Разделение воздуха методом глубокого охлаждения. Том 2 - Епифанова В.И., Аксельрод Л.С.

Author: Епифанова В.И. Аксельрод Л.С.
Tags: пневмоэнергетика машины и инструменты холодильная техника холодильное оборудование термодинамика общее машиностроение термомеханика
Year: 1973
Similar
Разделение воздуха методом глубокого охлаждения Т.1
Примеры расчетов установок глубокого охлаждения
Глубокое охлаждение. Часть II. Конструкции машин и аппаратов, тепловые расчеты, описание установок глубокого охлаждения
Изготовление рабочих колес турбомашин методом фрезерования
Text
                    
РАЗДЕЛЕНИЕ
ВОЗДУХА
““ методом EO™
p—— глубокого -
17= охлаждения Z7]
?. i

• ui
’*<•
r4i
I
|1и1д
Д11
bH:^i
MKii
Як*!
i $


РАЗДЕЛЕНИЕ ВОЗДУХА
МЕТОДОМ
ГЛУБОКОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ
ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ
В двух томах
*	Z-
Под редакцией
д-ра техн, наук В. И. ЕПИФАНОВОЙ,
д-ра техн, наук Л. С. АКСЕЛЬРОДА
ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ,
МАШИННОЕ
И ВСПОМОГАТЕЛЬНОЕ
ОБОРУДОВАНИЕ
Том 2
ИЗДАНИЕ ВТОРОЕ,
ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ

МОСКВА .„МАШИНОСТРОЕНИЕ". 1973
Pl.7—
УДК 621.593 u546-217
Разделение воздуха методом глубокого охлаждения. Техно-
логия и оборудование. В двух томах. Под редакцией
д-ров техн, наук, проф-ров Епифановой В. И. и Аксельрода Л. С.
Т. 2. Промышленные установки, машинное и вспомогательное
оборудование. Изд. 2-е, переработанное и дополненное. Мк, «Ма-
шиностроение», 1973, с. 568.
Во втором томе описываются промышленные установки для раз-
деления воздуха и для получения аргона, криптона, неона и ксенона.
Рассматриваются основные типы конструкций поршневых и цен-
тробежных воздушных и кислородных компрессоров, применяемых
в кислородной промышленности; методы расчета и конструкции
поршневых детандеров, турбодетандеров, плунжерных насосов для
ожиженных газов и холодильных газовых машин; вопросы контроля
и автоматизации воздухоразделительных установок и оборудования.
Описываются методы тепловой изоляции при низких температу-
рах, конструкции оборудования для хранения, транспортирования и
газификации жидкого кислорода и азота; приводятся основные
характеристики материалов, применяемых в условиях низких темпе-
ратур; рассматриваются способы очистки воздуха и продуктов
его разделения от примесей, также конструкции соответствующих
аппаратов.
Книга предназначена для научных и инженерно-технических
работников, занимающихся вопросами глубокого охлаждения и
разделения воздуха, и может быть полезна студентам вузов соот-
ветствующих специальностей.
Ил. 332, табл. 66, список лит. 72 назв.
АВТОРЫ ТОМА:
Д-р техн, наук В. И. ЕПИФАНОВА и д-р техн, наук Л. С. АКСЕЛЬРОД (предисловие). Канд,
техн, наук В. С. ГОРОХОВ (глава I), канд. хим. наук Н. М. ДЫХНО (глава II), инж. В. М.
ГРУШЕВСКИЙ (глава III), инж. Б. А. АНТИПЕНКОВ (глава IV), д-р техн, наук
В. И. ЕПИФАНОВА, инж. И. И. ГИЛЬМАН и инж. В. М. ГРУШЕВСКИЙ (глава V),
инж. И. И. ГИЛЬМАН (глава VI), д-р техн, наук В. И. ЕПИФАНОВА (глава VII), инж.
И. И. ГИЛЬМАН и инж. Ю. А. МИРОСЛАВСКАЯ (глава VIII), д-р техн, наук С. И. СЕР-
ГЕЕВ (глава IX), инж. Б. В, ДЕНИЩУК (главы X и XI), канд. техн, наук М. Г. КА-
ГАНЕР (главы XII и XIII), канд. техн, наук Г. В. ВАСЮНИНА, канд. техн, наук
Л. И. ГЛЕБОВА, канд. техн, наук Г. Ф. ДЕНИСЕНКО и канд. техн, наук Н. Ф. КАТИНА
(глава XIV), инж. Б. И. МАРТЮШОВ (глава XV)
f
Рецензент — канд. техн, наук Д. Л. ГЛИЗМАНЕНКО
р 3142-518 273-72
038(01)-73
ПРЕДИСЛОВИЕ КО ВТОРОМУ ИЗДАНИЮ
Второе издание второго тома переработано и дополнено новыми сведе-
ниями, отражающими современное состояние техники разделения воздуха.
Приведена технологическая схема наиболее крупной установки для полу-
чения технологического и технического-кислорода БР-2 и описана ее модифи-
кация — установка БР-2М; приведены описания автомобильной кислородо-
азотной станции АКДС-70М, а также азото-кислородных установок фирм
Кобе Стил (Япония) и Линде (ФРГ); дано описание модернизированной
установки для получения криптоно-ксеноновой смеси УСК-1М; приведены
новые данные по конструкциям и материалам узлов трения, работающих
без смазки. Дополнены материалы по холодильным газовым машинам;
кратко отражено современное состояние их теории и расчета, приведены
типовые конструкции машин и основных узлов. Существенно переработаны
материалы по турбодетандерам с учетом перспективности широкого приме-
нения их в установках среднего и высокого давления.
Введены дополнительные сведения по плунжёрным насосам погруж-
ного тица для жидких продуктов разделения воздуха. Использованы новые
данные по вакуумно-порошковой и вакуумно-многослойной тепловой изоля-
ции. Включен новый материал по комплексной очистке воздуха на цеолитах
от водяных паров, двуокиси углерода, ацетилена и некоторых других угле-
водородов; приведены новые сведения по методам обеспечения взрывобезо-
пасных условий эксплуатации установок для разделения воздуха.
Обновлены и дополнены сведения по конструкционным материалам,
применяемым в кислородном машиностроении.
Во втором издании использована международная система единиц изме-
рения СИ.
Все замечания и пожелания просим направлять в адрес издательства
«Машиностроение».
Редакторы: проф. В. И. ЕПИФАНОВА.
проф. Л. С. АКСЕЛЬРОД
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ
Глава I
ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
Глава II
ПОЛУЧЕНИЕ АРГОНА, КРИПТОНА, КСЕНОНА И НЕОНА
ГЛАВА I
ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ
ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
Разделение воздуха с целью получения кислорода, азота и инертных
газов производится методом глубокого охлаждения в воздухоразделитель-
ных установках. При этом перерабатываемый воздух сжимается, очищается
от механических примесей, влаги и двуокиси углерода, сжижается и, бла-
годаря разности температур кипения кислорода и азота, разделяется путем
ректификации. Обычно применяется процесс двукратной ректификации,
обеспечивающий достаточно полное отделение кислорода от азота.
Для сжижения воздуха и компенсации холодопотерь в соответствии
с назначением и производительностью установок используются различные
холодильные циклы. При получении газообразных продуктов разделения
холодильный цикл зависит от количества перерабатываемого воздуха, так
как чем больше производительность агрегата, тем удельные холодопотери
меньше и рабочее давление ниже. В установках, перерабатывающих не
более 0,19 м3!сек* (700 м3/ч) обычно применяют цикл высокого давления
при сжатии всего перерабатываемого воздуха до давления 10—20 Мн/м2;
свыше 0,19 до 0,28 м31сек (700—1000 м3/ч) — цикл среднего давления с пор-
шневым детандером при сжатии всего перерабатываемого воздуха до давле-
ния 3—5 Мн/м2; свыше 0,28 до 2,5 м31сек (1000—9000 м3/ч) — цикл двух
язвлений с поршневым детандером при сжатии части перерабатываемого
з: зду ха (30—50%) до давления 10—20 Мн!м2 и остального воздуха до дав-
ления 0,6 Мн!м2\ свыше 2,5 м31сек (9000 м3/ч) — цикл одного низкого давле-
ния с турбодетандером при сжатии всего перерабатываемого воздуха дб
язвления 0,8—0,5 Мн/м2.
При получении жидких продуктов разделения необходима большая
холодопроизводительность цикла и поэтому, как правило, применяют цикл
высокого давления с поршневым детандером. Для этих же целей применяют
и цикл низкого давления с турбодетандером (установка ТК-2000, разрабо-
танная акад. Капицей П. Л.), а также циклы с циркуляцией воздуха или
азота высокого или низкого давлений, но при этом удельный расход энергии
повышается.
* В этой книге везде под обозначением м3 газа понимается объемное количество газа
(Vn), приведенное к следующим условиям (по ГОСТу 2939—63 «Газы. Условия для опреде-
ления объема»): 20° С (293,15° К) и 760 мм рт. ст. (101 325 н/м3).
7
Ниже приводятся характеристики и описания ряда воздухоразделитель-
ных установок, выпускаемых промышленностью и в основном удовлетворя-
ющих потребности всех отраслей народного хозяйства в кислороде, азоте
и инертных газах. Рядом с индексом установок (в скобках) помещено новое
их обозначение: буква показывает вид основного продукта, вырабатывае-
мого установкой (К — кислород технический, Кт — кислород технологи-
ческий, А — азот чистый и т. д.), цифра показывает количество вырабаты-
ваемого продукта в тыс. м3/ч.
1. КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА КГН-30 (К-0,04)
Для удовлетворения потребностей в газообразном техническом и меди-
цинском кислороде в небольших количествах применяют установку КГН-30.
Эта установка построена по холодильному циклу высокого давления с дву-
кратной ректификацией. Продукционный кислород выдается из установки
насосом жидкого кислорода под давлением до 16,5 Мн/м2. Производитель-
ность установки КГН-30 составляет 0,0083—0,0097 м3/сек (30—35 ж3/ч)
кислорода концентрации 99,2—99,5%; концентрация отбросного азота —
около 97,5%.
Схема установки приведена на рис. 1. Воздух в количестве 0,05 м3/сек
(180 м3/ч) засасывается компрессором 2 через фильтр для воздуха 1. После
сжатия в I и II ступенях воздух под давлением 1,2—1,4 Мн/м2 направляется
в декарбонизатор 5 для очистки от двуокиси углерода. Из декарбонизатора
через щелочеотделитель 6 воздух снова поступает в компрессор, затем в блок
осушки 7, где освобождается от влаги в одном из двух осушительных бал-
лонов посредством адсорбции влаги активным глиноземом. Осушительные
баллоны работают периодически с переключением один раз в течение 8—12 ч.
Пройдя блок осушки, воздух поступает в теплообменник 13 блока раз-
деления, где охлаждается отходящими кислородом и азотом. Далее воздух
попадает в змеевик испарителя 12 нижней реактификационной колонны 10
и охлаждается до температуры кипящего в испарителе обогащенного воздуха.
Затем воздух дросселируется до давления 0,6 Мн/м2 на шестую тарелку
нижней колонны. Обогащенный воздух, пройдя углекислотный фильтр 15
и адсорбер ацетилена 14, дросселируется до давления в верхней колонне и
поступает для окончательного разделения на 24-ю тарелку верхней ректи-
фикационной колонны 9. Жидкий азот из карманов нижней колонны дроссе-
лируется на верхнюю тарелку верхней колонны.
Жидкий кислород, отбираемый из специального кармана в нижней части
верхней колонны, направляется в переохладитель 16, где переохлаждается
на 5—8°. Переохлажденный жидкий кислород поступает в насос жид-
кого кислорода 19 и сжимается до давления 16,5 Мн/м2. Сжатый жидкий
кислород проходит керамиковый фильтр 18 и поступает в кислородную
секцию теплообменника 13. Здесь он газифицируется и подогревается до
температуры, близкой к температуре входящего воздуха. Из теплообменника
кислород поступает в баллоны наполнительной рампы 21. Газообразный азот
из верхней части верхней ректификационной колонны поступает в пере-
охладитель жидкого кислорода, проходит рубашку насоса жидкого кисло-
рода, теплообменник и выбрасывается в атмосферу. Часть азота используется
для регенерации адсорбента в блоках осушки.
Рабочее давление воздуха в период пуска установки составляет 18—
20 Мн/м2, а в установившемся режиме 11,5—12 Мн/м2. Продолжитель-
ность пускового периода около 10 ч. Длительность рабочей кампании 25—
30 суток. Время непрерывной работы установки зависит от правильной
эксплуатации оборудования установки и прежде всего блоков очистки
8
Рис. 1. Схема кислородной установки КГН-30:
/ фильтр для воздуха; 2 — воздушный компрессор; 3 — бак для щелочи; 4 — щелочной насос; 5 — декарбонизатор; 6 — щелочеотделитель;
7 _ блог осушки воздуха; 8 — электроподогреватель; 9 — верхняя ректификационная колонна; 10 — нижняя ректификационная колонна; 11 — кон-
денсатор; 12 — испаритель; 13 — теплообменник; 14 — адсорбер ацетилена; 15 — углекислотный фильтр; 16 — переохладитель жидкого кислорода;
/7	_ керамиковые фильтры; 19 — насос жидкого кислорода; 20 — подогреватель воздуха; 21 — наполнительная рампа
Рис. 2. Теплообменник:
1 — кислородный коллектор холод-
ный; 2 — воздушный коллектор хо-
лодный; 3 — обечайка; 4 — трубки;
5—сердечник; 6 — воздушный кол-
лектор теплый; 7 — кислородный
коллектор теплый
Рис. 3. Разделительный аппарат:
/—верхняя ректификационная колонна; 2 — кон-
денсатор; 3 — нижняя ректификационная колон-
на; 4 — испаритель
10
Отдор жидкого
азота
К манометру
15
15
Выход воздуха высо-
кого давления
12
11
10
К указателю
уровня (низ)
7 ^Вход жидкого возду-
ха из змеевика
Анализ жидкого
воздуха
и осушки воздуха. Отогрев блока разделения производится осушенным
воздухом, нагреваемым в подогревателе. Продолжительность отогрева
около 7 ч.
На получение 1 м3 кислорода в установке КГН-30 расходуется около
5,4—5,76 Мдж электроэнергии, включая сюда энергию, необходимую для
сжатия и подачи кислорода в баллоны.
Для сжатия воздуха служит четырех-
ступенчатый компрессор типа 2Р-3/200
производительностью 0,05 м3/сек (180 м3/ч)
при давлении сжатия 22 Мн/м2.
Рис. 5. Осушительный баллон:
/—одногорловой баллон; 2—крыш-
ка; 3 — выходной патрубок; 4 —
входной патрубок; 5 — стакан;
6—керамиковый фильтр: 7—актив-
ный глинозем; 8 — шлаковая вата;
9 — кожух; 10 —штуцер для засып-
ки адсорбента; 11 — штуцер для
удаления адсорбента
Рис. 4. Конденсатор.
1 — крышка; 2 — верхняя трубная решетка;
J — обечайка; 4 — трубки; 5 — нижняя труб-
ная решетка
Аппараты блока разделения размеще-
ны в стальном кожухе и изолированы
шлаковой ватой, минимальный слой кото-
рой составляет 0,25—0,3 м. На передней стенке кожуха размещена запор-
ная и регулирующая арматура и установлен щит управления. На боковых
стенках кожуха установлена вспомогательная арматура для продувок и
отогрева и предохранительные клапаны. Цилиндровая группа насоса жид-
кого кислорода смонтирована внутри блока разделения; электродвигатель
и редуктор насоса, смонтированные на раме, примыкают непосредственно
к кожуху. Высота блока разделения 4,65 м\ диаметр в верхней части
0,85 л; общая масса около 20 кн.
В теплообменнике (рис. 2) происходит рекуперация холода нагреваю-
щихся азота и кислорода воздухом высокого давления. Азот, выходящий
из блока разделения под небольшим избыточным давлением, проходит
в межтрубном пространстве, а кислород, сжатый до давления 16,5 Мн!м\
11
идет по трубкам диаметром 5x1 мм. Воздух высокого давления проходит
в кольцевом зазоре между наружной поверхностью трубок диаметром
5X1 мм и внутренней поверхностью трубок диаметром 10X1,5 мм. Недо-
рекуперация на теплом конце теплообменника составляет около 5°.
Теплообменник состоит из 13 трубок длиной каждая около 20 м. Труб-
ки навиты на сердечник, концы их выведены в воздушный и кислород-
ный коллекторы. Трубки и коллекторы заключены в латунную обе-
чайку. Для крепления теплообменника используется выступающая часть
сердечника, устанавливаемая в специальной опоре. Материал трубок —
медь М3, обечайки—латунь Л62.
Разделительный аппарат в собранном виде показан на рис. 3. Он со-
стоит из верхней ректификационной колонны, конденсатора и нижней рек-
тификационной колонны с испарителем. Нижняя и верхняя колонны имеют
S-образные ситчатые ректификационные тарелки с прямым цилиндрическим
сливным устройством. Обечайки колонны изготовлены из листовой меди М2,
Ректификационные тарелки и днища колонн изготовлены из латуни Л62.
Рабочее давление в трубном пространстве конденсатора (рис. 4) до
0,6 Мн/м2, в межтрубном до 0,17 Мн!м2. Количество трубок 543 шт.; ма-
териал их — медь М3, материал всех остальных деталей — латунь Л62.
Над верхней крышкой конденсатора расположен карман для отбора жидкого
кислорода в насос (карман на рисунке не показан). При таком способе
отбора кислорода уменьшается возможность попадания в насос примесей
(ацетилена, углекислоты и др.), накапливающихся вследствие упаривания
кислорода в межтрубном пространстве конденсатора.
Испаритель состоит из цилиндрической обечайки с донышком и вы-
полненного из медной трубки змеевика, по которому проходит жидкий
воздух высокого давления.
Насос жидкого кислорода НЖК-11М, предназначенный для сжатия
переохлажденного жидкого кислорода и подачи его в теплообменник, опи-
сан в гл. VIII.
12
На рис. 5 показан осушительный баллон блока осушки воздуха высо-
кого давления.
Подогреватель воздуха, используемого для отогрева блока разделения,
представляет собой корпус, внутри которого монтируется вставка с трубча-
той и нагревательными элементами. Воздух подогревается водой, благодаря
чему температура его не превышает 373° К- Такое ограничение необходимо,
чтобы во время отогрева не нарушалась плотность внутриблочных коммуни-
Рис. 8. Наполнительная кислородная рампа 2X5:
i — манометр; 2 — предохранительный клапан; 3 — запорный вентиль; 4 — предохранительная мем-
брана; 5 — кислородные баллоны объемом 40 л; 6 — медные змеевики для присоединения баллонов
наций и аппаратов, паянных оловянно-свинцовыми припоями. Тепловая
нагрузка подогревателя 1,9 кет (^2500 ккал!ч)\ количество греющего воз-
духа 0,05 м?!сек (180 м3/ч).
13
Рис. 9. Схема кислородной установки КГН-ЗОТ:
1 — фильтр для воздуха; 2 — воздушный компрессор; 3 — бак для щелочи; 4 — щелочной насос; 5 — декарбонизатор; 6 — щелочеотделитель; 7 — азото-
водяной холодильник; 8 — влагоотд ел итель; 9 — блок осушки воздуха; 10 — верхняя ректификационная колонна; 11 — нижняя ректификационная колонна;
1% — конденсатор; 13 — испаритель; 14 — теплообменник; 15 — фильтр-адсорбер; 16 — переохладитель жидкого кислорода; 17, 18 — керамиковые фильтры;
/Р — насос жидкого кислорода; 20 — подогреватель воздуха; 21 — наполнительная рампа
На рис. 6 показан фильтр для воздуха, поступающего в компрессор,
а на рис. 7 — бак для приготовления раствора щелочи.
Наполнительная кислородная рампа 2x5 (рис. 8) состоит из двух групп
кислородных баллонов, включаемых
попеременно вентилями 3.
2. КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА
КГН-ЗОТ (К-0,04Т)
Установка КГН-ЗОТ является мо-
дификацией установки КГН-30 и пред-
назначена для работы в южной полосе
нашей страны, а также в странах с тро-
пическим климатом, в условиях высо-
ких температур —до 318° К атмосфер-
. ного воздуха и до 323° К охлаждающей
воды. Производительность установки
0,0069—0,0083 ж3/сек (25—30 мЧч), кон-
центрация кислорода 99,2—99,5%, кон-
центрация отбросного азота около
97,5%.
Схема установки представлена на
рис. 9. Для обеспечения работоспособ-
ности в условиях повышенных темпера-
тур окружающего воздуха и охлажда-
ющей воды изменены некоторые узлы
установки и введено дополнительное
оборудование.
Для сжатия воздуха вместо четы-
рехступенчатого компрессора применен
пятиступенчатый. Это дает возможность
уменьшить степени сжатия воздуха по
ступеням и получить температуру в кон-
це сжатия не более 423° К даже при
наиболее высокой температуре охла-
ждающей воды.
С целью снижения температуры
воздуха перед блоком осушки и обеспе-
чения его эффективности в установку
включен азото-водяной холодильник,
в котором вода охлаждается вследствие
частичного ее испарения в потоке су-
хого азота. Охлажденная вода исполь-
зуется для доохлаждения воздуха после
концевого холодильника компрессора.
. Выход азота
Рис. 10. Азото-водяной холодильник:
/ — водоохладитель; 2 —воздушный холодиль
ник; 3 — разбрызгиватель; 4—дырчатые тарел •
ки; 5 —воронка для приема воды; 6—труба;
7 — змеевик; 8 — сливная воронка
Таким путем температуру воздуха перед
блоком осушки удается снизить до
281—285° К.
Азото-водяной холодильник (рис.
10) состоит из водоохладителя 1 и
воздушного холодильника 2. В водоохладителе стекающая вода охлаждается
на дырчатых тарелках с отверстиями диаметром 5 мм и шагом 10 мм. Ко-
личество тарелок 20. Скорость азота по свободному сечению водоохладителя
15
SS8L
a — общий вид; б — схема; 1 — осушителышй баллон; 2 — влагоотделитель; j — фильтр левый; 4 — фильтр правый; <5 — электроподогреватель
около 0,9 м!сек, в отверстиях — 4,5 м!сек,. Гидравлическое сопротивление
одной тарелки при расходе воды в 0,028—0,042 л!сек (100—150 л/ч) состав-
ляет 120—150 н/м2 (12—15 мм вод. ст.). Вода охлаждается от температуры
313—323 до 278—283° К. Температура воды регулируется вентилем на входе
в разбрызгиватель 3. Из водоохлади-
теля вода поступает в нижнюю часть
воздушного холодильника. Воздух вы-
сокого давления охлаждается, проходя
по змеевику 7 и подогревая воду. Змее-
вик состоит из четырех параллельных
трубок длиной каждая около 70 л? и
диаметром 10x1,5 мм.
Наружную поверхность азото-во-
дяного холодильника необходимо за-
щищать теплоизоляцией, так как тем-
пература стенок аппарата ниже тем-
пературы окружающей среды и на них
может конденсироваться влага из окру-
жающего воздуха.
Для очистки воздуха от двуокиси
углерода в установке КГН-ЗОТ приме-
нены не один, а два декарбонизатора,
что обеспечивает лучшую очистку воз-
духа и более полное использование
раствора щелочи.
На рис.. 11 показаны общий вид и
схема блока осушки установки, а на
рис. 12 — фильтр для воздуха.
Характеристика установки КГН-ЗОТ
примерно такая же, как и установки
КГН-30.
Рис. 12. Фильтр для воздуха:
1 — корпус; 2 — крышка; 3 — гофрированная,
сетка (5 слоев); 4 — гайка-барашек; 5 — обойма
3. КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА КГ-300М (К-0,3)
Производительность установки около 0,083 м31сек (300 м3/ч) техниче-
ского кислорода чистотой 99,5%. Она используется в основном для обеспе-
чения промышленных предприятий и строек чистым кислородом для авто-
генной обработки металлов. Благодаря сравнительно большой ее произво-
дительности удельные холодопотери на 1 м3 перерабатываемого воздуха
ниже, чем в ранее рассмотренных установках, и поэтому до высокого давле-
ния сжимается только часть (около 25%) поступающего на разделение воз-
духа, а остальная — до давления, необходимого для осуществления процесса
ректификации 0,5—0,6 Мн!м2. Холодильный цикл двух давлений характе-
ризуется тем, что холодопроизводительность создается благодаря дроссель-
ному эффекту воздуха высокого давления и расширения части его в поршне-
вом детандере. При этом удельный расход энергии на получение кислорода,
по сравнению с установками высокого и среднего давления, уменьшается.
Для подогрева выходящего из установки азота и охлаждения соответ-
ствующего количества воздуха применены два перекликающихся регенера-
тора. Это дает возможность удалять из потока воздуха^ влагу и двуокись
углерода путем вымораживания. Благодаря этому/уменьшается расход
каустической соды и сокращаются размеры оборудовался для очистки и
осушки воздуха, так как химическая очистка и адсорбционная осушка ис-
пользуются только для потока воздуха высокого давление?/
2 П/р В. И. Епифановой	П л л л	17
Схема установки показана на рис. 13. Воздух^высокого давления в ко-
личестве около 0,125—0,132 мЧсек, (450—480 м31ч) сжатый до 9—10 Мн!м\
а в пусковой период — до 20 Мн!м? и очищенный от двуокиси углерода и
влаги делится на две части. Одна из них в количестве 0,083—0,088 мЧсек
поступает в теплообменник 4, где охлаждается выходящими из установки
продукционным техническим кислородом и потоком «грязной» фракции
и далее дросселируется в нижнюю ректификационную колонну 7. Другая
часть воздуха в количестве 0,042—0,044 м31сек направляется в поршневой
детандер высокого давления 1 и расширяется в нем до хдавления 0,55—
5»
Сли6\
Рис. 13. Схема кислородной установки КГ-300М:
— детандер; 2 — детандерные фильтры; 3 — азотные регенераторы; 4 — теплообменник; 5 — пере-
охладитель жидкого азота; 6 — фильтры-адсорберы; 7 — нижняя ректификационная колонна; 8 — кон-
денсатор; 9 — верхняя ректификационная колонна; 10 — выносной конденсатор; 11 — отделитель аце-
тилена
0,6 Мн!м2 с отдачей внешней энергии, затем очищается от масла в одном
из переключающйхся и контрольном детандерных фильтрах 2 и также по-
ступает в нижнюю колонну.
Воздух низкого давления в количестве около 0,31 м31сек (1120 м3/ч)
подается в один из азотных регенераторов 3. В процессе охлаждения воздуха
при прохождении его по алюминиевой насадке регенератора влаги и двуокись
углерода вымораживаются. Из регенератора воздух в состоянии сухого
насыщенного пара при температуре 101—103° К попадает в нижнюю колонну.
Регенераторы переключаются каждые 180 сек с помощью клапанов прину-
дительного действия, расположенных на теплом конце, и автоматических
клапанов — на холодном. Обратным потоком по насадке идет азот из верх-
ней колонны, он охлаждает насадку и выносит вымерзшие на ней примеси
воздуха. Незабиваемость регенераторов обеспечивается избытком потока
азота над потоком воздуха на 3—4%.
В аппарате двойной ректификации производится разделение воздуха на
чистый кислород и азот концентрации 97—98% N2. Часть жидкого кислорода
из нижней части основного конденсатора отбирается в выносной конденса-
18
тор 10. Этим создается проточность основного конденсатора, а значит и
уменьшается возможность накопления в нем вредных примесей (ацетилена,,
масла и других углеводородов), что обеспечивает взрывобезопасность работы
блока разделения. В выносном конденсаторе жидкий кислород, протекающий
по трубкам, испаряется вследствие конденсации газообразного азота, по-
ступающего в межтрубное пространство из-под крышки основного конден-
сатора. Пары кислорода с капельками неиспарившейся жидкости, в которой
находятся вредные примеси, поступают в отделитель ацетилена 11, где жид-
кость отделяется от газообразной фазы. Газообразный кислород направляется
в соответствующую секцию теплообменника 4, а отделившаяся жидкость
удаляется через продувочный вентиль отделителя ацетилена. Сконденси-
ровавшийся азот присоединяется к потоку жидкого азота из карманов основ-
ного конденсатора.
Из нижней части верхней колонны отбирается чистый газообразный
кислород и совместно с кислородом из выносного конденсатора подогре-
вается в теплообменнике за счет охлаждения воздуха высокого давления.
Чтобы улучшить протекание процесса ректификации и регулирование
теплового режима регенераторов, из верхней части верхней колонны отби-
рается до 0,021 мЧсек, «грязной» фракции состава около 78% N2, 18% О2
и 4% Аг. Этот поток нагревается в наружной секции теплообменника, а за-
тем используется для отогрева адсорберов ацетилена или выбрасывается
в атмосферу,.
Азот, отбираемый из верхней колонны, поступает сначала в переохла-
дитель. Здесь он нагревается за счет переохлаждения жидкого азота. Бла-
годаря этому обеспечивается уменьшение разности температур между пото-
ками азота и воздуха на холодном конце регенераторов. Из регенератора
азот выбрасывается в атмосферу, а часть его используется для регенерации
адсорбента блока осушки воздуха.
Весь перерабатываемый воздух сжимается до давления 0,6 Мн/м*
воздушным компрессором 205ВП-30/8. Для дожития части воздуха до дав-
ления 9—20 Мн/м2 применяется компрессор КД-8/5-220. Воздух расши-
ряется в поршневом детандере ДВД-70/180. Компримирование продукцион-
ного кислорода выполняется кислородным компрессором КЗР-5/165.
Продолжительность рабочей кампании установки не менее двух месяцев.
Длительность пускового периода около 26 ч, отогрева — 24 ч. Отогрев
блока разделения производится осушенным в блоке осушки воздухом, по-
догретым до температуры не выше 373° К.
Удельный расход энергии на получение кислорода составляет около
3,06 Мдж/м3, а с учетом сжатия для наполнения в баллоны до давления
15—16,5 Мн/м2 — 4,32 Мдж/м3.
4.	КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА БР-14 (К-1,4)
Установка предназначена для изготовления сухого технического кисло-
рода концентрацией 99,5% с производительностью 0,39 м3/сек (1400 м3/ч).
Установка БР-14 отличается простотой применяемой технологической схемы,
несложным составом машинного оборудования (один турбокомпрессор и два
турбодетандера) и высоким качеством получаемого кислорода. Преимуще-
ством установки является и то, что все аппараты и внутриблочная комму-
никация изготовляются из алюминиевых сплавов с максимальной заменой
разъемных соединений сварными, в результате чего повышаются эксплуа-
тационные качества блока разделения воздуха.
В основу технологической схемы установки положен холодильный цикл
одного низкого давления с турбодетандером. Холодопотери покрываются
2*	19
за счет расширения в турбодетандере 25—30% перерабатываемого воздуха,
отбираемого из нижней колонны, и дроссель-эффекта всего сжатого воздуха.
Расширяемый в турбодетандере поток воздуха подогревается в нижней части
регенераторов. Расширенный воздух из турбодетандера поступает в верхнюю
ректификационную колонны, где участвует в процессе ректификации.
Особенность установки — применение регенераторов с каменной насад-
кой из базальта и встроенными в них змеевиками, в которых подогревается
продукционный кислород. Благодаря этому кислород не загрязняется при-
месями двуокиси углерода и влаги. Концентрация кислорода в процессе
его подогрева сохраняется постоянной.
Рис. 14. Схема кислородной установки БР-14:
1 — турбокомпрессор; 2 — воздушно-водяной скруббер; 3 — азото-водяной скруббер; 4 — регенера-
торы; 5 — переохладитель; 6 — подогреватель кислорода; 7 — нижняя ректификационная колонна;
3 — верхняя ректификационная колонна; 9 — основной конденсатор; 10 — выносной конденсатор;
И — адсорберы ацетилена; 12 — отделитель жидкости; 13, 14 — турбодетандеры; 15 — отделитель аце-
тилена
Установка снабжается системой азото-водяного охлаждения, поэтому
она может стабильно работать в различных климатических условиях, неза-
висимо от температуры окружающей среды.
Отсутствие в составе установки поршневых машин обеспечивает подачу
в разделительный аппарат воздуха без примесей масла, что благоприятно
сказывается на создании оптимальных условий эксплуатации (исключение
замасливания аппаратов, уменьшение возможности образования взрыво-
опасных условий в установке, улучшение качества выдаваемого продукта
благодаря отсутствию в нем примесей масла).,
Схема установки изображена на рис. 14. Воздух в количестве около
2,47 м?!сек (8900 м*/ч) сжимается в турбокомпрессоре 1. Из турбокомпрессора
он поступает в воздушно-водяной скруббер 2, где охлаждается, холодной
водой, поступающей из азото-водяного скруббера 3. В последнем теплая вода
из воздушно-водяного скруббера охлаждается за счет подогрева и насыщения
влагой азота, выходящего из блока разделения воздуха.
Охлажденный воздух поступает в регенераторы 4. В установке две пары
одинаковых регенераторов. По насадке каждой из пар попеременно проходят
воздух и отбросной азот. Регенераторы переключаются через каждые 360—
540 сек. Момент переключения одной пары регенераторов относительно другой
сдвинут на полпериода. В трубках змеевиков, встроенных во все регенера-
торы, непрерывно идет кислород (независимо от того, идет ли по данному
20
регенератору воздух или азот). В нижней части регенераторов встроены
специальные змеевики, в которых подогревается воздух, идущий из нижней
ректификационной колонны 7 в турбодетандер 13 (14) для расширения.
Благодаря этому в регенераторах создаются условия, обеспечивающие их
незабиваемость.
Из регенераторов воздух, очищенный от влаги и двуокиси углерода и
охлажденный до температуры насыщения, поступает в куб нижней ректифи-
кационной колонны 7. После прохождения промывных тарелок в нижней
колонне часть воздуха отбирается через отделитель жидкости 12. Небольшое
количество его поступает в подогреватели кислорода 6 и азота 5. Здесь
воздух ожижается и стекает в нижнюю колонну. Остальной воздух, отобран-
ный после промывных тарелок, поступает в турбодетандер (часть его нагре-
вается в змеевиках, встроенных в нижнюю половину регенераторов). Расши-
ренный в турбодетандере поток направляется в верхнюю ректификационную
колонну 8
Обогащенный воздух из нижней колонны проходит адсорбер ацети-
лена 11, переохладитель 5 и дросселируется в среднюю часть верхней ко-
лонны. Жидкий азот из карманов нижней колонны, после переохлаждения,
дросселируется на верхнюю тарелку верхней ректификационной колонны.
Проточность основного конденсатора 9 обеспечивается применением
витого выносного конденсатора 10. Продукционный кислород из отделителя
ацетилена 15 и верхней колонны поступает в подогреватель кислорода 6,
подогревается за счет конденсации воздуха и через змеевики, встроенные
в регенераторы, выводится из установки. Газообразный азот из верхней
колонны направляется в переохладитель-подогреватель 5, а затем в регене-
раторы 4, проходя по насадке которых он подогревается и выносит двуокись
углерода и влагу. Из регенераторов газообразный азот попадает в азото-
водяной скруббер 3 и выбрасывается в атмосферу.
Регенератор показан на рис. 15. Он представляет собой цельносварной
цилиндрический аппарат, внутри которого находится змеевик 2. Простран-
ство между трубками змеевика заполнено каменной насадкой из базальта гра-
нуляцией 7—10 мм. В верхней части регенератора по касательной вварен
штуцер 3 вывода отбросного азота и ввода в регенератор воздуха. В этой
же части внутри аппарата приварен конус 5 с отверстиями. Для предотвра-
щения уноса через отверстия конуса гранул насадки к нему прикреплена
сетка 6 с ячейками 2x2 мм. В центре верхней части регенератора закреплена
трубная решетка, в которой заварены трубки змеевика. Рядом расположены
штуцера 8 для засыпки насадки. На них укреплены трубки 9, в которых
находится базальт, необходимый для досыпки насадки в процессе работы
установки.
В центре нижней части регенераторов вварен штуцер 4 выхода холод-
ного воздуха и входа азота. Он, как и конус вверху регенератора, имеет
отверстия и обернут сеткой. В днище регенератора приварены три трубные
решетки, к которым присоединены штуцера. В один из них поступает про-
дукционный технический кислород, а два других используются для подвода
и отвода петлевого потока воздуха, который подогревается в нижней поло-
вине регенератора перед поступлением в турбодетандер для расширения.
Трубки змеевика диаметром 12x1,5 мм и длиной 65 м навиты на сер-
дечник с шагом 24 мм. Расстояние между трубками в радиальном направ-
лении, составляющее 40 мм, обеспечивается специальными проставками,
устанавливаемыми между рядами трубок. Змеевик в сборе устанавливается
внутри корпуса регенератора на кронштейны 10, приваренные к обечайке,
и фиксируется кронштейнами 11, которые также привариваются к обечайке
после установки змеевика. Кроме этого, змеевик с помощью тяг 12 крепится
21
болтами к верхней трубной решетке. В сердечник 13 вварена труба 14,
используемая для засыпки насадки в нижнюю часть регенератора и внутрь
сердечника.
На наружной поверхности обечайки приварены крюки 15 для подъема
регенератора, лапы 16 для установки на опору и бобышки 17 с термометрами.
Рис. 15. Регенератор:
1 — корпус; 2 — змеевик; 3 — верхний штуцер; 4 — ниж-
ний штуцер; 5—конус с отверстиями; 6—сетка; 7 —труб-
ная решетка; <8 — штуцер для засыпки насадки; 9 — труба
с резервной насадкой; /0—кронштейн нижний; 11 — крон-
штейн верхний; 12 — тяга; 13 — сердечник; 14 — труба;
15 — крюк; 16 — лапа; 17 — бобышка для термометра
Все детали регенератора из-
готовлены из алюминиевого
сплава АМг5, трубки — из
алюминия АМц. Рабочее да-
вление в регенераторе до
0,6 Мн/м2.
Регенераторы переклю-
чаются клапанами .принуди-
тельного действия, устана-
вливаемыми над каждым ре-
генератором. Клапаны эти
открываются и закрываются
сжатым воздухом, подавае-
мым в цилиндры клапанов
специальным механизмом пе-
реключения регенераторов.
Под регенераторами распо-
лагаются клапанные коробки
с клапанами автоматического
действия. Они закрываются
и открываются автоматически
в зависимости от переключе-
ния потоков клапанами при-
нудительного действия.
Нижняя ректификацион-
ная колонна показана на
рис. 16. Она также предста-
вляет собой цельносварной
аппарат, внутри которого
размещена вставка с 16 сет-
чатыми ректификационными
тарелками кольцевого типа.
Наружная обечайка с дни-
щем и крышкой рассчитаны
на рабочее давление до
0,6 Мн!м2. В наружный кор-
пус аппарата вварен ряд
штуцеров для подвода и от-
вода потоков в соответствии
с технологическими процес-
сами работы аппарата. Внут-
ренняя вставка в верхней
части имеет сборник жидкого
азота. Две нижние тарелки И и 12 вставки служат для промывки воздуха,
идущего на расширение в турбодетандер, от двуокиси углерода и других
примесей. Корпус колонны изготовлен из сплава АМГ-5.
Верхняя ректификационная колонна (рис. 17) имеет 46 ситчатых таре-
лок кольцевого типа. В нижней части колонны до ввода детандерного воз-
духа 30 тарелок, в верхней части — 16. Кубовая жидкость из нижней ко-
22
лонны подается на 34-ю тарелку (А). Благодаря этому обеспечивается устой-
чивое получение технического кислорода чистотой не ниже 99,5% О2.
Верхняя колонна изготовлена из тех же материалов, что и нижняя. Рабочее
давление в колонне до 0,07 MhIm*.
Конденсатор основной (рис. 18) — сварной прямотрубный аппарат.
Конденсация азота в межтрубном пространстве, кипение кислорода —
внутри трубок из алюминиевого сплава АМц, число которых составляет
Рис. 16. Нижняя ректификационная колонна:
1 — корпус; 2— вставка с 16 ректификационными тарелками;
3 — сборник жидкого азота; 4 — наружная обечайка; 5 —
внутренняя обечайка; 6 — конус для крепления вставки;
7 — шпильки для фиксирования нижнего конца вставки;
8 — отвес для контроля установки колонны по вертикали;
9—перегородка; 10 — лапы для установки верхней колонны;
11 — тарелки для промывки воздуха в турбодетандере
Рис. 17. Верхняя ректйфикацион-
ная колонна:
1 — наружная обечайка; 2 — внутрен-
няя обечайка; 3 — мерник жидкого
азота; 4 — отбойное устройство; 5 —
ректификационные тарелки (46 шт.)
23
1356 шт. Длина трубок 2,96 м; диаметр 12X1,5 мм. Трубки расположены
по шестигранникам с шагом 16 мм. В трубных решетках трубки присоеди-
няются,, как и все сварные соединения алюминия и его сплавов, методом
аргоно-дуговой сварки. В центральную трубу конденсатора вставлена трубка
диаметром 65x2 мм, предназначенная для отвода части жидкого кислорода
в выносной конденсатор. Благодаря этому
обеспечивается проточность основного кон-
денсатора. Рабочее давление в межтрубном
пространстве конденсатора до 0,07 Мн!м\
в трубках — до 0,6 Мн!м2.
Переохладитель-подогреватель (рис.
19) состоит из трех, объединенных вместе,
аппаратов: подогревателя азота, переохла-
Рис. 19. Переохладитель-подогрева-
тель:
1 — переохладитель жидкого азота; 2 —
переохладитель жидкого обогащенного
воздуха; 3 — подогреватель азота
Рис. 18. Конденсатор:
1 — наружная обечайка; 2 — верхняя крышка; 3 — ниж-
няя крышка; 4 — трубки; 5 — предохранительная обе-
чайка; 6 — трубная решетка; 7 — центральная труба;
<8 — крюк; 9 — лапа для крепления
дителя жидкого обогащенного воздуха, переохладителя жидкого азота. Объ-
единение аппаратов позволяет упростить их конструкцию, избегая необ-
ходимости устройства переходных патрубков, штуцеров и разъемных со-
единений.
Подогреватель азота является прямотрубным теплообменником из
алюминиевых трубок, внутри которых подогревается газообразный азот.
В межтрубном пространстве конденсируется воздух, отбираемый из нижней
24
колонны. Жидкий воздух возвращается в нижнюю колонну и участвует
в процессе разделения. Рабочее давление в межтрубном пространстве —
0,07 Л4нЛи2, в трубках — 0,6 Мн!м2.
Переохладители жидкого обогащенного воздуха и азотной флегмы
выполнены в виде витых теплообменников
трубном пространстве проходит газообраз-
ный азот из верхней колонны, внутри
трубок — переохлаждаемые жидкости. Оба
теплообменника навиты на один сердеч-
ник и имеют тонкие ложные обечайки,
встраиваемые в наружный корпус. Труб-
ные решетки ввариваются в ^наружный
корпус и закрываются прибалчиваемыми
штуцерами. Рабочее давление в межтруб-
ном пространстве до 0,07 Мн/м2, в труб-
ках — 0,6 Мн!м2.
Адсорбер ацетилена (рис. 20) пред-
назначен для поглощения ацетилена и
ряда других углеводородов из потока
жидкого обогащенного воздуха. Он пред-
ставляет собой цилиндрический аппарат
со съемной крышкой 2, внутри которого
помещается корзина с адсорбентом 3. Бла-
годаря этому для замены адсорбента нет
необходимости в демонтаже корпуса 1 и
коммуникации,подводящей жидкость. Кор-
зина с адсорбентом прикреплена к флан-
цу 4, который монтируется на фланце
корпуса. Сверху устанавливается крыш-
ка 2. Это соединение уплотняется бол-
тами., В нижней части корзины к ее обе-
чайке приварена решетка, отверстия в ко-
торой покрыты сеткой. Сверху решетки
засыпан адсорбент. Верхний слой адсор-
бента прижимается плавающей решеткой 5.
Под нее также положена сетка.
Между обечайкой корзины и плаваю-
щей решеткой закладывается сальниковая
набивка 6. Она устраняет возможность
прохода жидкости и уноса адсорбента
вдоль стенок обечайки. Сальниковая на-
бивка уплотняется прижимным кольцом 7
с помощью винтов, ввернутых в плаваю-
из алюминиевых трубок. В меж-
Рис. 20. Адсорбер ацетилена:
1 — корпус; 2 — крышка; 3 — корзина
с адсорбентом; 4 — фланец корзины; 5 —
плавающая решетка; 6 — сальниковая на-
бивка; 7 — прижимное кольцо; <8 — шпиль-
ка; 9 — пружина; 10 — упорная решетка
тую решетку, которой закреплены шпильки 8, с надетыми на них пружи-
нами 9. На шпильки надевается упорная решетка 10. Она устанавливается
?: закрепляется в прорезях обечайки корзины. При установке упорной
гешетки пружины сжимаются и прижимают плавающую решетку к верхнему
злою адсорбента. Пружины рассчитаны таким образом, чтобы удельное
давление на адсорбент составляло около 0,03 Мн!м2.
В процессе работы адсорбера проходящая через него жидкость несколько
плотняет адсорбент. Кроме того, неизбежно истирание и унос адсорбента,
и в незначительной степени. Поэтому слой его несколько уменьшается.
5лагодаря наличию плавающей решетки адсорбент все время находится в под-
^_зт:м состоянии и таким путем предохраняется от интенсивного истирания.
25
Детали адсорбера изготовлены из алюминиевых, сплавов. Рабочее дав-
ление внутри аппарата 0,6 Мн1м*.
Выносной конденсатор (рис. 21) применяется для испарения жидкого
кислорода, отбираемого из основного конденсатора, благодаря чему исклю-
чается возможность накопления в
Рис. 21. Конденсатор выносной:
1 — наружная обечайка; 2 — верхняя труб-
ная решетка; 3 — нижняя трубная решетка;
4 — трубки; 5 — верхняя крышка; 6 — ниж-
няя крышка; 7 — центральная труба сердеч-
ника; <8—ребро сердечника; 9 — тяга сердеч-
ника
нем вредных примесей. Конденсатор со*
стоит из наружной обечайки /, сердеч-
ника, верхней 2 и нижней 3 трубных
решеток, трубок 4, верхней 5 и. ниж-
ней 6 крышек. Верхний конец централь-
ной трубы 7 сердечника заглушен,
чтобы исключить возможность прохода
по ней потока. К трубе 7 приварены
ребра S, ограничивающие слой намотки
трубок, и тяги 9 для крепления к сер-
дечнику трубных решеток.
При навивке трубок на сердечник
между каждым рядом трубок размеща-
ются прокладки толщиной 3 мм. Они
обеспечивают свободный доступ газооб-
разного азота по всей поверхности
теплообмена, а также беспрепятствен-
ное стекание жидкого азота. Расстояние
между прокладками по длине окруж-
ности ряда 150—200 мм.
Правильная работа выносного кон-
денсатора зависит от равномерного рас-
пределения поступающего в верхний
коллектор жидкого кислорода по всем
трубкам. Это обеспечивается строго
горизонтальной установкой верхней
трубной решетки, одинаковой высо-
той трубок над трубной решеткой,
а также снабжением каждой трубки
специальным распределителем жидко-
сти.
Рабочее давление в трубках кон-
денсатора до 0,17 Мн!м\ в межтруб-
ном пространстве — 0,6 Мн!м2.
Аппараты установки размещаются
внутри блока разделения воздуха, уста-
навливаются и закрепляются на специ-
альных опорах или каркасе, соединя-
ются между собой и арматурой внутри-
блочными трубопроводами, закрыва-
ются кожухом и тщательно изолируются с целью максимального сни-
жения тепловых потоков между аппаратами и окружающей средой.
Кожух применен двухстенный, пространство между стенками заполняется
изоляцией, а в свободном от изоляции внутреннем пространстве разме-
щаются холодные аппараты и коммуникации. Полностью заполняются изо-
ляцией также отсек регенераторов, имеющих переменную температуру по
высоте, верхняя часть верхней колонны, а также адсорберы ацетилена, под-
вергающиеся периодическому отогреву.
Удельный расход электроэнергии на получение технического кислорода
составляет около 2,4 Мдж!м2.
26
Для сжатия воздуха применяется турбокомпрессор ЦК-135 номиналь-
ной производительностью 2,47 м?1сек, (8900 м3/ч) и давлением сжатия
0,54 Мн/м2. Расширение воздуха производится в турбодетандере ТДР-3-6Б.
5.	УСТАНОВКА ЖИДКОГО КИСЛОРОДА КЖ-1АР (КЖАр-1,6)
Установка предназначена для получения жидкого кислорода концен-
трацией 99,2% О2 с производительностью в количестве 0,45 кг!сек (1600 кг!ч),
сырого аргона концентрацией 92,0% Аг — 0,0125 м?!сек, (45 м3/ч) и газо-
образного кислорода концентрацией также 99,2% О2 — 0,042 мЧсек,
(150 м31ч). При работе установки без производства аргона можно получать
жидкий азот и жидкий кислород одновременно.
получения сырого аргона.
Сырой аргон
Азот Ь атмосферу
Вода
колонна
Холодо-
Установка построена по холодильному
циклу высокого давления с поршневым
детандером, в ней применена двукратная
ректификация и дополнительная
для
Слив благи
Рис. 22. Схема установки жидкого кислорода КЖ-1Ар:
1 — фильтр для воздуха; 2 — поршневой компрессор; 3 — скрубберы; 4 — азото-водяной холодиль-
ник; 5 — блок осушки воздуха; 6 — поршневой детандер; 7 — теплообменник-ожижитель; 8 —
фильтры детандерного воздуха; 9 — теплообменник сырого аргона; 10 — основной теплообменник;
11 — нижняя ректификационная колонна; 12 — конденсатор; 13 — верхняя ректификационная колонна;
14 — адсорберы ацетилена; 15 — переохладитель жидкого азота и обогащенного воздуха; 16 — переохла-
дитель жидкого кислорода; 17 — колонна сырого аргона; 18 — мерники
потери установки компенсируются за счет дроссель-эффекта воздуха высо-
кого давления и расширения части воздуха в поршневом детандере. Для
предварительного охлаждения воздуха, сжатого в поршневом компрессоре,
используется азото-водяной холодильник. От двуокиси углерода воздух
очищается в двух последовательно включенных скрубберах и освобождается
от влаги в попеременно работающих адсорберах блока осушки.
Схема установки приведена на рис. 22. Воздух в количестве 1,9 мЧсек
засасывается компрессором 2 через воздушный фильтр 1. Сжатый и очищен-
ный в скрубберах 3 воздух с давлением 20 Мн/м2 охлаждается в концевом
холодильнике компрессора, а затем дополнительно охлаждается в азото-
водяном холодильнике 4. Из последнего воздух поступает в теплообменник-
ожижитель 7 блока разделения, где охлаждается отходящим азотом. Скон-
денсировавшаяся влага удаляется во влагоотделителе, а поток воздуха на-
правляется в блок осушки 5, где влага поглощается адсорбентом.
27
После блока осушки воздух делится на три части. Около 55% его рас-
ширяется в поршневом детандере 6, очищается от масла в фильтрах детандер-
ного воздуха 8 и поступает в куб нижней ректификационной колонны 11.
Вторая часть воздуха охлаждается в теплообменнике сырого аргона 9,
третья — в основном теплообменнике 10, а затем эти потоки дросселируются
в нижнюю колонну. Обогащённый кислородом воздух из нижней колонны
поступает в один из адсорберов ацетилена 14, затем переохлаждается в ниж-
ней части переохладителя 15 и дросселируется в межтрубное пространство
конденсатора колонны сырого аргона 17. Отсюда паро-жидкостная смесь
поступает в среднюю часть верхней колонны 13, где участвует в процессе
ректификации. Жидкий азот, отбираемый из карманов нижней колонны,
переохлаждается в верхней части переохладителя 15 и дросселируется на
верхнюю тарелку верхней ректификационной колонны.
В верхней колонне воздух окончательно разделяется. Из колонны
отводится газообразная аргонная фракция в колонну сырого аргона 17.
Здесь аргонная фракция подвергается разделению с получением сырого
аргона. Флегма для орошения колонны образуется благодаря испарению
части обогащенного воздуха в конденсаторе, расположенном в верхней
части колонны сырого аргона. Стекающая по тарелкам жидкость обогащается
кислородом и возвращается в верхнюю ректификационную колонну.
Жидкий кислород отбирается из конденсатора 12, переохлаждается
отходящим газообразным азотом в переохладителе 16 и через мерник 18
выдается потребителю.
Газообразный отбросной азот, отводимый из верхней колонны, подо-
гревается в переохладителях 15 и 16, основном теплообменнике 10, тепло-
обменнике-ожижителе 7 и азото-водяном холодильнике 4, а затем выбрасы-
вается в атмосферу. Часть азота перед входом в азото-водяной холодильник
отводится для регенерации адсорбента блока осушки воздуха.
Сырой аргон подогревается в теплообменнике сырого аргона 9 и вы-
дается из блока разделения воздуха для дальнейшей переработки. В специаль-
ной секции этого теплообменника подогревается и газообразный кислород,
отбираемый из конденсатора 12.
При получении жидкого азота (в этом случае сырой аргон не получают)
он выводится из сборника, расположенного в верхней части ректификацион-
ной колонны, и через мерник 18 выдается потребителю.
Удельный расход энергии на получение жидкого кислорода составляет
около 3,96—4,32 Мдж/кг.
Для сжатия воздуха применяется поршневой компрессор высокого
давления марки 50Т-130/200; для расширения воздуха используются гори-
зонтальные поршневые детандеры ДВД-6, производительностью 0,67 мЧсек
(2400 м3/ч).
6.	КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА БР-5М (Кт-5)
Производительность установки составляет 1,39 мЧсек (5000 ж3/ч) тех-
нологического кислорода, 0,042 м?1сек (150 м31ч) технического кислорода,
0,111 м3/сек, (400 м31ч) чистого азота и 0,006 м3/сек, (20 м3/ч) криптоно-ксено-
нового концентрата. Установка используется в основном на заводах черной
и цветной металлургии для интенсификации технологических процессов и
огневой обработки металлов.
Установка работает по циклу одного низкого давления. Холодопроизво-
дительность обеспечивается расширением около 28—30% воздуха в турбо-
детандере от давления 0,58 до 0,14 Мн/м2.
28
Установка выполняется в двух модификациях — с размещением блока
разделения воздуха в здании и вне здания. В обоих случаях технологическая
схема, оборудование установки и важнейшие элементы конструкции сохра-
нены без изменений. Ниже приводится техническая характеристика уста-
новки.
Техническая характеристика кислородной установки БР-5М
Производительность в м?]сек
кислорода технологического (относительная влажность 20%)	1,39
кислорода технического, сухого (точка росы ниже 203° К) 0,042
азота чистого, сухого (точка росы ниже 203° К)	.	0,111
криптоно-ксенонового концентрата.............. 0,006
Концентрация продуктов разделения:
кислорода технологического в % О2	95
кислорода технического в % О2 . .	.	99,5
азота чистого в % N2........................ 99,98
криптоно-ксеноновый концентрат в % Кг+Хе	0,1—0,2
Давление продуктов разделения:
кислорода технологического в кн/м-	5,0
кислорода технического в Мн/м2	16,5
азота чистого в Мн!м2 ...................................... 0,45
криптоно-ксенонового концентрата в кн/м~	5,0
Количество перерабатываемого воздуха в м31сек, ................. 7,78
Максимальное давление воздуха на входе в блок разделения
в Мн/м2...................................;..................... 0,62
Рабочее давление в Мн/м2 ....	0,58
Расход электроэнергии в Мдж/м? О2	1,84
Продолжительность пускового периода:
основного блока в ч .............. 60—65
криптонового блока в ч . .	30—40
Длительность рабочей кампании:
основного блока ................ не менее
12 мес
криптонового блока . .	не менее
6 мес
Продолжительность полного отогрева в ч:
основного блока	Около 24
криптонового блока ...	.	Около 12
Масса в т:
основного блока .	286
криптонового	блока .......................................... 42,2
Габариты блока разделения в м:
длина	.............................................. 8,4
ширина	....	6,9
высота........................................................ 12,95
Разделяемый воздух сжимается в турбокомпрессоре типа К-500-61
производительностью около 8,33 м31сек (30 000 м3/ч) и конечным давлением
по 0,65 Мн/м2, а затем проходит предварительное охлаждение в воздушно-
водяном скруббере. Работа системы азото-водяного охлаждения подробно
описана при рассмотрении кислородной установки БР-14, в установке
5Р-5М эта система аналогична. Из воздушно-водяного скруббера воздух
направляется в блок разделения воздуха, технологическая схема которого
показана на рис. 23.
Сжатый воздух поступает в кислородный 1 и азотный 2 регенераторы.
Кислородные регенераторы, как обычно, работают в условиях избытка
:сратного потока азота над прямым потоком воздуха, благодаря чему обес-
печивается их незабиваемость.
Азотные регенераторы находятся в условиях, когда количество обрат-
ного потока азота меньше прямого потока воздуха, так как суммарно пря-
vse и обратные потоки во всех регенераторах равны. Чтобы азотные регене-
гооры в этих условиях не забивались, применяется так называемый метод
29*
тройного дутья. Сущность его заключается в том, что для обеспечения необ-
ходимой разницы температур (не более 6—8°) на холодном конце азотных
регенераторов между прямым и обратным потоками используется часть
охлажденного в регенераторах сжатого воздуха. Этот поток, называемый
«петлевым», подается с нижней части регенератора и, нагревшись до тем-
пературы 160—180° К, выводится из середины регенератора, дополнительно
охлаждая в нем алюминиевую насадку. Благодаря этому создаются условия
для полного уноса двуокиси углерода обратным потоком азота.
Для реализации метода тройного дутья применяются три азотных
регенератора с такой последовательностью прохождения по ним потоков.
Рис. 23. Схема блока разделения воздуха кислородной установки БР-5М:
1 — кислородные регенераторы; 2 — азотные регенераторы; 3 — детандерный теплообменник; 4 — отде-
литель жидкости; 5 — переохладитель-подогреватель; 6 — нижняя ректификационная колонна; 7 —
верхняя ректификационная колонна; 8 — конденсаторы; 9 — конденсатор продукционный; 10 — адсор-
бер ацетилена; 11 — азотная колонна; 12 — фильтр-адсорберы; 13 — верхний конденсатор криптоновой
колонны; 14 — криптоновая колонна; 15 — конденсатор-переохладитель кислорода; 16 — нижний кон-
денсатор криптоновой колонны; 17 — теплообменник чистого азота; 18 — теплообменник технического
кислорода; 19 — испаритель криптонового концентрата; 20 — турбодетандеры; 21 — фильтры перед
турбодетандерами; 22— насос жидкого кислорода; 23 — воздуходувки
Сначала в регенераторе проходит сжатый воздух (прямой поток) при этом
воздух охлаждается, из него вымерзают примеси, насадка регенератора на-
гревается; затем идет азот (обратный поток), который нагревается и уносит
отложившиеся на насадке двуокись углерода и влагу, в это время насадка
охлаждается; после азота в том же направлении проходит сжатый холодный
воздух (петлевой поток) и дополнительно охлаждает нижние слои насадки,
а сам нагревается. Петлевой поток в основном отводится из середины регене-
ратора и лишь небольшая часть его нагревается до положительной темпе-
ратуры и отбирается из верхней‘ части регенератора. Петлевой поток не
содержит примесей влаги и двуокиси углерода.
Переключение всех регенераторов производится через 180 сек. Полный
цикл работы кислородного регенератора составляет 360 сек, прямой поток —
180 сек, обратный поток — 180 сек. У азотного регенератора полный цикл
составляет 540 сек (прямой поток — 180 сек, обратный поток — 180 сек и
петлевой поток — 180 сёк). Моменты переключения кислородных и азотных
регенераторов смещены на 90 сек.
30
Из регенераторов холодный сжатый воздух поступает в нижнюю рек-
тификационную колонну с 23 ситчатыми, двусливными, кольцевыми ректи-
фикационными тарелками. Из нижней колонны отбираются потоки жидкого,
обогащенного кислородом воздуха (из нижней части колонны), детандерного
воздуха (между 2-й и 3-й ректификационными тарелками после промывки
поступающего в колонну воздуха от двуокиси углерода и других примесей),
газообразного азота (из верхней части колонны). В сборник азота, распо-
ложенный сверху сердечника колонны, стекает жидкий азот из конденса-
торов 8. Отсюда часть азота поступает на тарелки нижней колонны, а вторая
часть через переохладитель 5 направляется для орошения верхней ректифи-
кационной колонны 7.
Жидкий обогащенный воздух из нижней колонны проходит один из
фильтров-адсорберов 12. Фильтрация воздуха от твердых частиц двуокиси
углерода производится с помощью специальных пористо-металлических ста-
канов с общей поверхностью фильтрации около 8 ж2. Ацетилен и другие
углеводороды поглощаются кусковым мелкопористым силикагелем, высота
слоя которого 0,5 м. Из фильтра-адсорбера жидкий воздух направляется
в переохладитель 5, а затем дросселируется в среднюю часть верхней колонны.
При получении криптонового концентрата и технического кислорода часть
жидкого воздуха дросселируется в межтрубное пространство переохлади-
теля технического кислорода 15, а затем этот поток поступает в верхний
конденсатор 13 криптоновой колонны 14, из которого в газообразном виде
направляется в верхнюю колонну и участвует в ней в процессе ректификации.
Детандерный воздух проходит отделитель жидкости 4 и подогревается
в межтрубном пространстве прямотрубного детандерного теплообменника 3
за счет охлаждения петлевого потока воздуха, отбираемого из середины
азотных регенераторов. Холодный петлевой воздух соединяется с основным
потоком сжатого воздуха и поступает в нижнюю колонну. Подогретый
детандерный воздух через фильтр 21 направляется в турбодетандер 20.
После расширения и охлаждения в турбодетандере воздух подается в верх-
нюю колонну между 17-й и 18-й ректификационными тарелками.
