с.
10. Герш С.Я. Глубокое охлаждение: Учебник для вузов/ 3-е
изд. М.-Л.: Госэнергоиздат. Ч. I, 1957. 392 с.; Ч. II, 1960. 496 с.
II. Грезин А.К., Зиновьев В.К. Микрокриогенная техника. М.:
Машиностроение, 1977. 232 с.
12. Десятое А.Т., Архаров А.М. Исследования рабочих характе-
ристик дроссельных саморегулирующихся микроохладителей //
Химическое и нефтяное машиностроение. 1979- № 2. С. 14
13. Кимле X., Бадер Э. Активные угли и их промышленное
применение. Л.: Химия, 1984. 216 с.
14. Кортиков А.В., Шапошников В-A. Исследование теплообмена
в горловине криостата с Не-П // Химическое и нефтяное машино-
строение. 1990. № 4. С. 17-19.
15. Кузьменко И.Ф. Проблема криостатирования на температурном
уровне 2 К. Ч. 2. Анализ принципиальных схем рефрижераторов//
Химическое и нефтяное машиностроение. 1991. № 3. С. 16-18.
713
16. Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. М.: Атомиздат
1979. 416 с.
17. Ланда Ю.И. Создание и исследование адаптирующихся
расходных и замкнутых дроссельных микрокриогенных систем. //
Диссертация в виде научного доклада на соискание ученой степени
доктора технических наук. 1996. 37 с.
18. Методы получения и измерения низких и сверхнизких
температур: Справочник. Киев: Наукова думка, 1987. 200 с.
19. Микулин Е.И., Шевич Ю.А., Лысый О.А. Исследование
теплообмена при кипении на матричных поверхностях из перфори-
рованных пластин // Вестник Mi l У им. Баумана. Сер. Машино-
строение. 1994. № 3. С. 34-41.
20. Микулин Е.И., Шевич Ю.А. Матричные теплообменные
аппараты. М.: Машиностроение, 1983. 109 с.
21. Применение 3Не в криогенной технике. Обзорная информа-
ция. Сер. ХМ-6. Криогенное и вакуумное машиностроение. М :
ЦИНТИ Химнефтемаш, 1985. 33 с. .
22. Расходные дроссельные микрокриогенные системы нового
типа / Грезин А.К., Григоренко Н.М., Ланда Ю.И., Меркель Н.Д.
//Исследования и разработка микрокриогенных систем и их
элементов. Балашиха. НПО Криогенмаш, 1989. С. 14-20.
23. Романенко Н.Т., Куликов Ю.Ф. Криогенная арматура. М.:
Машиностроение, 1976. 110 с.
24. Смородин А.И., Шуяков А.Л. Исследование и разработка
аппаратов адиабатической орто-параконверсии водородных ожижите-
лей // Доклад на Международной научно-практической конферен-
ции. Москва, 23-27-IX-1991.
25. Смородин АЛ, Шуяков АЛ- Математическое моделирование
аппарата непрерывной орто-параконверсии. Проблемы криогенной
техники. Балашиха, 1994.
26. Суслов А.Д., Горшков А.М., Маслаков В.А. Дроссельные
микроохладители М.: Машиностроение, 1978. 144 с.
27. Теплотехника / Под ред. В.И.Крутова. М.: Машиностроение.
1978. 144 с.
28. Уоллис Г. Одномерные двухфазные течения.: Пер. с англ./
Под ред И.Т.Атадьева, М.: Мир, 1972. 440 с.
29. Файнштейн В.И. Безопасность при производстве и примене-
нии продуктов разделения воздуха. М.: Металлургия, 1996. 224 с.
30. Филин Н.В. Криогеника в ракетно-космической технике./
Тезисы докладов XX научных чтений по космонавтике. РАН,
714
Комиссия по разработке научного наследия пионеров освоения
космического пространства. М.: 1996.
31. Шапошников В.А., Графов А.П., Ефимова Л.Н., Кортиков А.В.
Разработка физической модели учета реального теплопритока к
рабочему телу магнитного рефрижератора //Химическое и нефтяное
машиностроение. 1990. № 6. С. 9-10.
32. Шапошников В.А., Юренков А.А. Экспериментальное
исследование теплообменных аппаратов с пористым покрытием на
сверхтекучем гелии// Химическое и нефтяное машиностроение. 1991.
№ 1. С. 16-18.
33 Шевич Ю.А., Даниленко Т.К., Весалов В.А. и др. Разработка
дроссельных микрорефрижератсров с теплообменниками планарного
типа // Химическое и нефтяное машиностроение. 1989. № 10.
С. 7-9.
34. Шевич Ю.А., Даниленко Т.К., Соловов Н.А. и др. Исследова-
ние характеристик теплообменных поверхностей планарных микро-
рефрижератсров. Криогенная техника и когщиционирование //Труды
МГТУ им. Баумана. 1991. № 554. С. 143-159.