В верхней колонне, снабженной 34 ректификационными тарелками тако-
го же типа как и в нижней колонне, получают продукты разделения воздуха
заданной чистоты. Газообразный азот, выходящий из колонны, подогре-
вается в переохладителе-подогревателе 5 за счет переохлаждения жидкого
азота, обогащенного воздуха и конденсации части газообразного воздуха
из нижней колонны (этот поток воздуха после конденсации вновь попадает
в нижнюю колонну). В переохладителе-подогревателе часть азота может
отбираться из середины этого аппарата, благодаря чему обеспечивается
регулирование температуры азота, поступающего в регенераторы. Темпе-
ратура азота, выходящего из регенераторов и затем выбрасываемого в атмо-
сферу, на 3—5° К ниже температуры поступающего в блок разделения
воздуха.
Жидкий кислород из нижней части верхней колонны попадает в трубное
пространство двух параллельно работающих конденсаторов 8 и испаряется.
Пары кислорода возвращаются в верхнюю колонну. Из центральных труб
этих конденсаторов отбирается часть жидкого кислорода и через адсорбер
ацетилена 10 направляется в продукционный конденсатор 9, где жидкий
кислород полностью испаряется. Отсюда газообразный технологический
кислород через кислородные регенераторы выдается потребителю.
При включении дополнительного оборудования, расположенного в от-
дельном блоке, с целью получения криптонового концентрата и технического
кислорода, кислород из продукционного конденсатора поступает в крипто-
новую колонну 14\ здесь производится отмывка его от криптона с помощью
31
кислородной флегмы, образующейся в верхнем конденсаторе 13 криптоно-
вой колонны за счет испарения кубовой жидкости, поступающей в межтруб-
ное пространство этого конденсатора. Технический кислород получают на
специальных 14 тарелках, расположенных в верхней половине нижней части
криптоновой колонны. Из полученного технического кислорода криптон
отмывается в маленькой криптоновой колонне, встроенной в основную
криптоновую колонну. Газообразный технический кислород отбирают из
верхней части колонны.
Из криптоновой колонны в нижний конденсатор 16 стекает кислородная
жидкость, которая испаряется в трубном пространстве и в газообразном
состоянии возвращается в криптоновую ко-
лонну. Испарение жидкого кислорода про-
изводится за счет конденсации в межтрубном
пространстве газообразного азота, поступа-
ющего сюда из нижней колонны. Жидкий
азот из конденсатора 16 дросселируется
в верхнюю колонну. Из центральной трубы
конденсатора часть кислородной жидкости,
содержащая 0,1—0,2% криптона и ксенона,
отводится в испаритель криптонового кон-
центрата 19. В испарителе жидкость гази-
фицируют и направляют на дальнейшую
обработку.
Технический кислород поступает в кон-
денсатор-переохладитель 15. Здесь он сна-
чала конденсируется, а затем переохлажда-
ется, испаряя кубовую жидкость. Переох-
лажденный жидкий кислород сжимается
в насосе жидкого кислорода 22 до давления
16,5 Мн/м2, и идет в теплообменник техниче-
ского кислорода 18, где газифицируется и
нагревается благодаря теплообмену с пет-
левым воздухом, отобранным на теплом
конце азотных регенераторов и сжатым
в воздуходувке 23. Кислород из теплообмен-
ника направляют в заводскую сеть или для
наполнения баллонов. Охлажденный петле-
вой поток воздуха поступает в нижнюю
колонну.
в азотной колонне 11 путем дополнительной
'1 8
Рис. 24. Регенератор азотный:
J — крышка; 2 — корпус; 3 — днище;
4 — нижняя решетка; 5 — средняя ре-
шетка; 6 — верхняя решетка; 7 —шту-
цер для отвода петлевого потока; 8 —
болт для прижатия насадки; 9'— на-
садка; 10 — штуцер для термометра
Чистый азот получают
ректификации азота, отбираемого из нижней ректификационной колонны,
флегму для орошения азотной колонны получают в конденсаторе 9. Чистый
азот под давлением 0,45 Мн1м? так же, как и технический кислород, подо-
гревают потоком петлевого воздуха в теплообменнике 17.
Регенераторы имеют насадку из алюминиевой гофрированной ленты
толщиной 0,46 мм и высотой 50 мм. По высоте ленты сделаны два ряда про-
дольных прорезей длиной каждая 60 мм с шагом 90 мм, которые обеспечи-
вают уменьшение влияния теплопроводности и повышение способности
насадки задерживать двуокись углерода. Высота насадки регенераторов
около 4 м. Диаметр азотных регенераторов (рис. 24) 1,6 м, кислородных
0,9 м.
Корпусы и крышки регенераторов сварные. Корпус изготовляется
из нержавеющей стали Х18Н9Т; крышки и накидной фланец корпуса — из
низкоуглеродистой стали. Рабочее давление до 0,65 MhIm2.
32
Переключаются регенераторы с помощью клапанов принудительного
действия (рис. 25), установленных на верхней крышке регенераторов. Кла-
паны принудительного действия открываются и закрываются сжатым воз-
духом, подаваемым в цилиндры клапанов с помощью специального механизма
переключения регенераторов. Все клапаны принудительного действия,
устанавливаемые на потоках воздуха, азота и кислорода, одинаковы по
конструкции и отличаются только размерами.
В зависимости от переключения потоков клапанами принудительного
действия на теплом конце регенераторов, клапаны автоматического действия
на холодном конце последних соответственно открываются или закрываются,
обеспечивая прохождение требуемых потоков по регенератору. Клапаны
автоматического действия
располагаются в коробках,
прикрепленных непосред-
ственно к нижней части ре-
генераторов.
9
Рис. 25. Клапан переключающий
принудительного действия:
/—корпус клапана; 2—двухседельный
клапан; 3— шток; 4— кольцо; 5— саль-
ник; 6—фонарь; 7—поршень; 8—воздуш-
ный цилиндр; 9 — кран для продувки;
10—штуцер для подвода и отвода"сжа-
того воздуха; //—тормозное устройство
Все аппараты блока разделения воздуха и внутриблочные коммуника-
ции изготовляются из нержавеющих сталей марок Х18Н9Т, Х18Н10Т и
Х14Г14НЗТ. Латуни, которые раньше находили широкое применение для
этих целей, практически не используются из-за склонности их к коррозион-
ному растрескиванию в случае, если в металле аппаратов присутствуют
растягивающие напряжения в сочетании с действием внешней агрессивной
среды, что часто имеет место в процессе изготовления и эксплуатации воз-
ду хор аздел ител ьных установок.
Расположение кислородной установки БР-5М в здании показано на
рис. 26. Блок разделения воздуха 1 включает в себя все основное оборудова-
ние, необходимое для получения технологического кислорода. Это обору-
дование заключено в стальной кожух, имеющий конфигурацию четырех-
угольника. К блоку примыкают два турбодетандера 10 производительностью
около 2,5 м31сек (9000 м3/ч). В период пуска установки работают оба турбо-
детандера, во время установившегося рабочего режима один турбодетандер
является резервным.
Криптоновый блок 2 расположен в непосредственной близости к основ-
ному блоку и соединен с ним коммуникационными трубами, заключенными
3 П/р. В. И. Епифановой	33
в переходной короб, заполненный изоляцией. В этом блоке находится обо-
рудование для извлечения криптонового концентрата и получения техниче-
ского кислорода; в блок вмонтирована также холодная часть насоса жидкого
кислорода.
Рядом с блоком разделения' воздуха находятся механизм переключения
регенераторов 3, воздуходувки 4, предназначенные для подачи петлевого
Рис. 26. Расположение кислородной установки БР-5
в здании:
1 — основной блок разделения; 2 — криптоновый блок;
3 — механизм переключения регенераторов; 4 — воздухо-
дувки; 5 — испаритель криптонового концентрата; 6 —
щит приборов управления; 7 — пульт управления; 8— щит
управления турбодетандерами; 9 — анализный стол; 10 —
турбодетандеры
воздуха в теплообменники
технического кислорода и
чистого азота, испаритель
криптонового концентр а-
та 5.
Щит приборов 6 и пульт
управления 7 находятся в не-
большой пристройке к основ-
ному зданию, что позволяет
изолировать обслуживающий
персонал от шума машин.
На щите приборов размеще-
ны устройства для контроля
за ходом технологического
процесса в основном и допол-
нительном блоках. Здесь на-
ходятся приборы контроля
и регистрации давлений, рас-
ходов, уровней жидкости-
в аппаратах, температур,
концентраций газовых сме-
сей и сопротивлений. В пуль-
те управления смонтированы
устройства для пуска и оста-
новки турбодетандеров, воз-
духодувок, насоса жидкого
кислорода, а также пускатели
и указатели положения (сель-
сины) арматуры, оснащенной
дистанционными приводами.
Кожухи основного и до-
полнительного блоков состо-
ят из царг, соединяемых ме-
жду собой болтовыми соеди-
нениями через резиновые про-
кладки. Для повышения гер-
метичности кожухов, с целью уменьшения возможности попадания влаги
в изоляцию, стыки между царгами заклеиваются тканью (с внутренней
стороны кожуха) и закрашиваются. В максимальной степени герметизи-
руются и места выхода из кожуха арматуры и коммуникационных
труб.
Кожух основного блока выполнен двухстенным. Пространство между
внутренней и наружной стенками заполняется^ изоляцией — минеральной
(шлаковой) ватой. Отсеки, в которых находятся аппараты с переменной
по высоте температурой (регенераторы) и подвергающиеся периодическим
отогревам (фильтры-адсорберы, детандерный теплообменник), заполняются
изоляцией полностью. Криптоновый блок одностенный, он полностью запол-
няется изоляцией.
34
Внутри кожухов располагаются стальные каркасы и опорные конструк-
ции для крепления аппаратов и обеспечения взаимного их расположения,
необходимого для нормального хода технологического процесса.
Модификация установки БР-5М с размещением блока разделения воздуха
вне здания обеспечивает некоторое снижение капитальных затрат при строи-
тельстве кислородных станций и ускорение введения их в строй. В установке
применен цельно-сварной кожух прямоугольной формы с целью защиты
блока от воздействия атмосферных осадков, ветровых и снеговых нагрузок.
В связи с этим несколько изменена компоновка оборудования внутри блока
разделения. Конструкция кожуха позволяет приблизить его к зданию ма-
шинного зала.
Наружный кожух подвергается специальному покрытию, стойкому
в течение 4—5 лет к периодическим изменениям температуры от 323 до
243° К. Благодаря этому уменьшается теплоприток от солнечной радиации,
и металл кожуха защищается от интенсивной коррозии.
Теплый конец азотных регенераторов и верхняя часть дополнительного
блока закрываются легкими конструкциями, представляющими собой ме-
таллический каркас, обваренный снаружи металлическими щитками, а изну-
три изолированный блоками из перлита. Для обслуживания при ремонте
теплого конца регенераторов и досыпки изоляции внутри укрытия уста-
новлен однобалочный кран, обслуживающий все пространство внутри блока.
Такая конструкция позволяет предохранять верхнюю часть основного и до-
полнительного блоков от атмосферных осадков, ветра и холода и выполнять
монтаж коммуникаций и арматуры, а также выемку аппаратов в период
эксплуатации.
В конструкции кожуха предусматривается специальная площадка для
въезда автотранспорта с узлами и деталями блока, обслуживаемая подвес-
ным краном.
Первоначальный монтаж аппаратов, колонн и щитов кожуха произво-
дится передвижными кранами, используемыми только в процессе сборки
установки. Коммуникации и арматура монтируются при закрытом кожухе,
благодаря чему обеспечивается их защита от воздействия атмосферных
осадков.
Машинное оборудование размещается в помещении, примыкающем
к блоку разделения воздуха. Щит и пульт управления расположены в спе-
циальном изолированном помещении.
7.	КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА БР-1 (Кт-12) И ЕЕ МОДИФИКАЦИИ
Кислородная установка БР-1 была первой отечественной промышленной
установкой для выработки технологического кислорода, работающей по
циклу одного низкого давления с компенсацией холодопотерь установки
за счет расширения части воздуха в турбодетандере. Установка БР-1 широко
используется в различных отраслях промышленности для интенсификации
многих технологических процессов.
На базе технических решений, разработанных при создании установки
БР-1, в последующем была создана описанная выше установка БР-5 и моди-
фикации установки БР-1.
Номинальная производительность установки БР-1 составляет
3,47 м3/сек (12 500 ж3/ч) технологического кислорода. Кроме того, установки,
выпускаемые в последнее время, обеспечивают выработку технического кис-
лорода, чистого азота и криптонового концентрата. Техническая характе-
ристика установки БР-1 при номинальном количестве перерабатываемого
воздуха (18,39 м?!сек) приведена ниже. Установка допускает работу при
Q*
35
повышенном до 20,8 мЧсек, и пониженном до 10 мЧсек количестве перераба-
тываемого воздуха.
Техническая характеристика установки БР-1
Количество перерабатываемого воздуха в м?1сек..................... 18,39
Производительность в м31сек:
технологического кислорода ................................... 3,47
технического кислорода при давлении до 16,5 Мн/м2,........... 0,083
чистого азота при давлении до 0,4 MhIm2 .......................0,139
криптоно-ксенонового концентрата..............................0,0153
Концентрации:
технологического кислорода в % О2	............ .	95
технического кислорода в % О2 •	•	...	...	99,5
чистого азота в % N2 .......................................... 99,8
криптоно-ксенонового концентрата в % Кг+Хе...................0,1—0,2
Максимальное давление воздуха на входе в регенераторы в Мн/м2 . .	0,6
Удельный расход электроэнергии на производство кислорода
в Мдж!м* Оя ..................................................... 1,69
Рис. 27. Схема блока разделения воздуха кислородной установки БР-1:
1 — кислородные регенераторы; 2 — азотные регенераторы; 3 — турбодетандеры; 4 — подогреватель
азота; 5 — теплообменник детандерный; 6 — газодувка; 7 — отделитель жидкости; 8 — переохлади-
гель; — нижняя ректификационная колонна; 10 — фильтр-адсорбер; 11 -— конденсаторы; 12 — верх-
няя ректификационная колонна; 13 — продукционный конденсатор; 14 — верхний конденсатор крип-
тоновой колонны; 15 — криптоновая колонна; 16 — азотная колонна; 17 — нижний конденсатор крип-
тоновой колонны; 18 — конденсатор-переохладитель; 19 — насос жидкого кислорода; 20 — испаритель
криптонового концентрата*; 21 — азотный теплообменник; 22 — кислородный теплообменник; 23 —
фильтры перед турбодетандером; 24 — адсорбер ацетилена
Технологическая схема основного блока разделения воздуха и допол-
нительного блока, предназначенного для извлечения криптонового кон-
центрата, а также для получения технического кислорода и чистого азота,
показана на рис. 27. Она характеризуется примерно теми же решениями,
которые указаны выше в описании установки БР-5М.
Пусковой период блока разделения воздуха равен 70—80 ч при среднем
расходе воздуха около 11,1 мЧсек, (40 000 м?1ч) и давлении перед регенера-
торами 0,58 Мн/м2. Продолжительность пускового режима дополнительного
блока составляет 30—40 ч\ его включают в работу после установления ра-
бочего режима основного блока. Длительность рабочей компании основного
блока — не менее 12 мес., дополнительного — 6 мес. Полный отогрев уста-
новки занимает около 24 ч при среднем расходе воздуха 2,78 м*1сек\ давле-
ние воздуха в регенераторах в этот период составляет около 0,45—0,5 Мн/м2.
Промышленностью выпускается ряд модификаций установки БР-1.
К ним прежде всего следует отнести установки БР-1 К (КтК-12), БР-1 А
36
(КтА-12) и БР-1Кч (К-И). Производились и в небольших количествах про-
должают изготовляться и некоторые другие модификации (см. приложение 1
в конце книги). У этих установок общие технические решения по холодиль-
ному циклу (одного низкого давления), обеспечению незабиваемости узла
регенераторов (система тройного дутья в азотных регенераторах), конструк-
тивному решению основных аппаратов и узлов оборудования. Все установки
укомплектовываются воздушным турбокомпрессором К-1500-61 (см. прило-
жение 1).
Установка БР-1К предназначена для выработки значительных количеств
технического кислорода наряду с производством технологического кислорода.
На установке БР-1А предусматривается выдача большого количества чистого
азота, а почти весь кислород имеет концентрацию около 95% О2. Установка
БР-1Кч используется для кислородно-конверторного производства стали,
на ней производится только технический кислород концентрацией 99,5% О2.
Производительность этих установок приведена в табл. 1.
Таблица 1
Производительность установок БР-1 К, БР-1 А и БР-1Кч в м?1сек
Продукты разделения	БР-1К	БР-1А	БРЛКч
Кислород технологический, 95% О2		' 2,5	3,47	—
			3,1 *
Кислород технический, 99,5% О2 • 			0,972	0,083	0,042
Азот чистый, 99,98% N2 		0,139	0,833	0,278
Криптоно-ксеноновый концентрат, 0,1—0,2%			
Кг+Хе 		0,0153	0,0153	0,0153
Неоно-гелиевая смесь, 50% Ne+He		0,0003	0,0003	0,0003
* Относительная влажность кислорода 20%. В	знаменателе указано количество сухого		
кислорода.			
Комплексное разделение воздуха с получением инертных газов (крип-
тона, ксенона, неона и гелия) позволяет существенно снизить себестоимость
основных продуктов разделения воздуха.
Технологическая схема блока разделения воздуха кислородной уста-
новки БР-1 К, показана на рис. 28. Как уже отмечалось, основной блок
установки аналогичен кислородной установке БР-5М. Для подогрева тех-
нического кислорода и чистого азота с теплового конца азотного регенера-
тора, по которому идет петлевой поток, отбирается довольно значительное
количество петлевого воздуха (около 6% от количества перерабатываемого
воздуха).
Верхняя ректификационная колонна 8 имеет 42 ректификационные
тарелки (вместо 36). В ней, как обычно, получают газообразный азот и
кислород. Технологический кислород (95% О2) отбирают с 5-й тарелки верх-
ней колонны, а в нижней части колонны получают технический кислород
(99,5% О2).
Газообразный азот из верхней колонны подогревается в переохладителе 6,
а затем в теплообменнике-подогревателе азота 3. Изменением количества
поступающего в подогреватель азота регулируют его температуру перед
регенератором. Проходя регенератор, азот подогревается, уносит вымерз-
шие на насадке двуокись углерода и влагу и выбрасывается в атмосферу.
37
Технологический кислород из верхней колонны попадает прямо в кисло-
родные регенераторы 1 и затем поступает к потребителю. Криптона и ксе-
нона в техническом кислороде практически нет, благодаря их хорошей рас-
творимости они содержатся в стекающей по колонне жидкости.
Жидкий технический кислород из нижней части верхней колонны по-
ступает в трубное пространство параллельно включенных конденсаторов 9
и испаряется, конденсируя в межтрубном пространстве азот. Пары кислорода
возвращаются в верхнюю колонну и участвуют в процессе ректификации.
Часть жидкого технического кислорода отбирается из центральных труб
конденсаторов 9 и поступает в выносной конденсатор И. Здесь он почти
Рис. 28. Схема кислородной установки БР-1 К:
— кислородные регенераторы; 2 — азотные регенераторы; 3 — подогреватель азота; 4 —детандер-
ны лообменник; 5 — отделитель жидкости; 6 — переохладитель; 7 — нижняя ректификационная
колонна; <8 — верхняя ректификационная колонна; 9 — конденсаторы; 10 — фильтры-адсорберы;
11 — выносной конденсатор; 12 — отделитель ацетилена; 13 — верхний конденсатор криптоновой ко-
лонны; 14 — криптоновая колонна; 15 — нижний конденсатор криптоновой колонны; 16 — азотная
колонна; 17 — теплообменник азотный; 18 — теплообменники кислородные; 19 — испаритель крипто-
нового концентрата; 20 — испаритель кислорода; 21 — турбодетандеры; 22 — фильтры перед турбо-
детандерами; 23 — воздуходувки
полностью испаряется, конденсируя азот, и попадает в отделитель ацети-
лена 12. Отсюда газообразный технический кислород идет в криптоновую
колонну 14, отмывается от криптона и через один из теплообменников 18
выдается потребителю. Наличие двух теплообменников позволяет отогревать
один из них, не прекращая получения кислорода.
В межтрубное пространство нижнего конденсатора 15 криптоновой
колонны поступает читый газообразный азот из азотной колонны 16. Азот
конденсируется, испаряя кислородную жидкость, сливающуюся в конден-
сатор из нижней части криптоновой колонны. Жидкий азот орошает колонну 16,
в нижнюю часть которой подается газообразный азот из нижней колонны 7.
В процессе ректификации получают чистый азот, который отбирается из кон-
денсатора 15 и подогревается в теплообменнике 17.
Криптоновой концентрат выводится из центральной трубы конденса-
тора 15, испаряется и подогревается в испарителе криптонового концен-
трата 19 и поступает на дальнейшую переработку.
Длительность пускового периода и рабочей кампании установки БР-1 К
примерно такая же, как и установки БР-1. Оборудование основного блока
расположено в двухстенном кожухе, у дополнительного блока кожух одно-
38
ьооо
Вход газообразного
азота
Рис. 29. Азотная колоннад
/ _ крышка конденсатора; 2 — конденсатор; 3 — корпус колонны; 4 — вставка с ректификационными тарелками
стенный и полностью заполняется изоляцией. Управление блоком произво-
дится со второго этажа, расположенного на отметке 5,4 м. Высота основного
блока 18,4 м. Для сжатия кислорода установка БР-1 К комплектуется кисло-
родными турбокомпрессорами типа КТК-12,5 и КТК-7.
Устройство установки БР-1 А в основном аналогично установке БР-1 К.
Технический кислород в установке БР-1А получают путем дополнительной
ректификации технологического кислорода в нижней секции криптоновой
колонны (как в установке БР-5М). Чистый азот получается в специальной
азотной колонне (рис. 29) путем дополнительной ректификации газообраз-
ного азота, отбираемого из верхней колонны, который подают в нижнюю
часть азотной колонны. Флегма для питания колонны образуется в конден-
саторе, размещенном в верхней части азотной колонны.
В трубном пространстве конденсатора чистый азот конденсируется за
счет кипения в межтрубном пространстве жидкого кислорода. Сконденси-
рованный азот орошает азотную колонну. Жидкий азот из нижней части
колонны поступает в верхнюю колонну основного блока. Испарившийся
в конденсаторе кислород идет в криптоновую колонну. Продукционный азот
из-под крышки конденсатора под давлением около 0,4 Мн/м2 направляется
в теплообменник для подогрева, а оттуда к потребителю.
Азотная колонна имеет 15 ректификационных тарелок диаметром
1000x400 мм. Тарелки — кольцевые ситчатые односливные с безударным
переливным устройством — размещены во внутренней вставке. Рабочее
давление в колонне и трубном пространстве конденсатора до 0,6 Мн/м2,
в межтрубном пространстве до 0,07 Мн/м2.
Установка БР-1Кч аналогична по своему устройству рассмотренным
выше установкам типа БР-1. Технический кислород, получаемый в верхней
ректификационной колонне установки, нагревается в кислородных регене-
раторах с обычной насадкой из алюминиевой ленты. Чтобы технический
кислород при этом не загрязнялся, на холодном конце регенераторов после
автоматических клапанов предусмотрены специальные клапаны принуди-
тельного действия и клапаны для сброса воздуха в линию после турбо-
детандера.
Чистый азот получают на дополнительных тарелках, размещенных
в верхней части- верхней колонны. Тарелки орошаются жидким азотом из
нижнего конденсатора криптонового блока. Чистый азот, как и во всех уста-
новках типа БР-1, выводится из блока через теплообменники, в которых он
охлаждает петлевой воздух, дожимаемый воздуходувкой.
8.	АЗОТО-КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ БР-6 (АКт-15) и БР-6М (АКт-16)
В производстве синтетического аммиака требуются значительные коли-
чества чистого азота с примесью кислорода не более 0,002% О2. Для удов-
летворения этих потребностей выпускаются воздухоразделительные уста-
новки БР-6 и БР-6М, которые наряду с чистым азотом обеспечивают полу-
чение технологического кислорода и небольших количеств технического
кислорода. Их характеристики приведены в табл. 2.
Технологическая схема обеих установок аналогична и базируется на
цикле одного низкого давления с расширением части воздуха в турбодетан-
дере. Для обеспечения подогрева в регенераторах чистого азота применяются
регенераторы с насыпной каменной насадкой и встроенными змеевиками,
внутри трубок которых проходит чистый азот. Незабиваемость регенерато-
ров обеспечивается отбором части прямого потока (сжатого воздуха) из
середины регенераторов. Благодаря этому на холодных концах регенера-
торов существует избыток обратных потоков и разность температур между
40
Таблица 2
Технические характеристики установок БР-6 и БР-6М
Показатель	БР-6	БР-6М
Производительность в м31сек\		
азота чистого (точка росы ниже 203° К)		4,17	4,44
кислорода технологического (относительная влажность		
не более 30%)		2,18	2,46
кислорода технического (точка росы ниже 203° К) • • •	0,044	0,042
неоно-гелиевой смеси		—	0,00022
Концентрация продуктов разделения:		
азота чистого в % О2, не более		U,002	
кислорода технологического в % О2		с	>5
кислорода технического в О?		99,5	
неоно-гелиевой смеси в %				
Давление продуктов разделения:		|	50
азота чистого в кн!м2	•		5,0	
кислорода технологического в кн!м2		5,0	
»	технического в кн/м2		5,0	—
»	»	» Мн!м2 		—	16,5
неоно-гелиевой смеси в Мн/м2 		—	0,40
Количество перерабатываемого воздуха в м3/сек		11,94	13,47
Максимальное давление воздуха на входе в блок разделе-		
ния в Мн/м2		0,54	0,60
Удельный расход электроэнергии 1 в Мдж/м? О2		1,97	
Продолжительность пускового периода в ч		180 j	I	132
Длительность рабочей кампании в месяцах, не менее ....	12	
Продолжительность полного отогрева в ч		7	’2
Общая масса агрегата в т		1030	|	1280
1 При изотермическом к. п. д. компрессора 0,6.		
ними составляет не больше 5—7°, что достаточно для полного уноса дву-
окиси углерода. Воздух, отбираемый из середины регенераторов (петлевой
поток), очищается от двуокиси углерода и охлаждается до состояния насы-
щения в специальных аппаратах-вымораживателях.
В установке БР-6М воздух, сжатый в турбокомпрессоре, перед входом
в блок разделения предварительно охлаждается в аппаратах системы азото-
водяного охлаждения.
С целью получения максимального количества чистого азота (состав-
ляющего почти 36% от общего количества перерабатываемого воздуха)
в аппаратах с двукратной ректификацией воздуха предусматривается отбор
«грязной» флегмы из середины нижней колонны и подача ее в среднюю часть
верхней колонны. Соответственно из центральной части верхней колонны
отбирается «грязный» газообразный азот концентрацией 95% N2, который
после прохождения регенераторов выбрасывается в атмосферу.
Установка БР-6 предназначается для размещения в здании, а БР-6М
как в здании, так и на открытой площадке. В последнем случае в районах
со следующими характеристиками согласно строительным нормам и прави-
лам: по ветровым и снеговым нагрузкам до IV района включительно; тем-
пература окружающего воздуха (средняя за наиболее холодную пятидневку
гена) должна быть не ниже 233° К, среднесуточная температура ниже 273° К
не должна быть чаще, чем в 165 сутках в году.
Эксплуатация установок БР-6 и БР-6М показала, что они могут устой-
чиво работать при повышении на 10% и понижении на 20% количества пере-
41
рабатываемого воздуха, при этом соответственно меняется и производитель-
ность по чистому азоту и технологическому кислороду.
Технологическая схема блока разделения воздуха установки БР-6
представлена на рис. 30. Сжатый в турбокомпрессоре воздух поступает
в азотный 1 и кислородной 2 регенераторы. Здесь воздух охлаждается,
отдавая тепло каменной насадке и чистому азоту, проходящему внутри
трубок змеевиков. При этом на насадке вымерзают влага и двуокись угле-
рода, содержащиеся в воздухе. Цикл работы регенераторов продолжается
1080 сек (по 540 сек на прямое и обратное дутье). Момент переключения азот-
ных и кислородных регенераторов смещен на х/4 продолжительности цикла.
Чистый азот идет внутри трубок змеевика непрерывно, независимо от того,
прямой или обратный поток движется по насадке регенераторов. Из регене-
раторов охлажденный воздух поступает на разделение в нижнюю ректифи-
кационную колонну 10.
Часть охлаждающегося воздуха (около 10%) отбирается через специаль-
ные коллекторы из середины регенераторов. Этот поток воздуха (петлевой
поток) направляется в один из вымораживателей 3, в котором происходит
дальнейшее его охлаждение и вымораживание двуокиси углерода. Из вымо-
раживателя воздух поступает также в нижнюю колонну.
В нижней колонне, имеющей 36 ректификационных тарелок, воздух
разделяется на чистый азот (0,002% О2) и обогащенный воздух (39% О2).
Между 3-й и 4-й тарелками из колонны отбирается детандерный воздух,
который подогревается в вымораживателе и, пройдя фильтры 4, поступает
на расширение в турбодетандер 5 и затем идет в верхнюю ректификационную
колонну 9 (на 14-ю тарелку). С 14-й тарелки нижней колонны отбирается
«грязная» азотная флегма, содержащая около 5% О2, которая затем дрос-
селируется на 30-ю тарелку верхней колонны.
Чистый газообразный азот из нижней колонны поступает в два конден-
сатора 11, выносной конденсатор 12 и конденсатор колонны технического
кислорода 15. Сконденсировавшись в этих аппаратах вследствие испарения
кислорода, жидкий азот используется в качестве флегмы в нижней и верхней
колоннах. Из конденсаторов 11 жидкий азот попадает в сборник нижней
колонны, отсюда часть его стекает по тарелкам нижней колонны, а другая
часть через переохладитель 13 дросселируется на верхнюю тарелку верхней
колонны. Туда же дросселируется жидкий азот из выносного конденсатора
и конденсатора колонны технического кислорода.
Обогащенный воздух после очистки его в адсорбере ацетилена 6 и пере-
охлаждения в переохладителе 14 дросселируется на 17-ю тарелку верхней
колонны.
Дальнейшее разделение воздуха в верхней ректификационной колонне,
имеющей 58 тарелок, обеспечивает получение жидкого технологического
кислорода (95% О2) и газообразных «грязного» (5% О2) и чистого азота
(кислорода не более 0,002%).
Технологический жидкий кислород испаряется в конденсаторах 11,
его пары возвращаются в верхнюю колонну и участвуют в процессе ректи-
фикации, а часть газообразного технологического кислорода совместно с та-
ким же продуктом из отделителя ацетилена 17 поступает в подогреватель
кислорода 8 и затем в кислородные регенераторы, откуда идет к потребителю.
«Грязный» азот,,отбираемый из средней части колонны, подогревается
в переохладителе обогащенного воздуха 14, подогревателе азота 7 и затем
в азотном регенераторе, непосредственно соприкасаясь с каменной насадкой.
При этом азот уносит накопившиеся на насадке в процессе охлаждения сжа-
того воздуха двуокись углерода и влагу. Из регенераторов «грязный» азот
выбрасывается в атмосферу.
42
Кислород технический
Кислород техно-/,
логический 'i=t><>“=
Азот ,
чистый
грязный
Воздух
из турбо-
компрессора
Рис. 30. Схема блока разделения воздуха азото-кислородной установки БР-6:
1 — азотные регенераторы; 2 — кислородные регенераторы; 3 — вымораживатели; 4 —фильтры; 5 — турбодетандеры; 6 — адсорберы ацетилена;
7 — подогреватель азота; 8 — подогреватель технологического кислорода; 9— верхняя ректификационная колонна; 10 — нижняя ректификационная
колонна; 11 — конденсаторы; 12 — выносной конденсатор; 13 — переохладитель чистой азотной флегмы; 14 — переохладитель жидкого обогащенного
воздуха; 15 — колонна технического кислорода; 16 — адсорбер кислородный; 17 — отделитель ацетилена; 18 — отделитель жидкости; 19 — подогре-
ватель чистого азота
Чистый азот проходит переохладитель жидкого азота 13, подогреватель
чистого азота 19 и дальше нагревается в трубках змеевиков азотных и кисло-
родных регенераторов, из которых попадает в газгольдер.
Технологический,
кислород 1
Рис. 31. Колонна технического
кислорода:
1 — колонна; 2 — конденсатор; 3 —
ректификационные тарелки (15 шт.)
Технический кислород получают в колон-
не технического кислорода/5. Для этой цели
из потока жидкого кислорода в выносной кон-
денсатор отбирается часть жидкости. Она про-
ходит через адсорбер ацетилена 16 и поступает
на верхнюю тарелку колонны технического
кислорода, где кислород дополнительно рек-
тифицируется до чистоты 99,5% О2. Этот про-
дукт поступает в секцию змеевиков техниче-
ского кислорода, встроенную в кислородные
регенераторы, и там нагревается.
В установке БР-6М технический кисло-
род, отбираемый из колонны технического
кислорода, ожижается, переохлаждается и
насосом жидкого кислорода НЖК-200/230
сжимается до давления 16,5 Мн/м2, а затем
газифицируется и подается в баллоны или
в заводскую сеть.
Аппараты блока разделения воздуха и
внутриблочные коммуникации изготовляются
из нержавеющих сталей марок Х18Н9Т и
Х14Г14НЗТ. Змеевики регенераторов — из
алюминиевых труб. Насадка регенераторов—
базальт;
На рис. 31 показана конструкция ко-
лонны технического кислорода. Она состоит
из колонны 1 и конденсатора 2. В колонне 15
ректификационных тарелок. Тарелки ситча-
тые, односливные, кольцевого типа диамет-
ром 0,47x0,22 м. Конденсатор состоит из
2101 трубки диаметром 8x0,5 мм и дли-
ной 0,95 м.
Общий вид блока разделения воздуха
показан на рис. 32. Кожух блока обычной
конфигурации. Щит и пульт управления
находятся вблизи блока. Размеры кожуха:
длина 13,2 м, ширина 10,2 м, высота 18,7 м.
Для сжатия воздуха в установке БР-6
используются два турбокомпрессора марки
К-350-62, расширение воздуха производится
в турбодетандере ТДР-19. Установка БР-6М
комплектуется турбокомпрессором К-905-61
и двумя регулируемыми турбодетандерами
РТ-17/6.
9.	КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ БР-2 (КтК-35) И БР-2М
Наиболее крупные по производительности установки БР-2 и БР-2М
выдают одновременно технологический и технический кислород. Суммарная
их выработка по кислороду составляет около 9,72 м3/сек (35 000 м3/ч). На-
ряду с кислородом установки обеспечивают получение и других продуктов
44
разделения воздуха: азота,криптоно-ксенонового концентрата, неоно-гелиевой
смеси (табл. 3).
Установки используются в основном в черной металлургии. Техниче-
ский кислород — в кислородно-конверторном производстве стали, техноло-
гический — для интенсификации процесса выплавки чугуна в доменных
печах и выплавки стали в мартенах.
Благодаря большой производительности установок, использованию
высокоэффективного машинного оборудования, рациональному построению
технологической схемы и конструкций аппаратов блока разделения воздуха
установки БР-2 и БР-2М вырабатывают самый дешевый кислород.
Рис. 32. Блок разделения воздуха азото-кислородной установки БР-6
Технологическая схема блока разделения воздуха установки БР-2
показана на рис. 33.
Воздух, сжатый в турбокомпрессоре, поступает в регенераторы техно-
логического кислорода 1 и азотные регенераторы 2. Из регенераторов охлаж-
денный и очищенный от влаги и двуокиси углерода воздух направляется
в нижнюю ректификационную колонну 10.
Незабиваемость регенераторов технологического кислорода обеспечи-
вается обычным способом благодаря превышению обратного потока над
прямым (^на 3%).
Незабиваемость азотных регенераторов осуществляется с помощью
азотной «петли». С этой целью из середины регенератора отбирают часть
азота в течение последней трети периода холодного дутья. К этому времени
поток азота, прошедший по регенератору, уносит практически всю влагу и
45
Таблица 3
Технические характеристики установок БР-2 и БР-2М
Показатель	БР-2	БР-2М
Производительность в м2/сек\		
кислорода технологического (влажностью около 20%)	6,39	6,667
»	технического (сухого)		3,056	
»	»	сжатого (сухого) ... ....	0,083	
азота продукционного (сухого) 		2,78	
1 криптоно-ксеноного концентрата		0,022	0,0236
неоно-гелиевой смеси		—	0,0008
Концентрация продуктов разделения:		
кислорода технологического в % О2		95,0	95,3
»	технического в % О2		99,5	99,6
азота продукционного в % N2 		99,0	
криптоно-ксенонового концентрата в % Кг+Хе ....	0,15	
неоно-гелиевой смеси в % Ne+He 			50
Давление продуктов разделения:		
кислорода технологического в кн/м2	.	5,0	
»	технического в кн/м2 				5,0	
»	»	сжатого в Мн/м2		16,5	
азота продукционного в кн/м2		5,0	|	4,0
криптоно-ксенонового концентрата в кн/м2		5,0	
неоно-гелиевой смеси в Мн/м2 • 			-	0,3
Количество перерабатываемого воздуха в м2/сек		47,22	50,0
Давление перерабатываемого воздуха в Мн/м2		0,54	
Удельный расход электроэнергии на получение технологиче-		
ского и технического кислорода в Мдж/м2 О2		^1,44	
двуокись углерода, накопившиеся в регенераторе в процессе прямого дутья.
Поэтому «петлевой» поток азота, как и поток азота, отбираемый в течение
этого времени на теплом конце регенератора, содержит незначительные коли-
чества примесей влаги и двуокиси углерода.
В установке имеются три пары азотных регенераторов. В каждой паре
по одному из регенераторов идет азот, а по другому — воздух. Время пере-
ключения потоков каждой из пар регенераторов смещено относительно дру-
гих пар на г/3 полупериода дутья. Благодаря этому «петлевой» поток азота,
как и поток азота, отбираемый в последнюю треть периода холодного дутья
на тепловом конце регенераторов, поступает непрерывно.
Азотная «петля» позволяет уменьшить разность температур на холод-
ном конце азотных регенераторов до 5—7° К. Этим создаются условия для
выноса всех примесей из регенераторов в течение первых 2/3 периода азот-
ного дутья.
«Петлевой» поток азота из середины азотных регенераторов поступает
в один из регенераторов «петлевого» азота 3 и нагревается до положительной
температуры. Затем этот поток смешивается с азотом, отобранным в послед-
нюю треть периода холодного дутья на теплом конце азотного регенератора,
и сжимается в газодувке 23 до давления 0,04 Мн!м2. После сжатия азот
охлаждается водой в охладителе 24 и делится на две части.
Первая часть идет в регенераторы, «петлевого» азота, охлаждается и
поступает в детандерный теплообменник 5. Здесь воздух, идущий из нижней
колонны в турбодетандер 7, подогревается за счет дальнейшего охлаждения
азота, который затем смешивается с основным потоком азота, поступающим
в азотные регенераторы.
Вторая часть направляется в регенераторы технического кислорода 4,
охлаждается и также смешивается с азотом, поступающим в азотные регене-
46 .
Кислород технологический
в газгольдер
Азот
в атмосферу
Глушитель ~
Кислород технический
в газгольдер
Рис. 33. Схема блока разделения воздуха кислородной установки БР-2: .
1 — кислородные регенераторы; 2 — азотные регенераторы; 3 — регенераторы «петлевого» потока; 4 — регенераторы технического кислорода; 5 — цехы-
дерный теплообменник; 6 — испаритель криптоно-ксенонового концентрата; 7 — турбодетандеры; 8 — подогреватель технологического кислорода; 9 — отдели-
тель жидкости; 10 — нижняя ректификационная колонна; 11 — фильтры-адсорберы; 12— переохладитель жидкого обогащенного воздуха; 13 — переохлади-
тель жидкого азота; 14 — верхняя ректификационная колонна; 15 — колонна технического кислорода; 16 — адсорбер жидкого кислорода; 17 — конден-
саторы; 18 — продукционный конденсатор; 19 — сборники жидкого азота; 20 — конденсатор-переохладитель; 21 — теплообменник; 22 — насосы жидкого
кислорода; 23 — газодувка; 24 — охладитель; 25 — центробежные насосы жидкого азота; 26— центробежные насосы жидкого кислорода; 27 — центробежный
насос для слива кислорода; 28 — криптоновая колонна; 29 — отделитель жидкости; 30 — нижний конденсатор криптоновой колонны
раторы. Регенераторы технического кислорода и «петлевого» азота переклю-
чаются через 180 сек.
Часть (около 25%) воздуха, поступившего из регенераторов в нижнюю
колонну, после промывки на трех нижних тарелках отбирается в отделитель
жидкости 9. Из отделителя воздух направляется в детандерный теплообмен-
ник, подогревается и, пройдя фильтр, поступает в турбодетандер 7. Расши-
ренный и охлажденный до состояния насыщения воздух идет в среднюю
часть верхней колонны 14.
В нижней ректификационной колонне происходит предварительное
разделение воздуха. Пары азота конденсируются в межтрубном пространстве
конденсаторов 17 верхней колонны, колонны технического кислорода и
продукционного конденсатора 18. Жидкий азот стекает из всех конденсато-
ров в параллельно установленные и соединенные между собой два сбор-
ника 19. Часть жидкого азота из сборников подается центробежным насо-
сом 25 на орошение нижней колонны. Остальной жидкий азот переохлаж-
дается в переохладителе 13 и дросселируется в верхнюю колонну для ее
орошения. Обогащенный воздух из нижней колонны проходит один из филь-
тров-адсорберов И, переохлаждается в переохладителе 12 и дросселируется
в среднюю часть верхней колонны.
В верхней колонне в результате процесса ректификации образуется
газообразный азот и кислород. Азот затем подогревается в переохладителях
жидкого азота и обогащенного воздуха, смешивается с потоками азота из
детандерного теплообменника и регенераторов технического кислорода и
поступает в азотные регенераторы. После регенераторов азот выбрасывается
в атмосферу или используется для охлаждения воды в азото-водяном скруб-
бере. Жидкий кислород из нижней части верхней колонны стекает в трубное
пространство конденсаторов, где большая часть его испаряется и в виде
паров возвращается в верхнюю колонну для участия в процессе ректифика-
ции. Вторая часть жидкого кислорода, отбираемая из центральных труб
конденсаторов, с помощью центробежного насоса жидкого кислорода 26
через адсорбер жидкого кислорода 16 подается на верхнюю тарелку колонны
технического кислорода 15 (в ряде установок БР-2 жидкий кислород по-
дается с помощью газлифта). В результате процесса ректификации, проис-
ходящего в колонне технического кислорода, образуется технический и
технологический кислород.
Технологический кислород отводится из верхней части колонны и
направляется в подогреватель 8. Здесь он подогревается за счет конденсации
воздуха; конденсированный воздух затем стекает"в куб нижней колонны.
Из подогревателя технологический кислород поступает в кислородные реге-
нераторы /, а из них направляется к потребителю.
Жидкий технический кислород из колонны технического кислорода
поступает в конденсаторы этой колонны для испарения; пары кислорода
возвращаются в колонну. Из центральных труб конденсаторов отбирают
в продукционный конденсатор 18 часть жидкого кислорода, который здесь
испаряется полностью.
Газообразный технический кислород из продукционного конденсатора
направляется в криптоновую колонну 28, где извлекается криптоно-ксеновая
смесь. Далее кислород попадает в регенераторы технического кислорода 4,
подогревается и выдается потребителю. При переключении регенераторов
технического кислорода первые порции загрязненного кислорода сбрасы-
ваются в коллектор технологического кислорода.
Часть технического кислорода после криптоновой колонны поступает
в трубное пространство конденсатора переохладителя 20. Здесь кислород
конденсируется и переохлаждается благодаря испарению в межтрубном
48
пространстве жидкого азота, дросселируемого из сборника 19. Газообразный
азот из конденсатора-переохладителя присоединяется к потоку азота, отхо-
дящего из верхней колонны. Переохлажденный жидкий кислород сжимается
в одном из насосов 22 и затем газифицируется и подогревается в теплообмен-
нике 21 за счет охлаждения азота, поступающего сюда из газодувки 23.
Холодный азот присоединяется к потоку азота перед регенераторами. Сжа-
тый технический кислород из теплообменника направляется для наполнения
баллонов или в заводскую сеть.
Криптоно-ксеноновый концентрат извлекается обычным способом. Жид-
кий криптоно-ксеноновый концентрат отводится из отделителя жидкости 29,
газифицируется в испарителе 6 и поступает на дальнейшую переработку
в блок концентрирования.
Кроме основного блока разделения воздуха и криптонового блока,
в состав установки БР-2 входят машинное оборудование, щит и пульт управ-
ления.
Блок разделения воздуха имеет двухстенный кожух с толщиной слоя
изоляции (шлаковой ваты) между боковыми и верхними стенками 0,8 ж,
между стенками основания 1,0 м. Кожух криптонового блока одностенный
целиком заполняется изоляцией.
Внутри блоков расположены аппараты и коммуникации, работающие
при низких температурах. Ряд аппаратов (регенераторы, адсорберы ацети-
лена и др.) находится в специальных отсеках, целиком заполненных изоля-
ционным материалом. Машинное оборудование (кроме турбокомпрессора)
располагается в непосредственной близости от блока разделения воздуха.
Кислородные (диаметром 2,0 м) и азотные (диаметром 2,8 м) регенера-
торы имеют обычную конструкцию. Они заполнены насадкой из алюминие-
вой ленты толщиной 0,46 мм. Высота дисков насадки 50 мм. Рабочее давле-
ние внутри регенераторов до 0,6 Мн/м2. Корпусы регенераторов изготов-
ляются из нержавеющей стали Х18Н9Т.
Регенераторы технического кислорода и петлевого воздуха изготовляются
из алюминиевого сплава АМц. Насадка в них такая же, как и в азотных
и кислородных регенераторах. Рабочее давление в этих аппаратах до
0,17 Мн/м2. Переключаются регенераторы специальными трехходовыми
клапанами, расположенными на теплом и холодном концах аппаратов.
Нижняя ректификационная колонна (рис. 34) имеет 24 кольцевых,
ситчатых, трехсливных тарелок диаметром 3,6X1,2 м. Три нижние тарелки
используются для отмывки примесей из воздуха, поступающего для расши-
рения в турбодетандер. Корпус колонны цельносварной. Рабочее давление
в колонне 0,6 Мн/м2.
Верхняя ректификационная колонна (рис. 35) имеет 36 тарелок диа-
метром 3,8X1,3 м. Диаметр отверстий в тарелках 1,2 мм вместо обычного
размера 0,9 мм, благодаря чему значительно увеличена пропускная способ-
ность колонн; шаг отверстий 3,25 мм. Рабочее давление в колонне до
0,17 Мн/м2.
Колонна технического кислорода (рис. 36) снабжена кольцевыми сит-
чатыми, двусливными тарелками диаметром 2,6x1,0 м. Перфорация на
тарелках обычная — диаметр отверстий 0,9 мм, шаг 3,25 мм. Рабочее дав-
ление — до 0,17 Мн/м2.
Все основные аппараты блока разделения воздуха и внутриблочные
коммуникации в последнее время изготовляют из нержавеющей стали
Х18Н9Т. Это значительно повысило надежность работы установок. Увели-
чению продолжительности нормальной эксплуатации установок служит и
замена паяных соединений сварными, что явилось следствием применения
нержавеющей стали взамен латуни.
4 П/р. В. И. Епифановой	49
Рис. 34. Нижняя ректификационная колонна
с 24 тарелками
Рис. 35. Верхняя ректификационная колонна
с 36 тарелками
Кислород жидкий
8 конденсаторы
Рис. 36. Колонна технического кислорода
Кислород газообразный
из конденсаторов
Расположение кислородной установки БР-2 в цехе показано на рис. 37,
38, общий вид — на рис. 39.
Пуск блока разделения воздуха требует примерно 100 ч. Криптоновый
блок включают в работу после установления нормального режима работы
на основном блоке; время пускового периода аппаратов для получения крип-
тоно-ксенонового концентрата около 8 ч. Время работы установки между ото-
гревами не менее одного года. Криптоновый блок отогревают через каждые
6 месяцев эксплуатации.
Рис. 37. Кислородная установка БР-2. Вид сверху:
1 — блок разделения воздуха; 2 — криптоновый блок; 3 —"блок турбодетан-
деров; 4 — газодувка; 5 — насос жидкого кислорода; 6 — механизм переклю-
чения; 7 — щит и пульт управления и автоматики
Установка БР-2 комплектуется двумя турбодетандерами производитель-
ностью 13,9 м?!сек (50 000 м3/ч) и 11,7 м31сек (42 000 Л13/ч), азотной газодув-
кой производительностью 6,67 м3!сек (24 000 м3/ч) с электродвигателем
мощностью 630 кет. Для сжатия воздуха применяется турбокомпрессор
К-3000-61, см. приложение I. Компримирование кислорода производится
кислородными турбокомпрессорами КТК-12,5 и КТК-7.
Кислородная установка БР-2М представляет собой модернизированную
конструкцию установки БР-2. Она выполнена с учетом возможности разме-
щения блока разделения воздуха как в здании, так и вне его в определенных
климатических условиях (см. описание установки БР-6М). Технологическая
схема блока разделения воздуха упрощена в результате изменения системы
незабиваемости регенераторов и способа вывода из блока технического
кислорода. Число регенераторов уменьшено с 12 до 6. Из состава установки
исключена азотная газодувка.
4*	51
2050
1900
Рис. 38. Кислородная установка БР-2. Вид сбоку
7/777777777/7/7^7^27

Рис. 39. Кислородная установка БР-2. Общий вид
52
Внутриблочные аппараты и коммуникации изготовляются из хладо-
стойких сталей Х14Г14НЗТ и Х18Н9Т. Размеры установки: в плане 24 X
X 12 jw, высота 22 м. Технологическая схема блока разделения воздуха
установки БР-2М показана на рис. 40. Сжатый в турбокомпрессоре воздух
поступает в кислородные 1 (с каменной насадкой и встроенным в нее змее-
виками) и азотные 2 (с насадкой из алюминиевой ленты) регенераторы, охлаж-
дается, очищается от влаги и двуокиси углерода и направляется в нижнюю
ректификационную колонну 6.
Переключение кислородных регенераторов производится через 9 мин,
азотных — через 3 мин. Незабиваемость всех регенераторов обеспечивается
благодаря отбору части воздуха прямого потока (петлевой поток) из середины
регенераторов. Петлевой поток из регенераторов поступает в один из вымо-
раживателей 3. Здесь он охлаждается за счет подогрева детандерного воздуха,
при этом вымораживается двуокись углерода, содержащаяся в петлевом
потоке. После прохождения вымораживателей петлевой поток присоеди-
няется к основному потоку сжатого воздуха, направляющемуся в нижнюю
колонну.
Из нижней колонны около 20% воздуха отбирается с 3-й тарелки в от-
делитель жидкости 7. Отсюда этот поток направляется в один из турбоде-
тандеров 5 через вымораживатель, в котором воздух подогревается, и
фильтр 4. После расширения в турбодетандере воздух поступает в среднюю
часть верхней ректификационной колонны 12.
Обогащенный кислородом жидкий воздух из нижней колонны прохо-
дит один из адсорберов ацетилена S, переохлаждается в переохладителе 23
и дросселируется в верхнюю колонну.
Газообразный азот из нижней колонны поступает в основные конденса-
торы 9. конденсатор 10 колонны технического кислорода, выносной конденса-
тор 11, нижний конденсатор 15 криптоновой колонны, где и конденси-
руется.
Жидкий азот из конденсаторов 10 стекает в сборник в нижней колонне.
Основная часть жидкого азота используется для орошения нижней колонны,
остальная жидкость после переохлаждения дросселируется на верхнюю та-
релку верхней ректификационной колонны.
Жидкий азот из конденсатора колонны технического кислорода и вы-
носного кондесатора стекает в сборник 21, откуда он направляется в пе-
реохладитель 22 и дросселируется в верхнюю колонну. Из нижнего кон-
денсатора криптоновой колонны жидкий азот дросселируется тоже в верхнюю
колонну, но без предварительного переохлаждения.
В результате ректификации в верхней колонне получают жидкий техно-
логический кислород и газообразный азот. Последний проходит переохла-
дители жидкого азота 22, жидкого обогащенного воздуха 23, подогреватель
азота 24 и после подогрева в азотных регенераторах выбрасывается в атмо-
сферу.
Жидкий технологический кислород из нижней части верхней колонны
подается в отделитель пара 18 по системе' газлифта следующим образом.
В конденсаторе-испарителе 19 за счет конденсации части сжатого воздуха,
поступающего из отделителя 7, испаряется жидкий кислород, сливающийся
из сборника верхней колонны. Пары кислорода, выйдя из испарителя,
встречаются с жидким кислородом и образуют паро-жидкостную смесь,
которая поднимается р отделитель пара 18.
Из отделителя пара жидкий кислород стекает в трубное пространство
кэнденсаторов 9. Пары кислорода из конденсаторов возвращаются в отде-
литель пара и вместе с парами, которые попали сюда из испарителя-кон-
денсатора, направляются в верхнюю колонну.
53
Рис. 40. Схема блока разделения воздуха кислородной установки БР-2М:
1 — кислородные регенераторы; 2 — азотные регенераторы; 3 — вымораживател и; 4 — фильтры перед турбодетандерами; 5 — турбодетандеры; 6 — нижняя
Ректификационная колонна; 7 — отделитель жидкости; 8 — адсорберы ацетилена; 9 — конденсаторы основные; 10 — конденсатор колонны технического кисло-
рода; 11 — выносной конденсатор; 12 — верхняя ректификационная колонна; 13 — криптоновая колонна; 14 — конденсатор; 15 — нижний конденсатор
Криптоновой колонны; 16 — отделитель жидкости; 17 — испаритель криптонового концентрата; 18 — отделитель пара; 19 — конденсатор-испаритель газ-
лифта; 20 — колонна технического кислорода; 21 — сборник жидкого азота; 22 — переохладитель жидкого азота; 23 — переохладитель обогащенного воз-
уха; 24 — подогреватель азота; 25 — конденсатор-переохладитель; 26 — насосы жидкого кислорода; 27 — теплообменник; 28 — подогреватель техноло-
гического кислорода; 29 — подогреватель технического кислорода; 30 — адсорбер ацетилена жидкого кислорода
Жидкий кислород из центральных труб конденсаторов 9 самотеком
сливается на верхнюю тарелку колонны технического кислорода 20. Пары
в эту колонну поступают из конденсатора 10, где испаряется жидкий техни-
ческий кислород за счет конденсации газообразного азота из нижней ко-
лонны. В результате разделения в колонне образуется жидкий технический
кислород и газообразный технологический кислород, который отбирается
из центральной части колонны, несколько нагревается в подогревателе 28,
а затем проходит по насадке кислородных регенераторов и выдается в ка-
честве готового продукта из блока разделения.
Часть жидкого технического кислорода отбирается из конденсатора 10
и через адсорбер ацетилена 30 направляется в трубное пространство про-
дукционного конденсатора 11. Испарившийся кислород попадает в крипто-
новую колонну 13, здесь из него отмывается криптоно-ксеноновый концентрат.
Затем технический кислород проходит подогреватель 29 и поступает в змее-
вики, встроенные в кислородные регенераторы; после нагрева в них кисло-
род выдается потребителю.
Из потока технического кислорода, направляющегося в подогрева-
тель 29, часть его отбирается в конденсато-переохладитель 25. Здесь кисло-
род конденсируется, переохлаждается и затем сжимается насосом жидкого
кислорода 26. Конденсация и переохлаждение кислорода осуществляется
жидким азотом из сборника 21. Пары азота затем присоединяются к потоку
азота из верхней колонны. Сжатый кислород газифицируется в теплообмен-
нике 21 посредством охлаждения сжатого воздуха, который вместе с де-
тандерным воздухом поступает в верхнюю колонну.
Криптоновая колонна 13, нижний конденсатор криптоновой колонны 15
и отделитель жидкости 16 размещаются в самостоятельном блоке, распо-
лагаемом в непосредственной близости от основного блока разделения. Схема
работы криптонового блока обычная. Колонна орошается жидким кислоро-
дом, конденсируемым в верхнем конденсаторе 14 криптоновой колонны за
счет испарения части обогащенного воздуха, дросселируемого в межтрубное
пространство. Пары обогащенного воздуха затем направляются в середину
верхней колонны. Испарение стекающего по колонне жидкого кислорода
с растворенными в нем криптоном и ксеноном производится в нижнем кон-
денсаторе 15 газообразным азотом, поступающим сюда из нижней колонны.
Парожидкостная кислородная смесь попадает в отделитель жидкости 16,
из которого пары возвращаются в криптоновую колонну, а часть жидкости
отбирается в испаритель криптонового концентрата 17.
Неоно-гелиевая смесь из верхней части межтрубного пространства
конденсатора 11 направляется в дефлегматор, расположенный в верхней
части верхней колонны, где происходит конденсация азота, а смесь неона
с гелием отводится в качестве продукта для дальнейшей переработки.
С целью обеспечения нужд блока в сухом сжатом воздухе (для подогрева
кислорода в теплообменнике 27, отогрева некоторых аппаратов во время
работы установки и др.) часть его отбирается из потока после регенераторов
и подогревается в специальной секции змеевиков, встроенных в кислородные
регенераторы.
10.	АВТОМОБИЛЬНАЯ КИСЛОРОДО-АЗОТНАЯ ДОБЫВАЮЩАЯ
СТАНЦИЯ АКДС-70М
Станция АКДС-70М предназначена для выработки в полевых условиях
жидких и газообразных кислорода и азота. В комплект станции входят:
компрессорная машина на автошасси КрАЗ-219 (или КрАЗ-257), снабжен-
ная двумя компрессорами АВШ-3,7/200 с непосредственным приводом от
55
электродвигателей АКДС-92-4, воздушными фильтрами, оборудованием
системы охлаждения компрессоров (включающем в свой состав холодильники
и маслоотделители после каждой ступени сжатия, радиаторы и вентилятор
для охлаждения горячей воды воздухом), а также пусковой и регулирующей
электроаппаратурой к электродвигателям, находящимся в машине;
технологическая машина на таком же автошасси; здесь расположены
адсорбционный блок очистки и осушки воздуха., поршневой детандер ДВД-13»
блок разделения воздуха со щитом управления и насосом жидкого кислорода
НЖК-35, наполнительная рампа и необходимые электрические устройства;
подвижная электростанция ЭСД-200-30Т/400М на прицепе 2-ПТ-10»
имеющая два дизель-генератора мощностью 200 и 30 кет, необходимых
для обеспечения станции электроэнергией;
вспомогательная машина на автошасси ЗИЛ-130 (или ЗИЛ-131) для
перевозки вспомогательного имущества и обслуживания станции в работе.
В походном положении станция может перемещаться по шоссейным,
и грунтовым дорогам. Станции работают только во время стоянок. Оборудо-
вание машин размещено в специальных цельнометаллических кузовах»
снабженных устройствами для отопления и вентиляции. Благодаря этому
станция может работать в любое время года во всех климатических зонах
страны.
Станция АКДС-70М полностью автономна. Для длительной работы она
нуждается только в периодическом пополнении запасов дизельного топлива»
масел и воды. Наряду с этим предусмотрена также система подключения
станции к внешним источникам электроэнергии и охлаждающей воды.
Техническая характеристика станции приведена ниже.
Станция работает по холодильному циклу высокого давления с рас-
ширением части воздуха в поршневом детандере. Из-за ограниченности вы-
соты (в связи с необходимостью вписывать внешние контуры кузовов станции
в железнодорожный габарит, так как на большие расстояния она переме-
щается на железнодорожной платформе) в блоке разделения воздуха при-
меняется так называемый разрезной разделительный аппарат, который
характеризуется тем, что . нижняя и верхняя ректификационные колонны
устанавливаются рядом.
На станции применена адсорбционная на цеолитах осушка воздуха
от влаги и очистка от двуокиси углерода и ацетилена.
Схема технологической машины показана на рис. 41. Сжатый в компрес-
сорной машине воздух поступает в ожижитель влаги 6 и охлаждается до
температуры 278—280° К. При получении жидких кислорода и азота давле-
ние воздуха составляет 18—20 Мн/м2, при получении газообразного кисло-
рода 13—14 Мн/м2, при получении газообразного азота 15,5—18 Мн/м2.
Охлаждение воздуха в ожижителе производится газообразными продуктами
разделения. Из ожижителя воздух направляется в отделитель влаги 4»
затем в один из баллонов, заполненных синтетическим цеолитом NaX, ко-
торый обеспечивает осушку воздуха до точки росы 203° К, очистку от дву-
окиси углерода до остаточного содержания не более 2 см3/м3 и практически
полное удаление ацетилена при концентрациях, обычно наблюдаемых в воз-
духе. В режиме очистки один баллон работает 10 ч. Затем поток воздуха
переключается на другой баллон, а первый подвергается регенерации адсор-
бента азотом в количестве 0,022—0,036 м3/сек, нагретым в электронагрева-
теле 3 до температуры 653—673° К. Регенерация протекает примерно в те-
чение 3 ч и заканчивается по достижении температуры регенерирующего
газа на выходе из осушительного баллона не ниже 473° К. После регенерации
адсорбент охлаждается в течение 6 ч тем же потоком азота при выключенном
электроподогревателе.
56	'
Техническая характеристика автомобильной кислородо-азотодобывающей
станции АКДС-70М
Производительность компрессоров станции в м?/сек	0,122
Производительность станции:
газообразного кислорода в и3/сек . . .	0,0139
» азота в м2/сек ....	0,0222 ,
жидкого кислорода в кг!сек ...	0,02
» азота в кг!сек ...	0,02
Концентрация:
кислорода в % О2 . .	........^99,2
азота в % N2................................................^99
Давление выдаваемых газообразных кислорода и азота в Мн/м2 . .	42
Мощность источника электроэнергии в кет....................... 200
Продолжительность рабочей кампании в сутках	20
Продолжительность пускового периода в ч . .	5
Время отогрева блока разделения в ч . . .	<$z6
Рис. 41. Схема технологической машины станции АКДС-70М: "
— баллоны с адсорбентом; 2 — фильтры; 3 — электроподогреватель азота; 4 — отделитель влаги;
— поршневой детандер; 6 — ожижитель влаги; 7 — основной теплообменник; 8— детандерный фильтр;
— детандерный теплообменник; 10 — ректификационная колонна № 1; 11 — ректификационная ко-
:=на Л® 2', 12 — вторичный конденсатор; 13 — переохладитель; 14 — емкость для сбора жидких про-
дуктов; 15 — насос жидкого кислорода или азота; 16 — наполнительная рампа
Из баллона сжатый воздух попадает в фильтр 2, фильтрующий стакан
которого выполнен из трубчатой решетки, обернутой шинельным сукном,
-:з котором задерживаются частицы адсорбента, уносимые воздухом.