35. Шуяков АЛ- Разработка и исследование процессов орто-
параконверсии в аппаратах установок ожижения водорода. //
Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук. 1997. 18 с
36. Dimotakis Р. Broadwell I. Local temperature measurements in
supercritical conter flow in liquid Не-ll The Phys Fluids. 1973. Vol 16
№ II. P. 1787-1795.
37. Conceptual design of a superconducting TOKAMAK. «TORUS
II SUPRA» /Avmar R., Claudet G., Deck C., Duthil R., Genevev
P.I.E.E.E. //Trans Magn. 1979 v. MAG-15. № 1. P. 542-545.
38. Continuous electron beam accelerator faciliti 3. Superconducting
CW Linar //CEBAF Design Report. 1986. P. 43-156.
39. Cryogenic systems for superconducting liner accelerator systems
and particle separator projects / Barth W., Flecher P., Craf F., Green
MA, Herz W. Proc. 4th Int. Ciyog. Eng. Conf. 1972. P. 101-107
40. Filina NJN., Weisenol J.G. Criogenic Two-Phase Flow. Cam-
bridge University Press, 1996. 136 p.
41 UK Patent Application, GB 2. 168.799- Cryogenic cooling ap-
paratus// David N. Cambell /, Jun. 1986.
715
5. ПРИЛОЖЕНИЕ
Основные свойства газов и криогенных жидкостей
Параметр Значения для
Хе Кг СН4 Ог Аг воздуха
Темпераратура: кипения плавления* (приближенно) критической точки тройной точки У т0 к 165,05 161,39 289,74 161,35 119,78 115,79 209,39 115,76 111,7 90,7 191,06 90.66 90,188 54,4 154,78 54.361 87,29 83,85 150,72 83,8t 84,95 53,5 144,31 53,481 "78,8 -133
Давление критической точки тройной точки МПа Па 5,84 81600 5,51 73190 4,64 11667,66 5,107 152 4,864 68920 5,215 252 3,769
Плотность: льда (приближенно) насыщенной жидкости насыщенного пара' газа' при Т = 293 К CL CL CL кг/м3 (г/л) 3423 2941 10,0 5,49 2794 2413 8,803 3,40 500 424,5 1,8 0,6679 1400 1142 4,8 1,331 1624 1400 5,7 1.66 1907 1510 5,63 1,58 -873 4,48 1,205
Теплота: испарения* плавления (приближенно) "пл Дж/г 95,7 17,26 107,6 22.6 509,54 58,6 212,76 13,95 163,02 29,55 175,5 13,4 205,5
Удельная теплоемкость насыщенной жидкости' е„ Дж/(г-К) 0,349 0,16 0,545 3,45 1,696? 0,9254. 1,14 0,575 1,5? 0,803 «1,96?
насыщенного пара газа' при Т = 293 К 4
Динамическая вязкость . * насыщенной жидкости* насыщенного пара газа* при Т = 293 К “г
Теплопроводность*' насыщенной жидкости* насыщенного пара* газа* при Т = 293 К XI X? Xi?
Скорость звука’: в насыщенной жидкости в насыщенном паре a i ci?
Коэффициент поверхностного натяжения жидкости, равно- весной пару (Нт7)^10_зПа(“лвд") (lim Па (“лед”) О i
Количество жидкости’, испаряющейся в сутки при теплопритоке 1 Вт
Дж/(г-К) 0,168 0,263 2,09 0,964? 0,53 0,812? = 1,02
__ - 1,55 0,666? — 0,561? —
0,16 0,25 2,22 0,922? 0,523 0,824? 1,01
0,096 0,147 1,69 0,658i? 0,312 0,604i? 0,72
450 372 102,8 196 240 «265 178
мкПас 13,3 10,8 4,49 6,85 - 7 7,5 = 5,6
23,0 25,0 11,0 20.7 -23 = 23,5 -18
0,0706 0,09 -0,2 0,1515 «0,12 -0,15 0,146
Вт/(м- К) 0,00315 0,00404 «0,012 0,00855 -0,0057 = 0,007 = 0,0073
0,00547 0,00931 -0,0329 0,0262 0,0167 -0,024 0,0255
м/с 645,2 684,3 1430 900 819 854
— — = 270 175 — 158 177
мН/м 18,5 15,5 13,3 13,45 12,53 - -
К 58,5 42,5 39 34 33 — —
38,0 27,5 24 22 20 — —
л 0,307 0,33 0,4 0,36 0,38 0,33 0,48
Продолжение табл.