После фильтра воздух разделяется на два потока. Один из них направля-
йся в основной теплообменник 7, охлаждается и конденсируется, поцогре-
•ая продукты разделения воздуха, и затем попадает в змеевик куба ректи-
гикационной колонны 10 (колонна № 1). В змеевике продолжается охлажде-
£?:е этого потока за счет испарения части кубовой жидкости, после чего
:сздух высокого давления дросселируется в жолонну 10. Второй поток
57
сжатого воздуха давлением 0,5—0,6 Мн!м? проходит детандерный фильтр 8,
детандерный теплообменник 9 и поступает в куб колонны 10.
При производстве газообразного кислорода обогащенный кислородом
жидкий воздух (кубовая жидкость) из куба колонны дросселируется и
частично попадает в межтрубное пространство конденсатора, расположен-
ного в верхней части этой колонны. Здесь происходит испарение кубовой
жидкости, благодаря чему в трубном пространстве конденсатора образуется
азотная флегма для орошения колонны 10. Пары кубовой жидкости из этого
конденсатора направляются в середину ректификационной колонны 11
(колонна № 2) и участвуют в ней в процессе ректификации. Вторая часть
сдросселированной кубовой жидкости попадает в межтрубное пространство
вторичного конденсатора 12, в трубках которого конденсируется продук-
ционный кислород. Парожидкостная смесь кубовой жидкости вторичного
конденсатора также поступает в середину колонны 11.
Часть газообразного азота, образующегося в результате ректифика-
ции в колонне 10, из верхней ее части поступает в конденсатор, расположен-
ный в нижней части колонны 11. Здесь азот конденсируется благодаря
испарению стекающего в межтрубное пространство конденсатора кислорода.
Жидкий азот отбирается из нижней части конденсатор^ и дросселируется
на верхнюю тарелку для орошения колонны 11.
В результате ректификации в колонне 11 получают газообразный азот
и жидкий кислород. Азот из верхней части колонны проходит переохлади-
тель 13, детандерный теплообменник 9, основной теплообменник 7 и ожижи-
тель 6. При этом он подогревается за счет охлаждения соответствующих
потоков. Часть азота используется для регенерации адсорбента в осуши-
тельных баллонах, а остальная выбрасывается в атмосферу. Жидкий кисло-
род испаряется в конденсаторе и в виде паров вновь поднимается по колонне,
участвуя в процессе разделения. Газообразный продукционный кислород
из нижней части колонны //поступает во вторичный конденсатор. Благодаря
этому кислород не уносит с собой вредных примесей, которые могут накапли-
ваться в конденсаторе (что могло бы быть в случае отбора продукционного
кислорода в жидком виде). Из вторичного конденсатора жидкий кислород
направляется в переохладитель, причем его температура понижается на
6—8е, а оттуда в насос жидкого кислорода 15. Здесь жидкость сжимается
до давления 42 Мн!м. Из насоса кислород попадает в основной теплообмен-
ник, а затем в ожижитель, при этом он газифицируется и нагревается. Далее
кислород поступает в баллоны наполнительной рампы 16.
При получении жидкого кислорода процесс протекает аналогично
с той лишь разницей, что жидкостный насос отключен, а жидкость стекает
в емкость 14, откуда она периодически сливается в резервуар потребителя.
Возможен также режим одновременного получения жидкого и газо-
образного кислорода. Количество того и другого продукта при этом опре-
деляются производительностью насоса и рабочим давлением перерабаты-
ваемого воздуха.
При получении газообразного азота вышеописанный технологический
режим работы блока разделения воздуха в основном сохраняется. Отличие
заключается в том, что из нижней части конденсатора колонны // продук-
ционный азот отбирается в жидком виде и направляется в трубное простран-
ство переохладителя 13. Отсюда переохлажденная жидкость попадает в на-
сос, сжимается и затем, так же как и кислород при получении его в газо-
образном виде, газифицируется, нагревается и заполняет баллоны наполни-
тельной рампы. При работе в этом режиме отбросной газ содержит около
75% азота. Для получения более высокой концентрации продукционного
азота сжатый воздух из змеевика куба колонны 10 дросселируют не на 8-ю
58
(как в кислородном режиме), а на 1-ю ректификационную тарелку этой ко-
лонны.
При получении жидкого азота насос 15 отключают, а жидкость из пе-
реохладителя сливается в емкость 14 и затем (переодически) выдается потре-
бителю. На переход с одного режима на другой требуется 40—60 мин.
Как и в производстве кислорода, возможен режим работы с одновре-
менным получением азота в жидком и газообразном виде.
11.	АЗОТО-КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ ФИРМЫ КОБЕ СТИЛ
(ЯПОНИЯ) И ЛИНДЕ (ФРГ)
На ряде отечественных предприятий эксплуатируются крупные азото-
кислородные установки фирм Кобе Стил и Линде. Ниже приводятся их
характеристики и описания технологических схем.
Установка фирмы Кобе Стил, как и установки типов БР-6 и БР-9,
используется в производстве синтеза аммиака. На установке вырабатывается
около 4,78 м*!сек (17 200 м21ч) чистого азота и 4,44 м31сек (16 000 мЧч) кисло-
рода концентрацией до 99% О2. Кроме того, обеспечивается получение
небольших количеств чистого азота под давлением и технического кисло-
рода. Техническая характеристика установки приведена в.табл. 4.
Установка работает по схеме одного низкого давления, необходимая
холодопроизводительность обеспечивается путем расширения части воздуха
в турбодетандерах. Незабиваемость регенераторов обеспечивается благо-
Таблица 4
Техническая характеристика азото-кислородной установки фирмы Кобе Стил
Показатель	Единица измернний	Режимы	
		1-й	2-й
Производительность: азота чистого 		м3/сек	4,5	
» под давлением 0,45 Мн/м2 - •		0,278	
кислорода технологического 			—	5,22
»	концентрацией 99% О2			4,44	—
»	технического 			0,056	
Концентрация: азота чистого 		% о2	<0,002	
кислорода технологического 			^95	
»	технического 			^99,5	
Давление всех продуктов разделения (кроме азота чистого под давлением)		КН!М2	5	
Количество перерабатываемого воздуха ....	J мЧсек	27,0	32,0
Удельный расход энергии		Мдж/м? О2	1,91	1,84
Продолжительность рабочей кампании		месяц	12	
59
даря отбору из середины каждого регенератора части воздуха, который
затем очищается от двуокиси углерода в специальных адсорберах СО2,
заполненных силикагелем.
В установке применены регенераторы с каменной насадкой и встроен-
ными в нее змеевиками, которые используются для подогрева продуктов
разделения воздуха — чистого азота, технологического и технического кисло-
рода.
Разделение воздуха производится в аппарате двукратной ректифика-
ции. В верхнюю колонну подается жидкий азот двух концентраций: в сере-
дину колонны более «грязный», а на верхнюю тарелку чистый. В соответ-
ствии с этим из середины колонны отводится газообразный «грязный»
азот, а из верхней части — продукционный чистый азот.
Для сжатия воздуха в установке применены два двухступенчатых винто-
вых компрессора производительностью около 13,5 м31сек каждый с давле-
нием сжатия до 0,56 Мн!м2. С целью увеличения производительности компрес-
соров до 15,3—16,0 м*1сек придается осевой, трехступенчатый бустер-ком-
прессор. Его производительность около 32 м3!сек с давлением сжатия от
92 кн/м2, (690 мм рт. ст.) до 115 кн1м2 (860 мм. рт. ст.).
Технологическая схема блока разделения воздуха показана на рис. 42.
Сжатый в компрессорах воздух поступает одновременно в три регенератора
с каменной насадкой и встроенными змеевиками. По насадке всех регенера-
торов попеременно проходят потоки сжатого воздуха и отбросного азота.
Регенераторы переключаются при установившемся режиме работы через
9—12 сек. В змеевиках 1 и 2 регенераторов проходят потоки технического
и технологического кислорода, 3 и 4 — технологического кислорода и чистого
азота, 5 и 6 — чистого азота без давления и под давлением.
Из середины регенераторов отбирается часть воздуха (около 10—15%)
и направляется, в один из адсорберов двуокиси углерода 7. После очистки
от СО2 этот воздух (петлевой поток) смешивается с потоком воздуха из
нижней колонны (всего в детандеры идет около 25—30% перерабатываемого
воздуха), проходит один из фильтров 9, затем попадает в турбодетандеры S,
расширяется и поступает в среднюю часть верхней колонны.
Воздух, охладившийся в регенераторах, направляется в нижнюю ректи-
фикационную колонну 14. Здесь происходит его предварительное разделе-
ние. Обогащенный жидкий воздух из нижней части колонны поступает
в один из адсорберов ацетилена 18, затем переохлаждается в переохлади-
теле 17 и дросселируется в середину верхней колонны 13.
Газообразный азот из верхней части нижней колонны направляется
в трубное пространство основных конденсаторов 10 и ожижается за счет
испарения кислорода в межтрубном пространстве. Часть газообразного
азота из-под верхней крышки конденсаторов отбирается в выносной конден-
сатор 19 и конденсатор колонны технического кислорода 15 и в них ожижается
(эта часть азота имеет более высокую концентрацию, чем поступающий
в основные конденсаторы газообразный азот, благодаря тому, что в кон-
денсаторе протекает процесс дефлегмации).
Жидкий азот из основных конденсаторов стекает самотеком в сборник
нижней колонны. Примерно.половина жидкости используется для орошения
нижней колонны, а остальная часть, пройдя переохладитель 16, дроссели-
руется в среднюю часть верхней колонны и орошает нижележащие ректи-
фикационные тарелки.
Жидкий азот из выносного конденсатора через переохладитель 16 дроссе-
лируется в сборник, расположенный в верхней части верхней колонны.
Сюда же дросселируется и жидкий азот из конденсатора колонны техни-
ческого кислорода.
60
В результате ректификации в верхней ректификационной колонне
получают жидкий технологический кислород, газообразный чистый азот
и «грязный» азот.
Жидкий кислород стекает в межтрубное пространство основных кон-
денсаторов, испаряется, в газообразном виде возвращается в колонну и
участвует в процессе разделения в ней.
Часть жидкого кислорода, отбираемая из нижней полости основных
конденсаторов, направляется в выносной конденсатор 19. Кислород почти
Рис. 42. Схема блока разделения воздуха азото-кислородной установки фирмы Кобе Стил:
1—6 — регенераторы; 7 — адсорберы СО2; 8 — турбодетандеры; 9 — фильтры; 10 — основные кон-
денсаторы; 11 — подогреватель азота; 12 — азотная колонна; 13 — верхняя ректификационная колонна;
14 — нижняя ректификационная колонна; 15 — колонна технического кислорода; 16 — переохладитель
жидкого азота; 17 — переохладитель жидкого обогащенного воздуха; 18 — адсорберы ацетилена;
19 — выносной конденсатор; 20 — отделитель ацетилена
полностью испаряется в трубках аппарата и затем попадает в отделитель
ацетилена 20, где газообразный технологический кислород отделяется от
капелек жидкости. Из отделителя кислород поступает в секции змеевиков
технологического кислорода в регенераторах /, 2, 3 и 4, нагревается и вы-
дается потребителю.
«Грязный» азот (концентрацией 95% N2) отводится из средней части
верхней колонны. Он проходит переохладитель обогащенного жидкого воз-
духа, подогреватель азота 11 и поступает в регенераторы. В подогревателе
азот нагревается вследствие конденсации паров воздуха, которые отбираются
из нижней колонны и после ожижения вновь возвращаются в нее. Регули-
рованием количества азота, направляемого в подогреватель, поддерживается
61
необходимая температура на входе азота в регенераторы. Проходя по на-
садке регенераторов, «грязный» азот нагревается и уносит двуокись угле-
рода и влагу, отложившиеся на насадке при прохождении по ней воздуха.
После выхода из регенераторов этот поток выбрасывается в атмосферу.
Чистый азот из верхней части колонны поступает в переохладитель
жидкого азота и затем направляется в соответствующие секции змеевиков
регенераторов 3, 4, 5 и 6, подогревается и направляется к потребителю.
Чистый кислород (концентрацией 99,5% О2) получают в колонне техни-
ческого кислорода 15. Для этой цели на верхнюю тарелку колонны подво-
дится жидкий кислород из основных конденсаторов. В результате обога-
щедия в межтрубное пространство конденсатора колонны технического
кислорода сливается чистый кислород. Здесь он испаряется благодаря кон-
денсации в трубном пространстве азота. Большая часть паров кислорода
поднимается по колонне, участвуя в процессе ректификации в ней. Около
0,056 м?!сек технического кислорода отбирается из нижней полости колонны.
Этот поток поступает в змеевики технического кислорода регенераторов
1 и 2, нагревается и выдается в качестве готового продукта. Газообразный
технологический кислород из верхней части колонны технического кисло-
рода присоединяется к потоку технологического кислорода из выносного
конденсатора.
Для получения чистого азота под давлением используется азотная
колонна 12: В нижнюю часть ее подается азот из-под крышки основных
конденсаторов. Поднимаясь по колонне, пары концентрируются по азоту
и поступают в конденсатор, расположенный в верхней части колонны. Здесь
чистый азот конденсируется, испаряя жидкий кислород, поступающий-
в межтрубное пространство из основных конденсаторов. Образующаяся
азотная флегма орошает тарелки колонны. Из-под крышки конденсатора
отбирается 0,278 м?1сек чистого азота, далее он направляется в секцию змее-
виков чистого азота под давлением в регенераторах 5 и 6, нагревается и
выдается потребителю. Газообразный кислород из межтрубного простран-
ства конденсатора так же, как и из колонны технического кислорода, при-
соединяется к потоку технологического кислорода из выносного конденса-
тора.
Аппараты блока разделения воздуха размещаются в стальном, одно-
стенном сварном кожухе. Изоляцией заполняется весь внутренний объем
блока. Для этой цели принимается материал по типу мипоры.
Регенераторы представляют собой цельносварные аппараты диаметром
3,16 м и общей высотой 12,5 м. Высота насыпной насадки около 8 м. В ка-
честве насадки применяется галька. Встроенный змеевик навивается на
сердечник из стальной трубы диаметром 600X16 мм. Сердечник перед на-
вивкой трубок обкладывается медным листом и обваривается. Трубки змее-'
вика медные диаметром 18,2X1,2 мм, количество трубок —612 шт., высота
навивки 7,5 м. Трубные решетки латунные.
Корпус регенератора изготовляется из нержавеющей стали Х18Н9Т
толщиной 9 мм. Верхнее днище — из спокойной углеродистой стали толщи-
ной 12 мм. Корпус соединяется с днищем ручной электродуговой сваркой.
Во внутренней вставке нижней ректификационной колонны размещены
34 ситчатые двухсливные тарелки диаметром 3,4 X 1,1 м. Кроме того, одна
нижняя колпачковая промывная тарелка крепится непосредственно к на-
ружному корпусу колонны. Выше этой тарелки воздух из колонны отби-
рается в подогреватель азота и на турбодетандер. Общая высота колонны
7,87 м, наружный диаметр 3,48 м. Корпус, крышка и днище колонны из
нержавеющей стали. Обечайки вставки и ректификационные тарелки—
из меди.
62
У верхней ректификационной колонны всего 63 ректификационные
тарелки, по конструкции аналогичные тарелкам нижней колонны. Диаметр
тарелок в верхней части колонны 2,5x0,83 м, остальных — 3,8 х 1,2 м.
Самая нижняя тарелка — колпачковая, она находится на расстоянии 300 мм
от остальных тарелок. Общая высота колонны 13,5 м, диаметр 3808 мм.
Верхняя часть колонны имеет специальную рубашку, в которую плотно
засыпается изоляция, чтобы воздух не конденсировался на внешней по-
верхности обечайки. Колонна полностью изготовляется из меди. Сборка
производится отдельными царгами, которые затем соединяются между собой
аргоно-дуговой сваркой, внутренние обечайки не свариваются.
Основной конденсатор обычного типа, у него 25 662 медные трубки
диаметром 8x0,8 мм, длиной 1564 мм. Решетки изготовляются из латуни,
корпус — из меди, верхнее и нижнее днище — из нержавеющей стали.
Общая высота конденсатора 3,0 м, диаметр 2,3 м.
Выносной конденсатор — витой теплообменный аппарат. Он наматы-
вается из 2197 трубок диаметром 10x0,75 мм, длиной 22 м. Диаметр на-
мотки — 1956 мм, высота — 2200 мм. Корпус конденсатора— из нержавею-
щей стали.
Колонна технического кислорода имеет восемь ректификационных та-
релок диаметром 590 X 190 мм. Конденсатор колонны состоит из 5300 медных
трубок диаметром 8x0,8 мм, длиной 1120 мм.
Азотная колонна имеет также восемь ректификационных тарелок диа-
метром 760x250 мм. В конденсаторе колонны 6076 медных трубок диаметром
8x0,8 мм, длиной 920 мм.
Адсорберы двуокиси углерода и ацетилена заполняются силикагелем.
Время переключения адсорберов СО2 — через 24 ч, адсорберов ацетилена —
через 5—7 суток.
В установке применены радиальные, центростремительные турбоде-
тандеры реактивного типа с односторонним рабочим колесом без покрывного
диска. Диаметр рабочего колеса 250 мм, частота вращения 14 500 об/мин.
Блок разделения воздуха снабжается автоматическими устройствами
для регулирования температуры середины регенераторов, уровня жидкого
воздуха в кубе нижней колонны, уровня жидкого азота в дополнительном
конденсаторе.
В регенераторах 1, 2, 3 и 4 температура регулируется изменением ко-
личества воздуха при прямом потоке. Регенераторы 5 и 6 имеют автомати-
ческое устройство, которое может менять цикл переключения, если разница
температуры середины регенераторов отлична от расчетной. Период пе-
реключения регулируется так, чтобы колебания разности температур по-
стоянно поддерживались в требуемых пределах.
‘ Автоматическая регулировка уровней жидкости в кубе нижней колонны
и в дополнительном конденсаторе производится регулирующей арматурой
с пневматическим мембранным приводом.
Полный отогрев установки производится один раз в год. Колонна техни-
ческого кислорода и азотная колонна отогреваются ежемесячно, выносной
конденсатор и отделитель ацетилена — раз в три месяца.
Для проведения отогрева установке придается специальное оборудо-
вание из двух воздуходувок, двух попеременно переключающихся осуши-
телей воздуха, заполненных силикагелем, холодильника воздуходувок и
подогревателя воздуха. Воздуходувки трехступенчатые производительно-
стью 1,11 м3!сек (4000 м3!ч) с давлением сжатия до 0,15 Мн/м2. При отогреве
воздух после воздушного фильтра через один из осушителей воздуха заса-
сывается воздуходувкой. В осушителе из воздуха поглощается влага (осу-
шители переключаются через 6—10 ч на регенерацию). Сжатый в воздухо-
63
дувке воздух нагревается в подогревателе до температуры около 373° К
и поступает в коллекторы отогрева.
Общий вид азото-кислородных установок фирмы Кобе Стил показан на
рис. 43. На переднем плане видны винтовые компрессоры. Сравнение азото-
кислородных установок фирмы Кобе Стил и БР-6 показывает определенное
преимущество последних, что видно из табл. 5.
В последнее время фирма Кобе Стил перешла на изготовление аппара-
тов блока разделения воздуха из алюминиевых сплавов. При этом вместо
регенераторов и конденсаторов применяются пластинчатые теплообмен-
ники также из алюминия.
Рис. 43. Установки фирмы Кобе Стил в цехе химического комбината
Азото-кислородная установка фирмы Линде предназначена для произ-
водства чистого азота и технологического кислорода. На установке выра-
батывается 3,35 м?1сек (12 400 м3/ч) чистого азота концентрацией 99, 98% N2
и 2,42 м31сек (8950 м3/ч) технологического кислорода концентрацией 95% О2.
В установке принят холодильный цикл одного низкого давления с рас-
ширением части перерабатываемого воздуха в турбодетандере. Незабивае-
мость регенераторов обеспечивается отбором части сжатого воздуха из сере-
дины регенераторов. Затем этот поток очищается от двуокиси углерода
в переключающихся адсорберах. Чистый азот выводится из установки через
змеевики, встроенные в азотные и кислородные регенераторы. Особенность
установки — наличие газового адсорбера на всем потоке воздуха из реге-
нераторов в нижнюю колонну. Благодаря этому перерабатываемый воздух
Таблица 5
Сравнительные показатели азото-кислородных установок
Показатели в %	БР-6	Кобе 1-й режим	Стил 2-й режим
Доля чистого азота по отношению к перерабаты- ваемому воздуху 	 Доля чистых продуктов, выводимых через змее- вики в регенераторах	 Доля получаемого кислород^ 	 Удельный расход энергии на получение кислорода	35 35,4 18,6 100	18 34,4 16,7 ПО	15 31,5 16,5 104
64
очищается от углеводородов до попадания его в разделительный аппарат.
Чтобы в конденсаторе не накапливались вредные примеси, применяется
специальный адсорбер, через который с помощью центробежных насосов
циркулирует жидкий кислород из конденсатора.
Схема установки показана на рис. 44. Воздух в количестве около 13 м3/сек
через фильтр 1 поступает в трубокомпрессор 2, сжимается до давления
0,55 Мн!м2 и направляется в воздушно-водяной оросительный холодильник 4.
В верхнюю часть холодильника 4 с помощью центробежного насоса по-
дается холодная вода из азото-водяного испарительного холодильника 3.
В последнем горячая вода, поступающая из холодильника 4, охлаждается
отбросным азотом за счет его нагревания и насыщения парами влаги. Воздух
после охлаждения в холодильнике 4 проходит влагоноситель и направля-
ется в азотный 5 и кислородный 6 регенераторы.
Азотные и кислородные регенераторы заполнены каменной насадкой
из кварцита. В них встроены змеевиковые теплообменники, внутри трубок
которых проходит чистый азот. Кроме того, в специальных секциях змее-
виков нагреваются небольшие потоки очищенного от влаги и двуокиси
углерода воздуха и азота из-под крышки конденсатора, используемых в ме-
ханизме переключения регенераторов и для отогрева аппаратов блока раз-
деления.
Охладившись в азотном и кислорбдном регенераторах, воздух через
автоматические клапаны направляется в газовый адсорбер S, заполненный
силикагелем. Выйдя из адсорбера, воздух проходит фильтр, в котором за-
держиваются частицы унесенного силикагеля, и попадает в нижнюю ректи-
фикационную колонну 14.
Часть воздуха (около 15%) отбирается из середины регенераторов с по-
мощью специальных клапанов и поступает в один из адсорберов двуокиси
углерода 7, где из него поглощаются двуокись углерода и углеводороды.
После адсорберов воздух проходит фильтры очистки от пыли силикагеля
и смешивается с потоком воздуха из нижней колонны. При этом образуется
так называемый детандерный поток, который дополнительно очищается
в фильтре перед детандером и затем расширяется в одном из турбодетанде-
ров 9. Из турбодетандера воздух попадает в середину ректификационной
колонны 12.
Обогащенный воздух из нижней колонны переохлаждается в переохла-
дителе 16 потоком чистого азота и дросселируется в середину верхней ко-
лонны. Газообразный чистый азот конденсируется в конденсаторе 13, встроен-
ном в нижнюю часть верхней колонны. Примерно половина жидкого азота
стекает в нижнюю колонну, а остальной проходит переохладитель 17 и дрос-
селируется на верхнюю тарелку верхней колонны.
В результате ректификации в верхней колонне образуются три про-
дукта: технологический кислород, чистый и «грязный» (95% N2) азот. Техно-
логический кислород, отбираемый из нижней части верхней колонны, по-
догревается в подогревателе кислорода 10, проходит по насадке кислородного
регенератора 6, нагревается и выдается потребителю.
«Грязный» азот (отводится из середины верхней колонны) подогревается
в переохладителе жидкого азота 17 и подогревателе «грязного» азота 11,
а затем нагревается до положительной температуры, проходя по насадке
азотных регенераторов. Отсюда он попадает в азотно-водяной испарительный
теплообменник, после чего выбрасывается в атмосферу.
Подогрев технологического кислорода и «грязного» азота производится
в подогревателях 10 и 11 за счет конденсации воздуха, отбираемого из нижней
колонны. Ожиженный воздух стекает самотеком вновь в нижнюю ко-
лонну.
5 П/р В. И. Епифановой	65
Рис. 44. Схема азото-кислородной установки фирмы Линде:
1 — воздушный фильтр; 2 — турбокомпрессор; 3 — азото-водяной испарительный холодильник; 4 — воздушно-водяной оросительный холодильник; 5 —
азотные регенераторы; 6 — кислородные регенераторы; 7 — адсорберы СО2; S — газовый адсорбер; 9 — турбодетандеры; 10 — подогреватель кислорода; 11 —
подогреватель «грязного» азота; 12— верхняя ректификационная колонна; 13 — конденсатор; 14 — нижняя ректификационная колонна; 15 —циркуляци-
онный адсорбер'; 16 — переохладитель жидкого обогащенного воздуха; 17 — переохладитель жидкого азота; 18 — фильтр; 19 — центробежные насосы
Чистый азот, выходящий из верхней части верхней колонны, подогре-
вается в переохладителе жидкого обогащенного воздуха 16 и попадает в змее-
вики всех регенераторов. Здесь он нагревается и выдается в качестве гото-
вого продукта в газгольдер.
Часть азота отбирается из-под крышки конденсатора и поступает в спе-
циальные секции змеевиков в трех регенераторах (азотных и одном кисло-
родном), подогревается и используется затем для отогрева отдельных аппа-
ратов блока (адсорберов СО2 и др.).
Для удаления примесей, накапливающихся в жидком кислороде кон-
денсатора, часть кислорода отбирается одним, из центробежных насосов 19
и подается затем через фильтр 18 в циркуляционный адсорбер 15, из кото-
рого жидкость вновь подается в конденсатор.
Аппараты блока разделения размещаются в специальном кожухе.
Время между полными отогревами всего агрегата составляет около одного
года.
ГЛАВА II
ПОЛУЧЕНИЕ АРГОНА, КРИПТОНА, КСЕНОНА
И НЕОНА
Воздух — важнейший, а часто и единственный источник для произ-
водства в промышленных масштабах аргона, криптона, ксенона и неона.
Инертные газы получают из воздуха чаще всего в качестве побочных продук-
тов в производстве кислорода. Комплексное разделение воздуха с извлече-
нием инертных газов снижает стоимость основных продуктов разделения
воздуха.
Производство аргона в Советском Союзе организовано на установках
технического кислорода КТ-1000, технологического кислорода КТ-3600 Ар,
жидкого кислорода Г-540, КЖАр-1,6 и КЖААр-1,6, а также на крупных
установках низкого давления КтКАр-12.
Кислород, обогащенный криптоном и ксеноном, так называемый пер-
вичный криптоновый концентрат, получают на отечественных установках
типа КТ-ЗбООАр, Кт-5, Кт-12 (и всех модификациях этой установки), АКт-16,
КтК-35 и ее модификации КтКАр-35. Первичный криптоновый концентрат
освобождают от примесей и обогащают до технически чистой криптоно-ксе-
ноновой смеси, из которой извлекают криптон и ксенон.
Извлечение неона в смеси с азотом и гелием принципиально возможно
на любой воздухоразделительной установке с колонной двукратной ректи-
фикации, в схеме.которой не предусмотрено использование газообразного
азота для получения дополнительного холода (как например, на установке
КТ-3600). Практически получение неоно-гелиевой смеси в Советском Союзе
организовано на установках Г-540 и КТ-1000. Аппаратура для обогащения
неоно-гелиевой смеси (так называемый концентратор) предусматривается
на всех крупных воздухоразделительных установках одного низкого давле-
ния (Кт-12 и ее модификациях, АКт-16, КтК-35 и др.).
Для приближенной оценки количества данного инертного газа, которое
может быть извлечено на воздухоразделительных установках (при их соот-
ветствующем оборудовании), можно использовать формулу
V = BcHkr\^\	(1)
где V — производительность установки по инертному газу в м3/ч (за еди-
ницу количества газа принят 1 м3 газа при температуре 293° К и
давлении 0,1013 Мн/м2)-,
В — количество перерабатываемого воздуха в м3/ч;
сн — содержание инертного газа в воздухе в % об.;
— коэффициент извлечения инертного газа.
68
При извлечении сырого аргона для установки двух давлений kr 0,4-н
0,55, высокого давления kr 0,6-н0,7, низкого давления kr 0,2н-0,25.
Коэффициент извлечения чистого аргона (99,9% Аг) k2 0,75йР При
извлечении криптонового концентрата k3 0,65-4-0,7, криптона k± 0,55-4-
0,6, ксенона k3 0,35, неоно-гелиевой смеси kG^ 0,7, а неона и гелия
соответственно k?	0,5.
1. ПОЛУЧЕНИЕ ЧИСТОГО АРГОНА ИЗ СЫРОГО
Более широкое применение аргона в различных отраслях промышлен-
ности по сравнению с другими инертными газами объясняется тем, что его
содержание в воздухе сравнительно велико (0,93% об.), и в процессе ректи-
фикации воздуха аргон может быть получен в значительных количествах
без больших энергетических затрат.
Ранее почти единственным потребителем аргона была электроламповая
промышленность. В последние два десятилетия широкое распространение
получил метод сварки и резки металлов в защитной среде. Эта отрасль тех-
ники в настоящее время является самым крупным потребителем аргона.
В ряде сравнительно новых отраслей металлургии — в производстве ти-
тана, вольфрама, циркония, полупроводниковых материалов, в атомной и
химической промышленности используется аргон в качестве защитной инерт-
ной среды.
Эффективность аргона, как защитного газа, зависит прежде всего от
его чистоты. Так, для сварки активных и редких металлов (Ti, Zr, Nb, Mo,
W и др.) и сплавов на их основе содержание О2 в аргоне не должно превы-
шать 0,005% об., содержание N2 — 0,01% об. Для сварки плавящимся и
вольфрамовым электродами сплавов на основе А1 и Mg в аргоне не должно
содержаться более 0,005% об. О2 и 0,04% об. N2. Еще более высокие требо-
вания к чистоте аргона предъявляет полупроводниковая промышленность,
использующая только аргон высокой чистоты с содержанием примесей О2,
N2, Н2, СО, СО2, Н2О, СлНш не более 1 • 10~4—5 • 10-5% об. (по каждой
примеси).
Технология производства аргона должна обеспечить достаточно полную
очистку аргона от кислорода, азота, водяного пара и других примесей. В соот-
ветствии с этим процесс производства аргона из воздуха состоит из несколь-
ких технологических этапов обогащения и очистки аргона.
Очистка сырого аргона от кислорода
Сырой аргон, полученный методом низкотемпературной ректификации
воздуха1, содержит в зависимости от типа основного воздухоразделительного
аппарата и конструкции ректификационной колонны от 80 до 90% об. Аг,
3—10% об. О2, до 10% об. N2.
Очистка сырого аргона от кислорода производится химическими мето-
дами, так как вследствие близости температур кипения Аг и О2 метод низко-
температурной ректификации не обеспечивает достаточно глубокой очистки
Аг от О2.
Для очистки газов от кислорода при высокой температуре часто исполь-
зуется медь, связывающая кислород при 670—720° К с образованием закиси
и окиси меди. Глубина очистки от кислорода этим методом может быть оце-
нена на основании термодинамических данных. При 873° К упругость диссо-
циации окиси меди равна 1,62-10“3 мм рт. ст., что отвечает, при общем
1 Получение сырого аргона см. в т. 1, гл. IV, п. 19 и 20.
69
давлении смеси, равном 760 мм рт. ст., содержанию кислорода в очищаемом
газе 0,00б2%. Однако кинетика процесса, по-видимому, такова, что остаточ-
ное содержание кислорода за слоем окиси меди снижается не более чем до
1 • 10"3 % об. при оптимальных условиях очистки. Медь периодически реге-
нерируют азото-водородной смесью состава 15—18%Н2 в N2.
Технологию очистки аргона от кислорода с помощью меди нецелесооб-
разно использовать в крупнопромышленных масштабах. В установках этого
типа процесс в контактных аппаратах периодический, что усложняет их
обслуживание и связано с известными потерями аргона. Объемная скорость
в аппаратах невелика, для их загрузки и в процессе эксплуатации исполь-
зуется в больших количествах не всегда доступный материал — окись меди.
Применение водорода для очистки газов от кислорода основано на реак-
ции гидрирования кислорода с образованием воды. Реакцию можно вести
методом пламенного сжигания или путем каталитического гидрирования.
Парциальные давления воды, водорода и кислорода в состоянии равно-
весия в системе Н2—О2—Н2О связаны соотношением
Рн2о
Рн2 ‘/Ро2
где рн2о, Рн2 и ро2 — равновесные парциальные давления соответственна
воды, водорода и кислорода;
Кр — константа равновесия.
При температуре 773° К и стехиометрическом соотношении количеств
водорода и кислорода в исходной смеси равновесное давление кислорода
равное 0,26-10"11 Мн1м2.
Небольшой избыток водорода резко уменьшает равновесные парциаль-
ные давления кислорода. Так, при 773° К, начальном содержании кислорода
1% и содержании водорода 2,1%, т. е. при избытке водорода против стехио-
метрического в 0,1%, ро2 0,7• 10~26 Мн!м2.
Из приведенных данных следует, что реакция взаимодействия водорода
с кислородом может рассматриваться как необратимая для стехиометричес-
кой смеси до 770° К, а при небольшом избытке водорода до 1270° К.
Применение водорода для очистки аргона от кислорода было использовано еще в 1913 г.
Сущность предложенного метода получения аргона состоит в том, что кислород, обогащенный
аргоном до 2,5—3%, сжигался в специальной горелке со стехиометрическим количеством водо-
рода.
В дальнейшем метод очистки от кислорода пламенным сжиганием водорода использовался
в полупромышленных масштабах, однако широкого промышленного применения этот метод
не нашел. Поскольку процесс сжигания водорода протекает устойчиво лишь при содержании
кислорода в смеси не менее 18—20%, необходимым условием является ведение процесса в об-
ласти взрывоопасных концентраций кислородо-водородных смесей, что мало целесообразно
в промышленных условиях, особенно для установок большой производительности.
Метод очистки аргона, основанный на каталитическом гидрировании
кислорода, лишен указанных недостатков. В качестве катализаторов взаи-
модействия водорода с кислородом могут служить как металлические, так
и окисные катализаторы. Однако удельная каталитическая активность окис-
ных катализаторов много ниже, чем у металлов. Окисные катализаторы
обеспечивают достаточную скорость процесса лишь при повышенной темпе-
ратуре (570—570° К).
Наибольшей удельной каталитической активностью в отношении реак-
ции взаимодействия водорода и кислорода обладают металлы VIII группы
периодической системы Д. И. Менделеева — никель, палладий, платина,
обеспечивающие устойчивое течение процесса при низкой температуре вхо-
дящего газа (300—310° К) и времени контакта менее 0,1 сек. Никель, наибо-
70
лее дешевое и доступное из указанных веществ, быстро теряет активность
в окислительной среде и поэтому используется лишь при очистке водорода
от примесей кислорода.
Платиновые и палладиевые катализаторы для очистки аргона готовятся
нанесением металла на пористую поверхность носителя — активной окиси
алюминия (у-А12О3). Для этого пропитывают растворимыми соединениями
этих материалов зерна носителя с последующим восстановлением металла.
Количество металла в промышленных катализаторах составляет 5 г на 1 дм3
катализатора. Поверхность каталитически активного металла достигает
20—100 м2 на 1 г металла.
Каталитическая активность катализаторов в реакции гидрирования кисло-
рода измеряется величиной коэффициента превращения кислорода по фор-
муле
1 (сн ск} • ЮР	/оч
где сн, ск — содержание кислорода в смеси соответственно до и после ката-
лизатора в % об.
Исследования каталитической активности палладиевого и платинового
катализаторов показали, что гидрирование кислорода на этих катализаторах
осуществляется с большой скоростью. Коэффициент превращения близок
к 100% при температуре поступающего газа 298—303° К, времени контакта
0,14 сек и соответственно объемной скорости около 30 000 ч~г. В присутствии
избытка водорода, равного 1% об., оба катализатора не снижают активности
в процессе длительной работы при температурах 720—770° К. Длительная
работа при температурах 820—870° К в присутствии избытка кислорода
против стехиометрического несколько снижает активность катализаторов,
причем палладиевой катализатор менее устойчив, чем платиновый.
Термическую устойчивость катализаторов этого типа можно повысить
длительным прогреванием носителя — активной окиси алюминия — перед
нанесением металла при температуре, равной рабочей температуре в контакт-
ном аппарате.
В области температур 920—970° К реакция гидрирования кислорода
идет активно при больших объемных скоростях в присутствии таких мате-
риалов, как окись алюминия (у-А12О3), мелко измельченный кирпич,
шамот, минерал дунит. На у-А12О3 и измельченном кирпиче при 920—
970° К, объемной скорости 60 000 ч~г и исходной концентрации кислорода
з аргоне 0,5% об. остаточное содержание кислорода в очищенном аргоне
составляло 0,02—0,03%.
В отличие от металлосодержащих катализаторов эти материалы не сни-
жают активности в окислительной среде при высоких температурах, что дает
возможность использовать их при создании установок двухступенчатой
гчистки аргона (на первой. ступени очистки). Эти материалы, однако, не
могут быть использованы в установках одноступенчатой очистки, так как
зни не обеспечивают достаточно полного удаления кислорода.
При выборе условий работы палладиевых и платиновых катализаторов
необходимо учитывать влияние различных факторов на скорость реакции ка-
талитического гидрирования.
Изменение температуры мало сказывается на скорости процесса в том
злу чае, если процесс протекает в области внешней диффузии. Поэтому тем-
пература газа, поступающего в реактор, должна быть выше минимальной тем-
пературы, необходимой для протекания реакции в области внешней диффу-
зии. Для палладиевого и платинового катализаторов эта температура состав-
71
ляет 303—323° К. При более низкой температуре реакция переходит в кине-
тическую область и скорость каталитической очистки резко снижается.
Снижение активности катализатора и повышение минимальной темпе-
ратуры может быть вызвано конденсацией водяного пара в порах катализа-
тора. В капиллярах с радиусом до 15—20А температура конденсации
водяного пара на 10—15° выше температуры конденсации на плоской поверх-
ности. Следовательно, температура катализатора должна быть на 15—20°
выше температуры насыщения очищаемого газа водяными парами.
Верхний предел температуры определяется термической устойчивостью
катализатора и составляет для промышленных палладиевых катализаторов
770—820° К и платиновых 870° К.
Температура, развивающаяся в слое катализатора в процессе каталити-
ческого гидрирования при отсутствии теплообмена с внешней средой, про-
порциональна концентрации кислорода в очищаемом аргоне. Адиабатный
разогрев в слое определяется из уравнения
где q — тепловой эффект реакции, равный 486 040 кдж!(к • моль) кислорода;
сн — мольная доля кислорода в смеси;
Z — степень гидрирования кислорода;
с0 — средняя объемная теплоемкость смеси в кджЦм3-град), для
аргона сь = 0,930 кдж!(м?-град).
При содержании в аргоне 1% об. О2 адиабатный разогрев при полном
превращении кислорода равен 233 град. При заполнении контактных аппа-
ратов промышленным палладиевым катализатором максимальная допусти-
мая температура в слое катализатора соответствует содержанию кислорода
в аргоне 2,0—2,3%. При использовании термостойкого палладиевого ката-
лизатора рабочая температура в реакторе может быть повышена до 973° К
и соответственно содержание кислорода в аргоне доведено до 3,0% об.
При выборе условий каталитического гидрирования необходимо учиты-
вать возможность образования в контактном аппарате гремучей смеси. Пре-
дельно допустимое содержание кислорода, обеспечивающее взрывобезопас-
ное ведение процесса, равно 5% об.
С ростом линейной скорости в контактном аппарате увеличивается коэф-
фициент массопередачи, что способствует полноте превращения кислорода.
Увеличение линейной скорости ограничивается ростом гидравлического
сопротивления слоя катализатора. В условиях работы с повышенным давле-
нием увеличиваются допустимые гидравлические потери в контактном аппа-
рате, что дает возможность повысить массовую скорость газа.
Расчет основных материальных потоков в контактном аппарате включает
следующие определения:
1)	количество смеси, поступающей в контактный аппарат:
V = Q-^443/4,	(5)
см
где Q — количество очищаемого сырого аргона в м3/ч;
сн — концентрация кислорода в сыром аргоне в % об.;
см — концентрация кислорода в смеси, поступающей в контактный аппа-
рат, максимально допустимая из условий термостойкости катализа-
тора и взрывобезопасности процесса очистки, в % об.;
72
2)	количество аргона, очищенного от кислорода,
Q (1 — 0,01 сн) -(1 + 0,01 св) м3/ч,	(6)
где св — концентрация водорода в аргоне, очищенном от кислорода («избы-
ток» водорода), в % об.;
3)	количество водорода, подаваемого в контактный аппарат,
Н = 0,01Q [2сн + (1 - 0,0kH)cJ Л	(7)
Объем катализатора можно рассчитать исходя из объемной скорости
в слое катализатора, которая для палладиевого и платинового катализаторов
принимается до 10 000 ч-1:
v = —— м3,	(8)
&об	v
где V — количество очищаемой смеси в м31ч;
w06 — объемная скорость в ч-1.
Скорость газа в аппарате принимают максимально возможной исходя
из допустимого гидравлического сопротивления аппарата, так как увели-
чение линейной скорости способствует полноте превращения кислорода.
Для определения линейных размеров аппарата (диаметра и высоты)
необходимо рассчитать его гидравлическое сопротивление. Сопротивление
контактного аппарата определяется сопротивлением слоя катализатора.
Потери гидравлического напора в решетках, ограничивающих слой катали-
затора, не превышают 10% в общем балансе потерь, если свободное сечение
решеток достаточно велико (не менее 15—20% сечения аппарата).
Сопротивление слоя катализатора высотой 1 м в н/м2 рассчитывается
по уравнению
•Ар=-^/э,	(9)
где W — скорость газа, отнесенная к полному сечению аппарата, в м/сек\
р — плотность газа в кг/м3}
8 — доля свободного объема в слое палладиевого или платинового
катализатора, принимаемая равной 0,42;
а — наружная поверхность зерен в единице объема катализатора
в м2/м3, Для цилиндрических зерен с высотой, равной диаметру
зерна d м,
а=(1-е)4;	(10)
f3 — коэффициент трения;
f- = ^7 + 0'75-	'(“>
здесь Re3 — критерий Рейнольдса (в расчете на эквивалентный диаметр);
<12>
|х — коэффициент вязкости газа в н-сек/м2;
d3 — эквивалентный диаметр в м;
d3 = -^~.	(13)
73
Пример. Рассчитать количество катализатора и основные размеры контактного аппарата
для очистки 100 м3/ч сырого аргона с содержанием кислорода 10% об. Давление в контактном
аппарате 0,13 Мн/мР. Катализатор состоит из зерен цилиндрической формы со значениями
высоты и диаметра, равными каждое 4 мм. Сопротивление контактного аппарата 30—40 кн/м2.
1)	Количество смеси, поступающей в контактный аппарат, рассчитываем из условия
см = 2% об.:
V = 100 -^- = 500 м*/ч.
2)	Количество водорода, подаваемого в контактный аппарат при св = 0,5%,
Н = 0,01-100 [2-10+ (1 —0,01-10) 0,5] = 20,45 м3/ч.
3)	Количество аргона, очищенного от кислорода:
G= 100 (1 — 0,01-10) (1 + 0,01-0,5) = 90,45 м3/ч.
4)	Объем катализатора рассчитываем из условия к>об = 5000 «Г1:
500-1000	,
V = - 5000	= 100 ^3-
5)	Максимальная температура в слое катализатора рассчитывается из адиабатного разо-
грева (233 град на 1% О2) с учетом повышения температуры при сжатии газа в газодувке:
Т = (236-2 + 80) + 273 = 819° К-
Средняя температура в слое
-	353 + 8,9 _ 586.к.
6)	Сечение аппарата (S) рассчитываем из условия W = 3 м/сек:
о У-Р
3600. Wpp •
Плотность газа в рабочих условиях
_ 1,78-273-988
Рр— 586-760
= 1,1 кг/м3\
500-1,78
3600-3 1,1
0,075 м3.
Принимаем S = 0,08 м2.
7)	Диаметр аппарата
8)	Высота слоя катализатора-
/1 = ‘оЖ= 1,25 м’
9)	Сопротивление слоя катализатора.
При 586° К Ц = 3,58- 10~б н-сек/м2',
а = (1 — 0,42)	= 870 м2/ма;
.	40 , аос л 2,822-1,1-870-0,85 ,Qcnn ,,
f* = 400" + 0,75 = 0,85: Др =-----2-6,423-----= 43 500 Я/Л< •’
Метод очистки сырого аргона каталитическим гидрированием кислорода
в настоящее время широко применяется в отечественной промышленности и
74
за рубежом. Технологические схемы установок отличаются по числу ступеней
контактирования, рабочему давлению в. контактном аппарате, методам дози-
рования очищаемого газа и водорода в контактный аппарат и пр.
Фирмой Линде разработаны установки очистки аргона в две ступени
под давлением 15 Мн/м*. В первом контактном аппарате, заполненном мед-
ной контактной массой, кислород связывается водородом при 870° К, во
втором аппарате связывается окисью меди избыток водорода. Очищенный
аргон после контактных аппаратов проходит блок осушки и поступает в бал-
лоны. В установках фирмы Линде большой производительности очистка
производится при атмосферном давлении на палладиевом катализаторе,
а избыток водорода удаляется вместе с азотом путем низкотемпературной
ректификации.
Азот на продувку
Рис. 1. Принципиальная технологическая схема установки УТА-5А для очистки сырого аргона
от кислорода каталитическим гидрированием:
1 — газгольдер сырого аргона; 2, И — холодильники; 3 — газодувка; 4 — подогреватель; 5 — контакт-
ный аппарат; 6 — пламегаситель; 7 — газгольдер технического аргона; 8 — компрессор; 9 — блок
осушки; 10 — реципиенты; 12 — влагоотделитель
В отечественной промышленности находятся в эксплуатации установки
типа УТА с одной ступенью контактирования и с разбавлением сырого аргона
очищенным от кислорода аргоном с помощью циркуляционной газодувки.
Давление в контактных аппаратах не превышает 150—160 кн!м2. Аналогич-
ные технологические схемы применяются в США.
В промышленной установке УТА-5А (рис. 1) сырой аргон поступает из
одной или нескольких воздухоразделительных установок в мокрый газголь-
дер 1 емкостью 100—300 м3, откуда засасывается газодувкой 3 и после сме-
шения с частью очищенного аргона в количестве, необходимом для сниже-
ния содержания кислорода в очищаемом газе до 2%, направляется через
пусковой подогреватель 4 в контактный аппарат 5. С помощью байпасной
линии, соединяющей всасывающую и нагнетательную линии газодувки,
регулируется количество газа в циркуляционном контуре установки. Очи-
щаемый газ подается в верхнюю часть контактного аппарата, куда поступает
также и водород из баллонов или непосредственно из электролитической
установки.
Очищенный от кислорода аргон проходит холодильник 11 и влагоотдели-
тель 12, где удаляется капельная влага. После влагоотделителя основная
масса газа возвращается во всасывающую линию газодувки, а небольшая
часть, соответствующая производительности установки, отводится в газ-
гольдер технического аргона 7, засасывается из газгольдера компрессором 8,
сжимается до 16,5 Мн1м? и, пройдя блок осушки 9, заполненный активным
глиноземом, поступает в реципиенты высокого давления 10, откуда отби-
рается в ректификационную колонну для очистки от азота и водорода.
75
Контактный аппарат емкостью 150 дм3 (рис. 2) выполнен из нержавею-
щей стали. Для лучшего смешения газов катализатор разделен на два слоя,
ограниченных решетками. Аппарат заключен в кожух со шлаковой ватой.
На входном патрубке аппарата установлена разрывная мембрана. Темпера-
турный режим контролируется тремя термопарами, установленными на
Рис. 2. Контактный аппарат установки
УТА-5А для очистки аргона каталитиче-
ским гидрированием кислорода:
1 — реактор; 2 — катализатор; • 3 — кожух;
4 — изоляция; 5 — смеситель; 6 — термопара
входном и выходном патрубках и
в средней части аппарата, свободной от
катализатора. При максимальном рас-
ходе 950 м3!ч средняя линейная ско-
рость газа в аппарате составляет около
4 м!сек, объемная скорость при этом
же расходе 6000 ч-1.
Установка УТА-5А оснащена систе-
мой сигнализации и автоматической
блокировки для предупреждения обра-
зования взрывоопасных смесей и обес-
печения условий работы катализатора.
Подача водорода в контактный аппарат
регулируется вручную или с помощью
системы автоматического дозирования
по показаниям регистрирующего газо-
анализатора водорода непрерывного
действия и должна обеспечить в кон-
тактном аппарате избыток водорода
в 0,1—0,5% об. по сравнению
со стехиометрическим количеством,
необходимым для связывания кисло-
рода.
Установка обеспечивает получение
аргона с содержанием кислорода не
более 0,003% об. при содержании кис-
лорода в сыром аргоне от 2 до 20% об.
Производительность установки может
изменяться в широких пределах в зави-
симости от содержания кислорода
в сыром аргоне.
Наличие, компрессора на линии ар-
гона, очищенного от кислорода, в уста-
новках типа УТА-5А является извест-
ным недостатком технологической схе-
мы, так как не исключена возможность
загрязнения аргона воздухом, поступа-
ющим через неплотности во всасываю-
щей линии компрессора. Этот недоста-
ток может быть устранен с помощью
дополнительного контактного аппарата,
устанавливаемого на линии сжатия ком-
прессора перед концевым холодильни-
ком и выполняемого в виде сосуда вы-
сокого давления небольшой емкости (около 10 дм3 на 100 м3 аргона), запол-
ненного палладиевым катализатором. Гидрирование кислорода осущест-
вляется за счет водорода, присутствующего в аргоне после основного
контактного аппарата.
Основные показатели работы установки УТА-5А приводятся ниже.
76 ’
Техническая характеристика установки УТА-5А
Количество перерабатываемого сырого аргона в м3/ч	До 100
Концентрация кислорода в сыром аргоне в % об. .	. .	»	20
Расход водорода в м3/ч ...................................... »	40
Концентрация кислорода в газе циркуляционного контура перед
контактным аппаратом в % об., не более..................... 2,1
Концентрация примесей в «техническом» аргоне за контактным аппа-
ратом в % об.:
водорода ............. 0,5—1,5
кислорода, не более........................................ 0,003
Температура в средней точке контактного аппарата в ° К не выше 820
Количество циркулирующего газа в м3/ч ....	.	400—900
Метод очистки сырого Аг каталитическим гидрированием кислорода
обеспечивает глубокую очистку от кислорода, так как реакция образова-
ния воды может рассматриваться как практически необратимая вплоть до
1273° К (при избытке водорода в 0,1 %). Процесс очистки в контактных аппа-
ратах идет непрерывно, при высоких объемных скоростях; таким образом
Рис. 3. Принципиальная технологическая схема установки для очистки аргона каталитиче-
ским гидрированием кислорода под давлением:
1 — газгольдер; 2 — компрессор 2РГ 3/350; 3,7 — холодильники; 4 — масло-влагоотделитель; 5 — ад-
сорбер для очистки от паров масла; 6 — контактный аппарат; 8 — влагоотделитель; 9 — адсорберы
блока осушки; 10, 13 — фильтры; 11 — реципиент; 12 — отстойник
потребная емкость аппаратов невелика. Катализаторы — палладиевый или
платиновый — не снижают активности в процессе длительной эксплуатации.
Расход палладия, который входит в состав катализатора и является доступ-
ным материалом, составляет лишь 0,75 кг на 100 дм3 катализатора.
Содержание кислорода в сыром аргоне, получаемом на отдельных воздухо-
разделительных установках, например типов Г-540, КжАр-1,6 и др.,
не превышает 2—3%. Применительно к этим условиям утрачивает свое
значение система циркуляционного разбавления сырого аргона аргоном,
очищенным от кислорода, принятая в установках типа УТА. Одним из путей
модернизации этих установок является разработка оборудования, рассчи-
танного на проведение всего процесса очистки под высоким давлением. Уста-
новка такого типа разработана в Советском Союзе [7].
77
Сырой аргон (рис. 3) с содержанием кислорода не более 2% об. из
газгольдера 1 засасывается компрессором 2,высокого давления и сжимается
до давления 10—20 Мн!м?. Вместе с аргоном в компрессор поступает водо-
род в количестве, превышающем на 0,5—1 % стехиометрическое по отношению
к содержанию кислорода в сыром аргоне. Сжатая смесь проходит холодиль-
ник 3, освобождается от капельного и парообразного масла в маслоотдели-
теле 4 и в адсорбере 5 и подается в контактный аппарат 6 с палладиевым ката-
лизатором (рис. 4). Очищенный от кислорода аргон проходит холодильник 7
и влагоотделитель 8, где освобождается от капельной влаги и затем поступает
в блок адсорбционной осушки 9. Сухой аргон направляют в реципиент 11 и
в блок очистки от азота.
Установка оснащена автоматическими газоанализаторами для непре-
рывного определения содержания кислорода в сыром аргоне и водорода
в очищенном аргоне за контактным аппаратом. Предусмотрена возможность-
снижения содержания кислорода в очищаемом сыром аргоне возвращением
части аргона, очищенного от кислорода, во всасывающую линию компрес-
сора. Для обеспечения взрывобезопасных условий работы установки на линии
подачи водорода предусмотрен клапан, сбалансированный с пусковым уст-
ройством компрессора таким образом, что при остановке компрессора кла-
пан закрывается и прекращает подачу водорода в установку.
Эта установка выгодно отличается от установки УТА меньшими разме-
рами основного технологического оборудования. Отсутствие циркуляционной
газодувки сокращает удельный расход электроэнергии. Однако установка
имеет ограниченное применение, так как рассчитана на переработку сырого>
аргона с постоянным низким содержанием кислорода. Основные технические
показатели установки очистки аргона высокого давления приводятся ниже..
Техническая характеристика установки очистки аргона высокого давления
Количество перерабатываемого сырого аргона в м3/ч............. До 160
Давление газа в установке очистки в Мн/м2.....................От 7 до 15
Концентрация кислорода в сыром аргоне в % об..................Не более 2
Концентрация примесей в «техническом» аргоне в % об.:
водорода..................................................... 0,8—1,2
кислорода ................................................’ ^0,001
Температура в средней точке контактного аппарата в ° К • • • • 370—380
Объемная скорость в контактном аппарате в ч-1................... ^2300
Линейная скорость газа в контактном аппарате в м/сек ....	^0,011
В связи с организацией производства сырого аргона на крупных воздухо-
разделительных установках низкого давления возникла необходимость
в создании установок очистки, рассчитанных на переработку от 300 до*
700 м31ч сырого аргона. Схема такой установки типа АрТ-0,75 представлена,
на рис. 5.
Характерная особенность этой установки — отсутствие машинного обо-
рудования. Для преодоления сопротивления движению потока очищаемого
газа в системе очистки используется давление столба жидкости сырого аргона
в конденсаторе колонны сырого аргона. Для очистки сырого аргона с содер-
жанием кислорода более 2% об. вместо системы циркуляционного разбавле-
ния, принятой в установках типа УТА, в установке АрТ-0,75 предусмотрена
система очистки в двух последовательно расположенных контактных аппа-
ратах с независимым дозированием водорода в каждый аппарат. В первом
контактном аппарате содержание кислорода в очищаемом газе снижается
др 2%. При этом в аппарат вводится водород в количестве, не превышающем
4%. Окончательная очистка от кислорода производится во втором контакт-
ном аппарате.
78
рис 4- Контактный аппарат
установки для очистки арго-
на каталитическим гидриро-
ванием под давлением:
/—патрон; 2 — корзина; 3, 4—
перфорированные сетки; 5 —
крышка; 6 — уплотнительный
фланец; 7, 8, 9— фланцы; 10 —
трубопровод; 11 —уплотнитель-
кольцо; 12 — катализатор
Рис. 5. Принципиальная технологическая схема установки типаТА.рт-0,75 для очистки'аргона
^каталитическим гидрированием кислорода:
1 — электроподогреватель; 2, 5 — контактные аппараты; 3 — холодильник; 4, 8— влагоотделители;
6 — теплообменник; 7 — холодильник; 9 — адсорберы блока осушки; 10 — фильтры-пылеуловители;
// — сборник конденсата; 12 — пламегаситель; 13 — разрывные мембраны
Контактные аппараты заполнены платиновым катализатором (Pt на
у-А12О3), более устойчивым в окислительной среде в сравнении с пал-
ладиевым катализатором.
Очистка сырого аргона в установке АрТ-0,75 производится следующим
образом.
Жидкий сырой аргон с содержанием кислорода до 4% из конденсатора
колонны сырого аргона под действием столба жидкости, создающего давле-
ние до 0,35 Мн/м2, газифицируется, подогревается в теплообменнике-испа-
рителе и поступает через электроподогреватель /, работающий только в пе-
риод пуска установки, в контактный аппарат 2.
В верхнюю часть контактного аппарата подается водород в количестве,
необходимом для связывания примерно 2% кислорода, при этом темпера-
тура в слое катализатора поддерживается не выше 773° К. После контакт-
ного аппарата аргон охлаждается в водяном холодильнике 3 j\q температуры
308—313° К и, пройдя влагоотделитель 4, поступает в контактный аппарат 5,
куда вводится водород в количестве, превышающем стехиометрическое,
к количеству связываемого кислорода, на 0,2—0,8% об.
Из аппарата 5 аргон, очищенный от кислорода до остаточного содержа-
ния не более 0,001% об., проходит последовательно теплообменник 6, где
охлаждается до температуры 286° (13° С) потоком сухого воздуха, влагоот-
делитель 8, где освобождается от капельной влаги и вводится в один из
адсорберов 9 блока осушки. Сухой, очищенный от пыли в фильтре 10 «тех-
нический» аргон направляется в ректификационную колонну для очистки
от азота и водорода.
Установка оснащена системой автоматического дозирования водорода
в контактные аппараты, обеспечивающей поддержание температуры в первом
контактном аппарате от 723 до 743° К и постоянство содержания водорода
в очищенном аргоне после второго контактного аппарата от 0,2 до 0,8% об.,
и системой автоматической отсечки подачи водорода и сырого аргона при
нарушении технологического режима.
В состав установки входит следующее основное оборудование.
Контактный аппарат, изготовленный из стали Х18Н10Т и заключенный
в кожух, заполненный теплоизоляцией. Водород, подается в верхнюю часть
аппарата, выполненную в виде смесителя. На входном патрубке аппарата
установлена разрывная мембрана, гарантирующая аппарат от повреждения
при резком возрастании давления в нем. На патрубке аппарата, предназна-
ченном для ввода водорода, установлен пламегаситель. Температура в ката-
лизаторе, размещенном для лучшего перемешивания очищаемого газа в виде
двух слоев, контролируется тремя термопарами.
Блок осушки состоит из двух адсорберов, заполненных синтетическим
цеолитом марки NaA, и двух фильтров-пылеуловителей. Для регенерации
адсорбента используется воздух, нагретый в теплообменнике 6. Для охлажде-
ния адсорбента до нормальной температуры используется воздух, охлажден-
ный в холодильнике 7.
Теплообменник 6 — витой, противоточный, состоит из сердечника
с навитыми на него трубками. Нагретый аргон движется по межтрубному
пространству, охлаждающий воздух движется по трубкам. Теплообменник
помещен в кожух с теплоизоляцией.
Холодильник 3 — кожухотрубный. Аргон движется в межтрубном
пространстве с перегородками, вода движется по трубкам. Холодильник
помещен в кожух с теплоизоляцией.
Основные технологические показатели установки АрТ-0,75 приведены
ниже.
80
Техническая характеристика установки АрТ-0,75
Количество перерабатываемого сырого аргона в м3/ч .... От 375 до 765
Концентрация кислорода в сыром аргоне в % об............... Не более 4
Концентрация примесей в «техническом» аргоне в % об., не
более:
кислорода................................................. 0,001
водорода .............................................. 0,8
Давление сырого аргона перед контактным	аппаратом в Мн/м2,	0,28
Давление «технического» аргона на выходе из установки
в Мн1м\ не менее.............................................. 0,1
Давление водорода перед контактными аппаратами в Мн1м2	0,4—0,6
Количество потребляемого воздуха в м3/ч, не более.............. 885
Давление воздуха на входе в установку в Мн!м2.............. 0,3—0,6
Очистка аргона от азота
Сырой аргон, очищенный от кислорода, содержит от 5 до 10% N2. В том
случае, если очистка от кислорода производилась методом каталитического
гидрирования, в аргоне содержится также 0,5—1,5% Н2.
От этих примесей аргон очищают
методом низкотемпературной ректи-
фикации, так как разница в темпе-
ратурах кипения компонентов смеси
достаточно велика. Расчеты техноло-
гической схемы установки очистки Аг
от N2, тепловые и конструктивные
расчеты аппаратов выполняются ана-
логично расчетам установок разде-
ления воздуха.
При получении аргона на круп-
ных воздухоразделительных установ-
ках блок очистки аргона от азота
размещают в общем кожухе с основ-
ным воздухоразделительным аппара-
том или в так называемом «аргон-
ном блоке» вместе с колонной сырого
аргона.
В этом случае холодопотери.
колонны очистки покрываются из ре-
зерва холодопроизводительности ап-
парата. В частности, такое распо-
ложение блока очистки принято
в установках	КТ-3600Ар. Опыт
эксплуатации показал, что колонна
Рис. 6. Принципиальная технологическая
схема блока БРА-1 для очистки аргона от
азота:
для '^очистки аргона от азота прак-
тически не влияет на режим возду-
хоразделительного аппарата.
Если блок очистки расположен
отдельно от основной воздухораздели-
1 — ректификационная колонна; 2 — теплооб-
менник; 3 — переохладитель жидкого аргона;
4 — адсорбер ацетилена; 5, 6 — насосы жидкого
аргона; 7 — нижний конденсатор колонны;
8 — верхний конденсатор колонны
тельной установки, холодопроизводительность блока обеспечивается дрос-
сель-эффектом аргоно-азотной смеси, поступающей на очистку, и дроссель-
эффектом воздуха высокого давления холодильного цикла. При произво-
дительности блока очистки 60—65 м3/ч расход воздуха высокого давления
составляет!около 250 м31ч.
Блок очистки аргона от азота типа БРА-1 (рис. 6) состоит из ректифи-
кационной колонны с 35—40 ситчатыми тарелками кольцевого типа и двумя
П/р. В. И. Епифановой
81
конденсаторами-испарителями, теплообменника, адсорбера ацетилена, пере-
охладителя и насоса жидкого аргона. Аргоно-азотная смесь с давлением
5—18 Мн!м2 поступает в теплообменник 2, где охлаждается до 150° К, дрос-
селируется до давления 0,2—0,22 Мн!м2 и поступает на разделение в сред-
нюю часть колонны 1. В трубном пространстве конденсатора 8 пары аргона
конденсируются при температуре 82° К, в межтрубном пространстве конден-
сатора 7 кипит жидкий аргон при температуре 93—95° К. Из конденсатора 7
чистый жидкий аргон поступает в переохладитель 3, где охлаждается до
86—88° К, и затем насосом 5 (или 6) через теплообменник 2 подается в бал-
лоны под давлением до 16,5 Мн!м2. Такой метод заполнения баллонов исклю-
чает возможность загрязнения чистого аргона в процессе компримирования.
Известную трудность при отборе жидкого аргона с помощью насосов
представляет близость его температур кипения (87,3° К при 760 мм рт. ст.)
и плавления (83,8° К). .При повышении давления до 0,2—0,22 М.н!м2 раз-
ность температур кипения и плавления аргона увеличивается до 10—12 град
из-за повышения температуры кипения аргона - (95° К при давлении
«0,2 Мн1м2). Этого изменения достаточно для переохлаждения жидкого
аргона перед поступлением в насосы.
Воздух высокого давления, поступающий в блок очистки, проходит
теплообменник 2, где охлаждается за счет обратного потока воздуха низкого
давления и чистого аргона, дросселируется до давления 0,6 Мн/м2, и вводится
в трубное пространство нижнего конденсатора, где ожижается. Жидкий
воздух, пройдя адсорбер ацетилена 4, дросселируется до давления 0,16 Мн!м2
и подается в межтрубное пространство конденсатора 8. Часть жидкого
воздуха после дросселирования поступает в межтрубное пространство пере-
охладителя 3 и затем используется для охлаждения насосов. Пары воздуха
из конденсатора 8 после теплообменника 2 выбрасываются в атмосферу.
Из-под крышки конденсатора 8 отводятся пары азота с содержанием аргона
12—15%. Потери аргона с отбросным азотом, как показала практика экс-
плуатации блоков очистки, составляют около 5%. Блок очистки аргона от
азота обеспечивает получение чистого аргона с содержанием азота, не пре-
вышающем 0,01% об.
Очистка сырого аргона адсорбционным способом
с применением синтетических цеолитов
В последние годы начали развиваться методы адсорбционной очистки
сырого аргона от кислорода; Промышленная установка адсорбционной
очистки фирмы Бритиш Оксиген включает три адсорбера, заполненных ад-
сорбентом (синтетическим цеолитом). Очистка производится при темпера-
туре 93—98° К. Адсорбент удерживает около 10% вес. кислорода. При
регенерации адсорбента основная масса кислорода удаляется нагретым сухим
азотом, остатки которого выводятся из установки газообразным гелием.
Установка обеспечивает очистку аргоно-кислородных смесей с содержанием
20% О2 до остаточной концентрации медее 0,001 % О2.
Адсорбционная емкость при низких температурах цеолита типа NaA по
кислороду в 20—30 раз превышает емкость по аргону и азоту, что позволяет
вести процесс очистки Аг от О2 методом низкотемпературной адсорбции на
цеолитах этого типа.
Исследованиями Ленинградского технологического института холо-
дильной промышленности [ 13 ] установлено, что цеолит типа NaA адсорбирует
до 12% О2 к весу адсорбента при концентрации кислорода за слоем адсор-
бента (так называемой «проскоковой» концентрации), равной 0,003% об. О2.
Динамическая емкость по О2 практически не зависит от концентрации О2
82
в исходной смеси. Оптимальный режим очистки, по данным авторов, при дав-
лении очищаемой смеси 0,12 Мн!м2 соответствует температуре 95—105° К
и скорости газового потока до 3 м/мин. Содержание азота в смеси не должно
превышать 0,1% об. В этих условиях возможно получение чистого аргона
с остаточным содержанием кислорода менее 0,0005% об. Наиболее приемле-
мая конструкция кислородных адсорберов — это кожухотрубный аппарат
с высотой слоя не менее 1,5 м. Для полного использования адсорбционной
емкости цеолита установка должна быть снабжена тремя адсорберами. Осо-
бое внимание должно быть уделено подготовке адсорбента: первоначальная
регенерация цеолита должна проводиться нагреванием до 570—600° К с од-
новременным вакуумированием до остаточного давления около 1 мм рт. ст.
Для периодической десорбции газов достаточно нагревание до 325—375° К
с вакуумированием до 1 мм рт. ст.
Снижение емкости цеолита типа NaA по О2 в присутствии N2 обуслов-
ливает необходимость предварительной очистки сырого аргона от азота,
которую целесообразно проводить путем низкотемпературной ректификации.
Таким образом в технологической схеме очистки сырого аргона блок адсорб-
ционной очистки от кислорода должен следовать за колонной очистки сырого
аргона от азота.
Несмотря на близость адсорбционной емкости цеолита типа NaX
к аргону и азоту в условиях адсорбции чистых газов, в условиях динами-
ческой адсорбции на этом адсорбенте при низкой температуре наблюдается
очистка аргона от азота. Исследованиями Ленинградского технологичес-
кого института холодильной промышленности установлено, что емкость цео-
литов по азоту в присутствии кислорода для цеолитов типа NaX при 90° К
и скорости газового потока 3,6 м!мин составляет около 11% вес. Остаточное
содержание азота за слоем цеолита не превышает 0,01% об. Согласно этим
данным можно очистить сырой аргон от кислорода и азота, используя только
метод низкотемпературной адсорбции синтетическими цеолитами. Вряд ли,
однако, целесообразна замена эффективного непрерывного процесса очистки
аргона от азота низкотемпературной ректификацией менее эффективным
периодическим адсорбционным процессом.
Получение аргона высокой степени чистоты
В производстве редких металлов, в электровакуумной и ламповой про-
мышленности пригоден лишь аргон высокой чистоты, так называемый спек-
трально-чистый аргон, содержание примесей в котором не фиксируется спек-
тральными методами анализа (чувствительность последних порядка0,001 %).
Требования к чистоте аргона для полупроводниковой промышленности еще
выше—допустимое содержание примесей в аргоне оценивается в 10-5—
10"4% об.
Наиболее широкое распространение получил метод тонкой очистки
аргона металлами, образующими при высоких температурах прочные соеди-
нения с химически активными примесями в аргоне. Применяются как твердые
металлы и сплавы, так и расплавленные металлы или их пары.
Исследование различных твердых металлов показало, что барий и каль-
ций обеспечивают очистку аргона от кислорода и азота при более низких
температурах, чем другие металлы. Из экономических соображений кальций
следует предпочесть барию.
При 720—770° К Са связывает N2 в Ca3N2. В этих же условиях прочно
удерживаются кальцием О2 и СО2. Кальций не обеспечивает очистки от Н2О
вследствие заметной упругости диссоциации Са (ОН)2, а также от углево-
дородов, которые при высокой температуре в присутствии кальция образуют
6*	83
продукты, не поглощаемые кальцием. С целью удлинения периода эксплуа-
тации аппарата, заполненного кальцием, а также в связи с эффектом тормо-
жения, наблюдающимся для реакции образования Ca3N2 в присутствии О2,
последний удаляют предварительно в специальном аппарате. Описаны уста-
новки, в которых для очистки от азота применяется губчатый титан, погло-
щающий азот и кислород с образованием нитрида и окиси титана при 1070—
1170° К- Водород поглощается губчатым титаном при температурах от 570
до 870° К, однако при более высоких температурах губчатый титан выделяет
поглощенный им водород. Высокой активностью в реакции с кислородом
обладают контактные материалы на основе активированной меди, которые
получают пропиткой пористых носителей — кизельгура или у-А^Оз [12]
солями меди и последующим восстановлением меди водородом при нагрева-
нии. Контактный материал (Си на у-А12О3) обладает высокой прочностью
и может применяться при повышенных давлениях.
Горючие примеси — Н2, СО, углеводороды — обычно удаляют путем
окисления до Н2О и СО2 с последующей очисткой от продуктов окисления.
Окись меди окисляет Н2 и СО при 550—570° К и 420—450° К соответственно.
Гопкалит (контактный материал, состоящий из окислов марганца, меди и
железа) окисляет СО при более низких температурах. Полное окисление СН4
окисью меди наблюдается при 1020—1070° К.
Если кислород содержится в очищаемом аргоне в количествах, превы-
шающих стехиометрическое по отношению к горючим примесям на 5—10%,
Н2, СО, СН4 могут быть окислены в присутствии катализаторов при более
низких температурах и высоких объемных скоростях. Для окисления Н2
и СО может быть использован палладиевый или платиновый катализаторы
(Pd или Pt на у-А12О3). Полное окисление Н2 и СО до остаточнцх содержаний
менее 1-10~4% об. наблюдается при температурах 420—470° К и объемной
скорости до 25 000 ч-1. При окислении СН4 активность платинового катали-
затора значительно ниже, чем палладиевого: температура полного окисле-
ния СН4 на палладиевом катализаторе 520—570° К при объемной скорости
до 25 000 ч~1; на платиновом катализаторе полное окисление метана не
наблюдается даже при 750—800° К.
Для очистки газов от СО2 и Н2О применяют адсорбенты — синтетичес-
кие цеолиты (NaX, СаА), обеспечивающие эффективную очистку до оста-
точных содержаний не выше 1-Ю"4—2-10~4% об. при нормальной темпе-
ратуре. Для глубокой осушки газов применяют также Р2О5.
Установка для тонкой очистки аргона [12] включает несколько после-
довательно расположенных патронов с электрообогревом, заполненных
поглотителями. Патрон для выжигания углеводородов заполнен гранули-
рованной СиО или активированной окисью меди состава 79,2% СиО, 0,8%
FeO, 20% каолина. Рабочая температура в слое гранулированной СиО
1020—1070° К; в слое активированной окиси меди 870° К. Объемная скорость
около 50 ч -1. Патрон для очистки от О2 заполнен губчатой медью, получен-
ной восстановлением гранулированной окиси меди водородом при 450—
520° К; рабочая температура 670—720° К, объемная скорость 50—100 ч"1.
Патрон для очистки от N2 заполнен кальцием в стружке с насыпной массой
не менее 0,35 кг!дм\ рабочая температура 870—920° К, объемная скорость
до 100 ч~х. Осушительный патрон заполнен Р2О5, нанесенной на стеклянную
вату, или адсорбентом (А12О3, синтетический цеолит типа NaX); рабочая
температура комнатная.
Эффективная очистка инертного газа от примесей О2, N2, Н2 до остаточ-
ных содержаний ниже 1 • 10"4 об. может быть достигнута в установке, состоя-
щей из трех расположенных последовательно патронов. Патрон для очистки
от О2 и N2 заполнен губчатым титаном с насыпной массой 0,8 кг!дм? при
84
размере зерен 3—8 мм; рабочая температура 1100° К, объемная скорость
500—600 ч"1. Патрон для очистки от Н2 заполнен гранулированной окисью
меди с насыпной массой 2,2—2,5 кг!дм*; рабочая температура 590—610° К;
объемная скорость до 4000 ч~\ осушительный патрон заполнен Р2О5 или ад-
сорбентом. Поглотители (Ti, CuO) должны быть предварительно обезгажены
нагреванием до рабочих температур с одновременным вакуумированием до
остаточных давлений 0,1—0,5 мм рт. ст. Очищенный аргон конденсируют
в сосуде, охлажденном жидким азотом, и затем газифицируют, направляя
очищенный газообразный аргон в вакуумированные металлические или стек-
лянные баллоны.
Расчет патронов сводится к определению их размеров в соответствии
с объемной скоростью в слое поглотителя и сроком его службы. 1 дм* титано-
вой губки поглощает 20 дм* азота и 8 дм3 кислорода; 1 дм* окиси меди погло-
щает 300 дм* водорода.
Меньше распространены способы тонкой очистки аргона расплавленными
металлами. Разработана установка очистки жидким сплавом калия и натрия,
которые активно поглощают кислород, но не обеспечивают удаления азота.
Металлический литий прй сравнительно низкой температуре образует проч-
ные окись и нитрид лития, а также обеспечивает очистку от СО2 и других
примесей. Оптимальная температура в слое расплавленного лития 720—
770° К.
Для хранения аргона высокой чистоты используют сосуды из стекла,
прогретые при 620—670° К под вакуумом в течение 3—4 ч. Сосуды наполняют
газом до давления не выше 700 мм рт. ст. Для хранения газа под повышен-
ным давлением используют стальные баллоны небольшого объема, снабжен-
ные мембранными или сильфонными вентилями; на внутренние стенки балло-
нов наносят специальные покрытия. Перед наполнением газом баллоны про-
гревают при 520—570° К под вакуумом.	(
2.	ПОЛУЧЕНИЕ КРИПТОНА
ИЗ ПЕРВИЧНОГО КРИПТОНОВОГО КОНЦЕНТРАТА
Содержание в воздухе высококипящих. или, как их называют, тяжелых
инертных г^зов — криптона и ксенона — ничтожно мало и составляет
1,08-10"4 и 0,08-10"4% об. соответственно. Несмотря на это, воздух— един-
ственный источник для промышленного производства этих газов.
Основной потребитель криптона — электроламповая промышленность.
Замена аргона при заполнении бытовых осветительных ламп накаливания
криптоном, плотность которого в 2,1 раза больше, а теплопроводность в 1,9
раза меньше, повышает на 10—25% светоотдачу на единицу энергетических
затрат и улучшает световую характеристику ламп. Более высокая стоимость
криптона отчасти компенсируется уменьшением объема лампы. Криптон
и ксенон применяются также для заполнения ламп специального назначе-
ния, например, импульсных ламп высокой мощности для кино- и фотопро-
мышленности, сигнальных ламп для освещения аэродромов и т. п.
Вначале получение Кг и Хе основывалось на методе, разработанном Рам-
заем и основанном на «упаривании» жидкого воздуха с последующей фрак-
ционированной разгонкой остатка высококипящих компонентов. Вторым
этапом в развитии техники производства криптона были разработка и созда-
ние промышленных схем для производства криптона в качестве, побочного
продукта в установках разделения воздуха.
Несколько позже были созданы две мощные промышленные установки
для получения из воздуха Кг в качестве основного продукта: в Булони
I Франция) работает установка фирмы Лэр Ликид, перерабатывающая
85
33 000 м3/ч воздуха, в Айка (ВНР) установка перерабатывает 35 000 м3/^
воздуха.
Принципиальной особенностью технологических схем этих установок,
основанных на высокой растворимости Кг и Хе в жидком воздухе, является
использование в виде жидкости лишь небольшой части воздуха — около*
15% от общего количества — остальной воздух подвергается лишь предвари-
тельному охлаждению до температуры 93° К.
Основное количество перерабатываемого воздуха сжимается до давле-
ния 0,17 MhIm2, и после охлаждения в регенераторах подается в колонну,
где промывается небольшим количеством жидкого воздуха, свободного от
криптона (0,1 m,31m,3 переребатываемого воздуха). Для покрытия холодо-
потерь и образования флегмы в колонне небольшое количество воздуха
(0,1 м31м3 перерабатываемого воздуха) сжимается в установке до 1,5 Мн!м?..
В промывной колонне жидкий воздух обогащается криптоном до 10" 3% об.,,
а затем в основной ректификационной колонне концентрация криптона повы-
шается до 0,1—0,2% об. Дальнейшее обогащение и очистка криптонового
концентрата производится обычными в криптоновой технологии методами,,
т. е. химической очисткой с последующей ректификацией. Конечный продукт
содержит 98—99% смеси Кг + Хе, содержание в нем Хе составляет 5—7%.
Среднегодовой расход электроэнергии на заводе в Айка составляет 33—
34 квт-ч1дм? Кг + Хе; удельный расход воздуха 1000—1100 м31дм3 Кг 4-
+ Хе, что соответствует коэффициенту извлечения Кг + Хе из воздуха,
равному ^85%.
Однако производство криптона из воздуха в качестве основного про-
дукта дальнейшего развития не получило, и в настоящее время криптоновый
концентрат получается на воздухоразделительных установках в качестве
побочного продукта. Эта технология производства криптона состоит из двух
этапов: получение первичного криптонового концентрата, содержащего
0,1—0,2 Кг + Хе, и получение криптоно-ксеноновой смеси, содержащей,
до 98,5—99% Кг + Хе.
Первый этап обогащения криптона осуществляется ректификацией
в специальной колонне [35, гл. IV и 36, гл. I].
Накопление криптона в кислороде при получении первичного крипто-
нового концентрата ограничивается тем, что одновременно с криптоном в жид-
ком кислороде концентрируются углеводороды и могут создаваться взрыво-
опасные условия работы аппарата.
На основе исследований [32], [50] разработана схема последующей
очистки и обогащения первичного криптонового концентрата, которая осу-
ществлена в отечественных, промышленных установках типа УСК-1 и широко
используется в зарубежной практике. На базе установки УСК-1 создана
установка УСК-1М, в которой использован адсорбционный способ очистки
газов от СО2 и Н2О синтетическими цеолитами [3].	/
4 Очистка и обогащение первичного криптонового концентрата
в установках УСК-1 и УСК-1М
На рис. 7 представлена технологическая схема установки УСК-1. Из
блоков первичного обогащения криптоновый концентрат с содержанием 0,1—
0,2% Кг+ Хе поступает в мягкий газгольдер /, из которого компрессором 2
под давлением 0,5 MhJm2, подается через теплообменник 3 в контактные
печи 4 для выжигания углеводородов.
В схеме установки предусмотрено двукратное выжигание углеводородов
с промежуточной очисткой от продуктов сжигания — СО2 и Н2О. Для этого
по выходе из печей выжигания 4 газ, охлажденный в холодильнике 5,
86
00
Криптонобый
концентрат
—Кислород отбросной
—► Воздух отбросной.
Рис. 7. Принципиальная техно-
логическая схема установки
УСК-1:
1 — мягкий газгольдер; 2 — ком-
прессор; 3; 9\ 13 — теплообменни-
ки; 4; 8; 14 — контактные печи;
5; 10 — холодильники; 6 — скруб-
беры; 7; 11 — осушительные бал-
лоны; 12 — блоки вторичного кон-
центрирования криптона; 15 — же-
сткие газгольдеры; 16 — газифика-
тор криптона; 17 — баллон с крип-
тоном
поступает в скрубберы 6 с водным раствором едкого кали, где освобождается
отСО2, азатем в очистительные баллоны, заполненные твердым едким кали,
в которых удаляется Н2О. После очистки газ поступает в печи выжигания 8,
охлаждается в теплообменнике 9 и холодильнике 10, освобождается от про-
дуктов вторичного выжигания в баллонах 11с твердым едким кали и затем
направляется в один из блоков вторичного концентрирования 12.
Обогащенный криптоном продукт, так называемый «сырой» криптон,
выводится периодически из куба колонны, в процессе слива газифицируется,
проходит теплообменник 13, малые контактные печи 14 для выжигания угле-
водородов и собирается в жестких газгольдерах 15, откуда отбирается в гази-
фикатор 16, охлажденный жидким азотом. В процессе газификации продукт
обогащается до 88—90% Кг + Хе путем фракционированного испарения;
фракции с содержанием кислорода более 50% отводятся в газгольдер L
Для получения криптоно-ксеноновой смеси с содержанием кислорода
не более 0,2—0,3% оборудование серийной установки УСК-1 дополняют
печами, заполненными активной медью. Последнюю получают восстановле-
нием гранулированной окиси меди азото-водородной смесью. В процессе
очистки в слое меди поддерживают температуру 670—720° К- Печи рассчи-
тывают на работу под высоким давлением и включают между газифика-
тором 16 и баллоном готового продукта 17.
Оборудование установки УСК-1 рассчитано на переработку 52,5 м3/ч
первичного концентрата с содержанием 0,1% Кг + Хе. Производительность
цеха при коэффициенте извлечения 75—80% составляет около 40 дм3/ч
(в расчете на 100% Кг + Хе). Блок вторичного концентрирования криптона
(рис. 8) состоит из ректификационной колонны 1 (25 тарелок 0 250 мм, из
них 15 в верхней и 10 в нижней части колонны) с испарителем 2, змеевиком 3
в нижней части, конденсатором 4, расположенным в верхней части колонны,
и двух теплообменников — кислородного 5 и воздушного 6.
Первичный криптоновый концентрат, сжатый до 0,5 Мн/м2 и очищенный
от углеводородов, СО2 и Н2О, поступает в теплообменник 5, где охлаждается
потоком отходящего кислорода до 110° К и дросселируется до давления
0,25 Мн/м2 в середину колонны 1.
«Сырой» криптон накапливается в кубе колонны до концентраций, близ-
ких к 100%, и периодически — 1—2 раза в сутки—отбирается. В процессе
слива концентрация криптона падает до 50—60%. Холодопотребность блока
обеспечивается дроссель-эффектом воздуха высокого давления, который
охлаждается в воздушном теплообменнике 6 до 150—160° К обратным пото-
ком воздуха из конденсатора, проходит змеевик, очищается от ацетилена
в адсорбере 7 и поступает в межтрубное пространство конденсатора при дав-
лении 0,45—0,5 Мн/м2.
Контактные печи первого и второго выжигания углеводородов состоят
в основном из цилиндрического патрона из нержавеющей стали, заполненного
контактной массой — активным глиноземом — (90 дм3), противоточного
теплообменника, расположенного в верхней части патрона и электронагре-
вателя мощностью 23 кет, смонтированного из отдельных спиралей на шамот-
ном каркасе. Патрон с электронагревателем помещен в общем корпусе.
Изоляция печи выполнена из шамота и шлаковой ваты. Печи рассчитаны на
рабочее давление 0,5 Мн/м2; для разгрузки стенок патрона в корпусе печи
поддерживается с помощью сжатого азота противодавление, равное рабочему
давлению внутри патрона.
Малые контактные печи (третьего выжигания) по конструкции анало-
гичны описанным выше и рассчитаны на рабочее давление 0,15 Мн/м2, объем
контактной массы — окиси меди — 4,6 дм3, мощность электронагревателя
6 кет.
88
Исследованиями фазовых соотношений в системе О2—Кг было пока-
зано [50], что составы жидкой и газовой фаз до концентрации 20—25% Кг
в жидкости могут быть вычислены по уравнению
lg -J71. = А nL
g р°^ Т 2V2’
(14)
Pi
где pr — парциальное давление Кг в газовой фазе;
р^ — упругость паров чистого Кг;
— мольная доля Кг в жидкой смеси;
N2 — мольная доля О2 в жидкой смеси;
К — постоянная, принимаемая равной 30;
Т — температура в ° К.
Рис. 8. Блок вторичного концентрирования криптона:
1 — ректификационная колонна; 2—испаритель; 3—’змеевик; 4—конденсатор; 5 — кис-
лородный теплообменник; 6 — воздушный теплообменник; 7 — адсорбер ацетилена
Для малых концентраций криптона может быть принято приближенное
уравнение
1б-*_ = А
Ig P\NX T 
Упругость паров чистого Кг можно вычислить по уравнению
lgp° = 4—	,
где р°— упругость пара в мм рпг. ст.\
Т — температура в °К;
J и В — постоянные, имеющие следующие значения:
(15)
(16)
89
для жидкого криптона в интервале температур 115,6—121,0° К А = 6,9861;
В = 491,9;
для твердого криптона в интервале температур 87,2—115,6° К А = 7,7447;
В = 579,6.
Фазовые равновесия в системе кислород—криптон исследованы в широ-
кой области концентраций [32]. Эти данные могут быть использованы для
построения х — у-диаграМм при расчете ректификации в колоннах обогаще-
ния криптона. В -области очень низких концентраций криптона в жидком
кислороде, наблюдающихся в колоннах первичного обогащения криптона,
константы распределения криптона исследованы в последние годы [60].
Зависимость констант распределения (lg/Q) от температуры (7,-1-103) при
бесконечном разведении криптона в
жидком кислороде дана на рис. 9.
Методика расчета ректификации
в колоннах обогащения криптона в боль-
шей части идентична методам расчета
колонн установок разделения воздуха.
Для расчета теоретического числа рек-
тификационных тарелок в верхней
части колонны вторичного обогащения
криптона более удобен аналитический
метод расчета; нижнюю часть колонны
рассчитывают графическим методом,
используя х — ^/-диаграммы.
Исходное уравнение для аналити-
ческого расчета числа теоретических
тарелок (п) имеет вид
Рис. 9. Зависимость констант lg/Ci рас-
пределения криптона в жидком кислороде
от температуры Т“1-103 при бесконечном
разведении раствора
У1
где у — концентрация выделяемого компонента (Кг) в парах, поднимаю-
щихся по колонне;
z/i и у2 — соответственно начальная и конечная концентрации этого компо-
нента в паре;
ух — концентрация выделяемого компонента в парах, равновесная
стекающей жидкости.
Пользуясь уравнением рабочей линии ректификации (у = vx + С,
где v — флегмовое отношение, а С — постоянная величина) и зависимостью
для равновесных составов жидкости (х) и пара (ух), которая для системы
О2—Кг в области весьма малых концентраций имеет вид ух = ах, приводят
уравнение (17) к виду
х2
Г 'vdx
J х (а — у) ’
Xi
(18)
где х± и х2 — соответственно начальная и конечная концентрации криптона
в жидкости.
Решение этого интеграла дает следующее аналитическое выражение для
расчета числа теоретических тарелок:
„ _ у 1П (« —v)x2 —С
a— и (a — v^ — C
(19)
90
Концентрации xt и х2 вычисляют из уравнений рабочей линии ректи-
фикации; содержание у2 принимают равным 4,6-10"4% об. Кг + Хе; при
давлении в колонне 0,23 MhIm* а 0,096.
Количество сырого криптона, получаемого в блоке вторичного концен-
трирования, вычисляют из уравнений внешнего материального баланса
блока.
Производительность блока,, перерабатывающего 52,5 м3/ч первичного
концентрата с содержанием 0,1% Кг + Хе при концентрации продукта
60% Кг + Хе, составляет 40 дм31ч в пересчете на 100% Кг + Хе. Расход
воздуха высокого давления для этого блока, рассчитанный из уравнений теп-
лового баланса, составляет ^1,5 м3!ч на 1 м3 перерабатываемого первичного
концентрата.	\
Взрывобезопасные условия работы колонны вторичного концентрирова-
ния криптона определяются степенью очистки первичного концентрата от
углеводородов в контактных печах. Содержание углеводородов после печей
выжигания в промышленных установках поддерживается в следующих гра-
ницах (в расчете на СН4): после печей первого выжигания от 25 до 50 микро-
долей1 (0,0025—0,005% об.), второго выжигания—до 15 микродолей
(0,0015% об.) *.
Продукты окисления метана — СО2 и Н2О — заметно снижают степень
выжигания на активированном глиноземе при низких температурах. При
930° К и выше на активированном глиноземе достигается практически
полное сжигание в присутствии 20-кратного (к содержанию СН4) избытка
СО2 и при насыщении газа'водяными парами. Эти исследования позволили
при модернизации установки УСК-1 исключить из технологического обору-
дования установки аппараты для промежуточной очистки концентрата от
продуктов выжигания между печами первого и второго выжигания. Даль-
нейшее упрощение состава оборудования установки было достигнуто заме-
ной химических методов очистки от СО2 и Н2О адсорбционными. Эти изме-
нения использованы в технологической схеме установки УСК-1М.
Адсорбционная ёмкость отечественных синтетических цеолитов типа СаА
при 293° К по СО2 составляет около 1Д% вес. (или 58 см3/г), а по Н2О около
27% вес. (или 333 см3!г). Характерной особенностью цеолитов является высо-
кая адсорбционная емкость по Н2О и СО2 при низких концентрациях адсор-
бата, что определяет глубокую степень очистки газов от этих примесей
(точка росы после очистки ниже 203° К, концентрация СО2 менее 0,0005 % об.).
Адсорбция Кг и Хе на адсорбентах этого типа невелика. Поэтому при очи-
стке первичного криптонового концентрата от СО2 и Н2О адсорбционным
методом с применением цеолита СаА потери Кг и Хе в результате их адсорб-
ции не существенны.
Установка УСК-1М (рис. 10) предназначена для переработки крипто-
нового концентрата с содержанием 0,15—0,2% Кг + Хе в количестве
120 м3/ч, получаемого в колоннах первичного концентрирования установок
разделения воздуха типа. Кт К-35, Кт-12 и их модификаций. В результате
переработки первичного концентрата на установке УСК-1М получают крип-
тоно-ксеноновую смесь с концентрацией 99,5—99,9% об. Кг + Хе.
Криптоновый концентрат в количестве от 84 до 120 м3/ч с содержа-
нием от 0,15 до (0,20—0,22%) Кг + Хе поступает из испарителя крипто-
новой колонны основного блока разделения воздуха в газгольдер /, откуда
1 Одна микродоля (pptri) равна 1 • 10Ц4% об.
ж В производстве криптона принято выражать концентрацию углеводородов в едини-
«_г| размерностью мг С в 5 дм3 жидкого О2. Для пересчета в % об. СН4 (z) пользуются урав-
нением: z = 4.66-10~5 х.
91
Криптоновый, концентрат из блока
Азот
блока
Кислород в блок
Греющий газ из блока
Вола
Рис. 10. Технологическая схема установки УСК-1М:
/ — газгольдер; 2 — компрессор; 3; 14 — контактные печи; 4 — теплообменник; 5 — холодильник; 6; 7 — адсорберы; 8 — фильтр; 9 — электроподогрева-
тель; 10 — колонна в сборе; 11 — теплообменник; 12 — испаритель; 13 — теплообменник; 15 — газгольдер емкостью 6 м3; 16 — газификатор; 17 цилин-
дрический сосуд Дьюара; 18 — гидравлический затвор; 19 — малый адсорбер
Азот 6 блок разделения воздуха \Азот д атмосферу
Жидкий азот из блока
Сухой азот или воздух из
Вода^
в дренаж
отбирается компрессором 2, сжимается до давления 0,5—0,55 Мн!м2 и
направляется в теплообменники 4, где нагревается до 890—950 °К за счет
теплообмена с концентратом, отходящим из контактных печей. Затем кон-
центрат поступает в печи 3, где нагревается электронагревателями печей до
970° К и с этой температурой вводится в контактное пространство печей,
заполненное активным глиноземом. В контактных печах происходит выжи-
гание углеводородов, присутствующих в криптоновом концентрате, до оста-
точных содержаний не выше 0,0025% об. (в расчете на СН4). Выходящий из
печей криптоновый концентрат охлаждается примерно до 420—430° К
в теплообменниках 4, а затем до температуры 290—300° К в водяных холо-
дильниках 5, после чего поступает в один из двух попеременно работающих
адсорберов 6 или 7 блока адсорберов, заполненных цеолитом типа NaX,
где освобождается от продуктов выжигания углеводородов — СО2 и Н2О.
Очищенный концентрат поступает на дальнейшее обогащение в блок
вторичного концентрирования, который включает ректификационную
колонну 10 с испарителем и конденсатором и теплообменник. Процесс кон-
центрирования протекает следующим образом: криптоновый концентрат
под давлением 0,5—0,55 Мн/м2, при температуре 290—300° К поступает
в змеевик куба ректификационной колонны, где охлаждается до температуры
140° К за счет испарения жидкости в кубе колонны. Далее он охлаждается
до температура 113° Кв трубном пространстве теплообменника азотом, испа-
рившимся в конденсаторе ректификационной колонны. После теплообмен-
ника криптоновый концентрат дросселируется до 0,15—0,17 Мн!м2 и вво-
дится в ректификационную колонну. Пары концентрата, поднимаясь по
тарелкам колонны, промываются флегмой, стекающей из конденсатора.
Флегма образуется в трубках конденсатора за счет испарения жидкого азота
в межтрубном пространстве.
Пары, необходимые для ректификации в нижней части колонны, обра-
зуются вследствие испарения жидкости в испарителе колонны при ее нагре-
вании концентратом, движущимся по змеевику испарителя. Хладоагентом,
обеспечивающим получение флегмы и покрытие холодопотерь блока, служит
жидкий азот, который подается в межтрубное пространство конденсатора из
основного блока разделения воздуха. Пары азота в состоянии насыщения
при давлении 0,12 Мн!м2 отводятся из конденсатора в теплообменник, где
подогреваются концентратом, поступающим в колонну. После теплообмен-
ника азот возвращается в основной блок разделения воздуха. С целью умень-
шения потерь криптона пары кислорода, прошедшие отмывку от криптона
в колонне вторичного концентрирования, возвращаются в колонну первич-
ного концентрирования.
Криптон (^99,5% Кг + Хе) из куба колонны непрерывно отводится
в испаритель 12, где испаряется и нагревается до температуры, близкой
к температуре окружающей среды, затем через печь выжигания 14, адсор-
бер 19 и теплообменник 13 поступает в газгольдер 15. В печи 14, заполненной
окисью меди, выжигаются углеводороды, накапливающиеся в процессе обо-
гащения криптона. В печи поддерживается температура 900—950° К. Из газ-
гольдера криптоно-ксеноновая смесь периодически отбирается в газифи-
катор 16, охлаждаемый жидким азотом, газифицируется и направляется
в баллоны. Основные технические показатели установки приводятся ниже.
Техническая характеристика установки УСК-1М
Количество перерабатываемого первичного концентрата в м31ч\
с одного блока КтК-35 при содержании 0,15% Кг+Хе.................84
с двух блоков КтК-35 при содержании 0,2—0,22% Кг+Хе .... 120
Количество продукта в м3/ч:
при переработке 84 м3/ч (при 0,15% Кг+Хе)........................0,12
» переработке 120 м3/ч (при 0,2% Кг+Хе) .......................0,24
93
Концентрация продукта Кг+Хе в % об...........................99,5
Количество синтетического цеолита в блоке адсорберов в дм3...430
Длительность рабочего цикла адсорбера в ч....................40—50
Содержание СО2 за блоком адсорберов в % об., не более........0,0002
. Установка УСК-1М имеет существенные преимущества в сравнении
с установкой УСК-1, основные из которых:
сокращение состава оборудования и рабочих площадей;
оздоровление условий труда обслуживающего персонала;
повышение качества продукта — технической криптоно-ксеноновой
смеси.
3.	КСЕНОН И ЕГО ПРОИЗВОДСТВО
Ксенон — последний, из стабильных элементов, представитель группы
инертных газов. Его особые свойства — высокая плотность и низкая тепло-
проводность — представляют большой интерес для электровакуумной тех-
ники, где он используется в производстве специальных типов осветительных
ламп, радиоламп и других электронных приборов.
Ксенон вместе с криптоном накапливается в блоках первичного концен-
трирования криптона, обогащаясь до концентраций порядка тысячных долей
% об. В конечном продукте — криптоно-ксеноновой смеси — содержится
до 7—8% об. ксенона. Этот продукт — исходное сырье для получения ксе-
нона.
Применяются два способа получения ксенона из криптоно-ксеноновой
смеси — метод фракционированной дистилляции и метод адсорбционного
разделения. Фракционированная дистилляция обеспечивает более высокую
степень извлечения ксенона и большую четкость разделения, чем адсорб-
ционный метод. Однако последний проще в аппаратурном оформлении.
Промышленные установки для производства ксенона по своим масшта-
бам не выходят за пределы установок лабораторного типа, так как количество
криптоно-ксеноновой смеси, поступающей на разделение, невелико.
Получение ксенона фракционированной дистилляцией
смеси криптон-ксенон
Расчеты процесса фракционированного испарения бинарной смеси крип-
тон-ксенон показали [32], что при обогащении жидкости в процессе равно-
весного фракционированного испарения от 10 до 75% Хе теряется около
5% этого газа; дальнейшее обогащение жидкости приводит к резкому уве-
личению потерь ксенона, которые достигают 25% при получении продукта
с содержанием 99% Хе.
Ректификация криптоно-ксеноновой смеси обеспечивает высокую сте-
пень извлечения Хе. Были выполнены расчеты процесса периодической рек-
тификации смеси состава 90% Кг и 10% Хе в колонне с разделительным
действием, эквивалентным пяти теоретическим тарелкам, при постоянном
флегмовом числе (v = 5) и переменном составе дистиллята (р — 0,1 Мн/м2).
При концентрации Хе в остатке после ректификации, равной 99,0% об., сте-
пень извлечения Хе составляет 97,2%; при увеличении концентрации
в остатке до 99,9% об. степень извлечения снижается лишь до 85,3% [32 L
Схема промышленной установки для получения Хе ректификацией
криптоно-ксеноновой смеси представлена на рис. 11. Смесь из баллона 1
подается в трубное пространство конденсатора ректификационной колонны 2,
где ожижается и стекает по насадке в куб колонны. Хладоагентом в межтруб-
ном пространстве конденсатора служит жидкий кислород, кипящий под
94
повышенным давлением. Жидкость в кубе колонны обогревается с помощью
электрического подогревателя. Дистиллят отбирается из-под крышки конден-
сатора. Около 90% дистиллята представляет собой чистый Кг, который выво-
дится из установки через барботер 4 и собирается в газгольдерах. Последняя
фракция, богатая ксеноном, собирается в емкости 3 или направляется в ад-
сорбер 6, заполненный активированным углем для очистки от примесей крип-
тона путем фракционированной десорбции. Из адсорбера 6 фракция, богатая
криптоном, отбирается в адсорбер 5, а чистый Хе на-
правляется в баллон 8. Состав Хе контролируется
измерением его плотности с помощью газовых весов 7.
Рис. 11. Технологическая схема установки для получения ксенона из криптоно-ксеноновой
смеси методом ректификации:
1 — баллон со смесью Кг + Хе; 2 — колоннауректификации смеси Кг + Хе; 3 — емкость; 4 — бар-
ботер; 5; 6 — адсорберы; 7 — газовые весы; 8 — баллон для чистого Хе; 9 — манометры; 10 — вакуум-
ный насос
Аппарат для ректификации криптоно-ксеноновой смеси состоит из стек-
лянной колонны, выполненной в виде двухстенного стеклянного сосуда
с насадкой из медной фольги, и конденсатора, расположенного над колонной.
В кубе колонны расположен нагревательный элемент.
На промышленной установке описанного типа производится около
200 дм? чистого Хе в сутки с коэффициентом извлечения ^75%.
Адсорбционный способ получения ксенона
Адсорбционный способ получения Хе из криптоно-ксеноновой смеси
основан на значительном различии в сорбции этих газов на известных про-
мышленных адсорбентах [32].
При адсорбции криптоно-ксеноновой смеси на адсорбенте АГ-2 однократ-
ное насыщение адсорбента уже приводит к значительному обогащению смеси
ксеноном. Так, при 193° К газовой фазе с содержанием 20% Хе соответ-
ствует адсорбированная фаза состава 79—80% Хе и 21—20% Кг. При фрак-
ционированной десорбции в изотермических условиях может быть получен
чистый Хе с коэффициентом извлечения 84%. Еще большую эффективность
можно ожидать при использовании активированного угля типа СКТ.
Технологическая схема адсорбционного способа получения Хе состоит
из двух последовательных этапов: а) адсорбции криптоно-ксеноновой смеси
95
динамическим методом до «проскока» ксенона, причем получаются чистый
криптон и адсорбированная фаза, обогащенная ксеноном, и фракционирован-
ной десорбции, осуществляемой методом «откачки» в изотермических усло-
виях.
Оборудование промышленной установки для получения Хе (рис. 12)
состоит из адсорбера 7, заполненного активированным углем, газифика-
торов 2, 8 и 12, газгольдеров 4 и 11, а также печи 5 очистки Кг от О2.
Криптоно-ксеноновую смесь, полученную в установке УСК-1, в состав
которой входит до 80% Кг, 5—7% Хе, остальное О2, N2, Аг, из газголь-
Рис. 12. Принципиальная технологическая схема установки для извлечения ксенона из крип-
тоно-ксеноновой смеси методом адсорбции:
1 — баллон со смесью Кг + Хе; 2 — газификатор смеси Кг + Хе; 3 — газоанализатор О2 в Кг; 4 —
газгольдер для промежуточной фракции; 5 — печь для очистки криптона от кислорода; 6 — вакуумный
насос; 7 — адсорбер с сосудом Дьюара; 8 — газификатор Хе; 9 — газоанализатор Хе в Кг; 10 — бал-
лоны для чистого Хек 11 — газгольдер чистого Кг; 12 — газификатор чистого Кг; 13 — баллоны для
чистого Кг
дера или баллона конденсируют при температуре жидкого азота в газифи-
каторе 2. При последующем отогревании газификатора и испарении смеси
производят фракционированное ее разделение. Первые фракции отводят
в газгольдер первичного криптонового концентрата установки УСК-1; при
снижении содержания кислорода до 36—40% пары отводят в жесткий газ-
гольдер 4. Фракцию с содержанием кислорода 3—4% используют для полу-
чения чистого Кг, освобождая его от кислорода в печах 5, заполненных
гранулированной медью. Чистый криптон собирается в газгольдере И и
затем газифицируется в баллоны 13 с помощью газификатора 12.
Для получения ксенона используется последняя фракция, составляющая
примерно 1/5 часть первоначально отобранной криптоно-ксеноновой смеси.
Пары из газификатора направляют в адсорбер 7, заполненный активирован-
ным углем и охлажденный до 208—213° К смесью спирта с жидким азотом.
Криптон, слабо адсорбирующийся при этой температуре, возвращается
в печи с активной медью и затем собирается в газгольдере 11. Закончив
процесс динамического насыщения адсорбента, производят предварительную
96
«откачку» неадсорбированной фазы, после чего, при медленном нагревании
адсорбента до 390—400° К, десорбируют ксенон, вымораживают его в сосуде 8,
охлажденном жидким азотом, затем газифицируют и направляют в бал-
лоны 10.
Особенность конструкции фракционирующего газификатора 2 — нали-
чие внутреннего сосуда, из которого отводится газообразный продукт. В этом
сосуде так же, как и в кольцевом пространстве между внутренним сосудом
и корпусом газификатора, при его охлаждении накапливается жидкость.
При отогревании газификатора пары, образующиеся в кольцевом простран-
стве, барботируют через слой жидкости во внутреннем сосуде, что способ-
ствует более четкому разделению смеси. Перед поступлением в адсорбер
секционного типа газ охлаждается в змеевике, окружающем секции адсор-
бера. Адсорбер заполняется активированным углем АГ-3 или СКТ. При
213° К емкость активированного угля АГ-3 по ксенону составляет около
32 см3 на 1 см3 адсорбента.
4.	НЕОН И ЕГО ПРОИЗВОДСТВО
Получение сырой неоно-гелиевой смеси, ее обогащение
и очистка от азота
Последнее десятилетие характеризуется постоянно растущим интересом
к неону и его промышленному производству — разработан ряд новых тех-
нологических схем получения неона, широко ведутся исследования физи-
ческих свойств газообразного и жидкого неона [59]. Жидкий неон — уни-
кальная по свойствам криогенная жидкость. Как видно из табл. 1, объемная
теплота парообразования жидкого неона в точке кипения примерно в 4 раза
больше, чем у водорода, и в 50 раз больше, чем у гелия. Благодаря этому сни-
жается расход охлаждающей жидкости и, что также существенно, сокра-
щаются ее потери при длительном хранении или транспортировании.
Свойства криогенных жидкостей
Таблица 1
Криогенная жидкость'	Диапазон рабочих температур в °К	Плотность жидкости в кг}м3	Объем газа при нормаль- ном давлении, образующийся из 1 дж3 жидкости, в дти3	Теплота парообразования в	
				кдж	кдж
				кг-жидкости	дм3 - жидкости
Гелий 		!	1—5	'	124,6	774	20,18	2,49
Неон 		;	25—40	1206,0	- 1486	86,46	128,10
Водород 		14—25	70,8	873	454,3	32,24
Жидкий неон, как хладоагент, может быть использован в области тем-
ператур от тройной точки (24,5° К) до нормальной точки кипения (27,5° К)
в криостатах с нормальным давлением идо 42,5° К в криостатах с повышенным
давлением. В области температур от 32 до 40° К давление в криостате изме-
няется от 0,4 до 1,5 Мн1м?. Откачкой паров над твердым неоном можно до-
стичь температур до 21° К, т. е. приблизиться к температуре жидкого водо-
рода. При этом работа с жидким неоном совершенно безопасна и, кроме того,
э жидком неоне отсутствуют характерные для жидкого водорода переходы
изомерных форм, сопровождающиеся тепловым эффектом и дополнительными
потерями холода.
i Пр. В. И. Епифановой	z 9^
Применение неона в качестве криогенной жидкости весьма перспек-
тивно в новых отраслях техники — радиометрической технике (охлаждение
лазеров, мазеров и других усилителей сигналов), в энергетике и др. Жидкий
неон может быть использован в ожижителях гелия, водорода и для других
целей. Широкое применение жидкого неона возможно при условии совер-
шенствования способов получения газообразного неона и существенного
снижения его стоимости.
Сырьем для получения неона служит неоно-гелиевая смесь, извлекае-
мая при разделении воздуха на установках глубокого холода. В ректифика-
ционных колоннах воздухоразделительных аппаратов из воздуха ожижаются
.Сырая смесь Ne-He
t)
Рис. 13. Установка для получения
сырой неоно-гелиевой смеси (45—50%
Ne + Не; 50—55% Ы2):
а — принципиальная схема; 1 — ректифи-
кационные колонны и конденсатор блока
разделения воздуха; 2 — концентратор не- -
оно-гелиевой смеси; б — схема подключения концентратора неоно-гелиевой смеси
в установках Кт-12 и КтК-35; 1 — дефлегматор; 2 — ванна жидкого азота;
3 — заглушка
все газы, за исключением газов с низкой температурой конденсации — неонаг
гелия и водорода. Температура конденсации неона около 27° К. Таким обра-
зом, неон и гелий могут быть получены в смеси с азотом и водородом в составе-
газа, извлекаемого из-под крышки конденсаторов ректификационных колонн.
Из верхней части конденсаторов воздухоразделительных аппаратов
получают газовую смесь, содержащую 8—10% об. неона и гелия, 92—
90% об. азота, следы кислорода и водорода при коэффициенте извлечения
инертных газов около 0,6.
Первый этап очистки неоно-гелиевой смеси от азота целесообразно^
проводить непосредственно в установке разделения воздуха, используя
холодильный цикл установки для покрытия дополнительных холодопотерь.
В этом’случае очистка от азота производится методом дефлегмации. Процесс
очистки*смеси зависит от давления и температуры дефлегмации. При темпе-
ратуре 78,5° К обогащение смеси инертными газами идет интенсивно до давле-
ний 2—3 Мн1м2 [36, гл. 2]. Дальнейшее повышение давления сопровождается
незначительным ростом концентрации неона и гелия в газовой фазе. Однако
с ростом давления возрастают (почти пропорционально) потери неона и гелия
вследствие увеличения растворимости этих газов в жидком азоте [3]. Чем
ниже температура дефлегмации, тем больше при всех давлениях концентра-
ция неона и гелия в газовой фазе, но при этом увеличивается и содержание
неона в жидком азоте.
В промышленных установках для получения сырой неоно-гелиевой смеси
применяется принципиальная схема, показанная на рис. 13, а. Азото-неоно-
98
гелиевая смесь, содержащая до 10% неона и гелия, отбирается из-под крышки
конденсатора воздухоразделительного аппарата под давлением нижней
колонны 0,5—0,6 Мн/м2 и подается в трубное пространство дефлегматора.
Жидкий азот, отбираемый из нижней колонны, дросселируется в межтруб-
шое пространство дефлегматора, где он кипит под давлением 0,13—0,14 Мн/м2.
В трубном пространстве дефлегматора из азотно-неоно-гелиевой смеси кон-
денсируется азот, который возвращается в воздухоразделительную колонну.
Обогащенная неоно-гелиевая смесь, содержащая примерно 50% неона и
гелия, выводится из верхней части дефлегматора и компримируется в бал-
лоны для дальнейшей переработки во втором дефлегматоре, работающем под
давлением 2—3 Мн/м2.
В установках типа Кт-12, КтК-35 концентратор неоно-гелиевой смеси
помещают непосредственно в мерник жидкого азота верхней колонны. Жид-
кий азот кипит в мернике при давлении ^0,13 Мн/м2 (температура^79,2° К);
смесь N2—Ne—Не, содержащая около 3%' об. Ne + He, поступает в концен-
тратор при давлении 0,58 Мн/м2 (температура 95,8° К). Сырая неоно-гелие-
вая смесь содержит до 75% об. Ne + Не и до 2% об. Н2.
В двухступенчатой схеме дефлегмации потери неона и гелия из-за рас-
творимости в жидком азоте составляют примерно 10% на первой ступени де-
флегмации, протекающей при давлении 0,5—0,6 Мн/м2, и 5% —.при вторич-
ной дефлегмации сырой неоно-гелиевой смеси под давлением 2—3 Мн/м2.
Неоно-гелиевая смесь после второй ступени дефлегмации содержит 5—10%
азота и до 2% Н2.
Окончательная очистка неоно-гелиевой смеси от азота производится
.адсорбционным методом. В качестве адсорбента используются активирован-
ный уголь или мелкопористый силикагель. Процесс адсорбции ведется при
температуре 63—78° и давлениях до 6 Мн/м2. Адсорбционная емкость по
азоту активированного угля марки СКТ при температуре 77,5° К и давле-
нии, большем 0,1 Мн/м2, составляет примерно 200 дм3!дм3. Содержание
азота в конечном продукте не превышает 0,01% об. Вторичная дефлегмация
и адсорбция азота могут быть выполнены в одном аппарате [32, 52].
Для очистки неоно-гелиевой смеси от водорода используется метод ката-
литического окисления водорода на палладиевом катализаторе, при этом
в контактный аппарат вводится кислород в количестве, превышающем сте-
хиометрическое. Избыток О2 удаляется вместе с азотом низкотемпературной
адсорбцией на активированном угле.
Получение неона из неоно-гелиевой смеси
Применяются два метода получения неона из неоно-гелиевой смеси —
конденсационной и адсорбционной.
Конденсационный метод разделения неоно-гелиевой смеси в его первона-
чальных вариантах был основан на выделении твердого неона при охлажде-
нии смеси жидким водородом, кипящим под вакуумом. Одновременно в уста-
новке получается чистый гелий, так как при температуре 14° К упругость
паров неона над твердым неоном составляет лишь около 0,1 мм рт. ст.
Расход жидкого водорода в одной из установок этого типа составил 1,3—
1,6 дм3 на разделение 500 дм3 неоно-гелиевой смеси. Существенным недо-
статком этого метода, наряду с опасностью, связанной с применением жид-
кого водорода, является необходимость предварительной глубокой очистки
разделяемой смеси от посторонних примесей.
Описана установка для получения жидкого неона из неоно-гелиевой смеси,
в которой использован замкнутый водородный холодильный цикл. Водород,
сжатый до 14 Мн/м2, и неоно-гелиевая смесь освобождаются от посторонних
7*	99
примесей в ловушках-адсорберах с активированным углем при температуре
жидкого азота, затем охлаждаются жидким азотом, кипящим под вакуумом.
Охлажденный сжатый водород дросселируется до 0,2 MhIm1 2 и конденсируется
в межтрубном пространстве конденсатора. Из трубного пространств^ непре-
рывно отводится жидкий неон. Все аппараты этой установки размещаются вне
здания. Для обеспечения взрывобезопасности установка снабжена чувстви-
тельным прибором, сигнализирующим присутствие в системе 0,3 X
X 10"4% об. О2.
Институтом экспериментальной и теоретической физики разработана
установка для получения небольших количеств газообразного неона с при-
Рис. 14. Принципиальная схема
установки для разделения неоно-
гелиевой смеси конденсационным
способом с применением жидкого
неона в качестве хладоагента:
1 — компрессор; 2; 2; 6; 7 — теплооб-
менники; 4; 5 — холодильники в ванне
жидкого азота; 9— холодильник в ванне
жидкого неона; 10, 11; 12 — сосуды для
жидкого неона; S; 13 — дроссель для
жидкого неона
Рис. 15. Принципиальная схема
установки для получения жид-
кого неона высокой чистоты:
1 — компрессор; 2; 3; 5; 5—теплооб-
менники; 4 — ванна с жидким азо-
том; 7 — вспомогательное устрой-
ство для ввода холодного газообраз-
ного гелия; 8 — отделитель жидко-
сти; 9 — колонна очистки неона;
10 — дроссель
менением жидкого водорода. В криостате размещен конденсационный\ сосудг
рассчитанный на давление 5 Мн!м\ и теплообменник. После конденсации
неона снижают температуру водородной ванны примерно до 14° К откачи-
ванием паров водорода до остаточного давления 100 мм рт. ст. В этих усло-
виях из конденсационного сосуда сбрасывается гелий, после чего сосуд,
откачивается до остаточного давления 10"2дшрт. ст. Сосуд с неоном отог-
ревают газообразным гелием. Установка обеспечивает получение неона
с чистотой 99,5% в количестве 500 дм3 за один рабочий цикл при рас-
ходе жидкого водорода 20 дм3 за цикл.
На рис. 14 дана схема установки непрерывного действия для извлече-
ния неона из неоно-гелиевой смеси конденсационным способом с примене-
нием жидкого неона. Чистая неоно-гелиевая смесь охлаждается в теплооб-
меннике 3 до 78° Кив холодильнике 4, погруженном в азотную ванну —
103
до 65° К. В теплообменнике 6 происходит дальнейшее охлаждение смеси
и в сосуде 10 с жидким неоном частичная его конденсация. После дрос-
селя 13 в сосуде 12 накапливается жидкий неон высокой чистоты, который
непрерывно отбирается из установки. Холодопотребность установки обе-
спечивается жидким неоном, образующимся в замкнутом цикле высокого
давления, включающем компрессор /, предварительный теплообменник 2,
холодильник 5, теплообменник 7 и дроссель 8. Образующийся после дрос-
селя жидкий неоц накапливается в сосуде 10.
В промышленной установке для получения неона конденсационным
способом, разработанной Всесоюзным электротехническим институтом
им. Ленина, перерабатывается 10 м3/ч чистой неоно-гелиевой смеси (75% Ne).
Смесь поступает в установку под давлением 2,5 MhIm2. В замкнутом холодиль-
ном цикле циркулирует 0,25 м3 Ne на 1 м3 перерабатываемой смеси. Уста-
новка обеспечивает высокую степень извлечения неона — до 95%. Содержа-
ние гелия в продукционном неоне не превышает 0,1% об.
На рис. 15 представлена установка для разделения неоно-гелиевой
смеси, обеспечивающая получение жидкого неона с содержанием примесей
гелия не выше 10"4% об. [66]. Условия разделения выбраны с учетом данных
по фазовым соотношениям в системе гелий—неон [63]. Газовая смесь, сжатая
до 2,5 Мн1м2 в компрессоре /, охлаждается до 78° К в теплообменниках 2.и 3
и в ванне 4 с жидким азотом. Дальнейшее охлаждение обеспечивается в про-
тивоточном теплообменнике 5 и в теплообменнике 6, где смесь охлаждается
до 25—26° К и где конденсируется неон. После отделения паровой фазы в от-
делителе жидкости 8 жидкость дросселируется до 0,12 MhIm2 и поступает
в колонну 9, где происходит практически полное отделение гелия. Установка
рассчитана на непрерывную работу с коэффициентом извлечения неона до
97—97,5%.
Адсорбционный метод получения неона нашел широкое применение
в промышленности и в лабораторной практике. Этот метод основан на
различии в адсорбируемости компонентов смеси. Неоно-гелиевая смесь
адсорбируется при низкой температуре (обычно при температуре жидкого
азота), причем в процессе однократной адсорбции уже происходит сущест-
венное обогащение адсорбированной фазы неоном^ Процесс разделения про-
изводится адсорбционно-термическим способом.
В табл. 2 даны величины адсорбции гелия и неона активированным
углем марки АГ-2 при температуре 63 и 78° К, а в табл. 3 — углем СКТ
при температуре 77 и 90° К.
Таблица 2
Величина адсорбции (а, см3/г) неона и гелия углем АГ-2
в зависимости от давления (р, мм рт. ст.)
неон				s	гелий			
63° к		7!	к	63° к		78° К	
р	а	р	а	Р	а	р	а
16	4,21	14	1,12	10	0,076	12	0,048
27	5,86	52	3,69	15	0,102	30	0,110
76	15,47	109	6,97	30	0,196	71	0,223
150	26,02	217	11,84	47	0,349	150	0,491
225	34,86	362	18,08	103	0,742	203	0,901
319	44,52	518	24,19	156	1,105	409	1,242
444	54,07	611	27,26	302	2,131	529	1,600
625	65,01	680	29,52	647	4,037	580	1,775
101
Таблица 3
Величина адсорбции (а,' см3 /г) неона и гелия углем С КТ z
в зависимости от давления (р, мм рт. ст.)
р	неон, а		гелий, а	
	77° К |	90° К	77° К	90° К
50	9,0	2,1	0,27	0,18 '
100	17,7	5,5	0,55	0,27 li
150	24,4	8,5	0,82	0,40
200	30,4	10,5	1,09	0,54
250	35,3	12,8	1,37	0,67
300	39,7	15,5	1,64	0,80
р	неон, а		гелий, а	
	77° К	90° К	77° К	| 90° К
350	44,0	18,0	1,92	0,94
400	48,0	20,1	2,19	1,07
450	52,7	22,1	2,47	1,21
500	—	24,4	2,74	1,34
550	—	26,0	3,02	1,47
Ниже описывается хроматографический вариант адсорбционно-терми-
ческого метода разделения, когда вещества разделяются в результате раз-
личной скорости движения адсорбированных компонентов по слою адсор-
бента. Послойный обогрев адсорбента вызывает десорбцию адсорбата.
Благодаря возникающему местному повышению давления появляется
течение газовой смеси через слой сорбента, которое приводит к разделе-
нию компонентов этой смеси.	ч
В адсорбер, заполненный активированным углем и охлажденный жидким
азотом, вводится неоно-гелиевая смесь. Основная масса неона и часть гелия
адсорбируются, остальной гелий удаляется из аппарата. Адсорбционно-
термическое разделение осуществляется путем постепенного обогрева адсор-
бера сверху вниз. Для этого из аппарата удаляется жидкий азот и вклю-
чаются последовательно секции электрообогрева. Повышение температуры
в данной точке слоя адсорбента приводит к десорбции компонентов и их
перемещению в зону низких температур, причем гелий, имеющий меньшее
адсорбционное сродство, движется впереди неона. Выходящие из адсорбера
сначала гелий, а затем неоно-гелиевая смесь и недн направляются в газголь-
деры. При наполнении адсорбера активированным углем АГ-2 (3,7 кг)
в аппарате за один рабочий цикл может быть получено до 6,2 дм3 неона
чистотой 99,8—99,9% при коэффициенте извлечения 0,73 и производитель-
ности аппарата по исходной смеси 111 дм3!ч.
Процесс адсорбции желательно проводить при более низкой температуре;
это способствует повышению чистоты неона и увеличению производительно-
сти адсорбера. При снижении температуры от 77 до 67° К производительность
увеличивается примерно на 80%. Увеличение производительности может
быть также достигнуто путем повышения давления в адсорбере.
Геометрические размеры адсорбера определяются на основании
данных по адсорбции неона и гелия. Рабочий объем адсорбера определяется
из равенства
N r\VdaNe,	(20)
где N — производительность установки по неону за 1 цикл в дм3;
г) — коэффициент извлечения неона (т| = 0,75);
V — рабочий объем адсорбера в дм3;
d — насыпная масса адсорбента в кг!дм3 (для активированных углей
d	0,4-т-0,5 кг!дм3);
Лые — величина адсорбции неона из неоно-гелиевой смеси состава: 25%
" гелия и 75% неона в дм31кг (для активированного угля марки
СКТ aNe 60 дм31кг при 77° К).
Отношение длины слоя адсорбента к диаметру аппарата обычно прини-
мается не менее 6:1.	—
102
В адсорбционной установке Всесоюзного электротехнического инсти-
тута им. Ленина [32] предусмотрена возможность вакуумирования азотной
ванны, в которой размещен трубчатый адсорбер, что обеспечивает увеличение
производительности аппарата. Трубы заполнены активированным углем.
Разделение смеси осуществляется в две стадии: обогащение смеси неоном
в процессе насыщения адсорбента и последующее извлечение неона фрак-
ционированной десорбцией смеси. Перед пуском аппарата уголь прогре-
вается горячим воздухом до температуры 373—393° К с последующей откач-
кой вакуум-насосом. Затем адсорбент охлаждается жидким азотом. После
наполнения ванны азотом пары азота откачиваются до остаточного давления
120—150 ммрт.ст., охлажденный адсорбер заполняется гелием, а затем
в аппарат вводится разделяемая смесь до полного насыщения адсорбента
неоном. После проскока неона, в азотную ванну вводят воздух до получения
атмосферного давления и затем медленно выдавливают воздухом жидкий
азот.