Параметр Обозна- чение Единица Значение для
N, Ne В, (нормальный — и, равновесный — р, параводород — я) 4Не ’Не Н2О (для срав- нения)
Температура, кипения’ плавления’ (приближенно) критической точки тройной точки т^т г* та К 77,36 63,2 126.6 63,15 27.108 24,6 44,45 24,56 20,39(h) 20,28(р) 13,96 33,24(н) 32,9(р) 13.95(h) 13,81(р) 1.297(h) 1,287(р) 7200.6(h) 7040,6(р) 4,224 См.рис.3.23 5,2014 3,191 См,рис,3,23 3,324 373,15 273,15 647,31 273,16 (точно) 23,62 611,2
Давление: критической точки тройной точки Рк МПа Па 3,398 12535,7 2,721 43307,5 0,2275 0,1165
Плотность: льда (приближенно) насыщенной жидкости насыщенного пара’ газа* при Т - 293 К ь $ кг/м3 (г/л) 947 808 4,61 1,165 1400 1204 4,8 0,8385 86,7 =70,8 1,34 0,08374 190 125 =15,5 0,1663 143 60 =22 0,124 900 958 0,5975
Теплота' t испарения плавления (приближенно) Удельная теплоемкость’: насыщенной жидкости насыщенного пара газа при Т = 293 К ги J- Дж/г 199 25,8 85,7 16,62 447 58,7 20,8(=22”) 5,7 8,5 3,3 2257,2 333
cv C"V Cv Дж/(г-К) 2.05 Т 1,03 1,046 0,745 1,82 f =1,2 4 1,17 0,652 1,039 0,62 9,7 Т (п) 5,75 Т (п) 12,1 Т (и) 6,5 Т (п) 14.85 Т (п) 10,7 if (п) 5,0 Т 2,37 Т 8,25 Т 3,28 IT 5,2 if 3,15 if 4,6 6,89 4.135 4,22 =3,73 2,038 =1,52
Динамическая вязкость': насыщенной жидкости насыщенного пара газа при Т = 293 К ц 4 И И 17 мкПа с 152 5 17,8 =124 =4,5 =32 13,2(п) 1,13(п) 8,15(п) 3,6 1,25 18.9 1,9 =1,2 =16,3 =317,2 12,1
Теплопроводность: насыщенной жидкости насыщенного пара газа при Т = 293 К Х4 Xt % IT Вт/(м К) 0,14 =0,007 0,025 «0,13 «0,008 0,049 0,0988(п) 0,0169(п) 0,176(п) 0,0197 0,0106 1,465 =0,0145 =0.0125 =0,675 0,024
Скорость звука’. в насыщенной жидкости в насыщенном паре a 4 a 4T м/с 880 177 135 1090(п) 355(п) 172 100 180 1450
Коэффициент поверхностно натяжения жидкости, равновесной пару (Um Лр-.Ю-ЗПа (“леД”) (Ит Л^10-11па(“лел’’) о о 4 мН/м 8,85 4,85 1,93 0,096 =0,02 75,6
•- К 29 18 9 5,5 4,8 2,7 «0,6 (жидкость) =0,2 (жидкость) 173 113
Количество жидкости’, испа ряющейся в сутки при тепло притоке 1 Вт л 0,54 0,84 2,73(п) 33,2 170
' Свойства при давлении 0,101325 МПа,
” Для Не II
Примечание, I— общая тенденция к уменьшению при увеличении давления; Т — обшая тенденция к увеличению
при увеличении давления; if — слабая зависимость от давления
УЧЕБНОЕ ИЗДАНИЕ
А.М.Архаров, И.ААрхаров, В.П.Беляков, В.Л.Бондаренко,
Е.И.Микулин, Ю.В.Никифоров, В.Г.Пронько, Ю.Г.Пиеарев,
М.Ю.Савинов, В.Ю.Семенов, А.И.Смородин, Н.В.Филин,
В.Ю-Шадрина. Ю-А-Шевич, Э.Ф.Шургальский
КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
Т. 2: ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ АППАРАТОВ,
УСТАНОВОК И СИСТЕМ
Редактор О.Ф.Корсун
Переплет художника В.Н.Погорелова
Технический редактор ЕП.Смирнова
Лицензия ЛР № 080003 от 15.08.91
Сдано в набор 15.01.99. Подписано в печать 16.07.99.
Формат 60x90/16. Гарнитура Таймс
Бумага офсетная. Печать офсетная.
Усл. печ. л. 45. Усл. кр.-отт. 45. Уч.-изд.л. 45,36.
Тираж 1000 экз. Заказ 6675.
Ордена Трудового Красного Знамени издательство
"Машиностроение”
107076, Москва, Стромынский пер. 4.
Отпечатано с готового оригинал-макета в типографии
4-го филиала Военного издательства МО РФ,
125319, Москва, Б. Коптевский проезд, д, 16, корп. 2.