Газы, десорбирующиеся, в верхней, более теплой части адсорбера,
проходят дополнительно через охлажденный адсорбент в нижней* части
аппарата, что способствует более четкому разделению смеси. После полного
удаления из ванны жидкого азота и начала десорбции чистого неона выпуск
газа осуществляется из верхней части адсорбера. Технологический про-
цесс контролируется с помощью газоразрядных трубок. Неоно-гелиевую
смесь подают на адсорбент, охлажденный жидким азотом, кипящим под
вакуумом (давление паров азота 120—150 мм рт. ст.). При наполнении
адсорбера активированным углем АГ-2 (3,6 кг) в аппарате за один рабочий
цикл может быть получено 197 дм3 чистого неона (99,8—99,9% Ne) при
коэффициенте извлечения 0,74 и производительности аппарата по исходной
смеси 345 дм3!ч.
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
КОМПРЕССОРНЫЕ И РАСШИРИТЕЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Глава III
ПОРШНЕВЫЕ КОМПРЕССОРЫ
•
Глава IV
ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
•
Глава V
ХОЛОДИЛЬНЫЕ ГАЗОВЫЕ МАШИНЫ
•
Глава VI
ПОРШНЕВЫЕ ДЕТАНДЕРЫ
•
Глава VII
ТУРБОДЕТАНДЕРЫ
•
Глава VIII
ПОРШНЕВЫЕ НАСОСЫ ДЛЯ НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ОЖИЖЕННЫХ ГАЗОВ
•
Глава IX
ЗАЩИТА ОБОРУДОВАНИЯ ОТ ВИБРАЦИЙ
ГЛАВА III
ПОРШНЕВЫЕ КОМПРЕССОРЫ
Поршневые компрессоры широко применяются для сжатия воздуха,
кислорода, азота и других газов до высоких и средних давлений. Ни центро-
бежные, ни различные объемные машины (ротационные, винтовые и др.)
не могут быть использованы в промышленных условиях для указанных целей.
1. ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ и ОСНОВНЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ
Рабочий процесс, протекающий * в цилиндре поршневого компрессора,
может быть представлен в /w-координатах индикаторной диаграммой
(рис. 1); где 4—1 — линия всасывания, 1—2 — линия сжатия, 2—3 — линия
нагнетания и 3 —4 — линия расширения газа из мертвого пространства.
На рис. 1 показан также метод построения индикаторной диаграммы.
Производительность поршневого компрессора определяется по фор-
муле
Q УХ = 3600FS/1X м31ч,
где V — объем, описываемый поршнем за один ч!с, в л3/ч;
F — суммарная площадь рабочих полостей поршня в м2\
S — ход поршня в м\
п — число оборотов вала в об!сек\
X — коэффициент производительности (подачи).
Производительность компрессора можно также определить по формуле
Q l800FccpK м3/ч,
где средняя скорость поршня сср 2Sn.
Производительность компрессора меньше описываемого поршнем объема
(Q < V) вследствие влияния мертвого объема, подогрева газа в процессе
всасывания, гидравлических потерь во всасывающей системе, недостаточной
герметичности компрессора и влажности газа. Это уменьшение производи-
тельности учитывается коэффициентами: объемным Хо, тепловым Хг, давле-
ния Хр, герметичности Хг и влажности Хвл.
Коэффициент производительности компрессора равен % = Х0ХгХрХ2ХбЛ.
Производительность многоступенчатого компрессора определяется коэф-
фициентами Хо, кт и Кр и размерами цилиндра первой ступени, коэффициентом
герметичности всего компрессора и коэффициентом влажности квл.
105
Объемный коэффициент определяется по формуле
(1 \
8р ₽ — 1 I,
где а — относительная величина, мертвого объема;
8р — степень расширения;
тр — показатель политропы расширения;
а = у , мертвый объем VM и объем, описываемый поршнем V, ука-
заны на индикаторной диаграмме. Величина а для первых двух ступеней
находится в пределах 0,08—0,10, для последующих ступеней а = 0,084-0,12.
В хорошо выполненных машинах величина а может быть уменьшена до 0,05;
Рис. 1. Индикаторная диаграмма одной
ступени компрессора простого действия
мертвого пространства а при двух значе-
ниях показателя политропы расшире-
ния тр
показатель политропы при расширении газа и мертвого пространства
для двухатомных газов находится в пределах тр = 1,24-1,4. Для первой
ступени с давлением всасывания 0,1 MhIm2, следует принимать нижнее значе-
ние политропы расширения тр — 1,2, для последующих ступеней по мере
увеличения давления всасывания тр повышается.
На графике рис. 2 показаны зависимости объемного коэффициента от
степени сжатия е при различной относительной величине мертвого объема а
и двух значениях показателя политропы расширения.
Тепловой коэффициент можно определить по эмпирической формуле
1 - КТ (ер - 1),
где Кт - 0,014-0,025.
Коэффициент давления Хр для первой ступени с давлением всасывания
0,1 Мн1м? находится в пределах %р 0,954-0,98, для последующих ступеней
Лр = 0,974-1,0.
Коэффициентом герметичности учитывается снижение производитель-
ности от утечек и перетечек газа через клапаны, сальники и поршневые уплот-
106
Рис. 3. Зависимость коэффициента
влажности Хвл от температуры вса-
сывания Твс и относительной влаж-
ности ф
нения. Величина зависит от конструкции, качества изготовления, степени
приработки и изношенности машины. При удовлетворительном состоянии
машины == 0,94-5-0,98.
Коэффициент влажности
л _________________________ Рас ФРа- п
вЛ “ Рас ’
где рв. п — парциальное давление водяных паров;
<р — относительная влажность.
Величина Квл ощутима только для первых двух ступеней, на последую-
щих ступенях Квл 1,0., На рис. 3 дан график зависимости коэффициента
влажности %вл от температуры всасывания Твс
и относительной влажности ср.
Число ступеней компрессора зависит от
Рн
степени сжатия газа в компрессоре & =
и от степени сжатия, принятой для отдель-
ных ступеней 8Z. Чем больше число ступеней,
тем меньше температура сжатия и тем
больше объемный коэффициент и изотер-
мический к. п. д. г]из, но с увеличением
числа ступеней машина становится более
сложной и дорогой. При выборе величины
степени сжатия по ступеням определяющим
фактором является температура сжатия.
Температура газа в цилиндрах ограни-
чивается свойствами применяемого масла для
компрессоров со смазкой цилиндра или
свойствами материала поршневых колец для
компрессоров с несмазываемым поршневым
уплотнением.
Хотя для смазки цилиндров компрессо-
ров применяются лучшие сорта масел, следы
процесса окисления масел появляются при температуре 413—423° К, с по-
вышением температуры окисление масла заметно интенсифицируется. По-
этому для поршневых компрессоров рекомендуется принимать 423° К.
В компрессорах с несмазываемым поршневым уплотнением повышение
температуры сверх 423—433° К влечет за собой снижение износостойкости
поршневых колец (из фторопластсодержащих материалов).
Температура газа в цилиндре в конце сжатия зависит от степени сжатия,
от начальной температуры и величины показателя политропы сжатия тс.
Наиболее высокие температуры получаются при адиабатическом сжатии, т. е.
при тс k:
тС—1
^ = ^8	•
На рис. 4 представлен график зависимости и е при k 1,4 и различ-
ных значениях Твс.
Число ступеней определяется по формуле
1g 8
1g 8/ ’
На рис. 5 показан график, по которому можно определить число ступеней
i в зависимости от степени сжатия газа в компрессоре е и температуры всасы-
вания Твс при постоянной Тсж 423° К. _
107
После округления до целого числа величины i по этому же графику можно
определить степень сжатия для отдельных ступеней компрессора и по гра-
фику рис. 4 — температуру сжатия.
В многоступенчатых компрессорах степени сжатия для всех ступеней
принимаются примерно одинаковыми, равными
е/ = д/~=
Иногда степени сжатия на отдельных ступенях выбирают неодинаковыми.
Например, если стремятся повысить объемный коэффициент первой ступени,
то уменьшают на 5—10% и увеличивают степени сжатия на последующих
ступенях. При необходимости снижения температур сжатия на последних
Рис. 4. Температура адиабатического
сжатия Тсж в зависимости от степени
сжатия 8 и температуры всасыва-
ния Твс
Степень сжатия газа в одной ступени
Рис. 5. Количество ступеней компрессора i в зави-
симости от степеней сжатия газа в компрессоре (е)
или в отдельных ступенях (8/) при температуре
сжатия газа ТСж= 423° К.
ступенях многоступенчатого компрессора степень сжатия на первой ступени
увеличивают на 5—10%, с постепенным уменьшением на последующих сту-
пенях.
Изменение степеней сжатия на отдельных ступенях не должно нарушать
равенство
Рн
8182 . . . 8. =	= 8.
Рве
Давление газа по ступеням определяется после выбора степеней сжатии:
Pm — ZiPiec', р2н = &ър2вс, • • • PiH^= ZtPiec- Здесь не учитывается сопро-
тивление потоку газа, поэтому давление нагнетания предыдущей ступени
принято равным давлению всасывания последующей ступени. Эти давления
и степени сжатия принято называть номинальными. Действительные давле-
ния газа в цилиндрах несколько отличаются от номинальных; при всасыва-
нии в цилиндр газа давление его меньше номинального, а при нагнетании
больше на величину сопротивления. С учетом сопротивлений на всасывании
и нагнетании действительная степень сжатия
е = н	н
1 & Pi вс &Pi вс
108
Сопротивление на всасывании находится в пределах \рвс =-(0,01 4-
0,03) рве, наиболее высокие значения следует принимать для первой сту-
пени со снижением его на последующих ступенях. Для определения сопро-
тивления на нагнетании используют эмпирическую формулу
рк = (0,15-4-0,2)
Объемы цилиндров компрессора, начиная со второй ступени, опреде-
ляются из уравнения
V. = V _Р1^с_ A>i тj яС
1 Pi вс ^i вс
где и — коэффициенты производительности первой и f-й ступеней.
После определения давлений для отдельных ступеней и гидравлических
сопротивлений необходимо проверить температуры сжимаемого газа в цилин-
драх по действительным
степеням сжатия.
Изотермическая мощ-
ность компрессоров опре-
деляется без учета гидрав-
лических сопротивлений:
Nu3 = о,64х
xlO-«/?Tecmlg-^ кет,
Рве I
где R — газовая	постоян-
ная в дж/(кг • град);
т—массовый	расход
в кг/ч.
Рис. 6. Изотермическая мощность при степени сжатия от
1 до 200 для 100 кг/ч воздуха: 1 — NU3 Для 8 = 0-е-200;
2 — Nu3 Для 8=04-10
На графике рис. 6 показана величина NU3 в зависимости от степени сжа-
тия газа в компрессоре 8 при начальной температуре Твс = 293° К для массо-
вого расхода 100 кг/ч.
Мощность на валу компрессора можно определить по изотермической
мощности и изотермическому к. п. д.:
к Чиз
Для крупных тихоходных компрессоров т|из = 0,55-^0,7; для средних
компрессоров T]W3 = 0,5-ь0,6 и для небольших компрессоров т]из 0,3-н0,5.
Индикаторная мощность одной ступени
NuHdi = №pcpFi Sn кет,
rj\e рср — среднее идикаторное давление определяется из индикаторной
диаграммы как частное от деления площади индикаторной диаграммы на ее
длину с учетом масштаба давления.
. Индикаторная мощность компрессора (NUHo,K) равна сумме индикаторных
мощностей отдельных ступеней.
Мощность на валу компрессора можно определить из выражения
NK =	= NUHd. к + Nmp кет,
где — механический к. п. д.; для горизонтальных компрессоров =
0,854-0,93, для вертикальных т]л == 0,94-0,95 и для безкрейц-
копфных г\м = 0,84-0,85;
Хтр — мощность, затраченная на трение.
Юэ
При определении мощности компрессорной установки необходимо
учитывать к. п. д. привода (т|пр), который обычно находится в пределах 0,96—
0,99:
Мощность двигателя (Мал.к) выбирают с запасом около 10—15%:
Л^к = (1,1-И,15)М,р.
2.	ХАРАКТЕРИСТИКА И ОПИСАНИЕ ОТДЕЛЬНЫХ ТИПОВ
ВОЗДУШНЫХ КОМПРЕССОРОВ
Воздушными компрессорами комплектуются стационарные и транспорт-
ные воздухоразделительные установки, работающие по схеме высокого,
среднего и двух давлений и предназначенные для получения газообразных
и жидких' продуктов разделения воз-
духа — кислорода, азота и др.
В этих установках нашли приме-
нение поршневые компрессоры, соот-
ветственно, высокого (20—22 МкЛи2),
среднего (5,0—7,0 Мн1м?) и, в отдель-
ных случаях, низкого (0,6—0,8 Мн!м2)
давления, например, в небольших
установках двух давлений и для ра-
боты в паре с доживающими поршне-
выми компрессорами.
В отечественных установках при-
меняются поршневые компрессоры
0240
'а)
Рис. 7. Угловой L-образный воздушный
а — продольный разрез;

110
с производительностью (приведенной к условиям всасывания) от 40 до
7800	со скоростью поршней 3—4 м!сек и числом оборотов в секунду от 2
до 25.
В зависимости от расположения цилиндров компрессоры подразделяются
на горизонтальные, к которым относят также оппозитные машины с встречным
движением поршней, вертикальные, угловые L, V- и W-образные и свободно-
поршневые дизель-компрессоры.
Горизонтальные поршневые компрессоры строятся для больших произ-
водительностей, они тихоходны и громоздки. Оппозитные горизонтальные
машины благодаря высокой уравновешенности газовых и инерционных сил
компактнее, легче и требуют относительно небольших фундаментов. В послед-
нее время оппозитные машины получают все большее распространение и вы-
тесняют обычные одно- и двухлинейные горизонтальные поршневые ком-
прессоры.
Вертикальные и угловые компрессоры строятся для небольших и средних
производительностей; благодаря своей компактности они нашли применение
5)	_____
чпрессор среднего давления 205ВП 16/70:
— л с перечный разрез
и для стационарных и для транспортных
установок.
Свободно-поршневые дизель-компрессоры
отличаются малыми габаритными размерами,
небольшой массой и полной уравновешен-
ностью. Эти машины нашли применение
в транспортных кислородных и азотных стан-
циях малой производительности.
Характеристики воздушных поршневых
компрессоров, которыми комплектуются оте-
чественные воздухоразделительные установ-
ки, приведены в приложении 4; компрессоры
сгруппированы по типам и расположены по
мере повышения их производительности.
Ниже приводятся описания и конструкции
наиболее характерных совре-
менных поршневых компрес-
соров.
L-образные компрессоры
205ВП 16/70 и 205ВП 12/220
iiiii
В кислородной промыш-
ленности нашли применение
два компрессора, построен-
ные на пятитонной базе типа
5ВП завода «Борец»; 205ВП
16/70 среднего давления и
205ВП 12/220 высокого давле-
ния (рис. 7 и 8).
Эти машины выполнены
в виде угловых вертикально-
горизонтальных двухлиней-
ных компрессоров, у которых
одна линия расположена в го-
ризонтальной, вторая—в вер-
тикальной плоскости. Ба-
зой служит чугунная рама
111
(основание) машины; рама устанавливается на фундаменте и заливается
цементным раствором.
В раме предусмотрен фонарь, к которому крепится электродвигатель и
и совместно с ней закрепляется на фундаменте цементным раствором. Заодно
с рамой отлиты опоры для параллелей и корпус холодильника I ступени.
Механизм движения расположен внутри рамы. Коленчатый вал с одним коле-
ном, на шейке которого крепятся два шатуна, устанавливается на двух’Под-
шипниках качения, запрессованных в крышки
рамы. Консоль вала при выходе из рамы
уплотнена с помощью войлочного кольца. Кроме
того, на валу установлено металлическое масло-
отбойное кольцо, что обеспечивает защиту элек-
тродвигателя от попадания масла.
Ш°А/С-о,&
t_50
0175

Рис. 8. Угловой шестиступенчатый воздушный компрессор 205ВП 12/220
На консоль вала насажен ротор электродвигателя. К торцу консоли
вала привернут фланец; с помощью воротка, вставляемого во фланец, можно
провернуть машину вручную. Шатунный подшипник разъемный, залит бабби-
том, зазор, как обычно, регулируется с помощью прокладок, находящихся
в разъеме. Верхний подшипник шатуна игольчатый без внутренней обоймы.
Крейцкопфный палец, по которому работают ролики игольчатого подшип-
ника, выполнен из хромоникелевой стали и обработан термически до высокой
твердости. Крейцкопф неразборный, изготовлен из чугуна, модифицированного
ферробором. Поверхность ползунов закалена токами высокой частоты. Шток
соединяется с крейцкопфом с помощью двух закладных гаек. Направляющие
крейцкопфа выполнены в виде втулок, запрессованных в посадочные места
рамы. Изношенные втулки легко могут быть заменены.
Система смазки механизма движения циркуляционная и включает в себя
шестеренчатый насос, приводимый в движение от коленчатого вала через
пару винтовых шестерен, масляный фильтр и холодильник. Резервуаром для
масла (индустриальное 45) служит рама.
112
Для смазки цилиндров предусмотрен лубрикатор. Сальник комбиниро-
ванный, нижняя часть сальника (предсальник) служит для съема масла со
штоков и уплотнения против попадания в цилиндры картерного масла.
Верхняя часть сальника уплотняет шток против утечек газа из цилиндра.
Сальники крепятся в цилиндрах, количество уплотнительных элементов
зависит от давления газа.
Цилиндры первых ступеней изготовлены из чугуна. В горизонтальных
линих цилиндры служат также опорами для поршней. Цилиндры снабжены
съемными гильзами, омываемыми охлаждающей водой. Втулки уплотнены
резиновыми кольцевыми прокладками круглого сечения.
Компрессор 205ВП 16/70 четырехступенчатый, предназначен для сжатия
960 м3/ч воздуха до давления 7 Мн/м2, в его вертикальной линии располо-
жены цилиндры I и II, в горизонтальной — II и IV ступеней.
Компрессор 205ВП 12/220 шестиступенчатый воздушный, производи-
тельностью 720 м3/ч воздуха и давлением 22 Мн/м2] в вертикальной линии его
расположены цилиндры I—III—V, в горизонтальной—II—IV—VI. Клапаны
автоматические кольцевого типа. Промежуточные холодильники кожухо-
трубные или типа «труба в трубе».
После охладителей (кроме I ступени) установлены масло-, влагоотдели-
тели.
Управление компрессора частично автоматизировано. Предусмотрена
защита компрессоров, которая срабатывает при недостаточной подаче масла
и воды, при превышении давлений, температур сжатия и обмотки двигателя.
Управление и КИП машины сосредоточены на отдельном щите.
Компрессоры типа 5ВП хорошо уравновешены, достаточно быстро-
ходны (п = 8 об/сек П'Сср = 3,67 м/сек), занимают немного места, удобны и
надежны в эксплуатации.
Угловой W-образный компрессор АВШ-4,5/200
Компрессор АВШ-4,5/200 (рис. 9) отличается высокой быстроход-
ностью — около 25 об/сек] это наиболее компактная и легкая машина
по сравнению с другими компрессорами аналогичной мощности. Компрессор
АВШ-4,5/200 выполнен в виде W-образной двухлинейной пятиступенчатой
шестицилицдровой машины и рассчитан для получения 260 м3/ч с конечным
давлением 20 Мн/м2.
Машина приводится в движение непосредственно от электродвигателя
через эластичную муфту и вместе с холодильниками, влагоотделителями,
электродвигателем и другим вспомогательным оборудованием смонтирована
на одной общей плите в виде автономного агрегата. Благодаря высокой урав-
новешенности агрегат можно установить непосредственно на пол или на лег-
кий фундамент, даже без крепления к последнему, причем машина работает
спокойно, без вибраций и колебаний.
Основа машины — чугунная рама, с которой отлиты заодно цилиндры I,
II и направляющие III, IV и V ступеней, а также корпусы холодильников
I—IV ступеней. Первые три цилиндра, в связи с отсутствием в этих линиях
крейцкопфов, работают также, как направляющие, линии остальных цилин-
дров снабжены крейцкопфами и параллелями.
Во все цилиндры запрессованы гильзы, охлаждаемые водой. Коленчатый
вал установлен на двух подшипниках качения, вмонтированных в раму
машины. На двух шатунных шейках коленчатого вала размещены шесть
шатунов, по три шатуна на каждой шейке. Шатуны штампованные, нижние
шатунные подшипники залиты баббитом, верхние — в виде бронзовых втулок.
Шатуны соединяются с помощью пальцев с поршнями или крейцкопфами.
8 П;р. В. И. Епифановой	113
114

Поршневые кольца изготовлены из перлитного чугуна. Смазка цилиндров
производится разбрызгиванием, смазка механизма движения циркуляцион-
ная, в картер заливается компрессорное масло типа П-28 или другое масло,
принятое для смазки цилиндров поршневых компрессоров воздухораздели-
тельных установок.
Всасывающие и нагнетательные клапаны I и II ступеней прямоугольные
•с самопружинящими пластинками, клапаны III и IV ступеней комбинирован-
ные с кольцевыми пластинками.
Холодильники I—II и III—IV ступеней попарно смонтированы в двух
кожухах и расположены в корпусе компрессора с двух сторон. Холодиль-
ник V ступени выполнен по типу «труба в трубе» и установлен отдельно от ком-
прессорного агрегата. Компрессор комплектуется щитом управления.
Оппозитный горизонтальный компрессор 50Т-130/200
Компрессор 50Т-130/200 (рис. 10) предназначен для сжатия 7140 м3/ч
воздуха в пяти ступенях до давления 20 MhIm2. Компрессор выполнен в виде
двухлинейной машины с встречным движением поршней. В правой линии
рис. 11,6) расположен цилиндр I ступени двойного и цилиндры III и V ступе-
ней простого действия; в левой линии расположен цилиндр двойного дей-
ствия I и II ступеней и цилиндры III и IV ступеней простого действия. Картер
компрессора разъемный чугунный; к средней несущей части картера крепятся
две рамы с направляющими крейцкопфа, расположенными под 180°. Обе рамы
и картер имеют строганые нижние опорные поверхности, по которым процз-
водится выверка их на фундаменте. Коленчатый вал с двумя коленами опи-
рается на два коренных подшипника и соединен с валом электродвигателя
жесткой муфтой.Вал двигателя опирается дополнительно на выносной подшип-
ник. Чтобы проворачивать машину вхолостую с малой скоростью (необходи-
мость в этом возникает при монтаже и ремонтах), предусмотрено валопово-
ротное устройство, состоящее из отдельного электродвигателя и червячного
редуктора, смонтированных на крышке рамы с противоположной стороны
электродвигателя.
Шатуны обоих рядов одинаковые. Вкладыш кривошипа залит баббитом,
крейцкопфный подшипник бронзовый, в обоих подшипниках предусмотрено
регулирование зазоров. Крейцкопф литой со съемными башмаками (ползу-
нами), залитыми баббитом. Крейцкопфы соединяются со штоками с помощью
муфт. Поршни I ступени и I, II ступеней скользящего типа, несущие поверх-
ности обоих поршней залиты баббитом. Цилиндры чугунные, охлаждаются
водой, головки цилиндров IV и V ступеней стальные кованые. Клапаны всех
ступеней кольцевые пластинчатые.
Сальники состоят из 10 основных камер и двух камер предсальника.
В каждой камере находятся два уплотнительных разрезных кольца, стянутых
браслетной пружиной. Для смазки механизма движения имеется циркуля-
ционная масляная система, смонтированная в виде отдельного агрегата и раз-
мещенная в подвале. Для смазки цилиндров и сальников служит лубрикатор.
Компрессор 50Т-130/200 устанавливается на фундаменте, верхняя часть
которого с опорами под машины расположена на втором этаже. На первом
этаже под компрессором размещаются холодильники, масло-, влагоотдели-
тели, уравнительные емкости и трубы.
Смазка воздушных поршневых компрессоров
Поршневые компрессоры снабжены отдельными системами смазки: для
подачи смазки в цилиндры и для смазки механизма движения. Подача масла
в цилиндры воздушных компрессоров производится большей частью с по-
мощью лубрикатора через трубки и обратные клапаны.
116

Количество масла, подаваемого в цилиндры, должно систематически кон-
тролироваться, так как избыток масла способствует нагарообразованию
и загрязнению сжимаемого газа, а недостаток масла ведет к повышенному
износу трущихся пар.
Нормальный расход масла может быть определен из следующего выра-
жения:
д = _^^.Кчг1ч>
где D — диаметр цилиндра в м\
Рис. 11. Номограмма зависимости расхода компрессорного масла q от про-
изводительности вертикального компрессора Q и средней скорости
поршня Сер
На рис. 11 дана зависимость расхода масла от производительности Q
и средней скорости поршня сср для цилиндров простого действия вертикаль-
ных компрессоров. Расход масла определен при следующих значениях коэф-
фициента М по ступеням: для двухступенчатых машин: 400 и 360; для четы-
рехступенчатых: 360, 240, 150 и 100; для пяти- и шестиступенчатых машин:
260, 250, 150, 140 и 100.
Коэффициент М для горизонтальных машин уменьшается на 20%, для
сальников на 50%.
Для смазки воздушных компрессоров воздухоразделительных установок
применяются масла П-28 (брайтсток) и К-28, обладающие высокими тепловой
стабильностью и температурой вспышки. В качестве заменителя масла П-28
и К-28 можно рекомендовать масло КС-19, которому следует отдать предпоч-
тение перед компрессорными маслами М и Т и перед авиационными маслами.
118
Кривошипно-шатунная группа крейцкопфных компрессоров смазывается
машинными индустриальными маслами. В бескрейцкопфных компрессорах
масло из картера через поршневые кольца может попасть в цилиндр. Поэтому
для смазки цилиндров и механизма движения этих компрессоров следует
применять масло одинаковой марки. В некоторых компрессорах для меха-
низма движения с подшипниками качения применена консистентная смазка —
солидол или ЦИАТИМ-201.
х Физико-механические свойства масел и смазок, применяемых в кисло-
родном машиностроении, приведены в приложениях 21 и 22.
3.	ХАРАКТЕРИСТИКА И КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ
КИСЛОРОДНЫХ КОМПРЕССОРОВ
Кислородные компрессоры строятся в виде крейцкопфных одно-, четы-
рехлинейных машин с цилиндрами простого действия. Детали, соприкаса-
ющиеся с кислородом, изготовляются из цветных металлов — меди и ее
сплавов и из нержавеющих сталей. Основание машины (рама и картер),
кривошипно-шатунный механизм и привод не имеют существенных отличий
от конструкций воздушных компрессоров.
В кислородных компрессорах нашли применение следующие виды порш-
невых уплотнений:
фибровые манжеты с водяной или водоглицериновой смазкой;
поршневые уплотнения из антифрикционных материалов, работающих
в паре с металлами без смазки (графиты, материалы, полученные на основе
фторопласта и пр.);
лабиринтовые и щелевые уплотнения, при которых незначительный
зазор между цилиндрами и поршнями позволяет исключить контакт последних
между собой, обеспечивая при этом нужную герметичность;
металлические поршневые кольца с эмульсионной смазкой.
Поршневые уплотнения с фибровыми манжетами получили наиболее
широкое распространение, несмотря на ряд присущих им недостатков, к ко-
торым относятся непродолжительный срок службы манжет, особенно при
высоких давлениях, и увлажнение кислорода. Кроме того, были случаи воз-
горания и взрыва компрессоров с фибровыми манжетами. Причиной этих
явлений могло быть повышенное трение в результате неправильной сборки
или нарушения режима смазки поршневых уплотнений последних ступеней.
Недостаточность или отсутствие смазки цилиндров и поршней III и IV ступе-
ней наблюдались при повреждении манжет на I и II ступенях и вытекании из
них воды или водоглицериновой смеси.
Кислород, сжатый в компрессорах с водяной смазкой, содержит водяные
пары и капельную влагу. Поэтому компрессорные установки комплектуются
влагоотделителями, которые устанавливаются после холодильника последней
ступени, и адсорбционным блоком осушки.
Компрессоры с манжетным уплотнением и водяной смазкой (компрес-
соры КЭР5/165, 2РК 1,5/220 и др.) выпускаются для сжатия кислорода
до давлений 16,0—21,6 Мн!ц2. За рубежом выпускаются компрессоры с ман-
жетным уплотнением небольшой производительности, сдавлением до 24Л1н/л/2.
В компрессорах, работающих без смазки цилиндров, кислород не за-
грязняется жидкими смазками и не увлажняется, что является большим пре-
имуществом этих машин, но компрессоры с несмазываемыми поршневыми
уплотнениями работают надежно только при средних давлениях. У компрес-
соров с графитовыми уплотнениями при более высоких давлениях наблюда-
лось интенсивное изнашивание поршневых колец. В лабиринтовых и щелевых
уплотнениях повышение давления сжатия связано с необходимостью умень-
119
шения зазора между цилиндрами и поршнями до величин, при которых весьма
затруднительно избежать касания и трения поршня о стенку цилиндра. Взры-
вобезопасность фторопластсодержащих материалов мало исследована.
Работы по созданию несмазываемых надежных компрессоров высокого давле-
ния ведутся в СССР и за рубежом.
Эмульсионная смазка применялась для кислородных компрессоров низ-
кого давления 5Г-50/15. Эти компрессоры находились в эксплуатации дли-
тельное время и работали вполне удовлетворительно с относительно неболь-
шим износом поршневых колец и цилиндров. К недостаткам этой смазки отно-
сятся образование отложений на клапанах и газоходах и увлажнение сжимае-
мого кислорода.
Построены и эксплуатируются кислородные компрессоры высокого
давления (до 21,6 Мн/м2) с эмульсионной смазкой и металлическими поршне-
выми кольцами, однако область их применения остается ограниченной.
У компрессоров с водяной или эмульсионной смазкой и с несмазывае-
мыми уплотнениями недопустим контакт между поршнями и цилиндрами.
Указанные смазки обладают низкими противоизносными свойствами, у «су-
хих» же компрессоров смазка отсутствует, поэтому трение поршня о цилиндр
приводит к быстрому износу или повреждению. Легче всего добиться соос-
ности поршневой и цилиндровой групп в вертикальных крейцкопфных ком-
прессорах. В горизонтальных компрессорах для достижения соосности
используется подвесной поршень, но это влечет за собой усложнение конст-
рукции из-за введения дополнительных ползуна, штока и сальника. Кроме
того, у горизонтальных компрессоров наблюдается односторонний износ
поршневых колец. Вертикальные компрессоры благодаря их преимуществам
нашли широкое применение для сжатия кислорода, горизонтальные компрес-
соры строятся в исключительных случаях.
Поршневые уплотнения с фибровыми манжетами и несмазываемым уплот-
нением относятся к тем узлам машины, срок службы которых относительно
невелик, поэтому в компрессорах с такими уплотнениями должна быть пре-
дусмотрена возможность быстрой замены уплотнительных элементов.
В кислородных компрессорах недопустимо попадание масла в газовую
полость машины, между тем картерное масло может быть занесено в газовые
сальники и в цилиндры штоками поршней. Чтобы избежать этого, устанавли-
вают масляный сальник или маслосъемные кбльца; применяют штоки с повы-
шенной и высокой чистотой обработки поверхности; газовые сальники или
нижние полости цилиндров удаляют от масляных сальников на расстояние,
превышающее ход поршня; на штоках устанавливают маслоотражательные
кольца, препятствующие движению масляной пленки по штоку вверх.
Газовые сальники, которыми обычно снабжаются кислородные компрес-
соры, уплотняют нижние полости цилиндров, куда проникает кислород
вследствие недостаточной герметичности поршневых уплотнений. Этот кисло-
род отводится во всасывающую систему. В дожимающих компрессорах, во
избежание загазовывания помещений, утечки через поршневые кольца отво-
дятся наружу.
В приложении 5 приводится характеристика отечественных компрессо-
ров, применяемых для сжатия кислорода. Конструктивное исполнение кисло-
родных компрессоров дано в первом издании книги [36].
4.	ПОРШНЕВЫЕ УПЛОТНЕНИЯ# РАБОТАЮЩИЕ БЕЗ СМАЗКИ
В компрессорах и других поршневых машинах в классическом исполне-
нии уплотнение поршней в цилиндрах состояло из металлических колец,
скользящих по цилиндру и образующих вместе с ним трущуюся пару; для ее
120
смазки в цилиндр подавалось минеральное жидкое масло. Смазка маслом
создавала хорошие условия для работы узла трения и покрывала тонким
слоем детали, защищая их от коррозии, но, находясь в контакте с рабочим
газом, масло примешивалось к нему в виде капель, тумана, паров и продуктов
его разложения. Масло и продукты его разложения являются весьма неже-
лательными примесями в сжатом или расширенном воздухе, поступающем
в установку на разделение, так как эти примеси загрязняют адсорбент, замас-
ливают теплообменную аппаратуру и могут явиться причиной взрыва уста-
новки.
Таким образом, подача смазки в цилиндры и вызываемое этим загряз-
нение рабочего газа являются существенным недостатком поршневых машин.
Этот недостаток ощутим не только в технике низких температур, но и в дру-
гих отраслях промышленности (химической, пищевой, текстильной, фарма-
цевтической и др.).
Первые компрессоры без смазки цилиндров с графитовыми и лабирин-
товыми уплотнениями, построенные для кислородной промышленности около
двадцати лет назад, имели ряд недостатков: чрезмерный износ графитовых
колец при повышенных давлениях, недостаточная герметичность, высокий
износ при попадании на трущуюся пару капельной жидкости (влаги или
масла) и при сжатии осушенных и нейтральных газов, хрупкость, трудность
механической обработки графитов и пр. В силу этого компрессоры с такими
уплотнениями получили ограниченное применение.
Применение лабиринтовых уплотнений требовало разработки специаль-
ной конструкции компрессоров, высокой точности их изготовления и персо-
нала высокой квалификации для ремонтов. К недостаткам лабиринтового
уплотнения следует также отнести более низкий к. п. д., увеличение габари-
тов и массы компрессоров.
Наибольшее конечное давление, на которое удалось создать компрессоры
с графитовым и лабиринтовым уплотнением, предназначенные для длительной
работы, не превышало 5,0 MhIm2.
Следующим шагом в развитии компрессоростроения явилось применение
новых самосмазывающихся антифрикционных материалов, которые к тому
времени были созданы химической и другими отраслями промышленности.
Из многочисленных полимерных и керамических антифрикционных
материалов наиболее работоспособными в поршневых уплотнениях оказались
материалы, полученные на основе политетрафторэтилена (ПТФЭ), армирован-
ного различными наполнителями. ПТФЭ в СССР получил наименование фто-
ропласта-4, его торговая марка фторлон-4, ГОСТ 10007-62. Фирма Дюпон
(США) выпускает ПТФЭ под маркой тефлону встречаются и другие наимено-
вания и торговые марки, присвоенные этому материалу различными зару-
бежными фирмами: гостафлон (ФРГ), алгофлон (Италия), флюон (Англия),
полифлон (Япония), диафлон (Франция) и пр. Свойства и качество ПТФЭ
различных фирм не всегда одинаковы, что объясняется различными спосо-
бами получения этого материала.
ЙТФЭ представляет собой полимер тетрафторэтилена, полученного из
органических соединений путем замены молекул водорода молекулами фтора.
Полученный таким образом фтороуглеродный пластик обладает высокой хими-
ческой стойкостью, работоспособностью в большом интервале температур
20—520° К, низким коэффициентом трения, весьма низким влагопоглоще-
нием, физиологической безвредностью, антиадгезионными свойствами, низ-
ким коэффициентом теплопроводности и высокими диэлектрическими свой-
ствами. ПТФЭ не испаряется в вакууме, а под действием радиации изменяет
свои свойства, особенно в присутствии кислорода. Молекулярный вес ПТФЭ
140 000—500 000.
121
Недостатки ПТФЭ: высокий коэффициент линейного расширения, при-
мерно в 8—15 раз больше, чем для металлов; низкая механическая прочность
и хладотекучесть при нагрузке свыше 3 Мн!м2. ПТФЭ относят к термопла-
стам, хотя при нагревании он недостаточно пластичен, вязкость его расплава
очень высокая. Расплавление (размягчение) ПТФЭ сопровождается резким
увеличением объема. Температура плавления фторопласта-4 — 600° К, тем-
пература разложения — 688° К. При разложении фторопласт-4 может выде-
лять токсичные продукты, поэтому работа с ним в области высоких темпера-
тур требует определенных мер предосторожности.
Износостойкость деталей из чистого фторопласта-4 удовлетворительна
только при весьма низких нагрузках и скоростях. Для использования ПТФЭ
в более тяжелых условиях работы его армируют в зависимости от назначения
различными порошкообразными и волокнистыми наполнителями с добавле-
нием сухих смазок. Наиболее часто в качестве наполнителей применяют:
стекловолокно, ситаллы, бронзовые и никелевые порошки, кокс, графит и
дисульфид.молибдена (MoS2). Технология изготовления заготовок из этих ком-
позиционных материалов состоит из следующих основных операций: подго-
товка основного исходного материала и наполнителей, размалывание до нуж-
ной дисперсности, просеивание, смешивание до получения однородной массы
(при введении некоторых наполнителей, например стекловолокна, могут
встретиться значительные трудности), прессование при давлении 30—
70 Мн/м2 в пресс-формах для каждого типоразмера, сушка и спекание в печах
при температуре около 640° К- В зависимости от способа выполнения опера-
ций, применяемых оборудования и вспомогательных материалов технологи-
ческие процессы для различных исполнителей могут существенно различаться.
Так как при спекании материал дает усадку и поверхности получаются шеро-
ховатыми, таким способом можно получить не готовые детали, а только заго-
товки в виде втулок, цилиндров или плит; детали получают обработкой на
металлорежущих станках.
Свойства композиционных фторопластовых материалов изменяются
по сравнению с чистым фторопластом-4 в зависимости от свойств наполните-
лей, их процентного содержания, структуры, дисперсности и технологии
изготовления. Наиболее характерное из свойств наполненного второпласта —
повышенная износостойкость; для некоторых композиций она увеличивается
в сотни раз. Повышаются также твердость, прочность на сжатие, коэффи-
циент теплопроводности; снижаются прочность на растяжение и коэффициент
линейного расширения.
Коэффициент трения наполненных фторопластов при положительных
температурах в зависимости от нагрузки находится в пределах 0,1—0,25
(определен на машине трения МИ-1), с повышением нагрузки коэффициент
трения понижается. В жидком азоте коэффициент трения низкий — 0,095—
0,11 при небольших удельных нагрузках (0,5—1,1 Мн/м2). Интенсивность
изнашивания зависит от удельной нагрузки: чем выше нагрузка, тем выше
износ. Фторопластосодержащие материалы в тонком слое на металлической
подложке работают со значительно меньшим изнашиванием, допускают повы-
шенные удельные нагрузки, у них существенно снижается коэффициент ли-
нейного расширения.
При повышенных температурах (до 473° К) прочность на сжатие сни-
жается примерно в 1,5 раза, износ увеличивается в несколько раз, коэффи-
циент линейного расширения также повышается. При низких температурах
прочность на сжатие и твердость увеличиваются в 2—4 раза, износ умень-
шается и коэффициент линейного расширения понижается.
Фторопластосодержащие материалы хорошо работают по чугуну и сталям
и неудовлетворительно — по медным сплавам, алюминию и хромированным.
122
Материалы на основе ПТФЭ, их наполнители и свойств^
Таблица 1
Марка материалов	Наименование наполнителей	Предел прочности при сжатии в		Предел прочности при растяжении J3		Плотность в кг/м2	- аФ* в град~* X X 106	Коэффициент теплопровод- ности в вт/ (м-град)
		Мн/м2	кГ/см2	Мн/м2	кГ/см2			
Фторопласт-4 ФКН-7	Графит и MoS3 . .	11,8-18,6 54	120-200 560	20-22,5 15,7	200-225 116	2190 2108	10-20 7-9	0,343 1,06
ФН-202	Порошок никеля и MoS2 . .	34-50	350-500	11-17,7	110 — 180	2340; 2450	•н-	0,4
ФН-3	Порошок никеля и нитрид бора	23-35	230 — 360	15—25	150-250	1800; 2400	—	—
ФКН-14	Графит, MoSa и стекловолокно	32	325	4,8	49	2117; 2220	2-2,5	1,27
АМИП-15М	Ситалл и MoSa		22-24	220 — 240	14-17	140-170	2300	—	0,37
АФГМ	Графит и MoS2 .	—	—	—	—	2250; 2300	4 — 5,0	—
АФГ	Графит		—	—	—	—	2090; 2130	10-12-	—
4 К-20	Коксовая мука и MoS3 ....	—	—	—	—	2120; 2150	10-12	—
ФБ-НАМИ	Бронзовый порошок и MoS2	—	—	—	—	—		—
ФГ-15АО /	15% графита		22	226	12,0	121	2210		5,56
ФГ-ЗОАО	30%	»	29	297	11,0	110	2200		6,5
ФГ-40АО	40%	»	29	297 '	5,7	58	1970		6,96
DQ фирмы Гласиер (Анг- лия)	Бронза			19	190	6,0	61	3400		—
Флюон VX1 фирмы. Ай- си-Ай (Англия)	Стекловолокно и металлический порошок 25%		19	190	16,0	160	2300	6 — 8	—
Флюон VX2	Бронза и графит 40% ....	19	190	11,0	110	3500	5,3	—
Флюон VX3	Окись свинца и бронза 40%	25	250	9,0	90	4800	5,5	—
Флюон VG-25	Стекловолокно 22%	—	—	14-20	140—200	2230	9,0	—
Флюон VB-60	Бронза 27% . . .	—	—	10,5-14	105 — 140	3860	6,9	—
Флюон VP-25	Углерод 28%	. .	—	—	12,0 — 15	120 — 150	2000	6,6	—
Фирма Меркель (ФРГ)	Графит и стекловолокно 		22	220	—	—	2200	—	—
* Коэффициент линейного расширения ал дан для образцов, вырезанных вдоль оси прессования; в					поперечном	направлении а < в 1,5—2 раза		
меньше.								
поверхностям. Рабочие поверхности металлических контртел должны быть
обработаны по 8—9-му классу чистоты.
Следует отметить, что материалы на основе ПТФЭ используются не
только для поршневых колец, но также для сальников, подшипников, направ-
ляющих втулок, сепараторов подшипников качения и других деталей и узлов
трения, работающих без смазки.
В табл. 1 приведены состав и свойства некоторых фторопластосодержа-
щих отечественных и зарубежных материалов.
Работоспособность поршневых уплотнений из отечественных материа-
лов для компрессоров среднего и высокого давления и детандеров высо-
Рис. 12. Зависимость износа порш-
невых колец от давления воздуха
в цилиндре для фторопластсодер-
жащих материалов марок:
1— ФН-202; 2 — ФКН-7; 3 —ФГ-ЗОАО;
4 — ФГ-15АО; 5 — АФГМ; — 4К-20;
7 — ФКН-14; 8 — АМИП-15М; 9 —
ФГ-40АО
кого давления проверена экспериментально.
Испытания проводились на стендовом вер-
тикальном дожимающем одноступенчатом
компрессоре при давлении от 5 до 20 Мн/м\
степени сжатия 2—4 и средней скорости
поршня 1,4 м/сек.
Результаты испытаний уплотнений ком-
прессора представлены на графике рис. 12.
В ходе этих испытаний получена удовлетво-
рительная износостойкость поршневых колец
для поршневых уплотнений среднего и высо-
кого давления из следующих материалов:
ФКН-14, АМИП-15М, 4К-20, АФГМ,
ФГ-15АО, ФГ-ЗОАО, ФГ-40АО.
Материалы, полученные на основе ПТФЭ
с наполнителями, благодаря их высокой
износостойкости, хорошей уплотнительной
способности, технологичности и другим поло-
жительным качествам находят все более ши-
рокое применение в отечественном и зару-
бежном компрессоростроении. Поршневые
уплотнения из этих материалов почти пол-
ностью вытеснили выпускавшиеся ранее лаби-
ринтовые и графитовые уплотнения. В неко-
торых выпущенных ранее компрессорах с графитовыми уплотнениями гра-
фитовые кольца заменяются кольцами из фторопластсодержащих мате-
риалов, особенно на последних ступенях.
Несмазываемые поршневые уплотнения предпочтительней использовать
в вертикальных крейцкопфных машинах, так как в них отсутствуют нагрузки
от нормальных поршневых сил и веса (силы тяжести) поршня, поэтому в вер-
тикальных машинах направляющие поршневые кольца максимально разгру-
жены.
Примером вертикального компрессора с несмазываемым уплотнением
может служить компрессор КПК-6.
Конструкция поршневого уплотнения с кольцами из фторопластсодер-
жащих Материалов (рис. 13) обычная для несмазываемых уплотнений: в метал-
лический поршень, канавки которого должны быть обработаны с надлежа-
щими точностью и классом чистоты поверхности, вставляются уплотнитель-
ные и направляющие кольца, под уплотнительные кольца устанавливаются
пружинящие металлические кольца (экспандеры).
Несмазываемые поршневые уплотнения используются также в угловых
и горизонтальных машинах с установкой на поршни опорных колец, втулок
и ползунов из антифрикционных материалов (L-образный воздушный ком-
прессор 2С516/70, оппозитный компрессор 4М10-16/70 и др.).
124
За рубежом ряд фирм выпускает компрессоры различного назначения
с поршневыми кольцами из наполненных ПТФЭ.
Ниже в качестве примера приводится краткая характеристика несмазываемых компрес-
соров фирмы Линде-Сюрт (ФРГ), специализирующейся на выпуске машинного оборудования
для воздухоразделительных установок.
Фирма Линде-Сюрт выпускает вертикальные машины без смазки цилиндров с характери-
стикой: Q = 5004-7000 м3/ч; NK = 624- 1250 кет; рн = 1,04-4,5 Мн/м2; п = 6,24- 12,5 об/сек\
сср = 2,14-4,2 м/сек и угловые V- и W-образные: Q= 1004-600 м3/ч; рц= 0,44-8,8 Мн/м2;
NK= 114-47 кет; п= 8,34-16,6 об/сек; сср= 1,44-2,8 м/сек.
В отдельных случаях фирма Линда-Сюрт выпускает кислородные компрессоры на давле-
ние до 3 Мн/м2 и воздушные компрессоры высокого давления 15—20 Мн/м2.
Рис. 13. Поршневое уплотнение угло-
вого компрессора КГУ 0,15/22 с коль-
цами из наполненного фторопласта-4
Рис. 14. Основные размеры колец несма-
зываемых поршневых уплотнений в зави-
симости от диаметра цилиндра:
1 — высота уплотнительных колец; 2 — вы-
сота направляющих колец при установке на
поршне двух колец; 3 — высота направляю-
щих колец при установке на поршне одного
кольца; 4 — толщина экспандерных колец
В зависимости от диаметра цилиндра D4 рекомендуются следующие раз-
меры уплотнительных, направляющих (для вертикальных машин) и экспан-
дерных колец (табл. 2).
Основные размеры колец поршневых уплотнений, работающих без смазки,,
можно также определить из графика рис. 14 или по эмпирическим формулам.
Таблица 2
Размеры поршневых колец (мм)
1 !	D i	Ч 1 1 i	У плотнительные кольца		Направляющие кольца			Экспандерные кольца
	Ширина Ву- к	Высота Ну. к	Ширина Иц к	Высота Нн к		вэ
				одного кольца	двух колец	
До 40			3,5—5	3,5—5	3,5	10—20	5—10	0,3
Св. 40 до 75 ....	5—6	5—6	5—6	12	6,0	0,5
» 80 » 160 ....	6—8	6—8	6—8	15	7,5	1,0
» 160 » 275 ....	10	10	10	20—25	10—12	1,5—3
» 280 » 400 ....	12	12	12	—	15—20	3,0—4,0
» 400 » 600 ....	15	15	15	—	20—30	5,0—7,0
125*
Высота уплотнительных колец Ну, к = где а = 0,35-^0,41 для
Оц = 30-=-80 мм и а = 0,41-4-0,46 для Ьц = 80-4-600 мм. При установке на
поршне двух направляющих колец высота кольца Ннк = 0,04351^— С,
где С = 2-4-4. При установке на поршне одного направляющего кольца
высота его удваивается. Толщина экспандерных колец Вэ = 0,01Dq.
Уплотнительные кольца из фторопластсодержащих материалов выпол-
няются обычно квадратного сечения с одним разрезом; кольца больших диа-
метров могут быть изготовлены из отдельных сегментов. Замки прямые или
косые, при этом стыки двух соседних колец должны быть направлены в разные
стороны. Для повышения герметичности применяют ступенчатые -замки,
но технология изготовления таких колец сложнее и расход полимерных мате-
риалов больше.
Количество уплотнительных колец зависит от перепада давлений газа
в цилиндре Др и может быть определено по следующей эмпирической формуле:
z = KK УТОДр,
где коэффициент Кк = 0,7-4-1,0 (меньшие значения принимаются для более
высоких перепадов давления).
При выборе температурных зазоров в замке и зазоров в канавке необхо-
димо учитывать высокий коэффициент линейного расширения фторсбдер-
жащих материалов. Тепловой зазор в замке уплотнительных колец опреде-
ляется из выражения
бу. к. m ~ У'фЯ’Оц (Тп к	То ср).
Температуру поршневых колец Тп,к определяют как среднеарифметиче-
ское значение температур всасываний и сжатия с учетом повышения темпера-
туры от трения \Ттр (ДТтр 154-20°):
Т ____ Тсж-^-Тес I длп
1 п. к —	2	\ тру
Тц — температура цилиндра (обычно больше температуры охлаждающей
воды на 10°).
Зазор между поршневым кольцом и торцом канавки определяют по фор-
муле	.
бу. к. Н = Ну. к (аф ajw) (ТП. К Т0. ср)»
здесь ам — коэффициент линейного расширения металла поршня;
То, ср — температура окружающей среды, при которой производилась
сборка и выверка зазоров; обычно она равна 293° К.
Температуры поршневых колец и-поршня принимаются одинаковыми.
Назначение направляющих колец или втулок воспринимать нагрузку,
защищать уплотнительные кольца от преждевременного износа и не допу-
скать контакта поршня с цилиндром. В вертикальных машинах могут быть
случайные нормальные силы, возникшие в результате неточной сборки ма-
шины; в крейцкопфных горизонтальных и угловых машинах направляющие
кольца воспринимают нагрузку от веса (силы тяжести) поршней, а в бескрейц-
копфных машинах на поршневые втулки действуют нормальные поршневые
силы. Поэтому в горизонтальных машинах и тронковых поршнях устанавли-
ваются направляющие кольца, втулки или ползуны с развитой рабочей
поверхностью.
Для фторопластовых материалов не следует принимать удельные
нагрузки свыше 0,1 MhIm2*. Втулки с тонким слоем наполненного фторо-
пласта со специальной термомеханической обработкой, применяемые для
-тронковых поршней, допускают более высокие нагрузки — до 0,2 MhIm2.
426
Канавки в поршнях для направляющих колец делают такой же глубины,,
как и для уплотнительных колец. Толщина направляющих колец выбирается
из условия обеспечения зазора в рабочем состоянии между цилиндром и на-
правляющими кольцами (в сборе с поршнем), соответствующего посадке С3.
Зазоры в замке и в канавке направляющего кольца определяются по фор-
мулам для уплотнительного кольца. Направляющие кольца выполняются
с одним прямым стыком. Чтобы направляющие кольца не прижимались газон
к цилиндру, на наружной поверхности кольца прорезают канавки. Направля-
ющие кольца устанавливаются по середине длины поршня, или с двух сторон
уплотнительных колец.
На поршнях последних ступеней компрессора и на поршнях детандера
ставят направляющие втулки. Наружный.диаметр направляющей втулки
гч __	Вц
н*в 1 Оф (Тп, к То. ср)
Диаметральный зазор между цилиндром и направляющей втулкой
6g = D4 — DH в.
Зазор 6* можно определить с достаточной степенью точности по формуле
= &фОц (Тп, к То. с^) 4~
Экспандерные пружинящие кольца (экспандеры) служат для прижатия
поршневых уплотнительных колец к зеркалу цилиндра. Упругость экспан-
дерных колец должна быть небольшой — от 0,01 до 0,025 Мн!м2. Упругость-
экспандеров определяется по известной формуле для поршневых металличе-
ских колец:
~в~Е '
Вр \ & э	/	(
где / — упругий раствор кольца;
Da — наружный диаметр экспандерного кольца;
Е — модуль упругости;
Вэ — толщина экспандерного кольца.
Экспандерные кольца изготовляются из стали или бронзы прямоуголь-
ного или круглого сечения с прямым разрезом. Ширина экспандеров приве-
дена в табл. 2; высота колец соответствует высоте канавок в поршне для уплот-
нительных колец. Так как уплотнительные кольца прижимаются к цилиндру
давлением газа, то в цилиндрах с избыточным давлением на всасывании, начи-
ная со второй ступени, в детандерах и других машинах при наличии некоторой
упругости фторопластовых уплотнительных колец они могут работать без-
экспандеров.
Газовые сальники в несмазываемых поршневых уплотнениях изготов-
ляются из тех же материалов, что и поршневые кольца; уплотнительными
элементами служат кольца с одним разрезом, прижимаемые к штоку браслет-
ной пружиной. Не следует применять пружины чрезмерной упругости, так
как это увеличивает трение пары шток — сальниковое кольцо, сопровож-
дающееся нагревом и повышенным износом деталей.
Для компрессоров следует придерживаться невысоких температур сжа-
тия (420—435° К), так как при высоких температурах снижается износостой-
кость фторопластовых материалов. Теплопроводность материалов на основе
фторопласта-4 относительно низкая, поэтому рекомендуется интенсивно-
охлаждать цилиндры, сальники и клапанные коробки.
127’
Обычные пластинчатые клапаны с пластинами, двищущимися по металли-
ческим направляющим, без смазки не работоспособны. Для машин, работаю-
щих без смазки цилиндров, применяют клапаны с пружинящими прямоуголь-
ными или круглыми (типа Гербигера) пластинами. Используют также обыч-
ные клапаны, заменив металлические направляющие фторопластовыми.
Соосность цилиндров и поршней в компрессорах без смазки должна быть
выверена с максимальной точностью. В случае смещения или излома осей воз-
никает интенсивное изнашивание поршневых колец, что может привести
к касанию поршня с цилиндром, образованию задиров и даже к заклинива-
нию поршня.
Износ поршневых колец при низком и среднем давлении сжатия за 1000 ч
равен примерно 0,1 и 0,25 мм соответственно. Срок службы поршневых колец
для этих компрессоров составляет соответственно около 20 000 и 8000 ч.
Моторесурс колец, работающих в цилиндрах компрессоров с давлением
20 Мн!м\ составляет около 1500 ч. В детандерах с таким же максимальным
давлением газа в цилиндре 20 Мн!м2 моторесурс более высокий — 2500—
4000 ч, что можно объяснить более низкой температурой в зоне трения и мень-
шим средним удельным давлением.
При использовании колец из материалов, полученных на основе фторо-
пласта-4, моторесурс, коэффициент производительности и изотермический
к. п. д. компрессоров такие же или несколько ниже, чем в компрессорах
с металлическими смазываемыми кольцами. Отсутствие расходов на смазку
и на изготовление маслосистемы, высокая технологичность фторсодержащих
материалов и отсутствие загрязнения рабочего газа способствуют все боль-
шему распространению поршневых машин без смазки.
ГЛАВА IV
ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ
1.	ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ
Рис. 1. Области применения компрессор-
ных машин
Сжатие больших количеств газа до сравнительно низких давлений
весьма сложно осуществить поршневыми компрессорами. Для этой цели
более целесообразно использовать центробежные или осевые компрессоры.
В частности, центробежные и осевые компрессоры обеспечивают равномер-
ную подачу свободного от примеси
масла воздуха, что особенно важно для
воздухоразделительных установок.
В отечественной промышленности
эксплуатируются центробежные ком-
прессоры для сжатия’ различных газов
с широким диапазоном давления и
производительности. Примером центро-
бежного компрессора малой произво-
дительности может быть изготовленный
ВНИИКимашем компрессор производи-
тельностью 4800 м3/ч и конечным да-
влением 0,6 Мн1м?. Невский машино-
строительный завод им. В. И. Ленина
создал центробежные компрессоры
производительностью 85 000 м3/ч и
170 000 м3/ч с конечным давлением
0,7 Мн/м2, для подачи воздуха в мощ-
ные воздухоразделительные уста-
новки. >
Для сжатия больших количеств
воздуха (более 100 000 м3/ч) перспек-
тивны осевые компрессоры с промежуточным охлаждением, которые более
компактны и могут работать с более высоким изотермическим к. п. д.
На рис. 1 показаны примерные области применения различных типов
компрессоров в зависимости от степени повышения давления и производи-
тельности. Сильно увеличивающиеся с увеличением давления внутренние
утечки газа в центробежных и осевых компрессорах, а также малые объемы
сжатого газа существенно снижают к. п. д. проточной части и делают эко-
номически невыгодным, а в некоторых случаях невозможным создание этих
машин на степени повышения давления более 50.
И □. В. И. Епифановой
129
2.	ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ И ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ СТУПЕНИ
ЦЕНТРОБЕЖНОГО КОМПРЕССОРА
В центробежном компрессоре энергия, затрачиваемая на сжатие и пере-
мещение газа, сообщается последнему от двигателя вращающимися рабочими
колесами.
Конструктивные формы всех узлов компрессора подчинены стремлению
с наименьшими потерями передать эту энергию газу и затем наиболее полно
использовать ее для получения нужного давления и перемещения необходи-
мых количеств газа.
Проточная часть ступени центробежного компрессора состоит из подво-
дящего канала, рабочего колеса, устройства для преобразования скоростного
напора, полученного в
колесе,
Рис. 2. Треугольники скоростей в канале
колеса
в энергию давления и отводящего канала.
Обычное рабочее колесо центро-
бежного компрессора состоит из
основного и покрывного дисков,
с лопатками между ними. При]вра-
щении колеса газ, находящийся в ка-
налах, образованных лопатками, при-
ходит в движение и начинает пере-
мещаться. Это перемещение газа по
каналу колеса представляется графи-
чески изменением составляющих ско-
ростей при входе потока на лопатку
и при выходе его из колеса (рис. 2).
Векторы абсолютной скорости с
движения газа по каналу вращаю-
щегося колеса являются геометри-
ческой суммой вектора окружной
скорости и и относительной скоро-
сти w в данной точке. Таким образом
' на входе в колесо создается скорост-
ной треугольник, в котором
+ ^1 = С1-
Аналогично для треугольника скоростей на выходе из колеса
(1)
U2 -f- W2 — С2.
(2)
Проекции абсолютных скоростей на направление окружной скорости и
обозначим соответственно с1и и с2и.
Удельный теоретический напор Нт, т. е. напор, который может быть
получен в колесе при бесконечно большом числе лопаток, выражается урав-
нением Эйлера:
L — Hmz= U2C2u — UiC\u .	(3)
При использовании соотношений в треугольниках скоростей уравнение
Эйлера можно представить в виде
ГГ _ С2-С1	. «2-“1 .wl~w2
пт~ 2 “Г 2	2
(4)
Первый член уравнения характеризует изменение кинетической энергии
газа в колесе, второй и третий члены — изменение энергии давления при
протекании газа через колесо.
130
Рабочее колесо
Колеса, применяемые в центробежных компрессорах, различаются глав-
ным образом формой лопаток, которая определяет соотношения между эле-
ментами треугольников скоростей. Напор, создаваемый колесом при постоян-
ной окружной скорости и2, зависит от угла 02 между направлением окружной
скорости и2 и относительной скорости w2 (рис. 2). Чем больше угол 02, тем
больший напор создает колесо, но тем меньше зона его устойчивой работы.
В стационарных компрессорах в основном применяются лопатки, загнутые
назад с углом 02	354-55°.
В последнее время для колес небольшой объемной производительности
(например, последние ступени компрессора) на Невском машиностроитель-
ном заводе им. В. И. Ленина применяют колеса с лопатками, сильно загну-
тыми назад, т. е. с углом р2 154-30°. Лопатки с малыми углами обычно
имеют центробежные насосы, поэтому такие колеса компрессора часто назы-
вают насосными колесами. Уменьшение угла 02 позволяет при малых объ-
емных расходах газа увеличить ширину лопатки на выходе Ь2 до рекомен-
дуемых пределов и уменьшить таким образом потери в колесе.
Однако насосные колеса при тех же окружных скоростях создают не-
сколько меньший напор, чем компрессорные. Поэтому их приходится делать
больших диаметров, что несколько увеличивает габариты машины и потери
на трение дисков.
У насосных колес зона устойчивой работы больше, чем у компрессорных,
что имеет существенное значение для регулирования работы компрессора
при переменном режиме.
Для создания больших напоров в одной ступени применяются колеса
с радиально направленными лопатками (Р2 — 90°). Однако этот тип колес
в многоступенчатых центробежных компрессорах пока не применялся в основ-
ном из-за слишком малой зоны устойчивой работы при переменной произ-
водительности.
Направляющие аппараты и перепускные устройства
В рабочем колесе компрессора помимо повышения давления происходит
увеличение кинетической энергии газа. Для преобразования скоростного
напора в энергию давления за колесом (по ходу газа) устанавливают специаль-
ные устройства.
Наиболее распространенными преобразующими устройствами являются
направляющие аппараты с лопатками, установленными таким образом, что
между ними образуются расширяющиеся каналы (диффузоры) (рис. 3),
и безлопаточные направляющие аппараты (рис. 4). Ширина безлопаточного
аппарата делается постоянной, а площадь проходного сечения такого канала
увеличивается с увеличением радиуса, и он работает, как диффузор.
После лопаточного или безлопаточного направляющих аппаратов газ
выходит в сборную кольцевую камеру или улитку.
Третьим типом устройств можно считать преобразователь, состоящий из
расположенного непосредственно после колеса спирального сборника (улитки)
и расширяющегося патрубка-диффузора, начинающегося от выходного сече-
ния улитки (рис. 5). Уменьшение скорости и увеличение давления происхо-
дит здесь главным образом в прямолинейном диффузоре.
Этот тип преобразователя может выполняться в нескольких вариан-
тах — в виде спиральной улитки, переходящей в конический патрубок-
диффузор (рис. 5, а), с двумя .полуулитками, каждая из которых оканчи-
вается диффузором (так называемый двухдиффузорный вариант) (рис. 5, б),
н*	131
и четырехдиффузорный вариант с четырьмя улитками, занимающими по х/4
окружности и оканчивающимися диффузорами (рис. 5, в). Как показал
опыт, наиболее благоприятным с точки зрения к. п. д. является четырех-
диффузорный вариант. Однако значительные конструктивные усложнения
Рис. 3. Проточная часть ступени центробежного компрессора
корпуса делают в многоступенчатых машинах более предпочтительным двух-
диффузорный вариант, к. п. д. которого, к тому же, лишь немного уступает
четырехдиффузорному.
Невский машиностроительный завод им. В. И. Ленина применил в своих
компрессорах в качестве преобразователей лопаточные направляющие ап-
Рис. 4. Безлопаточ-
ный диффузор
параты, диффузорные каналы которых непосредст-
венно переходят в каналы перепуска газа в после-
дующую ступень (рис. 6). Как показывают испыта-
ния, ступени с направляющими аппаратами такого
типа имеют высокий к. п. д. Недостатки этой кон-
Рис. 5. Спиральные отводы:
а — однодиффузорный; б — двухдиффузорный;
в — четырехдиффузорный
струкции — утяжеление машины и наличие довольно сложных в изго-
товлении вставных диафрагм с выполненными в них каналами.
Перепуск газа от одной ступени к другой в компрессорах с лопаточным
и безлопаточным направляющими аппаратами осуществляется через обрат-
ный направляющий аппарат (см. рис. 3).
Правильно организованный равномерный подвод газа к колесу заметно
влияет на величину к. п. д. ступени. Радиально направленные на выходе
132
лопатки обратного направляющего аппарата обеспечивают достаточно рав-
номерный подвод газа к колесу.
Если в центробежном компрессоре в качестве преобразователя скорост-
ного напора в энергию давления применены улитки с одним или несколькими
диффузорами, то перепуск газа из ступени в ступень производится обычно по
наружным перепускным каналам. Обратного направляющего аппарата в та-
ких машинах нет и газ направляется по специально спрофилированному
Б-Б
А—А
Рис. 6. Восьмиканальная диафрагма НЗЛ
каналу, обеспечивающему равномерный подвод его к колесу (рис. 7). При
многодиффузорном варианте после каждого диффузора газ направляется
в следующую ступень по отдельному каналу (рис. 7, б).
Принципиально такой же перепуск газа из ступени в ступень происходит
в направляющих аппаратах конструкции Невского машиностроительного
завода им. В. И. Ленина, представленной на рис. На рис. 8 схематически
изображен один канал такого направляющего аппарата. Из короткого кри-
волинейного канала газ попадает в прямолинейный диффузор, между сече-
ниями аа и бб которого скоростной напор преобразуется в энергию давле-
ния. После диффузора газ направляется на другую сторону диафрагмы и попа-
дает в канал, подводящий поток к следующему колесу. Начальным сечением
133
этого канала является сечение ев. Через каждый канал восьмиканальной
диафрагмы, изображенной на рис. 6, проходит г18 часть общего расхода
газа. Такая система обеспечивает равномерный подвод газа к колесам.
Рис. 7. Перепускные устройства:
а — одно диффузорное; б — двухдиффузорное
, Рис. 8. Канал диафрагмы НЗЛ
Подводы газа
Всасывающий патрубок первой ступени в центробежных компрессорах
выполняется обычно в виде специально спрофилированного канала, как это
показано на рис. 9. С целью улучшения подвода газа к колесу всасывающйй
канал снабжается одним, а иногда и несколькими ребрами.
В некоторых машинах всасывающий канал выполняется в виде спирали
для создания закрутки потока на входе в колесо, лопатки которого профи-
лируются с учетом этой закрутки. При закрутке потока в сторону вращения
колеса несколько снижается напор, создаваемый в ступени, но благодаря
уменьшению относительной скорости газа в колесе уменьшаются потери на
трение, а следовательно, увеличивается к. п. д. ступени [37], [43], [46],
[57], [58].
.134
Новые задачи компрессоростроения
- При создании новых центробежных компрессоров большое внимание
уделяется разработке конструкций возможно малых габаритов.
Из уравнения Эйлера (3) в случае радиального входа газа в колесо
(с1и = 0) следует, что напор, создаваемый центробежным компрессором,
определяется окружной скоростью и2. Значительные успехи в создании
новых сверхпрочных марок сталей дают возможность повышать окружные
скорости колес, тем самым увеличивая степень повышения давления в каж-
дой ступени. В многоступенчатых компрессорах это позволяет уменьшить
общее число ступеней, а следовательно, и габариты машины.
Рис. 10. Схема компрессора фирмы Демаг
Вследствие уменьшения в процессе сжатия объема газа необходимоjdt
ступени к ступени уменьшать ширину колес, что влечет за собой значитель-
ное уменьшение отношения Как показывает опыт, при отношении <
£>2	^2
<0,03 к. п. д. начинает заметно уменьшаться.
Одним из методов сохранения достаточно большого отношения
является применение насосных колес. Малый угол 02 у этих колес умень-
с2г
шает отношение скоростей —- и тем самым дает возможность увеличить
*	^2	'
отношение .
£>2
Другой метод обеспечения благоприятных геометрических форм колес
у многоступенчатых быстроходных компрессоров — применение разных
чисел оборотов для различных групп ступеней.
Первые ступени, сжимающие большие объемы газа, имеют широкие
колеса больших диаметров и работают с меньшим числом оборотов, а послед-
ние ступени, сжимающие уже значительно уменьшенные объемы, имеют
относительно малые диаметрых колес, которые для обеспечения необходимой
окружной скорости вращаются с большим числом оборотов.
Примером двухскоростного компрессора является четырехступенчатый
компрессор фирмы Демаг (ФРГ), изображенный схематически на рис. 10.
Четыре колеса компрессора укреплены попарно на двух быстроходных
135
шестернях редуктора. Колеса I и II ступеней делают 13 890 об!мин, а ко-
леса III и IV ступеней — 17 930 об!мин. Таким образом, несмотря на не-
большую производительность (8000 м3/ч) и значительную степень повыше-
ния давления — о, отношение-^- даже у колеса IV ступени, удалось выдер-
жать не слишком малым — оно составляет ^0,025.
3.	КОМПРЕССОРНЫЙ АГРЕГАТ
Компрессорный агрегат комплектуется вспомогательным оборудова-
нием, обеспечивающим работу компрессора. В комплект входят: привод,
аппараты для охлаждения сжимаемого газа, система смазки, запорная и
регулирующая арматура, контрольно-измерительные приборы и устройства
автоматического регулирования и защиты.
Привод
Большинство современных центробежных быстроходных компрессоров
приводится в движение от электродвигателей через повышающие редукторы
из косозубых или -шевронных шестерен высокого класса точности,
Зубчатое соединение располагается в чугунном корпусе на подшипниках
скольжения. Вкладыши подшипников заливаются высокооловянистым баб-
битом и имеют принудительную смазку под давлением. Шестерни смазы-
ваются и охлаждаются маслом, которое подводится к ним специальной фор-
сункой от общей системы смазки.
Для привода компрессоров большой производительности применяются
также специальные паровые турбины. В этих случаях целесообразно привод
осуществлять непосредственно через соединительную муфту без промежуточ-
ного редуктора.
Охладители газа
При сжатии газа в компрессоре выделяется большое количество тепла.
Для отвода этого тепла и повышения изотермического к. п. д. машины газ
проходит через промежуточные охладители, устанавливаемые рядом с ком-
прессором или под ним в подвале. В большинстве случаев промежуточные
охладители устанавливают после каждой пары колес. В некоторых кон-
струкциях применяется охлаждение после каждого колеса. Однако из-за
большого количества охладителей газа машина получается тяжелой и слож-
ной по конструкции. Температура сжатого в компрессоре воздуха перед его
поступлением в воздухоразделительную установку понижается в так назы-
ваемых концевых охладителях.
Промежуточные и концевые охладители обычно представляют собой
кожухотрубные аппараты. По трубкам циркулирует охлаждающая вода,
в межтрубном пространстве — воздух. Для улучшения теплообмена наруж-
ные поверхности трубок делаются оребренными.
Невский машиностроительный завод им. В. И. Ленина применяет для
своих компрессоров также пластинчатые охладители газа, изготовленные из
штампованых листов нержавеющей стали. Штамповка выполнена TaipiM обра-
зом, что при соединении этих листов между ними образуются каналы, по
которым в одном направлении движется газ, а в перекрестном направлении
охлаждающая вода. Такие теплообменники достаточно эффективны, ком-
пактны и хорошо компонуются на корпусе компрессора.
136
Образующийся в концевом охладителе конденсат стекает по трубкам и
отводится из аппарата; часть его срывается с трубок потоком воздуха и выно-
сится из охладителя в напорный трубопровод, на котором устанавливается
влагоотделитель, улавливающий из воздуха капельную влагу.
Масляная система
Для смазки и охлаждения пбдшипников центробежного компрессора и
шестерен зубчатой передачи агрегат имеет циркуляционную масляную си-
стему, которая состоит из масляного бака, главного маслонасоса, пускового
маслонасоса, масляного фильтра и масляного охладителя.
Для смазки рекомендуется применять турбинное масло м^рки 22 или 30
по ГОСТу 32—53. Для работы машины в жарком климате можно рекомен-
довать марку 46 по тому же стандарту.
Маслосистема работает следующим образом: главный шестеренчатый
маслонасос засасывает масло из масляного бака и через охладитель подает
его к подшипникам компрессора и в редуктор. Отработанное масло свободно
сливается обратно в масляный бак. Для обеспечения снабжения агрегата
чистым маслом на пути его следования устанавливаются сетчатые фильтры.
Расположение фильтров на цапорном маслопроводе обеспечивает тонкую
очистку масла, так как фильтрация идет через сетки с числом отверстий около
3500 на 1 см2. Для обеспечения смазки в период пуска и остановки компрес-
сора агрегат комплектуется пусковым насосом, обычно шестеренчатого типа.
На случай аварийного отключения электроэнергии главного двигателя ком-
прессоры снабжаются резервными масляными насосами с приводом от спе-
циального источнику питания. Резервные насосы включаются автоматиче-
ски при аварийной остановке машины.
4.	ХАРАКТЕРИСТИКИ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОМПРЕССОРОВ
И СПОСОБЫ ИХ ПЕРЕСЧЕТА ПРИ ИЗМЕНЕНИИ НАЧАЛЬНЫХ
ПАРАМЕТРОВ ГАЗА
Характеристики компрессоров
Характеристикой компрессора называется кривая зависимости степени
повышения давления от расхода газа при постоянном числе оборотов.
При радиальном подводе газа к лопаткам колеса (угол 90°) удель-
ную энергию можно выразить следующим уравнением:
5 = «2 (1 - ctg p2v) дж/кг,	(5)
где vH — удельный объем газа на входе в колесо в м3/кг\
v2 — удельный объем газа на выходе из колеса в м31кг\
V — объемный расход при условиях входа в м3/сек\
D2 — наружный диаметр колеса в м\
Ь2 — выходная ширина колеса в м\
и2 — окружная скорость колеса в м!сек\
Рг — угол между абсолютной и относительной скоростями на выходе
газа из колеса в углов, град.
Из этого уравнения видно, что при постоянном числе оборотов, а следо-
вательно, и постоянной окружной скорости и2 для данной ступени (л1)2Ь2 =
= const) зависимость между удельной энергией Э и засасываемым объемом V
выражается прямой линией, на наклон которой влияет угол 02- При 02 —
90° удельная энергия Э = ul не зависит от расхода газа, а при 02 <<90°
с увеличением расхода газа Э уменьшается.
137
Под влиянием гидравлических потерь, связанных с протеканием газа,
действительная характеристика ступени компрессора существенно откло-
няется от прямолинейной. Соответственно форме напорной характеристики
ступени характеристика всего компрессора имеет вид, представленный на
рис. 11 кривой 1.
Между неподвижными частями корпуса компрессора и вращающимся
ротором имеются лабиринтные уплотнения, которые, однако, не устраняют
полностью утечек газа, вызванных разностью давлений в соседних камерах
(рис. 12), поэтому действительная подача компрессора будет меньше расчет-
ной на величину утечек газа.
Расход газа через лабиринтные уплотнения прямо пропорционален
диаметру гребня и радиальному зазору между гребнем и втулкой и обратно
Рис. 11. Характеристики компрессора
(кривая /) и сети (кривая 2)
Рис. 12. Уплотнения
ступени компрессора
пропорционален квадратному корню из числа гребней. Таким образом уве-
личение зазоров в лабиринтах или выход из строя гребней во время эксплуа-
тации вызывает ‘снижение производительности компрессора. Как видно
из рис. 11, расходу Vmln соответствует максимальное давление ртах. Ниспа-
дающий участок кривой 1 вправо от точки М отвечает устойчивой зоне ра-
боты центробежного компрессора, так как при изменении расхода в этой
зоне происходит плавное изменение давления. Влево от точки М наступает
неустойчивый режим работы — помпаж.
Работа центробежного компрессора допускается лишь в устойчивой
зоне, величина которой определяется крутизной ниспадающей части харак-
теристики. С увеличением числа ступеней и величины угла (32 на выходе из
колеса возрастает влияние потерь и характеристика компрессора становится
более крутой.
Применение в цейтробежных компрессорах насосных .колес с малым
углом р2 способствует получению более благоприятной формы характери-
стики машины с большей зоной устойчивой работы.
Точное построение характеристики центробежного компрессора расчет-
ным путем невозможно из-за трудностей, связанных с. определением всех
потерь, поэтому обычно характеристику получают на основании опытных
данных.
Эффективность охлаждаемого компрессора оценивается величиной изо-
термического к. п. д. на клеммах электродвигателя по следующей формуле:
= 2,3mRTH ^_Рк_	(6)
138
где N — потребляемая электродвигателем мощность в кет;
т]э — к. п. д. электродвигателя;
т]Л — к. п. д. компрессора и редуктора, учитывающий механические
потери;
r]v — к. п. д., учитывающий объемные потери от утечек;
т — расход газа в кг!сек;
R — газовая постоянная в дж/(кг • град);
Тн — начальная температура в °К;
рн — начальное давление в Мн/м2;
рк — конечное давление в Мн/м2.
Если есть возможность замерить температуру газа на входе в каждую
группу (Тг) и на выходе из нее (Т2), то можно определить так называемый
температурный изотермический к. п. д. компрессора по формуле
Пт =—ь------------2,3 1g
1	U3	k	Рн
S Д7ЧиПо
(7)
где ЛТ Т2 — Т\ — повышение температуры в группе;
2	АТ — сумма перепадов температур по всем группам;
k — показатель адиабаты.
Влияние внешних условий
Рассмотрим влияние атмосферного давления, температуры засасываемого
воздуха и температуры охлаждающей воды на работу центробежного ком-
прессора.
Адиабатическая работа сжатия (Lad) в группе ступеней определяется
уравнением
/ \
Lad== k 1 ВТн 1 >	(8)
где Тн — температура газа перед 1-ю ступенью группы;
ггр — степень повышения давления в группе ступеней.
С другой стороны, адиабатическая удельная работа может быть представ-
лена в виде
Lad = дж!кг,
где pi — коэффициент напора группы ступеней, учитывающий и к. п. д.
Обычно предполагается, что к. п. д. группы ступеней не изменяется при
изменении атмосферных условий. В таком случае не изменяется и адиаба-
тическая работа газа. Из постоянства адиабатической работы, определяемой
уравнением (8), вытекает, что степень повышения давления группы зависит
только от начальной температуры газа: &гр увеличивается при понижении Тн
и уменьшается при повышении Тн.
Изменение барометрического давления приводит к изменению плотности
поступающего в компрессор воздуха и, следовательно, влияет на массовый
расход и .потребляемую мощность. Степень повышения давления и к. п д.
остаются неизменными.
Изменение температуры засасываемого воздуха влияет прежде всего на
величину степени повышения давления первой группы колес (до первого
промежуточного охладителя) и на массовый расход компрессора.
Относительное постоянство температуры охлаждающей воды уменьшает
влияние температуры засасываемого газа на работу второй и последующих
139
групп компрессора, так как температура газа после промежуточных охла-
дителей определяется в основном температурой воды.
Влияние температуры охлаждающей воды на работу центробежного
компрессора более существенно, чем влияние температуры засасываемого
газа.
Таким образом, температура и количество охлаждающей воды влияет
на степень повышения давления всех групп, кроме первой. Естественно, что
чем эффективнее промежуточное охлаждение, тем больше процесс сжатия
приближается к изотермическому. Поэтому снижение температуры охла-
ждающей воды увеличивает изотермический к. п. д. компрессора.
Пересчет характеристик
Если число оборотов компрессора отличается от расчетного в преде-
лах ±3%, а начальная температура воздуха и температура охлаждающей
воды не более чем на ±5 —7%, то пересчет характеристик на условия,
характеризуемые давлением р0» температурой воздуха и воды TWo можно
выполнить с достаточной точностью по следующим формулам.
Массовый расход
т0 = -J-p0V = т кг/ч.	(9)
Объемный расход
VO = ^-VM*I4,	(10)
где п — число оборотов ротора в минуту;
р — плотность газа в кг/м3.
Степень повышения давления
здесь
/'	Т — Т —
_   1 I / Tw — Т'н	1	1 Hq \ Р1	/19\
- 1 + т~н	J
где Tw — температура охлаждающей воды в ° К;
Тн — температура засасываемого газа в ° К;
рк — конечное давление в компрессоре в Мн/м2\
рг —давление на выходе из первой группы в Мн!м2\
R — газовая постоянная сжимаемого газа в дж!(кг-град)\
Рк
8	— степень повышения давления.
Внутренняя мощность
' <13)
\ ••'JA / ГЯ
Изотермический к. п. д.
"ПыЗо = ТЮТ|ЦЭ.	(14)
Если изменение Tw и Тн составляет более ±5—7%, рпределение е0,
Ne„ и т]«з. значительно усложняется. Для пересчета характеристики всего
центробежного компрессора на новые условия необходимо иметь характери-
стики отдельных групп этого компрессора, а также характеристики проме-
140
жуточных охладителей газа. Последовательным пересчетом параметров газа
по группам можно получить характеристику всего компрессора при новых
условиях.
Влияние на работу компрессора начальной температуры засасываемого
газа и условий охлаждения можно проследить на примере воздушного ком-
прессора ТК-8. Компрессор рассчитан на производительность 8200 м3/ч
и степень повышения давления 7, 8. Начальная температура охлаждающей
воды 300°(К.
Таблица 1
Данные для пересчета
параметров компрессора
ТК-8
Параметры	Расчетные	Летние	Зимние
Давление на всасывании в Мн/м2,	0,1		
Температура на входе в ° К в I группу во 11	» в III »	293 313 317	323 344 348	223 289 300
Рис. 13. Характеристики компрессора ТК-8 (ВНИИКимаш)
при различных температурных условиях:
1 — расчетные; 2 — зимние; 3 — летрие
Машина была испытана на стенде, и опытным Путем были получены
зависимости е f (V) и АТ = f (V) по группам, а также характеристики
охладителей.
Пересчет производился по группам на условия, приведенные в табл. 1.
В результате произведенных расчетов были построены кривые зависи-
мости степени повышения давления 8 и мощности N от расхода V, представ-
ленные! на рис. 13. Из расположения этих кривых наглядно видно влияние
температурных условий на работу компрессора. Например, при летних усло-
виях во избежание помпажа максимальное давление нагнетания может быть
не более 0,65 Мн1м? при производительности около 7000 мЧч,
> Из приведенного примера видно, какое большое влияние на работу
компрессора оказывают температуры сжимаемого газа и охлаждающей
воды.
5.	РАБОТА ЦЕНТРОБЕЖНОГО КОМПРЕССОРА
С БЛОКОМ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
Давление воздуха^ перед блоком разделения при изменении расхода
меняется относительно мало. Характеристика блока разделения, как сети
для компрессора, имеет вид, представленный на рис. 11 (кривая 2).
Расчетная рабочая точка является точкой пересечения характеристик
компрессора 1 и сети 2. Эта точка должна находиться в области устойчивой
работы машины и в области максимума к. п. д.
При подборе компрессора для установок разделения воздуха с регене-
раторами необходимо иметь в виду, что переключения регенераторов вызы-
вают резкие кратковременные изменения расхода воздуха, которые приво-
дят к повышению давления в сети. В связи с этим при недостаточной раз-
ности давлений ртах — рк компрессор может войти в помпаж.
141
В зависимости от емкости нагнетательного трубопровода повышение
давления от переключений регенераторов Дрлер = 0,03-т-0,05 Мн!м?. Для
обеспечения устойчивой работы компрессора необходимо, чтобы до начала
помпажа остался еще запас по давлению не менее 0,02 Мн!м2. Таким обра-
зом должно соблюдаться условие
Ртах > Рк + kpnep “F 0,02	.
Если надо изменить количество или чистоту продуктов разделения,
приходится изменять количество воздуха, подаваемого в блок разделения.
Для выполнения этого требования необходимо регулировать производитель-
ность компрессора. Кроме того, без регулирования невозможно обеспечить
стабильную работу блока разделения в зимних и летних условиях (рис. 14).
в летних и зимних условиях:
1 — летние; 2 — зимние; 3 — сеть
Значения подаваемой компрессором
массы воздуха в рабочих точках л —
летней из — зимней будут связаны
отношением
у
= Рл нл
т3 Рз Ун-з
В зависимости от характеристики
компрессора уменьшение подаваемой
массы воздуха в летних условиях (Тн =
= 293° К) по сравнению с зимними
(Тн 253° К) может достигать 18—
20%.. При работе в' зимних условиях
всегда бывает достаточная разность
между максимальным и рабочим давле-
ниями. В летних условиях иногда при-
ходится специально понижать давление
перед блоком разделения и, соответ-
ственно, после компрессора с тем, чтобы обеспечить необходимую для устой-
чивой работы компрессора разность давлений ртаХл — рКл-
Для поддержания постоянного давления при переменном расходе цен-
тробежные компрессоры снабжаются специальными регулирующими устрой-
ствами. В практике встречаются три основных вида регулирования: пово-
ротом лопаток направляющих аппаратов, изменением числа оборотов ком-
прессора и дросселированием на всасывании с антипомпажным сбросом [24],
[27], [34].
Сущность регулирования поворотом лопаток направляющего аппарата
заключается в изменении угла входа потока на лопатку и в изменении раз-
мера проходного сечения канала. Характеристика компрессора сдвигается
при этом с очень небольшим снижением максимального значения к. п. д.
При многоступенчатом сжатии, строго говоря, для каждой ступени
следует подбирать свой угол поворота лопаток. Это чрезвычайно усложнило
бы конструкцию и поэтому направляющие аппараты с поворотными лопат-
ками практически могут быть осуществлены с одинаковым углом поворота* и
лишь для небольшого числа ступеней. Рассмотренный способ регулирования
имеет ограниченное распространение.
При изменении числа оборотов кривые характеристик компрессора
перемещаются таким образом, что их вершины лежат на параболе, которая
соединяет критические точки всех характеристик и отделяет устойчивую
зону работы машины от неустойчивой. Кривые к. п. д. при изменении числа
оборотов сдвигаются, но максимальное значение к. п. д. остается в зоне,
142
близкой к рабочим режимам. Следовательно, такое регулирование компрес-
соров можно считать наиболее экономичным.
Регулирование изменением числа оборотов легко осуществляется в слу-
чае привода компрессора от турбины. В качестве примера можно привести
привод компрессора К-1500-61-1 от паровой турбины AKB-9-IV. На рис. 15
приведены характеристики компрессора К-1500-61-1 при разных числах
оборотов.
Наиболее распространенным из-за простоты конструкции, хотя и менее
экономичным методом регулирования, является дросселирование на всасы-
вании. Как видно из рис. 16, при дросселировании на всасывании характе-
ристика компрессора изменяется, причем граница неустойчивой зоны сме-
Рис. 15. Изменение характеристики Рис. 16.^Изменение’ характеристики при дроссели-
компрессора К-1500-61-1 в зависи-	ровании на всасывании
мости от числа оборотов
При дросселировании на всасывании характеристика становится более
крутой, величина ртах и зона устойчивой работы уменьшаются.
Регулирование дросселированием на всасывании возможно от расхода
в рабочей точке (VKpa6) только до некоторого значения расхода газа Vmln,
при котором имеется необходимая разность между максимальным и рабочим
давлениями с учетом повышения давления при переключениях регенера-
торов.
При снижении потребления газа ниже расхода, определяемого границей
дросселирования, избыток газа приходится сбрасывать или в атмосферу или
во всасывающий трубопровод компрессора. Такой сброс является чистой
потерей и, конечно, снижает общий к. п. д. агрегата. К снижению произво-
дительности сбросом газа из напорного трубопровода прибегают лишь в край-
ней необходимости, когда нужно ввести машину в зону устойчивой работы,
а поэтому такой сброс обычно называют антипомпажной защитой компрес-
сора.
Определяя параметры, характеризующие работу компрессора при дрос-
селировании, следует исходить из того, что объемная производительность
при параметрах газа за дросселем и степень повышения давления, опреде-
ляемая по конечному давлению и давлению за дросселем рНдр, в случае дрос-
селирования не изменяются.
143
Итак,
	V = Vdp И е = е,др.	(15)
Тогда давление сжатия		
•	РНъп Р^=РК рн ;	(16)
расход		
	Рн,п тдр = т др ; Рн	(17)
мощность		
	Рн^	(18)
(19)
изотермический к. п. д. (с учетом потерь от дросселирования)
П«зЛп =	
др	Ig-PJL.
Рн
В этих формулах индексом др снабжены параметры, относящиеся к ра-
боте при дросселировании.
6.	АВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ
Поддерживать постоянное давление при переменной подаче компрессора
можно при помощи автоматически действующих приборов и механизмов или
вручную.
Автоматическое регулирование компрессора принципиально возможно
по двум схемам: гидравлической и электрической.
Наиболее распространена гидра-
влическая схема (рис. 17). Постоян-
ное давление автоматически поддер-
живается изменением числа оборотов
со сбросом избытка воздуха через
антипомпажный клапан в атмосферу.
Регулятор соединен импульсной труб-
кой с напорной линией компрессора
и сервомотора, установленного на
впускном шибере пара в турбину.
При изменении давления газа
регулятор посредством специальных
устройств направляет поступающее
от насоса масло к той или другой
стороне поршня сервомотора. По-
следний перемещается и открывает
или закрывает впускной шибер пара,
изменяя тем самым число оборотов
турбины. В случае резкого сокра-
Рис. 17.|Схема регулирования компрессора
изменением числа оборотов
щения расхода, когда регулятор числа оборотов не в состоянии пре-
дохранить машину от возникновения помпажа, срабатывает регулятор
антипомпажной защиты, настроенный на минимальный расход. При падении
расхода до минимального регулятор воздействует на сервомотор антипом-
пажногд клапана и излишек воздуха сбрасывается в атмосферу.
144
Схема автоматического регулирования дросселированием на всасыва-
нии принципиально совпадает с изображенной на рис. 17 с той лишь раз-
ницей, что регулятор давления воздействует не на впускной шибер пара
в турбину, а на всасывающий дроссель компрессора. Минимальный расход
определяется границей возможного дросселирования.
Регулирование центробежных компрессоров с использованием электрон-
ных приборов производится, как и в ранее рассмотренной гидравлической
схеме, дросселированием на всасывании и антипомпажным сбросом. Импульс
давления от напорного трубопровода специальным типом манометра преоб-
разуется в электрический импульс, который передается электронному/ регу-
лятору. Последний в зависимости от силы поступившего импульса на боль-
шее или меньшее время включает электродвигатель привода дроссельной
заслонки. Степень закрытия дроссельной заслонки устанавливается опыт-
ным путем по достижению границы устойчивой работы компрессора. Когда
дроссельная заслонка доходит до своего предельного положения, специаль-
ный следящий прибор переключает электронный регулятор на привод анти-
помпажного (байпасного) клапана. При увеличении расхода система работает
в обратном порядке: сначала полностью закрывается антипомпажный кла-
пан, затем следящий привод переключает электронный регулятор на дрос-
сельную заслонку, которая и открывается до положения, обеспечивающего
необходимый расход.
В схеме с двумя электронными регуляторами регулирование дроссель-
ной заслонкой происходит, как и в первой схеме, по команде электронного
регулятора, получающего импульс от специального манометра, установлен-
ного на напорном трубопроводе. Антипомпажный клапан приводится в дей-
ствие от другого электронного регулятора, получающего импульс от диф-
манометра, установленного на внутренней газовой коммуникации. Дифма-
нометр настраивается на перепад, соответствующий минимальному расходу,
определяемому границей дросселирования, и через электронный регулятор,
независимо от положения дроссельной заслонки, воздействует на антипомпаж-
ный клапан.
Обе электрические схемы вполне работоспособны и при выборе той или
иной схемы для регулирования центробежных компрессоров следует руко-
водствоваться в основном спецификой их эксплуатации. Первую схему
можно считать более экономичной, так как наряду с использованием лишь
одного электронного регулятора она позволяет осуществлять предельно
глубокое дросселирование на всасывании и лишь при непосредственном при-
ближении к границе помпажа реализовать антипомпажный сброс газа. Од-
нако, если по условиям эксплуатации возможны большие резкие изменения
расхода, так что уменьшение расхода дросселированием на всасывании будет
происходить медленнее, чем снижение потребления газа, то регулирование
по первой схеме может не обеспечить защиту машины от помпажа, т. е. анти-
помпажный клапан не сможет открыться до тех пор, пока дроссельная за-
слонка не дойдет до своего предельного положения. Регулирование по вто-
рой схеме не имеет этого недостатка, так как при сильном снижении расхода
начинают работать сразу два электронных регулятора и наряду с закрытием
дроссельной заслонки одновременно открывается антипомпажный кла-
пан.
Электрические схемы регулирования дают возможность перейти к ком-
плексной автоматизации работы центробежного компрессора. Управление
работой компрессора можно разбить на три комплекса операций. Первый
комплекс содержит все операции, связанные с подготовкой компрессора
к пуску, например, закрытие всасывающего дросселя, открытие сброса,
пуск охлаждающей воды, включение пускового маслонасоса и др. К этому
10 П р. В. И. Епифановой	145
комплексу следует отнести также все обратные операции, связанные с под-
готовкой компрессора к остановке.
Во второй комплекс входят защита /компрессора от недостатка масла
(слишком низкое давление в системе), от отсутствия охлаждающей воды и
другие специальные виды защиты.
Третий комплекс операций содержит управление запорными органами,
связанное с регулированием работы компрессора.
Если операции всех трех комплексов производить посредством электри-
ческих приборов, заранее настроенных на определенные режимы, то работа
компрессора может быть полностью автоматизирована.
Приборы системы защиты подают сигналы о всех ненормальностях
в работе компрессора. В случаях значительных отклонений от нормальной
работы приборы системы защиты дают аварийный сигнал и отключают элек-
тродвигатель.
Нормальная остановка компрессора производится включением стоп-
системы, которая выполняет все подготовительные операции, обратные пред-
пусковым, и затем останавливает электродвигатель.
Такая комплексная система* автоматизирующая весь сложный запуск
и защиту, впервые была осуществлена на кислородном компрессоре
КТ К-7.
7.	ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ ДЛЯ КОМПЛЕКТОВАНИЯ
КРУПНЫХ УСТАНОВОК РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
В приложении 6 приведены технические данные основных типов центро-
бежных компрессоров, применяемых для комплектации кислородных
станций.
Основными требованиями, которые предъявляются к компрессорам,
подающим воздух в установки разделения воздуха, являются их надежность
и высокий коэффициент полезного действия.
Известно, что центробежные компрессоры большой производительности
обладают более высоким к. п. д. по сравнению с машинами малой производи-
тельности, а стоимость 1 ж3 кислорода зависит от экономичности работы воз-
душного компрессора. Исходя из этого, установки разделения воздуха вы-
годнее комплектовать как можно более мощными машинами.
На рис. 18 изображен компрессор НЗЛ К1500-61-1 производитель-
ностью 1500 мЧмин с конечным давлением 0,75 Мн/м2.
Первые две ступени компрессора имеют обычные компрессорные колеса
и лоцдточные направляющие аппараты. Последующие четыре ступени имеют
колеса с лопатками, сильно загнутыми назад. После колес третьей и пятой
ступеней установлены восьмиканальные диафрагмы по типу диафрагмы,
изображенной на рис. 6.
Из направляющего аппарата второй ступени газ попадает в сборную
улитку и отводится в первый промежуточный охладитель. Четвертая и ше-
стая ступени компрессора выполнены без направляющих аппаратов. В этих
ступенях после колес газ попадает в сборные улитки, заканчивающиеся
прямолинейными диффузорами. Из диффузора четвертой ступени газ направ-
ляется во второй промежуточный охладитель. Таким образом эта машина
содержит в себе почти все конструктивные решения проточной части, которые
были описаны выше.
На рис. 19 показан воздушный центробежный компрессор со спираль-
ными отводами в однодиффузорном исполнении ЦК 135/8 (ТК-Я). Компрес-
сор, рассчитанный на производительность 135 м3/мин при конечном давле-
нии 0,75 Мн/м2, имеет шесть нормальных компрессорных колес с двумя
146
о
*
1500_______ 1315
3790
Рис. 18. Компрессор НЗЛ K1500-61-I
630
00
Рис. 19. Компрессор ТК-8 ВНИИКимаш
-Ф360-
промежуточными охлаждениями газа после второй и четвертой ступеней.
Машина двухкорпусная: в корпусе низкого давления размещены две сту-
пени, в корпусе высокого давления — четыре.
Перепуски газа из ступени в ступень осуществляются через наружные
перепускные колена. Это дало возможность расположить рабочие колеса
всасывающими воронками в разные стороны. Таким образом осевые усилия
колес почти полностью уравновешиваются.
Из иностранных воздушных компрессоров следует отметить интересную
конструкцию машины фирмы Демаг
прессоры этого типа производи-
тельностью от 8000 до 50 000 м31ч
при конечном давлении 0,8 Мн/м2
имеют лишь четыре ступени сжа-
тия. Колеса компрессоров нор-
мального компрессорного типа
с углом ₽2	55°. После каждого
колеса имеются безлопаточный
диффузор и сборная улитка, закан-
чивающаяся диффузором, подво-
дящим воздух к промежуточным
охладителям. Все колеса компрес-
сора расположены на консолях
двух быстроходных шестерен ре-
дуктора (см. рис. 10).
Промежуточные ох л ад ител и
газа, установленные после каждой
из трех первых ступеней, имеют
круглые оребренные трубки и
достаточно удобно располагаются
под компрессором.
Для сжатия больших коли-
честв азота могут быть с успехом
использованы воздушные центро-
бежные компрессоры, у которых
необходимо лишь особенно тща-
(рис. 20). Выпускаемые фирмой ком-
Рис. 20. Компрессор фирмы Демаг
тельно выполнять концевые уплотнения валов, так как попадание
больших количеств азота в помещение компрессорной станции могло
бы вызвать несчастные случаи с обслуживающим персоналом. Утечка азота
из концевых лабиринтов должна отводиться во всасывающую линию ком-
прессора. Во избежание засасывания атмосферного воздуха через концевйе
лабиринты в них необходимо подвести азот с избыточным давлением около
0,005 Мн/м2. При разрежении на всасывании эти мероприятия предотвра-
щают подсос воздуха, загрязненного парами воды и масла, в систему чистого
азота.
8.	ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ КОМПРЕССОРЫ ДЛЯ СЖАТИЯ КИСЛОРОДА
К кислородным компрессорам, в отличие от воздушных, предъявляется
ряд специальных требований, связанных с тем, что в среде чистого кислорода
процессы окисления материалов происходят весьма энергично и носят харак-
тер интенсивного горения, а иногда и взрыва.
При выборе материалов для изготовления деталей, работающих в среде
чистого кислорода, необходимо учитывать заметное снижение температуры
воспламенения материалов и возможность интенсивной коррозии.
149
Корпус компрессора обычно изготовляют из чугуна, а корпуса охлади-
телей газа из углеродистой или нержавеющей стали. В случае применения
углеродистой стали внутреннюю поверхность целесообразно лудить или
цинковать для защиты от коррозии. Покрывать с этой целью поверхности,
соприкасающиеся с кислородом, бакелитовым лаком не рекомендуется, так
как опыт показывает, что пленка лака имеет температуру воспламенения,
близкую к рабочим температурам в компрессоре. Рабочие колеса кислород-
ных компрессоров изготовляют из специальной нержавеющей стали с высо-
кими механическими свойствами с целью избежать коррозии при остановках
машины.
У материалов, служащих для уплотнения разъемных соединений, тем-
пература самовозгорания в среде кислорода должна превышать возможную
рабочую температуру газа в ком-
прессоре примерно на 100°.
Уплотнение отдельных частей
корпуса компрессора целесооб-
разно осуществлять сухими шабре-
ными или притертыми поверхно-
стями. Дополнительно к хорошей
пригонке поверхностей можно до-
пустить применение тонкого слоя
пасты из свинцового глета на воде.
Фланцевые разъемы кислород-
ных компрессоров до давления
3,5 Мн/м2 допустимо уплотнять
мягкими прокладками из паро-
нита, клингерита и фторопласта.
' В конструкциях уплотнения типа
шип—паз рекомендуется применять
прокладки из паронита и клин-
герита. Наиболее надежны в среде
чистого кислорода прокладки из
снове. Перед сборкой прокладки,
хэлжны быть хорошо обезжирены,
так как загорание необезжиренных прокладок происходит при значительно
более низкой температуре, чем обезжиренных.
Чтобы масло не попало в среду чистого кислорода, проточная часть
машины тщательно обезжиривается. Поэтому, и также с целью последую-
щего надежного удаления растворителя конструкция кислородного ком-
прессора должна обеспечивать свободный доступ ко всем деталям проточной
части. Этим требованиям хорошо отвечают конструкции компрессоров со
спиральными отводами (рис. 5).
Для предотвращения попадания в чистый кислород горючих веществ
извне центробежные компрессоры снабжаются специальными уплотняю-
щими устройствами.
Пример простейшего уплотнения изображен на рис. 21. Утечка чистого
кислорода из лабиринтного уплотнения отводится по трубопроводу во вса-
сывающую линию компрессора. В трубопроводе отвода утечки дроссельным
вентилем поддерживается избыточное давление 0,02 Мн/м2, чтобы избежать
засасывания загрязненного атмосферного воздуха при разрежении во вса-
сывающей линии компрессора. В специальную камеру лабиринтной втулки
подается азот под избыточным давлением около 0,008 Мн/м2. Азот смеши-
вается с чистым кислородом и предотвращает соприкосновение с ним паров
масла, идущих от подшипников.
150
Рис. 21. Конструкция азотного обдува
ВНЙИКимаш
фторопласта или материалов на его
особенно изготовленные из паронита,
Более сложное уплотнение, применяемое швейцарской фирмой Броун-
Бовери, изображено на рис. 22. Особенностью этого уплотнения является
подача воздуха не только в лабиринтную втулку, но и в ловушку камеры
подшипника. Смесь воздуха и кислорода отводится от уплотнения по трубо-
проводу. Кроме того, как видно из рис. 22, лабиринтная втулка имеет боль-
шое количество гребней в зоне подвода воздуха, что снижает его расход.
Однако следует заметить, что это уплотнение по сравнению с изображенным
на рис. 21 заметно увеличивает	'
длину ротора.
Особое внимание в кисло-
родных компрессорах уделяется
качеству изготовления и мате-
риалам лабиринтных уплотне-
ний. Гребни лабиринтов могут
Воздух+кислород
I Кислород
Воздух
/воздух
Рис. 22. Конструкция воздушного обдува фирмы Броун-
Бовери (Швейцария)
Масло
быть изготовлены из латунной ленты, однако более надежно работают лаби-
ринтные гребни из никеля. Для изготовления лабиринтных втулок обычно
используется латунь. Изготовлять втулки из чугуна не рекомендуется, так
как опыт показывает, что при соприкосновении с латунными или никеле-
выми гребнями в среде чистого кислорода чугун сравнительно легко заго-
рается.
Фирма Броун-Бовери в кислородных компрессорах применяет для лаби-
ринтов сплав серебра с окисью алюминия (0,2% А12О3). Лента из этого сплава
используется фирмой для лабиринтных гребней. У лабиринтных втулок
серебряным сплавом покрывается внутренняя поверхность (рис. 22).
Отечественной промышленностью выпущен кислородный компрессор
КТК-12,5 производительностью 14 000 м?!ч с конечным давлением 3,5 Мн!м2.
Компрессор имеет 11 ступеней сжатия, разделенных на три секции: низкого,
среднего и высокого давлений. Секция низкого давления (рис. 23) имеет
две ступени сжатия с двусторонними колесами и четырехдиффузорными отво-
дами газа (см. рис. 5, а). Из четырех диффузоров второй ступени газ соби-
рается в коллектор и направляется в промежуточный охладитель. Секция
151
Рис. 23. Первый корпус компрессора КТК-12,5 ВНИИКимаш
*360
Рис. 24. Компрессор КТК-7 ВНИИКимаш
среднего давления имеет четыре ступени сжатия в однодиффузорном варианте
(рис. Ь, а) с одним промежуточным охладителем. Из секции среднего давления
газ через третий промежуточный охладитель подается в секцию высокого-
давления с пятый ступенями сжатия в однодиффузорном исполнении. После
второй ступени этой секции установлен четвертый промежуточный охла-
дитель газа.
Сжатый в компрессоре кислород охлаждается в концевом охладителе.
Для предотвращения соприкосновения масляных паров, идущих от
подшипников, с чистым кислородом концевые лабиринтные уплотнения ро-
торов компрессора КТК-12,5/35 снабжены устройствами азотного обдува,,
конструкция которых выполнена по типу представленной на рис.ч21. Камеры
азотного обдува концевых лабиринтов (рис. 21) надежно защищают компрес-
сор от образования горючей смеси паров масла с кислородом.
На рис. 24 изображен центробежный компрессор КТК-7, предназначен-
ный для подачи 7000 м3 килорода в час при давлении до 1,5 Мн!м2. У ком-
прессора КТК-7 оригинальная конструкция проточной части с двухдиффу-
зорными отводами от каждой ступени и с двусторонними подводами газа
к следующим, ступеням (см. рис. 7, б). Сжимаемый газ охлаждается в трех
парах промежуточных охладителей, расположенных по обе стороны машины.
Такая конструкция проточной части обеспечила сравнительно высокие газо-
динамические показатели компрессора.
В кислородном компрессоре особенно опасна недостаточная виброустой-
чивость ротора, так как при большом прогибе вала от разогрева соприкос-
нувшихся деталей может произойти загорание машины. Виброустойчивость
роторов компрессоров КТК-12,5 и КТК-7 обеспечивается радиальными под-
шипниками с упруго-демпферными опорами простой и надежной кон-
струкции. .
Особое внимание уделено обеспечению безопасности эксплуатации ком-
прессора КТК-7. С этой целью машина снабжена автоматически действую-
щими средствами защиты от недостатка масла и охлаждающей воды; от пре-
вышения допустимой температуры газа и подшипников; от осевого сдвига
ротора при выработке упорного подшипника. Кроме того, для обеспечения
безопасности работы создана специальная система автоматического пуска
и остановки машины с продувкой проточной части азотом. Все автоматически^
системы смонтированы в удобном для обслуживания пульте управления.
Компрессор КТК-7 оснащен электрической системой автоматического
регулирования производительности при постоянном давлении, работающей
от электронных регуляторов, и является полностью автоматизированным
агрегатом.
9.	динамическая устойчивость работы
ЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОМПРЕССОРОВ
Устойчивая работа центробежного компрессора определяется отсут-
ствием опасных колебаний вращающихся роторов.
Конструкция ротора современного быстроходного компрессора пред-
ставляет собой сравнительно малого диаметра вал с насаженными на него
рабочими колесами. При вращении такого ротора могут возникнуть коле-
бания по целому ряду причин. Основными из них можно считать центро-
бежные силы, возникающие при ^вращении недостаточно уравновешенных
масс ротора, и внутренние возбуждающие силы упругости, если они больше
сил внутреннего вязкого сопротивления. Центробежные силы вызывают
синхронные колебания, т. е. колебания с частотой, равной числу оборотов
ротора.
154
Ротор центробежного компрессора имеет собственные частоты колеба-
ний первого, второго и других порядков. Под собственной частотой пони-
мают частоту свободных колебаний, происходящих под действием внутрен-
них сил упругости после прекращения действия внешних сил, вызвавших
процесс колебания. Роторы, у которых рабочее число оборотов меньше
значения первой собственной частоты, обычно называются жесткими. Если
рабочее число оборотов больше его собственной частоты, ротор называется
гибким.
Быстроходные компрессоры обычно имеют гибкие роторы, более под-
верженные колебаниям, чем жесткие. Гибкие роторы при пусках и останов-
ках проходят опасную зону резонанса, т. е. чисел оборотов, совпадающих
с первой собственной частотой. При резонансе
значительно увеличивается амплитуда синхрон-
ных колебаний, что может привести к аварии
машины. Такие числа оборотов называются
обычно критическими. Переход через резонанс
происходит сравнительно спокойно лишь в слу-
чае значительных внутренних сил сопроти-
вления.
При дальнейшем увеличении числа оборо-
тов наступает снова зона спокойной работы.
Однако следует отметить, что в непосредствен-
ной близости от собственных частот амплитуда
синхронных колебаний достигает значительной,
а часто опасной величины. Ориентировочно
можно считать устойчивую зону в следующем
интервале чисел оборотов:
1	О,75л-кр2,	(20)
Рис. 25. Демпферный подшип-
ник в сборе
где nKPi и пкРг — соответственно первое и вто-
рое критические числа обо-
ротов.
Внутренние возбуждающие силы упругости, возникающие, например,
от неправильной формы шеек ротора, воздействия на ротор сил пульсирую-
щего потока газа или гидродинамических сил в смазочном слое подшипника,
вызывают колебания с частотой, асинхронной рабочему числу оборотов.
Эти колебания возникают в случае малых сил внутреннего сопротивления
и называются автоколебаниями. Небольшие по амплитуде, устойчивые коле-
бания роторов не представляют опасности. При неустойчивом характере
и малых успокаивающих силах амплитуда автоколебаний может превосхо-
дить даже амплитуду резонансных колебаний. Такие колебания могут при-
вести к аварии.
• Наиболее надежным средством для подавления колебания является при-
менение демпфирующих устройств.
Для подавления колебаний роторов компрессорных машин демпферное
устройство обычно совмещают с одним из опорных подшипников. Сравни-
тельно простая конструкция упруго-демпферной опоры центробежного ком-
прессора изображена на рис. 25. Упругая стойка, имеющая пояс упругих
элементов прямоугольного сечения, с одной стороны закреплена к корпусу
опоры при помощи фланца, а с другой стороны имеет втулку с установлен-
ными в ней вкладышами подшипника.
Между втулкой и корпусом имеется зазор, заполненный маслом, кото-
рое играет роль демпфирующего слоя. Характерно для приведенной кон-
струкции то, что демпфирующий слой снабжается маслом, поступающим
155
на смазку подшипника. Как показал опыт работы таких демпферных опор,'
некоторое изменение вязкости масла при нагреве подшипника не умень-
шает устойчивости работы машины. На рис. 26 представлена разобранная дем-
пферная опера кислородного ком-
прессора КТК-7.
При конструировании демп-
ферной опоры рассчитывают упру-
гость стойки и толщину демпфи-
Рис. 26. Разобранный демпферный подшипник
Рис. 27. Схема виброконтроля с емко-
стным датчиком
рующего слоя масла, а затем при механической отладке машины рас-
считанные размеры уточняют [3], [38]. Для этого целесообразно иметь
прибор, измеряющий колебания вращающегося ротора. Для замера коле-
Рис. 28. Осциллограммы колебаний роторов компрессора КТК-12,5:
а — колебания роторов без демпфирования; 1 — неустойчивые по частоте автоколебания первого ротора;
2 — неустойчивые автоколебания второго ротора; 3 — синхронные колебания третьего ротора; 4 — сиг-
нал с частотой 500 гц; б — колебания при недостаточно отлаженных демпферах; 1 — колебания первого
ротора; 2 — момент затухания автоколебаний второго ротора; 3 — колебания третьего ротора; в — демп-
фированные колебания всех трех роторов компрессора
156
баний ротора быстроходного компрессора можно применять вибропри-
бор с индукционным или емкостным датчиком.
Схема замеров колебаний при помощи емкостного датчика представлена
на рис. 27. Емкостный датчик представляет собой латунную пластинку,
закрепленную на изоляторе на расстоянии около 1 мм от вращающейся
поверхности вала. В схеме датчика вал является одной пластиной конден-
сатора, а латунная пластинка другой. Изменение расстояния между этими
деталями при колебаниях ротора изменяет емкость датчика-конденсатора,
включенного в схему электронного виброприбора. Последний усиливает при-
нятые сигналы и передает их на шлейфовый осциллограф. Визуальные наблю-
дения на экране осциллографа и запись на кинопленку позволяют с достаточ-
ной точностью определить частоты и амплитуду колебаний вала.
На рис. 28 представлены осциллограммы, снятые во время отладки
кислородного компрессора КТ К-12,5. Из отрезка осциллограммы (рис. 28, а),
снятого при работе на жестких опорах, виден неустойчивый характер авто-
колебаний первого и второго роторов и значительные синхронные колебания
третьего ротора, соответствующие рабочему числу оборотов 13 500 об!мин.
Частота автоколебаний примерно вдвое меньше, чем частота синхронных
колебаний. Упруго-демпферные опоры (рис. 28, в) после сравнительно не-
большой отладки полностью уничтожили автоколебания.
Описанная выше конструкция упруго-демпферной опоры по существу
не усложняет сборку и разборку подшипников.
Для уменьшения действия возбуждающих колебания сил, возникающих
от неуравновешенности ротора, рекомендуется, чтобы оставшийся при
балансировке эксцентриситет масс не превышал 2 мкм. Кроме того, для гибких
роторов можно рекомендовать статическую балансировку рабочих колес
с точностью до 3 мкм.
10.	МОНТАЖ и НАЛАДКА ЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОМПРЕССОРОВ
Надежная и безопасная работа центробежного компрессора во многом
зависит от качества монтажа и отладки.
„Благодаря хорошо уравновешенным вращающимся массам, центробеж-
ные компрессоры со всем вспомогательным оборудованием обычно монти-
руются на сравнительно легких железобетонных фундаментах. На верхней
плоскости фундамента в местах, соответствующих опорам компрессора,
устанавливаются строганые плиты с анкерами для хорошей связи с бетоном.
Плиты укладываются по уровню со следующей точностью: вдоль оси компрес-
сора 0,0—0,1 мм на погонный метр и в поперечном направлении 0,1—0,3 мм
на 100 мм, причем уклон должен быть направлен в стороны от оси компрес-
сора. Такой наклон плит облегчает подгонку прокладок. На рис. 29 пока-
зана установка плит и клиновых прокладок под опорой компрессора. Для
удобства центрирования опоры компрессора в местах расположения фун-
даментных болтов снабжаются специальными монтажными болтами с мел-
кой резьбой [3].
Наиболее ответственной частью монтажа является центрирование отдель-
ных узлов машины и особенно роторов, вращающихся с большим числом
оборотов. Центрирование удобно производить при помощи индикаторных
часов и изображенного на рис. 30 приспособления. Диаметр диска приспо-
собления для увеличения точности центрирования следует делать цо возмож-
ности большим, но с тем, чтобы оставался возможным поворот всей системы
с установленными индикаторами на 360°.
Для определения смещения используются индикаторы а и Ь. Если
:созначить показания индикаторов в начальном положении соответственно аг
157
и b19 а после поворота на 1Я0° обоих дисков приспособления — а2 и Ь2,
то смещение осей h выражается равенством
И а1-а2 = Ьг-Ь2 .	(21)
Второй индикатор используется как контрольный.
Рис. 29. Установка фундаментной плиты компрессора на клиновых
прокладках
дисков на 1ои — х2 и
Рис. 30. Приспособление для цен-
трирования роторов компрессора
проходил глубже 10—15 мм.
Для определения перекоса осей используются индикаторы х и у, распо-
ложенные на диаметре d приспособления. Если показания индикаторов
в начальном положении обозначить соответственно и у19 а после поворота
/2» то перекос осей sd9 отнесенный к диа-
метру d приспособления, определится равен-
ством
Sd =	+	(22)
Направление’ отклонения оси вала опре-
деляется знаком вычисленного по формуле
(22) перекоса (знак + означает отклонение
оси в сторону показаний индикатора1 х^.
Если величина перекоса осей задана как
отношение sz : Z на длине I 4= d9 то допусти-
мое значение перекоса на диаметре d приспо-
собления определяется по формуле
Sd=^d. '	(23)
Прокладки припиливаются и пришаб-
риваются по месту с такой точностью,
чтобы при отпущенных фундаментных болтах
щуп 0,03 мм по всему контуру прокладки не
Такой же точности пригонки следует доби-
ваться и при монтаже машины на встречных клиньях. При монтаже быстро-
ходных компрессоров не следует допускать применения прокладок из
фольги.
Монтаж компрессоров в передвижных станциях осуществляется обычно
на сравнительно легких металлических рамах, установленных на.пружинных
рессорах или резиновых амортизаторах.
158
У кислородных компрессоров необходимо тщательно отладить систему
аварийной защиты при пожарной опасности с подачей в проточную часть
азота.
После монтажа и окончательной отладки компрессоров для сжатия кисло-
рода необходимо обезжирить внутренние поверхности машины, газовых ох-
ладителей и газовой коммуникации. Обезжиривание рекомендуется произ-
водить четыреххлористым углеродом по специально разработанной инструк-
ции с соблюдением всех правил техники безопасности, непосредственно перед
пуском компрессора в эксплуатацию, так как детали из обычного чугуна и
стали после обезжиривания быстро корродируют.
После обезжиривания перед подачей кислорода необходимо всю проточ-
ную часть компрессора тщательно продуть азотом для удаления паров рас-
творителя. Если обезжиренная машина не может быть сразу запущена в экс-
плуатацию, рекомендуется заполнить ее азотом и до пуска держать откры-
той подачу небольшого количества азота к концевым лабиринтам.
Более подробно с монтажом, наладкой, эксплуатацией и ремонтом
центробежных компрессоров можно ознакомиться в специальной литературе
[3], [16], [24].
ГЛАВА V
ХОЛОДИЛЬНЫЕ ГАЗОВЫЕ МАШИНЫ
1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
В классе машин, комплектующих воздухоразделительные установки,
холодильные газовые машины (ХГМ) занимают особое положение. До их
появления кислородное машиностроение ограничивалось применением ма-
шин, выполняющих три основные функции — получение давления, необ-
ходимого для работы блока разделения и холодильного цикла (компрессоры),
расширение газа (детандеры) и, наконец, сжатие продуктов разделения (на-
сосы, а также газовые компрессоры — кислородные, аргонные и т. п.).
По конструкции ХГМ близки к компрессорным и расширительным маши-
нам, а по назначению должны быть отнесены к холодильным установкам.
Установки с замкнутым холодильным циклом применялись и раньше для
предварительного охлаждения (аммиачного или фреонового). С помощью
ХГМ можно получать холод на рабочем температурном уровне (около 75—
80 °К), обеспечивая как флегмовое питание воздухоразделит^льной уста-
новки и ожижение продуктов разделения, так и компенсацию холодопотерь
установки. Вопросы, связанные с включением ХГМ в технологические
схемы воздухоразделительных аппаратов, рассмотрены в гл. IV 1-го тома.
Техническая специфика ХГМ заключается не столько в применении
специального рабочего тела (гелий, реже водород), сколько в использова-
нии своеобразного холодильного цикла, в котором все традиционные эле-
менты — сжатие, отвод теплоты сжатия, регенеративный теплообмен, рас-
ширение и отбор теплоты от охлаждаемого объекта — тесно совмещены и
неразрывно связаны.
Основу рабочего процесса ХГМ составляет так называемый «обратный
цикл Стирлинга». Впервые основная идея процесса — разместить теплооб-
менные поверхности для тепловой связи с источниками теплоты высокого
и низкого потенциала, а также регенератор, внутри поршневого пространства
машины — была предложена Р. Стирлингом еще в 1816 г., т. е. еще до
работы С. Карно. Запатентованный Стирлингом двигатель внешнего сго-
рания, работавший на горячем воздухе, содержал все элементы, необходи-
мые для реализации цикла. В 1834 г. Д. Гершель указал на возможность ис-
пользования цикла Стирлинга для получения холода. Несмотря на то, что
отдельные реализованные образцы, в частности двигатель Д. Эриксона (1833 г.)
и холодильная машина А. Кирка (1863 г.), работали достаточно успешно,
в развитии машин с совмещенным замкнутым циклом настуЦил почти сто-
летний перерыв. Эти машины родились слищком рано и незаслуженно были
160
Р
Стирлинга (с пре-
рывистым движе-
нием поршней)
забыты. Потребности тогдашней техники в умеренном холоде гораздо лучше
удовлетворялись применением рассола, а позднее — аммиачных машин.
В более низких температурах нужды не было. Любопытно, что Кирк, ма-
шина которого проработала более 10 лет на пивоваренном заводе, отмечал
возможность получения в его машине весьма низких температур, однако
не видел в этом смысла.
Цикл Стирлинга исключительно прост. Устройство для его проведения
(в идеализированном виде) представляет собой пространство, ограниченное
двумя поршнями, внутри которого
находится регенератор (рис. 1). Ре-
генератор предполагается идеальным,
т. е. температурный напор, гидра-
влическое сопротивление и мертвый
объем исключаются из рассмотрения.
В объеме Vc полости между регене-
ратором и правым поршнем (полость
сжатия) находится газ при темпера-
туре Тс- Соответственно в левой по-
лости (объем VE) — полости расши-
рения— температура газа ТЕ. Будем
считать, что имеется идеальный те-
пловой контакт каждой рабочей по-
лости с соответствующим источником
теплоты при температурах Тс и ТЕ,
так что все процессы в полостях про-
текают строго изотермически.
Рассмотрим цикл для получения
холода на температурном уровне Тх,
состоящий из следующих четырех
фаз:
1—2 — изотермическое сжатие
газа компрессорным пор-
шнем при Т — Тс;
2—-3 — переталкивание газа при
V const из полости
сжатия в полость рас-
ширения; температура
газа падает до ТЕ за
счет холода, аккумулированного насадкой регенератора;
3—4 — изотермическое расширение газа при Т = ТЕ вследствие пере-
мещения детандерного поршня;
4—2 — переталкивание газа при V ~ const из полости расширения
через регенератор в полость сжатия; температура газа повы-
шается от ТЕ до Тс.
Температуру Тс можно считать равной температуре окружающей
среды ТО с. Очевидно, что в случае холодильного цикла ТЕ <Тс- Идеаль-
ный цикл Стирлинга для двигателей отличается лишь тем, что ТЕ > Тс-
Цикл идеальной холодильной машины, состоящий из двух изотерм
и двух изохор, разумеется, обратим. В результате проведения цикла полу-
чено количество холода qE, отображаемое площадью под линией 3—4. При
этом затрачена работа I 1С — 1Е, величина которой соответствует пло-
щади диаграммы р—V (см. рис. 1, нижняя диаграмма). Цикл допускает
чисто термодинамическое рассмотрение методами термодинамики тел по-
стоянной массы, отличаясь этим от большинства других циклов, когда рас-
11 П/р. В. И. Епифановой	1(31
смотрение цикла в р—^-координатах является условным. Уравнения для
отдельных процессов рассматриваемого цикла приведены в [36].
Основные количественные соотношения для обратимого цикла Стир-
линга:
Яс = /с, |
Яе — Ie\ i
или для соответствующих мощностей
Qc = LC', 1
Qe = Le\ J
Qc _ Lc _ Tc
Qe Le TE '
(1)
(la)
(2)
Естественно, что при этом термодинамический к. п.‘д. цикла
_ Qe , То.с — Тх	/о\
Lc-LE Тх -1'
Следует подчеркнуть, что характер процесса переталкивания (V =
const) не имеет существенного значения. Обратимый теплообмен между
прямым и обратны^ потоками возможен и при других законах изменения
параметров состояния газа. Например, при р = const получим цикл Эрик-
сона. В противоположность этому изотермический характер процессов’ в ра-
бочих полостях является непременным условием обратимости цикла, по-
скольку теплообмен с внешними источниками теплоты можно считать об-
ратимым лишь при бесконечно малой разности температур.
Понятно, что нет необходимости реализовать цикл с прерывистым дви-
жением поршней в конструкциях промышленных машин. При любом законе
движения поршней, в частности при гармоническом (для кривошипно-ша-
тунного привода), термодинамический к. п. д. идеальной машины Стирлинга
равен единице.
В реальных конструкциях приходится иметь дело с необратимыми про-
цессами. Потери, связанные с необратимостью процессов, как правило, очень
велики и составляют от 50 до 100% подведенной энергии. Если потери пре-
вышают 100%, это означает, что заданный температурный уровень недо-
стижим. Разумеется, в реальных конструкциях закон движения поршней
играет определенную роль, оказывая косвенное влияние на величину необ-
ратимых потерь. Влияние это, однако, не следует переоценивать.
Изучение потерь и отыскание путей для их сокращения — одна из
основных задач в области ХГМ. С этой задачей столкнулись сотрудники
фирмы Филипс (Голландия) X. Риниа и Ф. дю Пре, которые в 1938—1944 гг.
работали над созданием малогабаритного электрогенератора для питания
радиоаппаратуры мощностью около 1 кет. Попытка использовать цикл
Стирлинга привела к неожиданному результату. Опытный образец работал
в качестве двигателя далеко не блестяще. Однако было замечено, что при ис-
пользовании генератора в качестве электродвигателя головка машины интен-
сивно охлаждается. В 1945 г. на базе этого образца удалось получить темпе-
ратуру жидкого воздуха 83 °К [64]. Ныне холодильные газовые машины
образуют одно из новейших направлений развития криогенной техники.
В результате анализа цикла Стирлинга, совершенствования методов
его расчета, конструктивных поисков и тщательных экспериментов к 1954 г.
удалось найти приемлемое сочетание конструктивных параметров и значи-
тельно сократить термодинамические потери. Ожижитель производитель-
ностью около 6 кг!ч жидкого воздуха-по затрате мощности (1 —1,2 квт-ч!кг)>
162
оказался сопоставимым с наиболее эффективными из крупных ожижителей.
Несмотря на то, что процесс ожижения газа за счет холода наинизшего тем-
пературного уровня принципиально невыгоден, машина оказалась весьма
экономичной.
Это, наряду с принципиальными достоинствами, обусловленными циклом
Стирлинга (отсутствие клапанов, компактность, простота регулирования
путем изменения среднего давления цикла и др.), позволило приступить
к промышленному выпуску машин, работающих по циклу Стирлинга.
Машины, предназначенные. для использования в воздухоразделитель-
Тг
ных установках, рассчитываются на отношение температур т =	4.
Между тем результаты испытаний показы-
вают, что максимум термодинамического
к. п. д. достигается при т 2, т. е. при
ТЕ 1204-170 °К.
Можно отметить (рис. 2), что существует
общая тенденция к уменьшению достижимого
термодинамического к. п. д. с понижением
температурного уровня, при котором произ-
водится холод. Представленные здесь дан-
ные не следует рассматривать как абсолют-
ные. Разнообразие конструкций, размеров,
особенностей эксплуатации и т. п. неизбежно
вызывает большие отклонения, но общий
характер влияния температурного уровня на
к. п. д. сохраняется.
При грубой оценке степени совершен-
ства холодильной установки можно исходить
из того, что установка на температурный
уровень Тх удовлетворительна, если ее тер-
модинамический к. п. д.
(4)
1 о. с
Рис. 2. Сопоставление термодина-
мических к. п. д. разлйчных уста-
новок:	'
/—паровая холодильная машина; 2 —
цикл с дросселированием; 3 — цикл
с детандером; 4 — ХГМ (цикл Стир-
линга); 5 — двухступенчатая ХГМ;
6 — водородный ожижитель; 7 — ге-
лиевый ожижитель
Уточняя эту формулу, удовлетворительной можно считать установку,
к. и. д. которой
Л = а + b ,	(4а)
/ о. с
где а = 0,03-^0,10; b = 0,5^0,8.
Неплохую аппроксимацию фактического материала дают также формулы
типа
т] = А
(46)
Следует еще раз подчеркнуть, что численные значения коэффициентов
в подобных формулах надо принимать не догматически, а с учетом масшта-
т<з установки, ее конструктивных и схемных особенностей и других факто-
т:з? которые упоминались выше.
В свете изложенных соображений следует критически рассмотреть рас-
пт устраненное мнение, согласно которому оптимальной на кривой т] — Тх
-вляется та точка, где dr\ldTx — 0. Формально это так, однако, принимая
в: внимание формулы (4) и (4а), можно заключить, что в качестве расчетной
163
точки на кривой т] — Тх надо выбирать точку, удовлетворяющую соотно-
шениям
Т	1
°-с dTx
(5)
6)
Рис. 3. Схемы холодильных газовых машин:
а — двухлинейная схема; б — соосное расположение поршней,
сквозной шток; 1 — цилиндр; 2 — компрессорный поршень;
3 — поршень-вытеснитель;, 4 — регенератор; 5 — полость сжа-
тия; 6 — полость расширения; 7 — холодильник; 8 — кон-
денсатор
или
=	(5а)
Характер кривой 4 на рис. 2 показывает, что ХГМ с такой характери-
стикой целесообразно использовать для получения холода при температуре
порядка 80 °К.
Итак, сопоставление
ХГМ с другими холодиль-
ными устройствами пока-
зывает, что по термодина-
мической эффективности
ХГМ имеют определенное
преимущество в интересу-
ющей нас области тем-
ператур (применительно
к воздухоразделительным
установкам). Т ехнически-
ми предпосылками к этому
служат использование вы-
сокоэффективного регене-
ратора, отсутствие клапа-
нов, а также уплотнение
холодной полости расши-
рения с помощью разгру-
женного вытеснителя. По-
следние два фактора обу-
словливают в значительной мере высокие эксплуатационные качества ХГМ.
Как известно, в детандерных гелиевых циклах наиболее уязвимым узлом
является поршневой детандер, а в конструкции последнего — поршневое
уплотнение.
В конструктивных схемах ХГМ (рис. 3) поршневое уплотнение перестает
быть проблемой — оно почти полностью разгружено и подвержено действию
лишь небольшого перепада давлений, равного гидравлическому сопротив-
лению теплообменных аппаратов (обычно не более 0,3 Мн/м2). Уплотнение,
естественно, располагается в теплой зоне. Используются две основные схемы.
Вариант с вынесенным вытеснителем (рис. 3, а) проще в изготовлении, удоб-
нее для проведения экспериментов и позволяет варьировать отношение объе-
ме
мов и другие конструктивные параметры в весьма широких пределах.
По этой схеме выполнены первые отечественные машины ХГМ-8 и ХГМ-11.
Конструкция со сквозным штоком (рис. 3, б) более компактна и может дать
некоторое сокращение теплопритока извне и вредного пространства полости
сжатия. По такой конструктивной схеме выполнены первые машины фирмы
Филипс PW-7000 и PLA-107 (рис. 4).
Технические решения, разработанные при создании этих конструкций,
легли в основу ряда машин, выпускаемых фирмами Филипс и Норелко.
Представление б параметрах этих машин дает табл. 1, в которую включены
также машины отечественного производства ЗИФ-700 и ЗИФ-1000. Особняком
стоят, крупные машины фирмы Веркспоор (Голландия) и фирмы Филипс
164
Рис. 4. Холодильная газовая машина
типа PLA-107 фирмы Филипс (производи-
тельность 9 л'ч жидкого воздуха)
типа PPG-2000, выполненные с использованием многих оригинальных эле-
ментов. Это относится, в частности, к поршневому уплотнению и к приводу
(см. ниже). Большинство же малых и средних машин выполнено без суще-
ственных отклонений от основной типовой конструктивной схемы. Целесооб-
разно рассмотреть такую конструкцию
с тем, чтобы оценить характер и сте-
пень сложности проблем, которые при-
ходится решать при разработке ХГМ.
На рис. 5 представлен упрощенный
разрез ожижителя воздуха (фирмы Фи-
липс). Рабочее тело (гелий или водо-
род) совершает рабочий цикл в ре-
зультате соответствующих изменений
объемов полостей сжатия и расшире-
ния. Теплообмен между сжатым и рас-
ширенным газом осуществляется в высо-
коэффективном регенераторе с насадкой
из весьма тонкой медной проволоки
(диаметр 0,02 мм), теплота сжатия отво-
дится с охлаждающей водой. Водяной
холодильник состоит из многочислен-
ных тонких трубок, по которым проте-
кает рабочий газ. Вырабатываемый хо-
лод используется в конденсаторе для
ожижения воздуха, поступающего из атмосферы в колпак конденсационной
головки. Внутри головки расположены пластины, на которых вымерзают
влага и углекислота, содержащиеся в атмосферном воздухе. С целью свести
к минимуму температурный напор в теплообменнике-конденсаторе головка
Таблица 1
Технические характеристики холодильных газовых машин
Тип установки	Число ци- линдров	Холодопро- изводитель- ность 7' — —-77° К в кет	Мощность электродви- гателя в кет	Расход воды в мЛ/ч	Число оборо- тов в минуту	   Масса в кг	Габаритные размеры (длина х ширина X X высота) в мм	Производительность установки
ЗИФ-700	1	0,8	11	1	1450	500	1060Х500Х 1800		
ЗИФ-1000	1	1,1	17	1,5	1450	500	1060Х500Х 1800	—
ХГМ-И	1	0,8	17	1,5	980	800	700 X 450 X 1800	8 л/ ч жидкого воз- духа
PLA-100	1	0,6	8	1	1450	250	950 X 500 X 1380	6 л/ч жидкого воз- духа
PLA-107 Иорел ко № 42251	1	0,9	12,5	0,75	1450	300	950 X 500 X 1380	9 Л'Ч жидкого воз- духа
PLN-430	4	3,5	40	3	1450	800	2000 X 1650X2400	30 л/ч жидкого азота
PPG-2000	4	20,0	170	20	585	6500	2970X1600X1950	200 л/ч жидкого воздуха
Веркспоор	1	9,2	НО	10	1450	2400	2390 X 1200X2350	90 л/ч жидкого воздуха
РРН-110 РЕН-100	2	60 вт при 20° К	11	0,75	1450	300	950 X 500 X 1380	5 л/ч жидкого во- дорода (двух- ступенчатые)
ХГМ-8М	2	75 вт при 27° К	17	1,5	720 I	800	700 X 450 X 1600	(двухступенчатая)
165
машины выполняется из меди, на внутренней и наружной поверхностях
головки фрезеруются узкие пазы шириной ^0,4 Часто применяются
и конденсаторы трубчатого типа.
Привод машины — непосредственно от электродвигателя. Обычно ис-
пользуются асинхронные двигатели с числами оборотов 1450 и 970 в минуту.
Малые машины имеют картер под давлением около 1,5—2 М.н!м? и снаб-
жаются масляным затвором, устанавливаемым на приводном валу. В круп-
ных машинах целесообразнее иметь картер разгруженным и уплотнять рабо-
чий объем при помощи саль-
ников на штоках.
Поршневое уплотнение
в рассматриваемой машине
выполнено с масляной смаз-
кой. При этом возникает серь-
езная проблема — на допу-
7
Рис. 5. Упрощенный разрез машины фирмы Филипс:
1 — компрессорный поршень; 2 — шатун; 3 — шатун вытеснителя; 4 *— водяной холодиль-
ник; 5 — регенератор; 6 — вытеснитель; 7 — конденсационная головка; 8 — баллон;
9 — электродвигатель
\ Жидкий
1 воздух
стить попадания масла в регенератор. Последний приходится регулярно
промывать во избежание заметного падения холодопроизводительности.
Показатели работы машины (рис. 6) зависят от параметров режима:
важнейший из них — температурный уровень Тх, на котором производится
холод. Естественно, что с понижением Тх холодопроизводительность QE
машины уменьшается, а затрачиваемая мощность N растет. Номинальная
холодопроизводительность машины гарантируется при определенных усло-
виях (характеризующих состояние окружающей среды):
а)	барометрическое давление 760 мм ptn. cm.-,
б)	температура воздуха 4-20° С;
в)	температура охлаждающей воды +15° С
и при номинальных значениях числа оборотов машины, среднего рабо-
чего давления хладоагента и расхода охлаждающей воды.
При других условиях производительность машины изменяется. Рис. 7
иллюстрирует влияние ряда параметров на холодопроизводительность ма-
шины фирмы Филипс (тип PLA-107). Номинальная производительность этой
машины 9 л!ч жидкого воздуха при указанных выше условиях и при следую-
166
щих номинальных значениях параметров: число оборотов 1450 в минуту;
среднее давление газа 2,5 Мн!м2.
Поправочные коэффициенты к номинальной производительности, при-
веденные на рис. 7, могут служить и для ориентировочного учета влияния
соответствующих факторов на показатели работы других типов машин.
ХГМ выпускаются как в однорядном, так и в многорядном исполнении.
В сочетании с азотными колонками холодильные газовые машины ХГМ-11,
ЗИФ-700, PLN-106, PLN-430 и др. используются для получения жидкого
азота чистотой до 99,5%. Установки весьма компактны, просты в обслужи-
вании и легко поддаются автоматиза-
ции. Одна из таких установок с четы-
рехрядной машиной PLN-430 пока-
Рис. 6. Холодопроизводительность
и потребляемая мощность (на валу)
машины PLA-107
Рис. 7. Номограмма для определения
поправок, учитывающих влияние не-
которых факторов на производитель-
ность холодильных газовых машин:
а — производительность (поправочные ко-
эффициенты к номинальным значениям);
б — среднее давление гелия; в — темпера-
тура охлаждающей воды; г — количество
охлаждающей воды в % к номинальному
значению; д — температура воздуха; е —
высота над уровнем моря
зана на рис. 8.ХГМ работают и в схеме кислородных установок (при этом
нужен компрессор для сжатия разделяемого воздуха до ^0,5 Л4«/л/2). Про-
изводительность жидкостных установок (азотных или кислородных) нахо-
дится в интервале от 3 до 400 л!ч. Не исключается и возможность создания
бол се крупных установок.
Холодильные газовые машины на температурный уровень 75—80° К,
т. е. на отношение температур т 4, выполняются одноступенчатыми. Одно-
ступенчатая система может при надлежащем выборе параметров (повышенные
Vc
значения w = и скоростей газа в регенераторе) обеспечить эффективную
работу и при более низких температурах Тх — вплоть до 30—35° К (т	10).
Если же нужно получать холод при более низких температурах (ожижение
неона, водорода, предварительное охлаждение гелия в гелиевых ожижителях,
охлаждение и термостатирование различной электронной аппаратуры), при-
меняют двухступенчатые машины. Параметры некоторых из них включены
в табл. 1. Рабочий диапазон температур машины РЕН-100 (Д=20) составляет
16—20° К, а температура, соответствующая нулевой холодопроизводитель-
ности — около 12° К. Основное назначение первой ступени состоит в том,
чтобы путем снижения исходного температурного уровня второй ступени
167
облегчить условия работы ее регенератора. Кроме того, первая ступень
дает полезный холод на температурном уровне 60—90 °К, когда это требуется.
Наибольшие трудности при разработке двухступенчатых машин свя-
заны с поршневым уплотнением второй ступени и, пожалуй, в еще большей
мере с необходимостью обеспечить
достаточно эффективную работу ре-
генератора второй ступени при низ-
ких температурах, когда теплоем-
кость всех материалов, обычно ис-
пользуемых в качестве насадки ре-
генератора, резко снижается.
Проблемы двухступенчатых ма-
шин специфичны и заслуживают осо-
бого рассмотрения. Задачи же, с кото-
рыми приходится сталкиваться при
проектировании, изготовлении и ис-
следовании одноступенчатых машин
(для воздухоразделительных устано-
вок), могут быть сведены в три
группы:
а) термодинамический расчет хо-
лодильного цикла и получение ис-
ходных данных для его опти’ми-
Рис. 8. Установка PLN-430 производитель- зации;
ностью 30 л/ч жидкого азота	б) повышение эффективности те-
плообменной аппаратуры, в особен-
ности регенератора;
в) обеспечение работоспособности и повышение надежности работы
узлов трения ХГМ (прежде всего — поршневых уплотнений) и механизмов
движения.
В этом порядке указанные вопросы и рассматриваются ниже.
2. холодильный цикл ХГМ
Идеальный цикл Стирлинга 1 из двух изотерм и двух изохор можно
мысленно осуществить лишь в чрезвычайно идеализированной модели про-
цесса, рассмотренной выше (см. рис. 1). Первый же шаг в развитии этой
модели, направленный к ее сближению с реальным холодильным циклом
ХГМ и состоящий в учете объема регенератора Vr, приводит к существен-
ным отклонениям от идеального цикла Стирлинга. Процессы переталкива-
ния газа через регенератор нельзя, строго говоря, считать изохорными. Для
описания процессов в отдельных частях машины нужно применять соотно-
шения термодинамики тел переменной массы. Однако при обратимом про-
текании всех процессов в рассматриваемой теоретической модели нет необ-
ходимости каждый раз вычислять qE = р dVE и qc = р dVc с тем,
чтобы доказать очевидный результат: rj = 1, каков бы ни был характер тепло-
обмена в регенераторе (изохорический, изобарический или иной). Суще-
ственно лишь, чтобы были обеспечены условия для обратимого теплообмена,
в том числе в регенераторе.
1 Перспективные применительно к задачам криогенной техники циклы Мак-Магона—
Джиффорда, Такониса и др., также включающие встроенные теплообменные аппараты, здесь
не рассматриваются.
168
Цикл с прерывистым движением поршней представляет, разумеется,
теоретический интерес. При этом заслуживают внимания такие вопросы,
как рассмотрение варианта цикла с максимальной удельной холодопроиз-
водительностью, определение тепловой нагрузки регенератора и вычисление
оптимальных значений конструктивных параметров [22]. Оптимизация кон-
структивных параметров, например, отношения объемов w = есте-
ственно, не может быть выполнена из условия получения максимальной
эффективности цикла, поскольку в рассматриваемом теоретическом цикле
всегда т] = 1. В работе [22] вычислено значение wonmi при котором холодо-
производительность* теоретического цикла qE имеет максимум для заданного
суммарного объема рабочих полостей V = Vcmax"+ K^max = Ve (1 + w)
и при фиксированном значении максимального давления газа в цикле ртах:
W°nm = tvVvL '
При этом для отношения (которое условно называют степенью
Pmin
сжатия) получена зависимость
Ртах _ 1 । V 1 + ™
Pmin ~ Т	‘	[ >
Величина Ут представляет собой мертвый объем машины, приведенный
к температуре холодной полости ТЕ:
(8)
где Vi — элемент мертвого объема, в котором находится газ при средней
температуре Tt.
Результат (6) интересен с качественной точки зрения. Опыт проектиро-
вания машин, однако, показывает, что чем ниже температура охлаждения
Тх, т. е. чем больше т, тем выше оптимальное значение w.- По-видимому,
при отыскании wonfnpjin реального цикла следует исходить из анализа работы
регенератора. В общем случае при определении ш следует учитывать, что
переменный объем полости сжатия часто имеет минимальное значение K?mln,
обусловленное конструктивной схемой машины:
Vc -Ус
__ max_____ min
У Е
max
Это относится к схеме со сквозным штоком (см. рис. 3, б) при несовпада-
ющих диаметрах компрессора и вытеснителя, а также к схеме с вынесенным
вытеснителем (см. рис. 3, а). Объем Vcmin при расчете машины должен вклю-
чаться в мертвое пространство полости сжатия. V£max представляет собой
описанный объем полости расширения, поскольку VEmin = 0.
Идеальный ' цикл Стирлинга при гармоническом движении поршней
детально исследован Шмидтом. С основными результатами этой работы можно
ознакомиться по известной статье Кёлера и Джонкерса [10]. Классическая
стройность и простота метода Шмидта обусловили его широкое применение
в качестве предварительного расчета ХГМ и базы для дальнейших уточнений.
Рассмотрим теоретическую модель цикла (рис. 9) при гармоническом
движении поршней и обратимом характере всех процессов.
Л 69
Перемененное значение объема полости расширения
У1 — flV Emaxi
cos<p)>
(9)
(10)
где <p —текущий угол поворота вала машины, отсчитываемый от верхней
мертвой точки вытеснителя.
Объем полости сжатия также изменяется гармонически, но с отставанием
от полости расширения на угол 0 (обычно'близкий к 90°):
Рис. 9. Расчетная схема односту-
пенчатой холодильно-газовой ма-
шины:
1 — 7 — расчетные сечения
v7 = A (Vc max - Vc mln) = f,wVE raax; (11)
[i - cos (<p_0)].	(12)
В случае 0 = 90°
A = 4"(1 — sin<P)- (12a)
Давление во всех пространствах маши-
ны, при отсутствии гидравлических потерь,
очевидно, имеет одно и то же значение р,
которое циклически изменяется при измене-
нии основной координаты положения, а
именно угла <р в диапазоне от 0 до 2л:
Р —Ртах l — 6cos(<p— 0) '
Угол 0, при котором функция р = f (ф)
имеет максимум, определяется из формулы
14)
ь Т + w cos р	v 7
В частном случае Р = -у-
tge=-?-.
Параметр
у Гт2 + ш2 + cos р
Г т + w + 2s
(15)
играет важную роль в расчете рассматриваемого цикла, поскольку его вели-
чиной однозначно определяется степень сжатия
Ртах   1 4~ .
Pmin	1	6 ’
(16)
обычно 6 = 0,3-г-0»4; при этом Ртах- 2.
Pmin
Относительный приведенный мертвый объем
s= Тс
УЕ max Тs
(17)
учитывает суммарный объем мертвого пространства
Vs = VEep^Vhe-{-Vr + Vhc + Vcep,	(18)
170
а также среднюю температуру мертвого объема Ts. В правой части выраже-
ния (18) соответствующими индексами обозначены мертвые объемы полости
расширения, конденсатора, регенератора, холодильника и полости сжатия
(см. рис. 9).
При (J = величина
(15а)
зависит лишь от двух величин — отношения —,
1,	и отношения
S  Vs Тс .
Ус шах— Ус min Ts
которое обычно близко к
(17а)
Выражение (15а) удобно при выполнении вариантных расчетов.
Среднее (по углу поворота <р) давление газа в рассматриваемом цикле
1 — 6 _
1 I л — Pmin
1+6
1 — 6’
(18)
В результате интегрирования выражений для элементарной работы
полости сжатия dZ7 = pdV7 и аналогичной величины для полости расшире-
ния dl\ = pdVr получаются формулы для определения работы одного цикла:
1С = — 6 dl, = nwpVE max ——^== sin (P — 0);	(19)
J	1 + у 1 — o2
- lE = dlY = npVE max	sin 0.	(20)
Легко убедиться в справедливости формул (1), (la), (2) и (3) и для обра-
тимого цикла с гармоническим движением поршней. .
Знаки в формулах (19) и (20) выбраны так, чтобы значения работы,
затраченной в полости сжатия, 1С и работы, полученной в полости расшире-
ния, 1Е были положительны.
Холодопроизводительность рассматриваемого цикла
Qe = Ie = Qe • Р^Е max,	(21)
где безразмерный параметр
В работе [62] вычислены значения аналогичного параметра, именуемого
автором «среднее эффективное отношение», для многих частных случаев
как при т>1 (ХГМ), так и при т<;1 (тепловые двигатели). Построен ряд
графиков и номограмма для ускорения вычислений.
Теоретическая холодопроизводительность идеального цикла при гар-
моническом движении поршней
Qe = Qe PVe^-^- вт,	(23)
гле п — число оборотов в минуту.
Теоретическое значение расхода энергии
^ = Qc-Q£ = (t-1)Q£.	(24)
171
Чтобы получить произведение pVEmax вдж, a Q£b вт, удобно выражать
давление в Мн/м2, а объем — в см3.
Пример. VE = 200 см3; р = 2,3 Мн/м2; п = 1440 об/мин; Qe = 0,1;
Qe= 0,1  2,3 • 200-^ = 1100 вт.
’	’	60
Фактическая холодопроизводительность реальных ХГМ меньше тео-
ретической обычно в 2—4 раза. Расход энергии N, т. е. мощность на валу
машины, также» значительно превышает теоретическое значение (примерно
в 1,5—2 раза).
Рис. 10. Индикаторные диаграммы рабочих полостей машины
ХГМ-И
Потери, обусловливающие снижение холодопроизводительности, свя-
заны с неидеальным теплообменом в регенераторе и конденсаторе и с тепло-
притоком к холодным частям машины извне. Определенную роль игра-
ют также гидравлические -потери (особенно в холодной зоне) и потери
вследствие неизотермичности расширения.
Наиболее существенными чаще всего оказываются потери в регенера-
торе, относительная величина которых пропорциональна (т — 1). Этим и
обусловлена предельно осуществимая величина т в одной ступени. Другие
потери — неизотермичность сжатия, необратимый теплообмен в холодиль-
нике, гидравлические потери (в теплой зоне) и трение в механизме движе-
ния машины — вызывают повышение расхода энергии по сравнению с тео-
ретическим.
Все виды потерь приходится оценивать с привлечением эксперименталь-
ных данных, полученных в результате обширных, тщательно выполненных
исследований. Впрочем, еще многие вопросы (например, теплообмен) тре-
буют дополнительного изучения и уточнения.
172
Значение теории Шмидта состоит в том, что она дает простые связи
[формулы (15), (22), (23)] между основными конструктивными и режимными
параметрами ХГМ (У£, /г, р) и теоретической холодопроизводительностью.
Однако какие-либо рекомендации по рациональному выбору определяющих
величин (ш и др.) не могут быть даны хотя бы потому, что все варианты имеют
к. п. д., равный 1.
С целью исследовать реальный цикл Стирлинга и определить, насколько
ему соответствует теоретическая модель Шмидта, в последнее время был
выполнен ряд экспериментально-исследовательских работ. Рабочие полости
сжатия и расширения одной из опытных машин, ХГМ-8-1, были проиндици-
рованы по давлению и температуре. Использовались электропневматический
индикатор Фарнборо и малоинерционные температурные датчики ВНИХИ,
что обеспечило проведение измере-
ний с достаточно высокой точно-
стью. Отдельные диаграммы пред-
ставлены на рис. 10 и И. Обработка
диаграмм показала, что процессы
в рабочих полостях протекают от-
нюдь не изотермически; скорее их
следует интерпретировать как про-
цессы, близкие к адиабатическим.
Интервал изменения температур со-
ставляет около 1/i от средней вели-
чины температуры газа в рабочей по-
лости. Теплообмен газа со стенками
цилиндра протекает весьма интен-
сивно, однако роль такого теплооб-
мена в энергетическом балансе рабо-
чей полости относительно невелика.
Рис. 11. Температурные индикаторные диа-
граммы:
а — полость сжатия; б — полость расширения
Отдельные закономерности теории Шмидта оказались приемлемыми
и по отношению к реальному рабочему процессу ХГМ. Так, значения сред-
него давления, измеренные манометром, удовлетворительно совпадают
с вычисленными по формуле р = ] pinax pmln; значения ртах и pmin опре-
деляются по индикаторной диаграмме полости сжатия. Степень сжатия,
т. е. отношение ^1пах , близка к теоретической лишь в полости расширения.
Pmin
В полости сжатия, однако, это отношение значительно выше (в 1,2—1,5 раза).
О величине гидравлических потерь можно судить, сопоставляя индика-
торные диаграммы двух рабочих полостей, показанные на рис. 12. Нагляд-
ное представление дают также кривые р—ф (см. рис. 10). Разность давлений
р7 — Pi = ^Ргидр находится в пределах zz0,2-=-0,3 Мн/м'2. Наибольшие
значения соответствуют максимуму расхода газа через регенератор. Пере-
сечение кривых Pi (ф) и р- (ф) наблюдается при ф =-120 и ф = 330 , что
находится в удовлетворительном соответствии с результатами расчета
идеального цикла.
Сопоставление приведенной индикаторной работы полости расширения
Т ________ ^0- с т
•l^E пр — 'Г ^Е
(25)
с индикаторной работой полости сжатия Lc показывает, что последняя выше
примерно в 1,5 раза (в идеальном цикле эти величины равны). Общий к. п. д.
привода т]п = -гт— (JVC — индикаторная мощность полости сжатия, Ыэл —
ЭЛ
173
электрическая мощность на клеммах электродвигателя) в данной машине
достигает лишь 0,6.
Исследование рабочего процесса ХГМ наряду с изучением их внешних
характеристик (холодопроизводительность, потребляемая мощность, коли-
чество теплоты, отводимое охлаждающей водой) дало материал для анализа
необратимых потерь в действительном рабочем процессе.
В сумме потерь
^n = N3A- Т°-с~Тх qEdeucme-,	(26)
1 X
наибольшая составляющая — обычно потеря в приводе. Даже в весьма
крупных машинах мощностью порядка 100 кет эта потеря достигает 20%.
Рис. 12. Индикаторные диаграммы рабочих полостей машины с ромбическим приводом:
а — полость сжатия; б — полость расширения
При термодинамическом анализе реального цикла целесообразно,
наряду с составлением баланса потерь по типу формулы (26), который выпол-
няется энтропийным или эксергетическим методом, использовать также пред-
ставление о термодинамическом к. п. д. цикла
П = Л1П2П3;	(27)
здесь т] представлен в виде произведения трех сомножителей, каждый'из
которых характеризует эффективность преобразования пригодной энергии
(работоспособности) соответственно в приводе и в теплой части машины (л О»
при переносе работоспособности на низкий температурный уровень
ТЕ (т]2) и в холодной зоне (т]3). Обычно наименьшим оказывается коэффи-
циент т]2, оценивающий главным образом потери в регенераторе. Представ-
ление о порядке величин дает следующий пример, относящийся к одной из
исследованных машин:
п = 0,6-0,4-0,8 = 0,19.
Повышение эффективности регенератора в данном примере важнее,
чем совершенствование привода. Из структуры формулы (27) ясно, что повы-
шение т] 2 и т]3 даже при сохранении величины т] х приводит к сокращению
всех слагаемых в левой части уравнения (26), в том числе и к уменьшению
абсолютной величины потерь в приводе.
’ Опираясь на представления о характере реальных процессов в рабочих
полостях и аппаратах ХГМ, перейдем к рассмотрению методики расчета
реального цикла Стирлинга.
174
Первый метод, основы которого были изложены выше, базируется на тео-
рии идеального цикла (по Шмидту-Кёлеру-Джонкерсу). При этом учет
реальных факторов производится посредством использования опытных
коэффициентов типа Ц, Ль Л2 и г)3, полученных при исследовании близких
по конструкции и по размерам ХГМ. Этот метод детально разработан приме-
нительно к различным конструктивным схемам ХГМ и успешно исполь-
зуется в расчетной практике.
Заслуживает внимания и принципиально иной подход к расчету реаль-
ного цикла Стирлинга. Метод расчета тепловых двигателей, разработанный
Финкельштейном [53], применим, разумеется, и к расчету ХГМ. Однако
при этом возникают специфические трудности, связанные главным образом
с необходимостью более тщательной оценки степени совершенства регене-
ратора.
Удачная теоретическая модель процесса обычно является компромиссом
между двумя противоположными требованиями. Модель должна достаточно
подробно воспроизводить наиболее важные особенности реального цикла
и в то же время быть простой и удобной для расчета. Модель, предложенная
в работе [53], неплохо удовлетворяет обоим этим требованиям. Понятно,
что с появлением и развитием электронной вычислительной техники при
разработке расчетных моделей процессов наблюдается повсеместно крен
в сторону более полного удовлетворения первого из сформулированных выше
требований. Рассмотренная схема процесса представляется достаточной
для решения основной задачи расчета. Удается получить связь между пока-
зателями работы машины т), Q£, N и т. д., с одной стороны, и ее конструктив-
ными параметрами и параметрами режима VE, р и проч, с другой. Вполне
удовлетворительно воспроизводятся и внутренние параметры, в частности,
текущие значения давлений рх, р7 и температур 7\ и Т7 в полостях расши-
рения и сжатия. Чтобы пользоваться рассматриваемой методикой расчета,
необходимо располагать данными двоякого рода.
Первую группу составляют параметры, входящие в условия однознач-
ности. Сюда относятся температуры теплого и холодного источников теп-
лоты Т0,с и Тх (в соответствии с ними нужно назначать температуры сте-
нок холодильника ThC, конденсатора ThE; а также температуры стенок
цилиндров полости сжатия Twc и расширения TWE). Далее, эта группа вели-
чин включает геометрические характеристики ХГМ, т. е. поверхности и
объемы всех полостей и законы их изменения — поверхности холодиль-
ника AhC, конденсатора AhE, рабочих полостей сжатия Ас и расширения АЕ,
а также объемы полости сжатия Гс, мертвого пространства полости сжа-
тия Fsc, соответствующие величины для полости расширения VE и VsE,
объемы холодильника VhCl регенератора Vr и конденсатора VhE. Нужно
знать, разумеется, и число оборотов машины или угловую частоту вращения
вала Q = Наконец, в условия однозначности нужно включить массовый
заряд W, т. е. общее количество газа в рабочем пространстве машины, а также
его физические характеристики — газовую постоянную R, отношение тепло-
емкостей k =~~ и т. д. Все эти параметры обычно удается оценить коли-
чественно без особых затруднений.
Во вторую группу входят критерии, характеризующие теплообмен
?: гидравлическое сопротивление в различных частях машины.
Температурный коэффициент полезного действия регенератора
// = Jjic — Тз
r Thc-ThE'
175
Цифровые индексы соответствуют сечениям на рис. 9; например, Т3
есть температура газа между регенератором и конденсатором.
Критерий для оценки теплопередачи в холодильнике
= <»>
Аналогично формируются критерии для оценки теплопередачи в кон-
денсаторе, в полости сжатия и в полости расширения:
zj ___ ^hE^hE .
HkE~	flZcpQ ’	<30)
=	(31)
=	(32>
Гидравлические потери учитываются порознь для теплой части машины
(между сечениями 4 и ниями 1 и 4):	7,	см. рис. 9) и для холодной ее части (между сече- Фнс = -Цг-Л-;	(33) R2WT2wc ф	ЬеУ-<®	(34> r2wt2wc	*
Коэффициент трения в теплой части машины (теплая половина реге-
нератора и холодильник) fhC определяется выражением
Р4 (Р4-Pl)
w'7
' dwn
где w7 = есть производная от массы газа в полости сжатия w7 по вре-
мени х, т. е. мгновенный массовый расход газа.
Аналогично
р4 (р4 — Р1)
(36)
Величины, определяемые формулами с (29) по (34), можно оценить^
лишь обладая определенным уровнем знаний в области теплообмена и гидрав-
лики с учетом специфики рабочего процесса машин, работающих по циклу
Стирлинга.
Развитие рассматриваемой методики предполагает накопление, аналив
и соответствующую обработку экспериментальных данных. Предваритель-
ные результаты можно получить, используя общие закономерности и обоб-
щенные зависимости, известные из теплообмена и механики.
Все показатели работы реального цикла ХГМ, в том числе термодина-
мический к. п. д. цикла (без учета потерь в приводе)
п __ QhE То, с Тх
1 ” Рс-Ре Тх
(37)
можно получить путем довольно сложных вычислений, если известны усло-
вия однозначности и численные значения семи критериальных величин
[формулы (28—34)1.
176
Финкельштейн составил и решил систему из И уравнений для реаль-
ного цикла Стирлинга, а также привел конкретный пример расчета теплового
двигателя, получив термодинамический к. п. д. порядка 57%, т. е. близкий
к достигнутому в то время уровню порядка 40% [53]. Девять из этих И урав-
нений представляют собой материальный или энергетический баланс отдель-
ных подсистем (полости расширения, полости сжатия, холодильника, кон-
денсатора) или системы в целом. Остальные два уравнения характеризуют
гидравлическое сопротивление на основе формул (33) и (34).
Все уравнения представлены в безразмерной форме, чем достигается
общность результатов.
Техника вычислений заключалась в составлении аналоговой схемы,
которая решалась на быстродействующей ЭВМ типа IBM-704 с помощью
специальной программы. Для расчета каждого конкретного примера требо-
валось около 20 мин.
Расчет по методу Финкельштейна выполнен применительно к нескольким
холодильным газовым машинам при помощи ЭЦВМ М-20 и М-220. Практика
использования указанной методики подтвердила возможность ее применения
для расчета ХГМ и вместе с тем выявила существенные слабые места. Основ-
ной недостаток очевиден — к. п. д. регенератора Nr принимается без
какой-либо связи с характеристиками насадки регенератора и условиями
ее работы. Существенно также, что формула (28) в случае ХГМ не вполне
точна, ибо средняя температура газа, выходящего из конденсатора в регене-
ратор при обратном потоке
( Т'з ^1
т J___________
1 3 оор —	>
I dwi
обычно несколько ниже температуры стенки конденсатора ТкЕ.
В результате недостаточно строгой оценки к. п. д. регенератора не обес-
печивается равенство потоков энтальпии на теплом и холодном конце реге-
нератора Ес и Ее (терминология и обозначения из работы [53]). В этом можно
убедиться, подставив в контрольные энергетические уравнения
Ee = Pe-Qe-(lhe	(38)
и
Ec = Pc-Qc-Qhc	(39)
значения безразмерных величин работы полости расширения Ре, теплопри-
тока к расширительному цилиндру извне Qe и теплопередачи в теплообмен-
нике Qhe (в случае ХГМ — холодопроизводительность), а также соответ-
ствующие величины для полости сжатия и холодильника. Просчитанные
конкретные примеры, в том числе и приведенный в работе [53], подтвер-
дили, что условие теплового баланса регенератора
Ее - -Ес	(40)
или, в размерном виде,
f T3dw± = -fT5dw-	(40а)
не обеспечивается.
Это было, разумеется, известно Финкельштейну, указавшему при
обсуждении работы [53 ] на необходимость специального подбора температур
на концах регенератора в связи с тем, что значения к. п. д. регенератора
для двух направлений потока — прямого и обратного — не совпадают.
Развитие теоретической модели реального цикла Стирлинга привело
в дальнейшем [62] к новой, значительно более сложной схеме (рис. 13).
12 П/р. В. И. Епифановой	177
Число расчетных точек в рабочей полости, где определяются мгновенные
значения температур, увеличено с 7 до 13 — по одной в каждом из поршне-
вых пространств,, по три в теплообменниках и пять точек в регенераторе.
Еще 15 узлов расчетной схемы расположено в стенках цилиндров и тепло-
обменников, а также в корпусе регенератора (№ 14—28 на рис. 13). Остальные
семь узлов верхнего ряда — внешние температуры.
В работе [62] приведены уравнения для учета утечек, учтены перемен-
ные температуры стенок. Основной особенностью является попытка оценить
теплообмен в машине с привлечением уравнений, описывающих нестацио-
нарные процессы, протекающие при контакте между газом и стенкой (или,
Рис. 13. Усовершенствованная модель рабочего процесса (по Финкельштейну)
в общем случае, деталью машины). Указывается, что такие уравнения могут
быть применены для всех теплообменных аппаратов машины, в том числе
и для регенератора.
Результаты, представленные в работе, вычислены для изотермических
условий протекания процессов в полостях (см. выше).
Методы расчета рабочего процесса ХГМ непрерывно развиваются и совер-
шенствуются, причем используются оригинальные подходы к рассматри-
ваемым проблемам [11, 22, 45]. Их рассмотрение в рамках данной работы
вряд ли было бы оправданным.
Общий вывод, который можно сформулировать в результате рассмотре-
ния холодильного цикла ХГМ и способов его расчета, состоит в следующем.
Холодильный цикл ХГМ (во всяком случае — одноступенчатых) изу-
чен к настоящему времени достаточно подробно. Имеются вполне четкие
представления о характере протекающих процессов, развиваются способы
количественной оценки степени их совершенства. Несомненно, однако, что
для создания эффективных и надежных машин необходимо наряду с исследо-
ванием и расчетом циклов сконцентрировать внимание на усовершенство-
вании рабочих узлов ХГМ — теплообменных и уплотнительных, а также
на вопросах технологии.
3.	ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ
Основное требование, которое предъявляется к регенераторам и тепло-
обменникам холодильных газовых машин, состоит в максимально возможной
компактности их. При этом необходимо обеспечить весьма интенсивный
теплообмен при небольших разностях температур.
178
Как известно из теории регенеративных холодильных циклов, при
малых степенях сжатия, примерно до 2,5, особенно важно предельно снизить
необратимые потери, обусловленные теплообменом при конечных темпера-
турных напорах. Включение же аппаратов в цикл Стирлинга неизбежно
связано с появлением дополнительного мертвого объема, что отрицательно
сказывается на предельно достижимой величине степени сжатия х-
Pmin
(обычно не более 1,8—2,2).. Вследствие указанных жестких ограничений при
расчете и .проектировании аппаратов приходится преодолевать серьезные
затруднения.
Примерами компактного выполнения могут служить теплообменные
группы машин фирм Филипс (см., например, рис. 5) и Веркспоор. Теплооб-
менные аппараты последней пока-
заны на рис. 14. Их расположение
в машине иллюстрируется схема-
тическим разрезом (см. ниже п. 4).
Регенераторы. Регенератор с
полным правом считают сердцем
ХГМ. Напомним, что именно изу-
чение и усовершенствование реге-
нераторов позволило в свое время
Кёлеру и Джонкерсу осуществить
ожижение воздуха в ХГМ.
Поясняя устройство холо-
дильной газовой машины, нередко
рассматривают ее как поршневую
машину, в мертвом пространстве
которой установлен регенератор. Рис> 14> ТепЛообменные узлы ХГМ фирмы
Пожалуй, не меньше оснований	Веркспоор:
утверждать, ЧТО ХГМ ЭТО ВЫСО- / — холодильник; 2 — регенератор; 3 — головка-
неэффективный регенератор С ВЫ-	с конденсатором
сокой частотой переключения (вре-
мя цикла 0,04 сек)> с поршневыми переключателями, выполняющими
также роль компрессора и детандера (с развитыми поверхностями для
внешнего теплообмена).
Регенератор ХГМ должен обеспечивать огромные тепловые нагрузки
при малых температурных напорах. Вместе с тем гидравлические потери
в регенераторе, как и его свободный объем, должны быть строго ограничены.
Столь противоречивые требования удается удовлетворительно согласовать,
применяя насадку с развитой теплообменной поверхностью. Удельная
поверхность насадки Fyd обычно составляет (20-4-50) • 103
Устройство регенераторов машин фирмы Веркспоор и ХГМ-2 схемати-
чески показано на рис. 15 и 16. Кольцевая конструкция регенераторов
обусловлена компоновкой соответствующих машин. В машинах с вынесен-
ным вытеснителем применяются цилиндрические регенераторы. Корпус
регенератора образуется двумя стаканами — внутренним 1 и наружным 2
и ограничен двумя решетками — холодной 3 и теплой 4. Стаканы выпол-
няются из нержавеющей стали (рис. 15) или из пластмассы по типу стекло-
волокнита (рис. 16).
Внутри корпуса размещается насадка 5. Особое внимание уделяется
тщательности изготовления и укладки насадки, с тем чтобы исклю-
чить перетечки газа помимо насадки; количество насадки и количество ее
укладки строго контролируется взвешиванием, продувкой, а иногда и под-
счетом числа сеток.
179
Насадка первых машин фирмы Филипс производительностью около
5 л!ч жидкого воздуха выполнялась в виде тонкой медной проволоки («пу-
танки») диаметром 15—20 мкм. При отработке первых отечественных ХГМ
от путанки отказались, несмотря на высокое значение ее Fyd, вследствие
склонности путанки к сваливанию. Первая же попытка использовать в каче-
стве насадки регенератора одну из стандартных сортовых сеток из фосфори-
1	3	2
5 4
Рис. 15. Регенераторы машины фирмы Веркспоор:
1 — внутренний стакан; 2 — наружный стакан; 3 — холодная решет-
ка; 4 — теплая решетка; 5 — насадка
стой бронзы (ГОСТ 6613—53, сетка 004) дала хорошие результаты. После
замены фирменного регенератора машины типа PLA-100 (использовавшейся
для ожижения воздуха и показавшей себя в эксплуатации не вполне удов-
летворительно) сетчатым регенератором работа машины заметно улучшилась.
Сетка продолжает оставаться основным материалом для изготовления
насадки регенераторов и поныне. Ее основные достоинства — технологич-
Рис. 16. Регенератор машины ХГМ-2:
1 — внутренний стакан; 2 — наружный стакан; 3 —
холодная решетка; 4 — теплая решетка; 5 — насадка
ность и равномерность заполнения
объема. В различных конструк-
циях ХГМ используются сетки от
номера 004 до номера 0071 вклю-
чительно. Эти сетки изготовлены
из проволоки диаметром d соот-
ветственно от 30 до 55 мкм\ раз-
мер ячейки в свету от 40 до
71 мкм. При плотной укладке сво-
бодный объем регенератора со-
ставляет примерно 70% *. Вели-
чина е в реальном регенераторе
контролируется экспериментально
по массе насадки регенератора тр.
,	(41)
РнУ р
где рн — плотность материала насадки, a Vp = SH есть полный объем
регенератора высотой Н и поперечным сечением S. Последнее выбирается
в зависимости от производительности машины.
Что же касается высоты регенератора, то она для всех машин, рассчи-
танных на температурный уровень 75° К, составляет 50—80 мм. Число
* Сетку можно предварительно спрессовывать в виде галет и укладывать в корпус реге-
нератора несколько таких галет. Последние могут механически обрабатываться, что позво-
ляет свести зазор между галетой и корпусом регенератора к минимуму. Относительный сво-
бодный объем спрессованных галет около 50%. Поэтому, применяя такую насадку, следует
тщательно оценить гидравлические потери.
180
сеток — от 700 до 1000. При выборе Н учитывается, что ее чрезмерное уве-
личение ведет к росту мертвого объема и гидравлических потерь. Слишком
малая высота регенератора также неприемлема из-за большой недорекупера-
ции. Иногда приходится учитывать также и осевой теплоприток по насадке.
Условный коэффициент теплопроводности насадки зависит от плотности
упаковки и обычно не превышает 0,3 вт\м-град). Соответствующая потеря
холода—до 0,5% от холодопроизводительности ХГМ.
Удельная поверхность сеток, применяемых в регенераторах,
=	(42)
где d — диаметр проволоки, составляет примерно (2-н4)-104 м2/м3. В каче-
стве определяющего размера насадки применяется эквивалентный диаметр
(43)
Оптимальное значение отношения Hld3 составляет 400—800.
С физической точки зрения работа регенератора определяется гидро-
динамической картиной течения газа, в основном характеризуемой числом
Re =	,	(44)
u	SFyQ\i	v 7
где	---скорость фильтрации;
mt
w =	— условная скорость течения газа, отнесенная к полному
сечению пустого регенератора;
mt — массовый расход газа;
р — динамическая вязкость газа.
Условия работы регенераторов ХГМ специфичны — конкретная частица
газа может п не проходить его насквозь, а совершать поступательно-возврат-
ное движение. Тем не менее можно считать, что пульсация потока не сказы-
вается сколько-нибудь существенно на количественных характеристиках
работы генератора — коэффициенте сопротивления Н и числе Стантона St.
Экспериментально установлено, что значения
(45)
полученные путем продувки регенераторов ХГМ с сетчатой насадкой в ста-
ционарных условиях, согласуются со значениями Е, найденными в резуль-
тате обработки индикаторных диаграмм рабочих полостей ХГМ.
Результаты продувок пакетов сеток представлены в виде зависимости
£ = т±-Ее-п.	(46)
В области 20 < Re <100 получены значения опытных коэффициентов
А - 20 и п - 2. 3.
При предварительных расчетах удобно пользоваться числом HRe, близ-
ким по смыслу к числу Лагранжа La, которое представляет собой произве-
дение чисел Эйлера и Рейнольдса (La = Eu Re). Для чисел La и tRe лами-
нарная область течения является областью автомодельности, т. е. в области
малых чисел Re величина SRe должна быть в первом приближении постоян-
ной. Из формулы (46), однако, следует, что в исследованной области чисел
Рейнольдса число ERe прямо пропорционально Re1-n, где 1 — п Уз.
Приближенно ERe можно оценить величиной порядка 300—400.
181
Пользуясь формулой
|Re =
16[p2 — р2] e3S
(47>
можно достаточно быстро и точно оценить гидравлическое сопротивление
регенератора Др = рн— рк, если известны одно из давлений—до реге-
нератора рн или после регенератора рк — и остальные величины, входящие
в формулу (47)..
Теплообмен в сетчатых регенераторах интенсивно изучается, однако
имеющиеся сведения, вероятно, нельзя считать достаточно надежными.
В отличие от исследований, посвященных изучению гидравлического сопро-
тивления, здесь данные различных авторов плохо согласуются между собой.’
Впредь до внесения необходимой ясности в этот вопрос (один из важней-
ших в области теории и расчета ХГМ) приходится рекомендовать для оценки
теплообмена между газом и сетчатой насадкой регенераторов ХГМ обобщен-
ную зависимость, полученную для насыпных насадок [3]:
Nuv=0,3Re°W5.	.	(48>
Объемное число Нуссельта Nuv = —; характеризует объемный,
коэффициент теплоотдачи av = aFyd. Величиной av удобно пользоваться
при расчете регенераторов с фиксированным значением объема Vp.
Порядок реальных величин коэффициента теплоотдачи а — (1—=—10) X
X 103 вт/(м3-граду, значения av — порядка 108 вт!(м3-град).
Оптимизация регенераторов осуществляется путем минимизации суммы*
необратимых потерь в регенераторе:
£/7г^Т0(Д5Др + Д5Дг),	(49>
которая зависит в основном от приращений-энтропии за счет гидравлического
сопротивления и неравновесного теплообмена. Анализ уравнения (49) при-
водит к рекомендациям, основные из которых приведены выше.
Представляют определенный интерес некоторые количественные -соот-
ношения, запатентованные зарубежными фирмами (в основном, фирмой
Филипс) в 1951—1957 гг.; например, патентуется формула для определения
длины регенератора
-37 = c(W”’/’Trr-	<50>
Если максимальное давление газа в цикле принять в динкм2, динами-
ческую вязкость газа (при средней температуре регенератора) ц — в пз,.
а скорость вращения вала п — в об!сек, то коэффициент С должен нахо-
диться в пределах от 3,5 до 10,5. Рекомендуются значения С = 4,3-4-8,&
(английский патент № 763769 от 18/1 1955 г.; заявки аналогичного содержа-
ния запатентованы в Голландии, ФРГ и др.).
Для определения скорости газа в регенераторе w запатентована формула
4 = С,(^р.	(51>
где а — скорость звука в газе при температуре теплой полости в см! сек
(для гелия а = 1 -105 см! сек).
Медь или бронза используются в качестве материала для насадки реге-
нераторов ХГМ вплоть до 30 °К. При более низких температурах охлаждения
применяется свинец (в виде сеток или мелких шариков диаметром около
182
Рис. 17. Холодильник машины ХГМ-2:
— корпус; 2 — кольцо; 3 — втулка; 4 — трубки
Ю,15 jwju). Медь для этих температур непригодна вследствие резкого умень-
шения ее теплоемкости. Представляют интерес поиски других насадочных
материалов.
Холодильники и конденсаторы. Конструктивное выполнение теплооб-
менных аппаратов ХГМ не отличается разнообразием. Преобладают труб-
чатки с большим числом (до 1000)
относительно коротких трубок (дли-
ной ^0,1 м). Лишь в малых маши-
нах производительностью 5—8 л!ч
.жидкого воздуха применяют медные
конденсационные головки с много-
численными фрезерованными пазами.
Примеры выполненных конструк-
ций холодильников представлены на
рис. 17 (машина ХГМ-2) и 18 (ма-
шина Веркспоор). Особенностью хо-
лодильника машины Веркспоор яв-
ляется применение трубок со значи-
тельной толщиной стенки (наружный
диаметр 4 мм, внутренний 1,8 мм).
Помимо обеспечения прочности, это,
возможно, сделано с целью снизить
амплитуду температурных колебаний
в стенке трубки, возникающих вслед-
ствие пульсирующего характера по-
тока газа. Коэффициенты теплоотдачи
ют наружной поверхности трубок
к воде или, в случае конденсатора,
к ожижаемому газу, как правило,
достаточно высоки. Поэтому темпе-
ратуры стенок теплообменников ThC и ThE можно принимать постоян-
ными без значительного ущерба для точности расчета.
Конденсатор в крупных машинах может выполняться неразборным
^рис. 19). Очень важно обеспечить абсолютную плотность пайки в соедине-
ниях трубок с трубными ре-
шетками. По сравнению с хо-
лодильником конденсатор ра-
ботает, разумеется, в более
сложных условиях — помимо
низкой рабочей температуры
определенную роль играет
быстрый темп захолажива-
ния конденсатора при пуске
машины.
Если мертвый объем вну-
три трубок холодильника
особого значения не имеет,
то при конструировании кон-
денсатора требование огра-
ниченного объема учитывается гораздо строже. Дополнительный мертвый
объем, показанный на рис. 19, приходится предусматривать для обеспечения
достаточного прохода газа между трубками конденсатора и полостью рас-
ширения. Сферическая выемка в центре верхней плиты не является мертвым
объемом — головка вытеснителя этой машины имеет сферическую форму.
183
Рис. 18. Холодильник машины Веркспоор:
1 — внутренняя втулка; 2 — наружная втулка;
3 — решетка; 4 — трубки
Расчет трубчатых аппаратов, работающих на пульсирующих потоках
газов, отнюдь не элементарен. Прежде всего должны учитываться паразит-
ные составляющие тепловой нагрузки, возникающие в результате того, что,
например, в. конденсаторе гелий обратного потока к концу выталкивания
из холодной полости в результате повышения давления нагревается на-
столько, что становится значительно теплее стенок конденсатора {Тг > ThE\.
Весьма существенно также, что физическая картина теплообмена в труб-
чатых аппаратах в условиях пульсации газа качественно отличается от*
обычного- вынужденного движения. Проведенные исследования указывают
на возможность интенсификации теплообмена и содержат расчетные
Рис. 19. Конденсатор машины Веркспоор:
1 — корпус; 2 — плита; 3 — решетка; 4 — трубки
рекомендации. Предварительные расчеты трубчатых аппаратов ХГМ можно
выполнять упрощенными методами.
Отдельные рекомендации по выбору размеров трубчатых аппаратов
содержатся в патентной литературе. Так, английским патентом № 76390S
от 12/1 1955 г. защищается следующая формула для расчета длины холодиль-
ника ХГМ:
20Л4°.19^^-<55Л/1°'19,	(52)
где М —молекулярная масса среды (для гелия М = 4);
d — внутренний диаметр трубки или, в общем случае, гидравлический
диаметр газового канала.
Практически эта рекомендация означает, что отношение должно со-
ставлять от 25 до 70.
Наиболее надежный метод выбора основных параметров теплообменных
аппаратов новых ХГМ связан с максимальным использованием опыта
конструирования и испытания предшествовавших образцов.
Недостаточная поверхность аппаратов может иметь следствием заметное
снижение холодопроизводительности ХГМ. Так, в полости расширения опыт-
ной машины ХГМ-8-1 при малой поверхности конденсатора средняя темпе-
184
ратура составляла всего ^65 3К (см. рис. 11). В результате машина факти-
чески работала при отношении температур т = 5, превышающем расчет-
ное 4,2. Усовершенствование конденсатора позволило повысить производи-
тельность машины ХГМ-11 примерно на 25?6.
4.	КРАТКОЕ ОПИСАНИЕ КОНСТРУКЦИЙ ХГМ
И ИХ ОСНОВНЫХ УЗЛОВ
Основное внимание здесь обращено на конструкции и материалы по-
движных уплотнений машин, поскольку от их качества в большой мере зави-
сит надежность и эффективность ХГМ. Поршневые и сальниковые уплотне-
ния холодильных газовых машин—весьма ответственные узлы. К ним предъяв-
ляются высокие требования: хорошая уплотнительная способность и сохра-
нение ее в течение длительной эксплуатации; высокая износостойкость
уплотнительных элементов; минимальный износ поверхностей сопрягаемых
деталей; работоспособность в большом интервале температур при давлении
газа в цилиндрах до 5,0 Мн!м2; минимальный расход мощности; минимальная
степень загрязнения рабочего газа маслом и продуктами износа.
Тип подвижного уплотнения и конструктивное выполнение привода
машины тесно связаны друг с другом.
В современных холодильных газовых машинах нашли применение сле-
дующие четыре типа подвижных уплотнений и приводов:
1)	поршневые и сальниковые уплотнения со смазкой; привод от криво-
шипно-шатунного механизма;
2)	поршневые и сальниковые уплотнения без смазки; привод от криво-
шипно-шатунного механизма;
3)	уплотнения поршневые без смазки и сальниковые со смазкой; ромби-
ческий привод;
4)	уплотнения перекатывающимися диафрагмами (мембранами); гидрав-
лический привод.
Машины, в которых подвижные уплотнения работают со смазкой,
строят на температурный уровень ^80 К с одноступенчатым вытеснителем
и, в зависимости от холодопроизводительности, с одним или с четырьмя
цилиндрами, а также на температурный уровень 15—20“ К с двухступенча-
тым вытеснителем.
Схема одноцилиндровой машины фирмы Филипс с кривошипно-шатун-
ным механизмом показана на рис. 5. Подвижные уплотнения этой машины
не имеют специального подвода масла, смазка их производится маслом,
проникающим из картерной полости. Установка маслосъемных колец на
поршне полости сжатия, обеспечение минимальных зазоров между поршнем
и цилиндром (15—25 мкм) и другие меры позволили снизить количество
масла, проникающего в цилиндры машины до необходимого минимума,
при котором обеспечивались длительная и надежная работа узлов трения,
подвижных уплотнений и относительно длительный период работы машины
между промывками регенераторов и холодильников.
К деталям подвижных уплотнений с ограниченной смазкой относятся:
поршень и поршневые кольца полости сжатия, сальниковая втулка, поршне-
вое направляющее кольцо и втулка вытеснителя. Поршневое уплотнение
полости сжатия состоит из двух чугунных уплотнительных колец с прямым
замком и одного маслосъемного кольца. Положение колец в канавке фикси-
руется штифтами. Поршень полости сжатия тронкового типа выполняет
•функции крейцкопфа.
Картер машины находится под давлением газа рк = 1,5-н1,8 Мн'м-.
Рабочее давление в цилиндрах меняется в зависимости от положения поршня
1Я5
в цилиндре. Максимальное рабочее давление в цилиндрах Ртах = 4
5 Мн/м1 2; максимальный перепад давлений, под действием которого нахо-
дится поршневое уплотнение полости сжатия, рс = 2,5-т-3,5 Мн/м2. Перепад
давлений газа, действующий на уплотнение вытеснителя, зависит от сопро-
тивления теплообменников и каналов и составляет 0,2—0,3 Мн/м2.
Вытеснитель снабжен одним’
уплотнительным кольцом из по-
лимерного материала и одним
направляющим кольцом из де-
рева или специальной пласт-
массы. Под уплотнительное
кольцо установлен экспандер,,
прижимающий его к зеркалу
цилиндра. Уплотнение вытесни-
теля находится в теплой!зоне
с температурой порядка 300° К.
7 Таким образом, уплотнение вы-
теснителя благодаря небольшим
перепадам давления и умерен-
ным температурам работает в от-
носительно легких условиях.
Конструкция поршневых уплот-
нений полостей сжатия и рас-
ширения в сборе со штоком и
с шатунами тронкового поршня
и вытеснителя показана на,
рис. 20.
Цилиндрово - поршневые
группы полостей сжатия и рас-
ширения находятся на одной
линии, что определило кон-
структивное выполнение колен-
чатого вала, шатунов и уплот-
нения штока. Коленчатый вал
стремя кривошипами; два край-
них с общей осью предназна-
чены для сдвоенного шатуна
11
Рис. 20. Подвижные уплотнения в сборе с приводом холодильной газовой машины типа
PLA-107:
1 — вытеснитель; 2 — направляющее кольцо; 3 — уплотнительное кольцо; 4 — шток; 5 — направляю-
щая уплотнительная втулка штока; 6 — поршень полости сжатия; 7 — уплотнительные кольца поршня;.
8 — маслосъемное кольцо; 9 — шатун поршня; 10 — шатун вытеснителя; И — коленчатый вал
186
Рис. 21. Гидравлическое торцовое уплот-
нение консоли коленчатого вала
поршня полости сжатия, а средний, смещенный на угол около 90°, для вытес-
нителя. Шейка этого кривошипа с помощью шатуна соединена с крейцкоп-
фом, который соединен через шток с вытеснителем. Шток вытеснителя про-
ходит через поршень сжатия и уплотнен сальником. Уплотнение сальника
щелевое — шток движется в длинной втулке с зазором 4—7 мкм.
Кривошипно-шатунный механизм расположен в герметичном картере.
Смазка циркуляционная, от шестеренчатого насоса масло подается в масля-
ный холодильник, в фильтр и через трубопроводы и каналы — на смазку
механизма движения и для охлаждения поршня полости сжатия. Для смазки
применяется минеральное масло, по своей характеристике близкое к отече-
ственным маркам турбинного масла 22 или 22М. Обильная смазка механизма
.движения позволила применить в нем подшипники скольжения. Коренные
л крейцкопфные подшипники изгото-
влены из бронзы, шатунные подшип-
ники — с баббитовыми вкладышами.
Консоль коленчатого вала при вы-
ходе из картера уплотнена торцовым
гидравлическим затвором (рис. 21), ма-
сло в него поступает из циркуляцион-
ной системы.
Основной недостаток машин рас-
смотренного типа — попадание масла
в холодные полости и теплообменные
устройства, главным образом в реге-
нераторы. Накопление масла в них
приводит к постепенному ухудшению
показателей и после 200—500 ч работы
машину останавливают для снятия и
промывки регенераторов и холодиль-
ников.
Холодильные газовые машины ХГМ-11 и ХГМ-8М разработаны с уплот-
нениями без смазки и приводом от кривошипно-шатунного механизма.
В ХГМ-11 для поршневых и сальниковых уплотнений, а также для узлов
кривошипно-шатунного механизма с возвратно-поступательным движением
использованы антифрикционные материалы, работавшие без применения
жидкой или консистентной смазки. Всего в ХГМ-11 работают без смазки
шесть узлов трения. В механизме движения использованы подшипники
качения закрытого типа или с устройствами против вытекания из них кон-
систентной смазки. Перечень деталей и узлов трения, работающих без смазки,
основные размеры и условия их работы приведены в табл. 2. Из данных
таблицы следует, что в наиболее тяжелых условиях работают поршневые
кольца и втулки полости сжатия. В табл. 3 и 4 приведены результаты испы-
таний поршневых уплотнений из различных материалов, работающих без
смазки. Лучшие результаты по износостойкости получены для материала
марки АМИП-15М. Расчетный ресурс работы при данном износе поршневых
колец, если исходить из допустимого износа по толщине колец порядка 25%,
составит около 10 000 ч.
Узлы трения полости расширения, изготовленные из фторопластовых
материалов, железографита и бронзофторопласта, при небольших нагрузках
к скоростях до 1 м!сек работали удовлетворительно. Например, крейцкопф
кинин вытеснителя из бронзофторопласта марки БрОФт проработал свыше
1 ХЮ ч без заметного износа. Конструкции несмазываемых поршневых колец
из наполненного фторопласта-4, а также данные по физико-механическим
сзсиствам АМИП-15М и других фторопластсодержащих материалов при-
187
Таблица 2
Характеристика деталей и узлов трения машины ХГМ-11,
работающих без смазки
Показатели	Полость сжатия		Полость расширения			
	Втулка поршня	Поршне- вые кольца	Втулка вытесни- теля	Поршне- вые коль- ца вытес- нителя	Крейц- копф	Сальнико- вые кольца
Основные размеры в мм:						
диаметр наружный • •	НОЛ	110Z7	65С	65//2а	80А3	15А
» внутренний . .	100 л	96Х	50Л	59С	70Л	11Л
высота		92С	7Х3	57С3	ЗА	100С3	2,5А
Характер движения поршня	прямолинейное возвратно-поступательное					
Средняя скорость скольже-		(16 двойных ходов в секунду)				
	2,56	2,56	0,96	0,96	0,96	0,96
ния в м/сек 	 Удельная максимальная на-						
грузка в Мн/м2		0,25	1,0	—	0,22	0,015	0,24
Температура в °К	 Контртело:	380—345	375—390	300—320	330—320	330—340	330—350
марка 		12ХНЗА	12ХНЗА	Х18Н9Т	Х18Н9Т	12ХНЗА	12ХНЗА
твердость HRC • . • • класс чистоты обработ-	58—62	58—62	87—92	87—92	58—62	55—60
ки		9	9	10	10	10	10
, Рабочая среда 				сухой	гелий		
Результаты испытаний поршневых уплотнений с кольцами
из фторопластсодержащих материалов (на детандере ДВД-9)
Таблица 3
Марка материала	Давление газа в цилиндре В Мн/м2		Температура Т в °К		В %	Износ за 100 ч	
	на входе	на выходе	на входе	на выходе		в %	в мкм
Фг4 с коксом		19,4	0,589	292	164	57,7	1,27	45
АМИП-15М		18,9	0,589	292	168	56,3	0,60	20
ФКН-14		19,4	0,579	292	147	68,2	2,29	76
ФГ-ЗОАО		18,9	0,589	292	154	64,7	1,80	60
ФН-3		19,2	0,589	296	164	59,5	3,59	143
DQ1		19,0	0,579	294	156	64,5	2,91	78
1 Фирмы Гласиер (Англия).							
ведены в гл. III этой книги. Конструктивное выполнение деталей узлов тре-
ния машины ХГМ-11 с применением материала АМИП-15М показано на
рис. 22 и 23.
Поршневые кольца выполняются со ступенчатыми прямыми и косыми
замками, а также с прямыми и косыми стыками. Под уплонительные кольца
устанавливаются экспандеры упругостью на 0,01—0,02 Мн/м2 больше
упругости колец.
Поршневые кольца из антифрикционных материалов могут работать
и без экспандерных колец при наличии собственной хотя бы незначительной
упругости.
188
Поршневые втулки поршня, вытеснителя и крейцкопфа представляют
собой стальную основу, на которой закреплен тонкий слой наполненного
фторопласта-4. Указанный слой после механического упрочнения и терми-
ческой обработки достаточно прочно соединен со стальной
основой. Втулки с тонким слоем из фторопластовых ма-
териалов обладают высокой износостойкостью и понижен-
ной температурной деформацией.
Уплотнительными элементами сальника штока яв-
ляются кольца из материала АМИП-15М с наружным
экспандерным кольцом. Сальник в сборе показан на
рис. 24.
Детали из заготовок, поступающих в виде втулок,
прессованных из материала АМИП-15Л4, изготовляются
на металлообрабатывающих станках с применением необ-
ходимых видов резания.
Хотя материал АМИП-
15М в узлах трения ХГМ-11
показал удовлетворитель-
ный ресурс работы, сле-
дует отметить, что про-
дукты изнашивания в виде
мельчайшей пыли нака-
пливались в замкнутой
газовой системе машины и
для их удаления требова-
лась промывка регенера-
торов. Материалы, приме-
няемые для поршневых и
сальниковых уплотнений
ХГМ, должны обладать
высокой износостойкостью
и не выделять продуктов
Рис. 22. Поршень машины ХГМ-11:
1 — втулка поршня; 2 — уплотнитель-'
ные кольца; 3 — экспандерные кольца;
4 — промежуточные кольца
Рис. 23. Вытес-
нитель машины
ХГМ-11 в сборе со
штоком и крейц-
копфом
изнашивания, загрязняю-
щих регенераторы.
Отличительная осо-
бенность схемы ХГМ-11
Таблица 4
Результаты натурных испытаний материалов
в узлах трения полости сжатия машин ХГМ-11
Наименование и марка материала	Средний износ (в мкм/км) • 103	
	поршневых колец	поршневых втулок
Железо графит		140	151
Бронзографит 		335	66
Бронзофторопласт С-1 		19	23
Бронзофторопласт БрОФт • • .	60	10
Напелненный фторопласт-4 мар- ки АМИП-15 			13	3,3
Наполненный фторопласт-4 мар- ки ФГ-ЗОАО 		35	1,5
Рис. 24. Сальник
штока вытеснителя
ХГМ-11
189
Рис. 25. Машина
а — продольный разрез;
190
(рис. 25) — параллельное рас-
положение полостей сжатия и
расширения в двух отдельных
линиях (см. рис. 3, а). Такое
расположение позволило значи-
тельно упростить конструкцию
шатунов и их кривошипов. Ко-
ленчатый вал составной, вра-
щается в двух роликовых под-
шипниках. Эксцентрик привода
вытеснителя надет на кониче-
ский хвостовик коленчатого
вала. В подшипники качения
заложена консистентная смазка
ЦИАТИМ-201. Консоль вала,
выходящая из картера, который
находится под давлением 1,5—
1,8 Мн/м2, уплотнена масляным
затвором с торцовым уплотне-
нием или комбинированным тор-
цовым уплотнением с манже-
той.
ХГМ с поршневыми уплот-
нениями без смазки и ромбиче-
ским приводом выпускаются
фирмой Веркспоор. На рис. 26
представлен упрощенный чер-
теж, а на рис. 27—схема уплот-
нений и привода одноцилиндро-
вой машины этой фирмы холо-
допроизводительностью 9,2 кет
при 77 °К.
Основными особенностями
подвижных уплотнений и при-
вода этого типа машин явля-
ются:
1)	уравновешенность нор-
мальных сил, в связи с чем от-
пала необходимость в крейц-
копфах или тронковых порш-
нях;
2)	уравновешенность сил
инерции, благодаря чему отсут-
ствуют вибрации и возможна
установка машины на легком
фундаменте;
3)	применение несмйзывае-
мых поршневых уплотнений по-
лостей сжатия и расширения
с использованием материалов из
наполненного фторопласта-4;
4)	надежное уплотнение
штоков поршня и вытеснителя
сальниками с использованием
191
Рис. 26. Одноцилиндровая холодильная газовая машина с ромбическим приводом фирмы
Веркспоор
Рис. 27. Схема уплотнений и ром-
бического привода машины Веркс-
поор
1 — вытеснитель; 2 — шток вытесни-
теля; 3 — поршень полости сжатия;
4 — направляющая втулка штока вы-
теснителя; 5 — сальник штока порш-
ня; 6 — сальник штока вытеснителя;
7 — ромбический привод
в качестве уплотнительных элементов колец круглого сечения из спец
резины;
5) отсутствие в картере избыточного давления газа, что позволило
уменьшить массу и размеры картера.
Поршневое уплотнение полости сжатия состоит из поршня, трех уплот-
нительных колец и одного направляющего. В буферной камере под поршнем
находится гелий под давлением, близким к среднему рабочему давлению
(3,5 Мн/м2), благодаря чему поршневое уплотнение полости сжатия частично
разгружено.
Уплотнение вытеснителя разме-
щено в теплой зоне и осуществлено
одним уплотнительным кольцом с
экспандером (рис. 28). Направляю-
щее кольцо состоит из двух поло-
вин.
Перепад давлений, действующий
на уплотнение вытеснителя, соста-
вляет 0,2—0,3 Мн/м2. Средняя ско-
рость поршня и вытеснителя 3,7 м/сек.
По результатам испытаний сред-
ний износ за 8000 ч работы уплотни-
тельных колец полости сжатия соста-
вляет 1,7 мм или 17%. Износ
уплотнительного кольца вытеснителя
2,15 мм или 30%. Обычно допуска-
ется износ уплотнительных колец до
20—30% от их первоначальной тол-
щины.
Сальники штоков поршня и вы-
теснителя препятствуют утечке ра-
бочего газа из газовой полости в кар-
терную и попаданию масла из кар-
терной полости в газовую. Шток
поршня полый; шток вытеснителя
размещен внутри штока поршня.
Сальники штоков поршня и вытесни-
теля устроены и работают по одному
и тому же принципу. Устройство
сальника видно из схематического
Рис. 28. Поршневые кольца вытеснителя:
а — уплотнительное кольцо; б — экспандер (экс-
пандерное кольцо); в — направляющее кольцо
чертежа рис. 29.
В нижней части сальника установлено маслосъемное кольцо, состоящее
из пластмассового внутреннего кольца и наружной обоймы с пружинящими
лепестками, прижимающими кольцо к штоку. Основная часть масла сни-
мается со штока маслосъемным кольцом. Лкныпая часть масла попадает на
эластичное уплотнительное кольцо, изготовленное из специальной масло-
стойкой резины. Этим маслом уплотнительное кольцо смазывается и, благо-
даря плотному прилеганию к штоку, снимает оставшееся масло и препят-
ствует утечке газа. Уплотнительные свойства эластичных колец очень высо-
кие — утечки газа через оба сальника при среднем перепаде давления
3,5 Мн/м2 составляют около 1 л/сутки.
Ромбический привод находится в закрытом разгруженном картере и
состоит из двух валов, двух шестерен, четырех шатунов и двух траверс,
к которым крепятся штоки поршня и вытеснителя. Ведущий вал соединен
эластичной муфтой с электродвигателем.
13 П/р В. И. Епифановой
193
Механизм движения смазывается минеральным маслом. Масло из кар-
тера засасывается и подается насосом через фильтр, холодильники и систему
трубопроводов к узлам трения. Машины с ромбическим приводом выпу-
Рис. 29. Сальниковое уплотнение штока вытеснителя ма-
шины с ромбическим приводом:
1 — обойма; 2 — кольцо из полимерного материала; 3 — уплотни-
тельное кольцо из специальной резины
скаются с одним, двумя, тремя и четырьмя цилиндрами с соответствующим
увеличением холодопроизводительности. На рис. 30 показана двухцилин-
дровая машина в процессе сборки с открытыми поршнями полости сжатия
Рис. 30. Двухцилиндровая холодиль-
ная машина с ромбическим приводом
в процессе сборки
и вытеснителями.
ХГМ с уплотнением перекатывающи-
мися диафрагмами и с гидравлическим
приводом выпускаются фирмой Филипс
(модели В, С и Е). Для этих машин ис-
пользована база (картер и кривошипно-
шатунный механизм) V-образного поршне-
вого компрессора. В зависимости от спо-
соба установки электродвигателя и соеди-
нения его с валом различают три модели:
модель В — привод от электродвигателя
с помощью клиноременной передачи; мо-
дель С — электродвигатель установлен на
раме и соединен с коленчатым валом муф-
той; модель Е — фланцевый двигатель
присоединен к картеру, ротор насажен на
коленчатый вал.
На рис. 31 представлена схема ма-
шины модели Е. Движение от электро-
двигателя через кривошипно-шатунный
механизм и через штоки передается на две1
линии гидроприводов, расположенных под
углом 90° (рис. 31, а). На каждой линии
установлены два цилиндра двойного дей-
ствия. Из нижних цилиндров масло пода-
ется на поршни полостей сжатия и из
верхних цилиндров — на вытеснители по-
лостей расширения.
В машине установлены с небольшим уклоном четыре рабочих цилин-
дра — по два цилиндра (один над другим) с каждой стороны гидравлических
приводов. В рабочем цилиндре по одной линии расположены полость сжатия,
194
теплообменная аппаратура (холодильник, регенератор и конденсатор) и
полость расширения.
Поршни и вытеснители в цилиндрах уплотнены перекатывающимися
диафрагмами, которые выполнены в виде конических патрубков из поли-
уретановой эластичной резины, для поршня толщиной 1,0 мм, для вытесни-
6)
Рис. 31. Схема холодильной газовой машины модели Е фирмы Филипс:
а — продольный разрез: 1 — картер с кривошипно-шатунным механизмом; 2 — цилиндры гидравличе-
ского привода; 3 — уплотнительные перекатывающиеся диафрагмы полости сжатия; 4 — поршни по-
лости сжатия; 5 — уплотнительная перекатывающаяся диафрагма вытеснителя; 6 — вытеснители;
б — расположение узлов и агрегатов в плане: 1 — цилиндры полости сжатия; 2 — цилиндры полости
расширения; 3,4 — поршни гидропривода; 5 — механизм движения; 6 — электродвигатель
теля — 0,5 мм. Одним концом диафрагма неподвижно закреплена в цилин-
дре, другим — на поршне (вытеснителе). Перегиб диафрагмы в рабочем
положении поршня виден на рис. 32. и 33. При движении поршня диафрагма
перекатывается, так что изменяется место ее перегиба. Для разгрузки диа-
фрагмы, находящейся под давлением газа до 5,0 Мн/м2, и с целью предотвра-
тить ее разрыв под диафрагму подается из гидросистемы масло, давление
которого на 0,4 Мн!м2 меньше давления газа.
Поддержание разности давлений обеспечивается автоматическими кла-
панами. Постоянное превышение давления со стороны газовой полости
13*	195
позволяет сохранить выгиб диафрагмы в сторону масляной полости. Отсут-
ствие перепада давления или изменение его направления может привести
к изменению направления выгиба (складыванию) диафрагмы и к ее разрыву.
Масло, вытекающее из полости под
диафрагмой через узкие щели, охлаж-
дается и снова поступает в масляную
Рис. 32. Схема стендовой установки
с перекатывающейся диафрагмой:
1 — газовая полость; 2 — диафрагма;
3 — масляная полость; 4 — регулиру-
ющий клапан; 5 — масляный насос
Рис. 33. Схема уплотнения полости
сжатия перекатывающейся диафраг-
мой:
1 — картер; 2 — механизм движения;
3 — гидравлический цилиндр; 4 — плун-
жер; 5 — цилиндр полости сжатия; 6 —
поршень полости сжатия; 7 — регулирую-
щий клапан; 8 — диафрагма; 9 — масля-
ный агрегат
систему. Циркуляция масла и воды в рубашках цилиндров способствует
поддержанию устойчивой невысокой температуры масла, что благопри-
ятно сказывается на сроке службы диафрагмы.
На рис. 34 показан график зависи-
мости срока службы диафрагмы от тем-
пературы. С повышением температуры
срок службы уменьшается в десятки раз
[67]. По данным фирмы, при стендовых
испытаниях диафрагма выдерживала до
109 циклов, что приблизительно соответ-
ствует 10 000 ч при 25 об!сек,. Для ма-
шины модели Е фирма гарантирует ресурс
работы не менее 4000 ч. При появлении
трещин или других дефектов и наруше-
ния герметичности диафрагмы в прозрач-
ных патрубках, установленных на трубо-
проводе гидросистемы, появляются пузы-
ри. Если вследствие утечки газа давле-
ние масла на выходе достигнет 500 мм
Рис. 34. Зависимость срока службы масляного столба, машина автоматически
диафрагмы от температуры останавливается.
Машина модели Е снабжена двумя
масляными системами: для смазки кри-
вошипно-шатунного механизма и для гидравлической передачи. В кри-
вошипно-шатунном механизме смазываются коренные роликовые, шатунные,
залитые баббитом и крейцкопфные бронзовые подшипники, а также ползуны
крейцкопфов. Масло подается шестеренчатым насосом, перед поступлением
на мазку фильтруется и охлаждается. Для гидравлической передачи преду-
196
смотрен масляный агрегат, включающий бачок, маслонасос с индивидуальным
приводом, масляные фильтры и холодильник.
Перед каждым пуском машины необходимо провернуть ее не менее 10 раз
вручную для того, чтобы поршни и вытеснители заняли нужное положение,
а также продуть масляные полости для удаления, из них газа, что следует
отнести к недостаткам этих машин. Машина снабжена автоматическим регу-
лированием и защитными устройствами, при длительной работе требует
минимального обслуживания.
Применение перекатывающихся диафрагм, непроницаемых для масла
и газа, исключает попадание масла или продуктов изнашивания в регене-
раторы. Незначительное трение в цилиндрах, отсутствие забивания регене-
раторов и перетечек газа дало возможность получить высокий к. п. д. ма-
шины. Таким образом, холодильная газовая машина модели Е обладает
высокой эффективностью и пригодна для длительной работы. Машины такого
типа могут найти промышленное применение в воздухоразделительных
жидкостных установках средней производительности.
Каждый из рассмотренных типов уплотнений и приводов ХГМ имеет
свои достоинства и недостатки. К достоинствам машин с поршневыми уплот-
нительными кольцами и с приводом от кривошипно-шатунного механизма
относятся простота устройства и компактность, к недостаткам — возмож-
ность загрязнения рабочих полостей маслом или продуктами изнашивания,
а также наличие неуравновешенных сил инерции, вызывающих колебания
машины. Машины с ромбическим приводом отличаются хорошей уравно-
вешенностью, но в качестве уплотнений в цилиндрах применены поршневые
кольца, недостатки которых уже упоминались. Кроме того, в этих машинах
должны быть весьма надежные сальники штоков и даже в этом случае не
исключена возможность попадания масла в нижнюю полость цилиндров.
Машины с мембранным уплотнением усложнены гидравлической системой
и оснащены сложными автоматическими устройствами. Достоинство их —
герметическое разделение газовой и картерной полостей.
Кроме рассмотренных могут быть использованы и другие типы уплот-
нений и приводов: уплотнения лабиринтовые, манжетные, щелевые, комби-
нированные (с поршнями из антифрикционных материалов и с газовой смаз-
кой) и др., приводы — аксиальные, безшатунные, свободнопоршневые и пр.
Подобно поршневым компрессорам небольшие ХГМ могут строиться
в наиболее простом исполнении — как вертикальные машины с поршневыми
кольцами и приводом от кривошипно-шатунного механизма. Средние и круп-
ные — как вертикальные многоцилиндровые, а также угловые, с наклон-
ными и горизонтальными цилиндрами в оппозитном исполнении.
Благодаря преимуществам (экономичность, компактность, надежность,
простота обслуживания и пр.) ХГМ находят все большее применение в уста-
-ывках для разделения воздуха, в рефрижераторных установках для охла-
жления продуктов и изделий в широком диапазоне температур (15—250 °К).
ГЛАВА VI
ПОРШНЕВЫЕ ДЕТАНДЕРЫ
В установках разделения воздуха методом глубокого охлаждения для
покрытия потерь холода используются холодильные циклы, обычно с приме-
нением детандеров. Рабочим телом в таких циклах является воздух или азот.
Применяемые в криогенной технике холодильные циклы (например,
гелиевые) в отдельных случаях используются и при разделении воздуха.
Спецификой условий работы детандеров в таких циклах обусловлены суще-
ственные особенности их конструкции, требующие специального рассмо-
трения.
Детандерная машина, работающая в холодильном цикле, является,
как правило, наиболее ответственной частью цикла, от которой в значитель-
ной степени зависит его эффективность, надежность, а порой и возможность
реализации цикла. Если назначение холодильного цикла состоит в производ-
стве холода на заданном температурном уровне (постоянном или перемен-
ном), то основная функция детандера — охлаждение расширяемого газа
(точнее — уменьшение энтальпии рабочего тела).
1.	ОСНОВНЫЕ ТИПЫ И ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ДЕТАНДЕРОВ
Давление газа в детандере уменьшается, как и в дроссельном вентиле;
принципиальное отличие детандера состоит в том, что достигается уменьше-
ние энтальпии газа, сопровождающееся производством внешней работы,
т. е. передачей энергии (механической, электрической и т. п.) внешним телам,
т. е. окружающей среде.
Один из способов такой передачи работы заключается в увеличении
объема отдельной порции газа (принцип объемного расширения). В зависи-
мости от механизма, осуществляющего объемное расширение, различают
детандеры поршневые, ротационные, шестеренчатые, винтовые. Встречаются
и другие разновидности (мембранные и сильфонные детандеры), по принципу
действия примыкающие к поршневым машинам.
Иной способ расширения газа с отдачей внешней работы применяется
в турбодетандерах. Освобождаемая при расширении газа энергия сначала
преобразуется (полностью или частично) в кинетическую энергию струи
газа, движущейся с достаточно высокой скоростью (порядка скорости звука
в расширяемом газе), а затем — в механическую энергию, передаваемую
198
ротору. Каждому из описанных способов расширения отвечает своя область
оптимальных параметров детандируемого газа.
Поршневые детандеры, работающие по принципу объемного расширения
газа, применяются обычно в воздухоразделительных установках с холодиль-
ными циклами среднего и высокого давления при относительно небольших
расходах газа и сравнительно больших перепадах энтальпий. При начальном
давлении порядка 15—20 Мн/м\ характерном для воздушных поршневых
детандеров высокого давления, и конечном давлении 0,6—0,7 Мн/м2 массо-
вый расход газа находится в пределах от 0,01 до 2 кг!сек. Степень расшире-
ния, или относительное противодавление рк = — при этом не превышает
Рн
0,03—0,05, а удельный изоэнтропийный перепад — величина порядка
150 кдж!кг.
Турбодетандеры, как машины непрерывного действия турбинного типа,
отвечают задаче создания крупных установок разделения воздуха, работаю-
щих по циклу низкого давления. Они применяются для расширения больших
количеств газа в большинстве случаев при относительно малом перепаде
энтальпий, т. е. при большой величине относительного противодавления.
В воздухоразделительных установках, предназначенных для получения
газообразных продуктов разделения, используются турбодетандеры с массо-
вым расходом газа от 1 до 20 кг/сек. Начальное давление составляет около
0,6 Мн/м2, степень расширения рк 0,25; изоэнтропийный перепад порядка
30 :кдж!кг.
Показательно сравнение поршневых детандеров и турбодетандеров по
объемным расходам газа при начальных условиях, т. е. при условиях входа
газа в машину. Промышленные поршневые детандеры характеризуются
объемными расходами 0,25—30 м3/ч, турбодетандеры — величинами порядка
100—4000 м3/ч. В последние годы созданы турбодетандеры на значительно
меньшие объемные расходы воздуха.
Следует отметить, что для расхода газа от 10 до 100 м3/ч при условиях
входа в детандер могут также найти применение детандеры ротационного
или винтового типа. В настоящее время приобретает особенно большое прак-
тическое значение задача снижения границы объемных расходов турбодетан-
деров. В частности, следует подчеркнуть перспективность работ по быстро-
ходным микротурбодетандерам с диаметром колеса менее 6 см и скоростью
вращения порядка 100—300 тыс. об/мин. Такие технические достижения,
как разработка опор скольжения с жидкостной и с газовой смазкой для высо-
кооборотных турбодетандеров, наряду с созданием новых конструкций
крупных поршневых машин, дают основания полагать, что отмеченная
выше промежуточная область параметров может быть полностью перекрыта
в результате расширения областей применения двух основных типов расши-
рительных машин — поршневых детандеров и турбодетандеров.
По принципу действия детандеры относятся к классу машин-двигателей,
однако отличаются от них как по своему назначению, так и по области рабо-
чих температур. Температура газа перед детандером определяется технологи-
ческой схемой воздухоразделительной установки и типом применяемой
для расширения машины. Температура газа на выходе из детандера часто
близка к температуре конденсации.
Соответственно назначению, детандеры характеризуются удельной холо-
допроизводительностью, т. е. величиной перепада энтальпий h и расходом
газа т.
Холодопроизводительность детандера Н = mh. Различают холодопро-
изводительность часовую, секундную и за один цикл в соответствии с выбо-
ром единицы измерения для расхода газа.
199
Здесь и ниже термин «цикл» используется в качестве краткого обозна-
чения совокупности рабочих процессов в цилиндре поршневого детандера
за один двойной ход поршня, или за один оборот. Этот термин условен и не
должен смешиваться с понятиями «термодинамический цикл», «холодильный
цикл» и т. п.
Величина изоэнтропийного перепада энтальпий или удельная теорети-
ческая холодопроизводительность детандера hf определяется главным обра-
зом двумя факторами — начальной температурой Тн и относительным про-
тиводавлением рк = Изоэнтропийный перепад энтальпий тем больше,
—	Рн
чем меньше рк и чем выше Тн.
Рис. 1. Процесс детандирования газа Рис. 2. Двухступенчатое расширение
в Т—S-диаграмме	в координатах Т—S
Эффективность детандеров оценивается изоэнтропийным к. п. д.
h
Пад - ht •
Следует отметить, что изоэнтропийный (часто называемый адиабатиче-
ским) к. п. д. обычно используется как величина, характеризующая каче-
ство работы расширительной машины (детандера), несмотря на то, что при
этом не учитывается различие в температурных уровнях производимого
и теряемого холода. Коренной дефект метода оценки эффективности детан-
дера изоэнтропийным к. п. д. заключается в том, что действительный про-
цесс н—к сравнивается с теоретическим н—t, относящимся к другому диа-
пазону температур (рис. 1). При этом полученный холод (площадь под ли-
нией кдр —к) считается качественно эквивалентным потерям (площадь под
линией к—f), хотя очевидно, что ценность калорий, относящихся к более
низкому температурному уровню, выше. Неудобство использования изо-
энтропийного к. п. д. проявляется, в частности, при оценке многоступенча-
тых расширительных машин.
Рассмотрим в качестве примера двухступенчатую систему, состоящую
из последовательно расположенных детандеров I и II. Промежуточное состоя-
ние газа обозначим пр (рис. 2). Изоэнтропийные к. п. д. детандеров г)! и tjh
равны между собой и меньше единицы. Общий изоэнтропийный к. п. д. двух-
ступенчатой системы больше, чем к. п. д. ступеней т] > t]i = т)/п, так как
сумма теоретических перепадов энтальпий hti + ht]A превышает общий тео-
ретический перепад ht — 1Н—11 на величину, изображаемую заштрихован-
ной площадкой.
200
Ясно, однако, что двухступенчатая система должна характеризоваться
той же степенью совершенства, что и каждая из ее ступеней. Следовательно,
полученное выше соотношение обусловлено не каким-либо принципиальным
преимуществом двухступенчатого расширения, а лишь принятым способом
оценки эффективности детандера.
Известен ряд других методов — использование политропического к. п. д.,
энтропийный анализ, сопоставление изменения эксергии (работоспособности)
газа в детандере с соответствующим изменением этой функции в некотором
идеальном процессе. При использовании каждого из этих методов отте-
няется та или иная сторона процесса детандирования газа — возврат теп-
лоты, необратимость процесса, единство двух положительных эффектов
детандирования (охлаждение газа и производство внешней работы). Все
методы оценки эффективности детандеров в известной мере условны. По-
видимому, следует отдать предпочтение энтропийному методу, основанному
на сопоставлении приращений энтропии в действительном процессе н—к
и в процессе дросселирования н—кдр (см. рис. 1). Анализ работы детандер-
ных машин энтропийным методом позволяет объективно оценить и сопоста-
вить различные виды потерь. Однако, учитывая, что наиболее распространен
способ оценки детандеров посредством изоэнтропийного (адиабатического)
к. п. д., приходится сохранить эту величину в качестве одной из основных
оценок качества работы детандеров.
2.	ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
Охлаждение газа в поршневом детандере связано с тем, что определен-
ная порция газа находится в цилиндре, объем которого изменяется в резуль-
тате перемещения поршня. При увеличении объема, занимаемого газом
в цилиндре, т. е. при расширении газа, его энтальпия (а вместе с ней и тем-
пература) уменьшается. Полагая механическое воздействие поршня с газом
равновесным, поле давлений и температур в газе равномерным, скорость
движения поршня достаточно малой и рассматривая рабочую среду в усло-
виях термической изоляции, можно записать закон сохранения энергии
в виде уравнения
di — Vdp = 0.	(1)
Уравнение (1) связывает изменение энтальпии рабочей среды с ее пара-
метрами: объемом V и давлением р.
При расширении газа dp <0, а следовательно, и di <0. Этот резуль-
тат относится к случаю обратимого (изоэнтропийного) расширения газа.
Однако он остается качественно верным и в реальных условиях; уравне-
ние (1) соблюдается тем точнее, чем меньше сказываются факторы, опреде-
ляющие необратимость реального процесса расширения.
Приведенные соображения относились к однократному акту расшире-
ния газа. Для того чтобы обеспечить возможность многократного повторения
процесса расширения газа, нужно включить в рабочий цикл, помимо участка
расширения, также и участки выпуска отработанного газа и впуска новой
порции сжатого газа. Схема устройства детандера и принцип его действия
показаны на рис. 3.
Рабочий процесс производится с помощью рабочих органов детандера —
цилиндровой группы (цилиндра и поршня) и органов газораспределения —
клапанов. Движение клапанов строго согласовано с движением механизма,
перемещающего поршень. По точкам, соответствующим моментам открытия
и закрытия каждого из клапанов (впускного и выпускного), строится фазо-
вая диаграмма поршневого детандера. Каждый из четырех секторов диа-
201
граммы — впуск, расширение, выпуск и поджатие газа — соответствует
определенным участкам рабочего процесса в цилиндре детандера.
Представление о механическом взаимодействии рабочей среды (детан-
дируемого газа) с окружающей средой дает индикаторная диаграмма, отра-
жающая зависимость давления газа в цилиндре от положения поршня или
от соответствующего • объема:
где
поршня и верхней мертвой точкой
S — ход поршня;
Уц—объем цилиндра;
V3p — объем вредного простран-
ства машины.
Диаграмма р—V удобна
тем, что ее площадью измеряет-
ся механическая .работа.
х — расстояние между положением
р
Расширение
Рис. 3. Принципиальная схема рабочих органов поршневого детандера
и теоретическая индикаторная диаграмма

Проследим рабочий процесс детандера по его теоретической индикатор-
ной диаграмме, которая строится в предположении отсутствия теплопритока
извне и ряда других факторов.
При движении поршня от верхней мертвой точки впускной клапан
открыт (участок 1—2), газ поступает в цилиндр и давление в цилиндре
остается постоянным и равным давлению газа перед детандером. В точке 2,
когда угол между кривошипом и осью машины достигает значения а2, про-
исходит отсечка впуска,. К этому моменту поршнем описан объем отсечки
впуска Vomc и, следовательно, находящийся в цилиндре газ наполняет
объем V2 = Vomc + V3p; масса газа G2 = р2^2, где Р — плотность газа
(здесь и в дальнейшем индексы символов соответствуют точкам индикатор-
ной диаграммы).
Процесс расширения (участок 2—3) сопровождается интенсивным охла-
ждением газа, количество которого в этом процессе неизменно, G2 = G3,
поскольку предполагается полная герметичность поршневого уплотнения
и клапанов. Давление газа в конце расширения р3 обычно превышает вели-
чину противодавления рк. Поэтому, когда в точке 3 [с некоторым опереже-
нием а3 по отношению к нижней мертвой точке (н. м. т.) ] открывается выпу-
скной клапан, происходит выхлоп (участок 3—4), также сопровождающийся
охлаждением газа. К концу выхлопа поршень остается в районе н. м. т.,
так как процесс выхлопа протекает достаточно быстро; в цилиндре остается
G4 = р4 V4 кг!газа (термодинамические параметры газа в точке 4 могут быть
определены из условий р4 = рк и s4 = s3). При движении поршня из поло-
202
жения н. м. т. вверх газ выталкивается из цилиндра через выпускной кла-
пан, который продолжает оставаться открытым (участок 4—5). Таким обра-
зом, период.выпуска газа из цилиндра детандера состоит из двух участков:
выхлопа (3—4) и выталкивания (4—5). В течение полного периода выпуска
из цилиндра удаляется газ в количестве G = G3—G5.
После того, как выпускной клапан закрывается (точка 5), оставшийся
в цилиндре газ (в количестве G5 = р5У5) сжимается поршнем, который про-
должает двигаться к в. м. т. Этой фазе процесса (поджатию) соответствует
участок 5—6. При нормальной работе машины давление газа в конце под-
жатия р6 рн- В точке 6 (с опережением а6 по отношению к в. м. т.) откры-
впускной клапан, газ в цилиндре занимает в этот момент объем У6
На первой стадии впуска, при заполнении вредного объема (участок
. объем V = const = Vep. Давление газа в цилиндре достигает вели-
зяны р± = рн, количество газа увеличивается с GQ = G5 до величины Gx =
= PiKp, а температура растет и может намного превысить значение началь-
ной температуры газа (7\ > Тн). Вторая часть впуска — наполнение рабо-
чего объема цилиндра сжатым газом (участок 1—2) — сопровождается сме-
шением его с газом массой Gx при р = const и, как указывалось выше, идет
до момента отсечки, т. е. до закрытия впускного клапана (точка 2), после
чего следует расширение газа (участок 2—3) и т. д.
В установившемся режиме работы детандера состояния рабочей среды
в начале и в конце цикла, например в точке 2, термодинамически неразли-
чимы. Следовательно, внутренняя энергия рабочей среды не изменилась.
В результате проведения кругового процесса изменения произошли лишь
в окружающей среде, которая получила некоторое количество работы:
L =.(£ pdV = — ф V dp.
При этом соответственно уменьшилась энтальпия газа во внешних
трубопроводах, которые по отношению к рассматриваемой системе являются
окружающей средой. Энтальпия каждого килограмма газа, прошедшего
через детандер за один цикл, уменьшилась на величину h = 1Н — 1К; общее
уменьшение энтальпии газа за один цикл составило
Gh = G (/„ — /к) = — Д/.
Применительно к рассматриваемой схеме взаимодействия термоизоли-
рованной рабочей среды с окружающей средой закон сохранения и превра-
щения энергии записывается в виде
L + М = О
или
jV dp = М.	(2)
Можно отметить, что выражение (2) представляет собой интегральную
герму уравнения (1); последнее может быть использовано не только приме-
нительно к процессу расширения, но и при анализе других участков рабочего
итэцесса и, следовательно, всего рабочего процесса в целом.
Существенной особенностью теоретической индикаторной диаграммы
-нляется отсутствие тепловых факторов (теплопритока к расширяемому
723v извне и вследствие трения в поршневом уплотнении детандера, а также
внутреннего теплообмена). Тем не менее в теоретическую диаграмму вклю-
-тнз/ участки 3—4 и 6—/, хотя очевидно, что выбор параметров р3 >* р4
г. < рх термодинамически целесообразен лишь при наличии хотя бы одного
-- -.низанных факторов.
203
Отметим попутно, что для включения участков 3—4 и 6—1 в действи-
тельную индикаторную диаграмму имеются также соображения практиче-
ского характера. Основное из них — стремление исключить возможность
получения «петель» в районах точек 1 и 4 при недостаточно точном расчете
проектируемой машины.
3.	ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ И ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ ПАРАМЕТРЫ
Рассмотренная схема работы детандера чрезвычайно упрощена по срав-
нению с реальным рабочим циклом. Однако на ее основе можно ввести ряд
понятий, полезных при рассмотрении действительного рабочего процесса.
К основным показателям работы конкретного поршневого детандера,
работающего в определенных условиях, относятся удельная холодопроизво-
дительность и расход газа через детандер. Удельная холодопроизводитель-
ность при заданных параметрах состояния газа рк, Тн и рк является функцией
лишь конечной температуры Тк:
h = 1Н — 1К кдж/кг.	(3)
Секундный массовый расход газа через детандер тсек при условии герме-
тичности рабочих органов детандера
тсек = G =	(<Ъ — G5) =.	(p2V2 — p5V5) кг!сек.	(4)
Величина
Н = hmcgK кет	(5)
представляет собой действительную холодопроизводительность детандера.
Механическую сторону работы детандера характеризует индикаторная
мощность
КТ	Ftn
Ni	60-1 о3	(6)
где — площадь индикаторной диаграммы в мм2;
— масштаб по оси давлений в Мн/м2/мм;
рУ — масштаб по оси объемов в см3/мм;
п — число оборотов в минуту.
Основными конструктивными параметрами, которые оказывают суще-
ственное влияние на работу машины в целом, являются: диаметр цилиндра D,
ход поршня S, объемное вредное пространство Vep, объем отсечки впуска УОтс-
Условно к конструктивным параметрам можно отнести и число оборотов п.
Все перечисленные величины — размерные. С целью обобщения уста-
навливаемых расчетных и опытных связей используются безразмерные вели-
чины, представляющие собой отношения соответствующих размерных вели-
чин к определенным масштабам. В качестве масштабов используются:
для удельной холодопроизводительности h и удельных холодопо-
терь A/i — удельная изоэнтропийная разность энтальпий (или изоэнтропий-
ный теплоперепад) ht;
для действительной холодопроизводительности Н — адиабатическая
холодопроизводительность Ht = ht-mceK\
для объемов Vep, VOmc, V2> У5 и т- А- — величина объема цилиндра
машины Уц = —4— о,
для давлений — начальное давление рн;
для расходов и индикаторных мощностей — соответствующие физиче-
ские масштабы.
204
Целесообразно применять следующие безразмерные переменные, харак-
теризующие конструкцию детандера, режим и показатели его работы:
адиабатический к. п. д. *	х
h Н .
1105 - hf ~
относительный расход газа
-=	-= 60 тсек^	(8)
У on. сек'Рн	п'Уц Рн
где Гол. «к — описанный секундный объем в м3/сек;
рн — плотность газа при параметрах рн и Тн в кг/м3',
относительная индикаторная мощность
-----г-	(9)
У on. сек (Рн Рк)
Здесь в качестве масштабной величины принята максимально возмож-
ная индикаторная мощность при заданных значениях давлений рн и рк,
изображаемая прямоугольником со сторонами (рн—рк) и Von. Сек\
относительное вредное пространство
а =	(10)
отсечка впуска
8 = -^;	(11)
степень наполнения
6 = -^- = 8 + а;	(12)
Иц
относительный объем
V = -^-=x + a;	(13)
степень расширения или относительное противодавление
=	(14)
Относительное давление
Р =	(15)
Рн
здесь V4 — объем цилиндра в м3;
рн — начальное давление газа в Мн/м2.	_
Безразмерная координата положения поршня в цилиндре х однозначна
определяется положением механизма движения машины. Для кривошипно-
шатунного механизма
х 1 — cos а . г ,,	о ч	z т
=----2-------h-8f(l—cos2a),	(16)
где а — угол между кривошипом и линией мертвых точек, отсчитываемый
от в. м. т.;
-у---отношение величины радиуса кривошипа к длине шатуна.
* В дальнейшем изложении индекс ад опущен.
205
• В зависимости от постановки конкретных задач может оказаться рацио-
нальным применение других масштабов и переменных. В некоторых случаях
для оценки мощностных величин в качестве масштаба целесообразно исполь-
зовать действительную холодопроизводительность Н. Например,  коэффи-
циент мощности торможения
Л7 _ ^тоРм	/17\
1 v торы — Н ’	'1 1’
где Nторм — мощность торможения в кет.
Коэффициент NmopMi значения которого обычно находятся в пределах
0,7—0,8, применяется при подборе средств торможения к проектируемому
детандеру.
4. ДЕЙСТВИТЕЛЬНЫЙ РАБОЧИЙ ПРОЦЕСС ДЕТАНДЕРА
Идеальным процессом детандирования газа является его термодинами-
чески обратимое расширение, представляющее собой изоэнтропийный про-
цесс (S = const). В реальном детандере такой процесс осуществить не
удается. Действительный процесс детандирования газа необратим и сопро-
вождается увеличением его энтропии; величина прироста энтропии газа
AS = SK—SK используется в качестве количественной оценки необрати-
мости процесса и обусловленных ею энергетических потерь.
Физическая обстановка, в которой совершается действительный рабочий
процесс, определяется взаимодействием ряда факторов. Основные из них:
ственных особенностей
1)	теплоприток извне,
теплота трения в поршне-
вом уплотнении, внутрен-
ний теплообмен (тепловые
факторы);
2)	потери давления
в клапанах;
3)	неполнота расши-
рения и поджатия.
Эти факторы нужно-
учитывать при рассмотре-
нии характерных каче-
действительного рабочего процесса, а также при
определении величины соответствующих холодопотерь.
Представление о рабочем процессе реального поршневого детандера
дает действительная индикаторная диаграмма (рис. 4). Такая диаграмма
лишь внешне напоминает теоретическую. Действительная индикаторная
диаграмма отображает механическую сторону термомеханических неравно-
весных процессов, протекающих в цилиндре детандера. Термическая сто-
рона таких процессов проявляется при этом лишь косвенно. Между тем
именно эта сторона рабочего процесса детандера заслуживает особого вни-
мания, поскольку основное назначение детандера — снизить энтальпию»
рабочего тела. Поэтому определенный интерес представляют результаты тем-
пературного индицирования детандеров. Температурные индикаторные диа-
граммы весьма полезны для уточнения представлений об особенностях дей-
ствительного рабочего процесса детандёра, а при достаточно высокой точно-
сти измерений они могут быть использованы для обработки опытных данных
совместно с диаграммами р—V и результатами внешних измерений (рн, рк»
Тн, Тк, m и др.).
206
Рассмотрим основные особенности рабочего процесса детандера. Суще-
ственное влияние на ход процесса оказывают тепловые факторы, проявляю-
щиеся в теплообмене между рабочим газом и деталями детандера, соприка-
сающимися с газом (условно говорят о теплообмене между газом и стенками
цилиндра).
В установившемся режиме работы детандера температурное поле в стен-
ках цилиндра практически стабилизируется — заметные колебания темпе-
ратуры в течение рабочего цикла наблюдаются лишь непосредственно на
внутренней поверхности цилиндра и быстро затухают с удалением от нее.
Наиболее холодной оказывается головка цилиндра, противоположная часть
цилиндра значительно теплее, в особенности, если сюда вынесена зона тре-
ния поршневого уплотнения. Однако обычно продольный температурный
градиент в стенках цилиндра относительно невелик. Поэтому можно ввести
в рассмотрение осредненную температуру стенки цилиндра Тсгп. Обычно Тст
по величине занимает промежуточное положение между начальной и конеч-
ной температурами таза Тн и Тк (ближе к
При этом направление теплообмена между газом и стенками цилиндра
оказывается переменным: в течение большей части процесса расширения,
при выхлопе, выталкивании и частично при поджатии теплота передается
от стенок к газу, остальная часть рабочего процесса (включая и начало рас-
ширения) сопровождается отводом теплоты от газа в стенки. Количество
теплоты Q+, получаемое газом от стенок, превышает количество теплоты Q_,
возвращаемое газом в стенки. Цилиндр и поршень, помимо теплообмена
с детандируемым газом,- получают теплоту извне в количестве Qm вследствие
разности температур окружающей среды и стенки (Т0.Ср—Тст^> 0) и теп-
лоту Qmp в результате работы трения в поршневом уплотнении.
Очевидно, что в установившемся режиме соблюдается тепловой баланс
рассматриваемой системы
Q+—= Qm + Qmp-	(18)
Помимо наличия тепловых факторов, действительный рабочий процесс
отличается от теоретического падением давления газа при прохождении
через клапаны (линии 1—2 и 4—5 на рис. 4). По своему физическому харак-
теру процесс падения давления газа при прохождении через клапаны бли-
зок к дросселированию. Некоторое отличие заключается в том, что в общем
случае, когда давление газа на участках 1—2 и 4—5 при перемещении поршня
изменяется (р =£ const, dp =f= 0), соответственно изменяется и энтальпия
детандируемого газа:
di = Vdp.	(19)
Эта величина должна учитываться при определении изменения энталь-
пии газа по уравнению смешения (участок 1—2), а также на участке выталки-
вания 4—5. В отдельных случаях, например, при неудачном расположении
впускного вентиля детандера падение давления на участке 1—2 значительно
г2 = 0,6-^0,7). При этом влияние указанного фактора на изменение энталь-
пии газа при впуске весьма существенно.
При надлежащем выполнении органов распределения и трубопроводов
изменение давления на участках 1—2 и 4—5 действительной индикаторной
диаграммы относительно невелико и в расчете может не учитываться. По
.тдзнению с теоретической индикаторной диаграммой дополнительно нужно
честь лишь действие тепловых факторов.
Открытию и закрытию клапанов (точки 2, 3, 5 и 6) на действительной
ндккаторной диаграмме отвечают не резкие изломы, а более или менее
>т’.тленные переходы вследствие того, что проходное сечение распредели-
207
тельных органов в действительности изменяется плавно (а не мгновенно,
как это было принято в теоретической диаграмме). В особенности это отно-
сится к началу расширения (точка 2). Опыт показывает, что момент отсечки,
фиксируемый по индикаторной диаграмме, несколько опережает полное
закрытие впускного клапана. В точке, которая по индикаторной диаграмме
определяется как точка отсечки впуска, впускной клапан еще открыт, но
скорость газа в расчетном сечении клапана резко возрастает (до величины
порядка скорости звука).
Линии действительных процессов 3—4 и 6—1 в большинстве случаев
не отличаются от вертикальных прямых, так как продолжительность их
относительно мала, поэтому тепловые факторы не оказывают заметного влия-
ния на протекание этих процессов. Изменение температуры газа на этих
участках вполне удовлетворительно описывается термодинамическими соот-
ношениями для соответствующих участков теоретической индикаторной
диаграммы. Так, в процессе 3—4 изменение температуры газа, расширяю-
щегося в цилиндре, достаточно точно описывается законом идеальной адиа-
баты (S = const).
Линии 2—3 и 5—6 показывают характер изменения давления газа
в цилиндре при расширении и поджатии. Опыт испытания многих детандеров
различных типов с клапанами и поршневыми кольцами свидетельствует
о том, что при удовлетворительном качестве изготовления машин относитель-
ные утечки из-за неплотности рабочих органов обычно не превышают 0,5%.
Поэтому с достаточной для практических целей точностью процесс 2—3
можно рассматривать как расширение постоянного количества газа G =
= const = G2. В меньшей мере это относится и к процессу поджатия 5—6>
так как количество сжимаемого газа относительно невелико. Теоретически
в этом процессе G = const = G5.
Параметры газа в процессах 2—3 и 5—6 изменяются (при условии G =
= const) в результате двоякого взаимодействия рабочей среды с поршнем
и стенками цилиндра — механического и теплового. Некоторое представление
о соотношении между параметрами газа в начале и в конце процесса расши-
рения дает среднее значение показателя политропы расширения
™23
__ 1g Р2/Рз
lg V3/V2 •
(20)
Величина показателя политропы т23 зависит от множества различных
факторов и изменяется в широких пределах (от 1,1 до 1,6). Этот показатель
лишь весьма грубая характеристика процесса расширения, так как процесс
pVm™ = const не отражает существенных качественных особенностей дей-
ствительного процесса расширения.
Величина показателя политропы поджатия т56 оценивается по экспери-
ментальным индикаторным диаграммам еще более приближенно и состав-
ляет обычно от 1,0 до 1,4.
При рассмотрении теоретической индикаторной диаграммы отмечалось,
что холодопроизводительность равнд индикаторной мощности В дей-
ствительном рабочем процессе при наличии трения в поршневом уплотнении
и теплопритока извне Н <ZNi.-
Соотношение между индикаторной мощностью и действительной холодо-
производительностью устанавливается из закона сохранения энергии, кото-
рый применительно к действительному рабочему процессу детандера записы-
вается в виде
N; — Н — Qm. 4“ Qmp*
(21)
208
Количество теплоты Qm+mp = Qm + Qmp газ получает в результате
теплообмена со стенками цилиндра и поршнем вследствие трения в уплот-
нении и теплопритока к цилиндру извне.
Можно приближенно оценить влияние ряда факторов на холодопроиз-
водительность реального детандера Н путем рассмотрения соответствующих
изменений индикаторной мощности Nt. Такая возможность основывается
на том, что при достаточно высокой эффективности современного детандера,
работающего с к. п. д. около 75—80%, величина Qm+mp не превышает обычно
10% от индикаторной мощности; при этом влияние остальных факторов
на Qm+mp незначительно и может не учитываться.
Итак, необратимость действительного рабочего процесса поршневого
детандера обусловлена действием факторов, связанных с конструкцией рабо-
чих узлов детандера и с режимом его работы. Сведения об этих факторах
используются для того, чтобы качественно охарактеризовать рабочий про-
цесс и оценить его термодинамическую эффективность.
При рассмотрении действительного рабочего процесса должны учиты-
ваться тепловые факторы, потери давления в клапанах и неполнота расши-
рения и поджатия. Всякий реальный процесс расширения газа в детандере
неизбежно сопровождается теплопритоком извне, внутренним теплообменом,
трением в поршневом уплотнении, потерями давления в клапанах. Однако
процессы 3—4 (выхлоп) и 6—1 (заполнение вредного объема) при желании
могут быть исключены. Для этого достаточно подобрать углы распределе-
ния а2 и а5 так, чтобы совместить на индикаторной диаграмме точки 3 и 4 и,
соответственно, точки би/. Однако режим работы детандера, характеризуе-
мый соотношением — = — = 1, не является оптимальным. Несмотря
Рз Р1
на то, что сами по себе процессы 3—4 и 6—1 необратимы и связаны с появ-
лением дополнительных источников холодопотерь (от неполноты расширения
и от неполноты поджатия), включение этих процессов в рабочий цикл оправ-
дано, поскольку при этом удается снизить величину холодопотерь за счет
действия тепловых факторов и свести к минимуму сумму всех холодопотерь.
Таким образом, при рассмотрении реального рабочего процесса необхо-
димо учитывать и холодопотери, обусловленные необратимостью выхлопа
(3—4) и заполнения вредного пространства (6—/).
При анализе действительного рабочего процесса не рассматриваются
такие явления, как несвоевременное открытие или закрытие впускного или
выпускного клапана, недостаточный подъем клапанов, неплотность клапа-
нов, неплотность поршневого уплотнения. При действии каждого из этих
факторов в процессе вносится дополнительная необратимость и соответ-
ствующая потеря (прирост энтропии). Потери такого рода устранимы.
На рис. 5 показаны индикаторные диаграммы, иллюстрирующие раз-
личные эксплуатационные неполадки, встречающиеся при промышленных
испытаниях детандеров (диаграмма на рис. 5, д снята в специально установ-
ленном режиме «петли»). При изучении факторов, определяющих ход дей-
ствительного рабочего процесса, устранимые потери не учитываются \
Оценить количественно влияние каждого из определяющих факторов на
ход процесса и показатели работы детандера нелегко, в реальных условиях
все эти факторы действуют не изолированно, а совместно. Однако можно со-
ставить относительно простую расчетную схему рабочего процесса (см. ни-
же, п. 8), основанную на оценке потерь от необратимости рабочего процесса
величиной (приращение энтропии газа в результате расширения его
* Неплотность поршневого уплотнения отнесена к устранимым потерям. Однако в слу-
чае машины с щелевым уплотнением утечка через уплотнение включается в число факторов,
влияющих на ход нормального рабочего процесса детандера.
14 П/р В. И. Епифановой	209
в детандере). ASZ представляет собой сумму приращений энтропии в резуль-
тате действия каждого из п факторов, обусловливающих необратимость
действительного рабочего процесса:
п
Рис. 5. Некоторые эксплуатационные дефекты, выявляемые путем снятия индикаторных диа-
грамм и подлежащие устранению (соответствующие площадки заштрихованы):
а — чрезмерное сопротивление впускной линии; б — запаздывание впуска; в — запаздывание выпуска;
г — недостаточный подъем выпускного клапана; д — «петля» в конце расширения; е — запаздывание
посадки впускного клапана
5. НЕПОЛНОТА РАСШИРЕНИЯ И ПОДЖАТИЯ
Понятие неполнота расширения означает, что при достижении порш-
нем н. м. т. газ расширяется неполностью, лишь до некоторого значения р3,
превышающего давление выталкивания р4 (рис. 6). В интервале давлений
от р3 до р4 газ также расширяется, однако выхлоп 3—4 и последующее сме-
шение газа G34 = G3—G4 с выталкиваемым газом G45 = G4—G5 в выпускном
трубопроводе — процессы по существу своему необратимые, обусловливаю-
щие повышение энтропии рабочего тела и соответствующую потерю холода.
По аналогичным соображениям поджатие 5—6 является неполным,
если давление в конце поджатия р6 <ZPi- В процессе 6—1 остаточный газ
сжимается не поршнем, а в результате необратимого процесса заполнения
вредного пространства поступающим газом. Этот процесс вместе с необрати-
мым смешением на участке наполнения 1—2 обусловливает повышение энтро-
пии газа и соответствующую потерю холода, часто кратко именуемую «поте-
рей от вредного пространства» или от неполноты поджатия.
Понятно, что само по себе вредное пространство никакой потери не вызы-
вает. В этом можно убедиться, сопоставив цикл 7—2—8—5—7 с циклом
а—2—8—б—а (рис. 6, а). Здесь 2—8 и 5—7 — изоэнтропы, а—2 и 8—б —
изобары рн = рг = р2 и рк = рь = ръ соответственно. Оба цикла при этих
условиях — процессы идеальные, потери в них отсутствуют, к. п. д. равен 1.
Хотя холодопроизводительность цикла с вредным пространством V7 =£ О
меньше, но соответственно меньше и расход газа. Удельная холодопроизво-
210
дительность h в обоих случаях равна изоэнтропийному перепаду энталь-
пий ht.
Потери в реальном рабочем процессе, связанные с неполнотой расши-
рения и неполнотой поджатия, удается вполне удовлетворительно оценить,
если известны значения давлений р3 и р6. При этом, как показал опыт экспе-
риментального обследования ряда детандеров, можно получить достаточно'
точные результаты, проанализировав теоретический цикл 1—2—3—4—5—
6—1 (рис. 6, б). В этом цикле положение точек 2 и 5 выбирается так, чтобы
получить значения р3 и р6, соответ-
ствующие действительным. Такой
способ оценки потерь приемлем, по-
скольку тепловые факторы не влияют
существенно на ход процессов 3—4
и 6—1.
Рассмотрим вначале простейший
случай Vep = 0; G5 = 0; G = G3.
Цикл с выхлопом а—2—3—4—б—а
уступает по мощности, а следова-
тельно, и по холодопроизводитель-
ности, идеальному циклу а—2—3—
8—б—а. Потеря изображается в р—
7-координатах площадкой 3—8—
4—3. Эту потерю можно вычислить
и непосредственно из уравнения со-
хранения энергии
^3^3 == ^4^4 + G34/34,	(23)
которое вместе с уравнением смеше-
ния в выпускном трубопроводе
^34^34 ”|“ G4Z4 = G3/K (24)
дает следующий результат:
G3IK=G3I3 73(р3	р4).	(25)
Энтальпия газа на выходе из
детандера
4= /з —^з(Рз —Ра).	(26)
Потеря холода от неполноты
Рис. 6. Схемы процессов расширения газа
в детандере
расширения
Д/„. р = G\hH. „ = G3 (ZK - Z8) = G3 (Z3 - Z8) - V3 (p3 - p4).	(27)
Отсюда ясно, что этой потере действительно отвечает площадка 3—8—
4—3 (см. рис. 6).
Удельная холодопотеря
р = iк	8	3	^8	^3 (Рз Pi)'	(28)
Относительная потеря холода
ДЛ«.р = 1 - Пн.р =	.	(29)
nt	1 2 — 18
и помощи уравнения состояния или по одной из тепловых диаграмм
тяется разность энтропий газа
\SH P = SK — s8,
(30)
211
характеризующая необратимость цикла а—2—3—4—б—а. При этом учиты-
вается не только необратимость выхлопа 3—4, но и потеря от смешения при
выталкивании 4—б (последняя обычно невелика).
Рассматриваемый цикл а—2—3—4—б—а термодинамически эквивален-
тен системе из двух последовательно включенных циклов — полностью
обратимого а—2—3—в—а и цикла с полной отсечкой в—3—4—б—в. Послед-
ний включает необратимый процесс выхлопа 3—4.
Адиабатический к. п. д. цикла в—3—4—б—в т]34, кратко именуемый
«к. п. д. выхлопа»
__ ^4 (Л  h) 4- б34 (/3  /а4)   р4 । / 1 Р4 \ Л   ^34	/01 \
Лз4 -	с3(/з-/8)	“ рГ + “У /з-Л ’	(31)
показывает, какую долю от теоретического перепада энтальпий между р3
и р4 составляет суммарное уменьшение энтальпии газа в процессе 3—4.
Принимая во внимание, что в рассматриваемом цикле Ц= 18, выражение
для т)34 с учетом формул (24) и (25) можно представить в следующей простой
и наглядной форме:
у» __ ^з (Рз р4) в	/О 1
Лз4 ~ 03(/з-/8)	(31 '
к. п. д. выхлопа т)34 можно оценить по теоретической индикаторной
диаграмме (см. рис. 6) как отношение площади прямоугольника в—3—4—
б—в к площади в—3—8—б—в.
Для идеального газа
k v JX'	(32)
1__( рЛ k
\ Рз/
Очевидно, что верхний предел возможных значений т]34 равен 1.
Используя представление о к. п. д. выхлопа, . преобразуем выраже-
ние (29) для относительной потери холода в цикле с неполным расширением
а—2—3—4—б—а к следующему виду:
АЛЯ.Р = ^4« (1 - 7131).	(29а)
Если зафиксировать объем цилиндра V3 и изменять давления конца
расширения р3 в пределах от до р3, получим, последовательность циклов
от полностью обратимого а—20—4—б—а (т] = 1) до прямоугольного цикла
а—2тах —4—б—а. Холодопроизводительность последнего наибольшая
= 1), но к. п. д. невысок. В пределе при ——> 0 к. п. д. прямоуголь-
Рз
ного цикла стремится к значению —(для идеального газа). Поэтому
100%-ная отсечка почти не применяется. Оптимальное положение точки 2
в реальном цикле находится между 20 и 2тах и зависит от особенностей
цикла, в частности, от величины тепловых факторов. Для теоретического
цикла оптимальная отсечка отображается точкой 20.
Аналогично может быть рассмотрен идеализированный цикл 7—2—3—,
4—5—7 (см. рис. 6, а), отличающийся от предыдущего наличием вредного
пространства V7, изображаемого отрезком а—7. Положение точки 5 выбрано
так, чтобы после изоэнтропийного сжатия до давления рн получить объем У7.
В таком цикле необратимость существует по-прежнему лишь при выпуске
(в основном, в ходе выхлопа). Абсолютная величина холодопотери от непол-
212
ноты расширения та же, что и в цикле а—2—3—4—б—а, и может быть вычис-
лена по формуле (27). Но удельная и относительная потери здесь больше:
^н.р
Ын.р __
G “
(1+-);
\	8 )
р —
G
3
(33)
 (1+0 =AEjt(i_1tu).L (34)
Энтальпия газа за детандером 1К находится из уравнения сохранения
энергии для процесса выпуска в теоретическом цикле
G/K = G3/ 3	V3 (р3	р4)	G5 /5 •	(35)
Отсюда, поскольку Z5=Z8,
Лс = /3 —Мрз —р«)	— Л — v3(p3 — р^]-	(36)
Это выражение отличается от формулы (26) для частного случая С5 = О
тем, что содержит дополнительный член, учитывающий увеличение потери
холода от неполноты расширения из-за наличия остаточного газа (G5 > 0).
Таким образом, несмотря на то, что поджатие 5—6 полное (р6 = pj
и протекает обратимо (S = const), наличием вредного пространства пред-
определяется дополнительная потеря холода и соответствующее приращение
энтропии. Поэтому положение точки 5 в рассмотренном случае не является
оптимальным для цикла, включающего участок выхлопа 3—4. Чтобы найти
оптимум, нужно уменьшать остаточный объем V5 до тех пор, пока выигрыш
благодаря уменьшению потери от неполноты расширения не уравновесится
возрастанием нового вида холодопотерь, связанных с необратимостью по-
ступления газа в цилиндр.
Все необходимые расчетные формулы получены лишь на основе общих
соотношений, без выяснения механизма процесса выхлопа. Этот механизм
в рассматриваемой схеме процесса можно представить себе так: каждая пор-
ция газа dG, покидая цилиндр при соответствующем значении давления
в цилиндре р, в конечном итоге (после торможения скорости и преобразова-
ния кинетической энергии газа в тепловую) характеризуется тем значением
энтальпии /, которое имел газ в цилиндре в рассматриваемый момент (рис. 7).
Все параметры газа, находящегося в цилиндре, в ходе выхлопа изменяются
точно так же, как это было при изоэнтропийном расширении. Отличие заклю-
чается лишь в том, что при выхлопе количество находящегося в цилиндре
газа не остается постоянным, а уменьшается с падением давления в цилин-
дре. Газ в цилиндре расширяется, совершая работу выталкивания очеред-
ной порции газа из цилиндра. К концу выхлопа (точка 4) в цилиндре
остается G4 кг газа, термодинамическое состояние которого неотличимо от
состояния, полученного в идеальном процессе (точка 8, см. рис. 6). В течение
выхлопа из цилиндра в коммуникацию низкого давления уходит G34 =
= G3—G4 кг газа, энтальпию которого можно подсчитать по уравнению
смешения
з

Для вычисления интеграла нужно знать уравнение состояния газа.
Однако величину /9 можно определить (в тех случаях, когда это требуется)
213
без использования уравнения состояния и без привлечения каких-либо
соображений о механизме процесса выхлопа.
Из формулы (24) с учетом (25) имеем
(<?3	^4) Л = ^3 Л ^4 ^4 V3 (р3 — р4) •	(37)
Можно отметить, что в частном случае теоретического цикла —в цикле без
выталкивания (х5 = 1) энтальпия газа на выходе из детандера 1К = /9.
Итак, для учета неполноты расширения достаточно иметь геометриче-
ские характеристики детандера, тепловую диаграмму или уравнение состоя-
ния газа, параметры газа в конце расширения р3 и Т3 и давление выталки-
Рис. 7. Схемы, изображающие изменение параметров газа в про-
цессах с переменным количеством газа при V = const
вания р4 = р5. В большинстве случаев оказывается пригодной простая рас-
четная схема на основе теоретического цикла. Для определения параметрон
газа за детандером используется формула (36). Если влияние тепловых фак-
торов на процесс выпуска существенно,, следует использовать более сложную
расчетную схему: в этом случае в правую часть уравнения (35) нужно до-
бавить еще одно слагаемое Q45, т. е. количество теплоты, получаемое газом
в ходе выталкивания 4—5.
Параметры газа р3 и Т3 определяются элементарно лишь в случае теоре-
тического цикла. При анализе действительного рабочего процесса необхо-
димо привлечь экспериментальные данные в той или иной форме (индикатор-
ные диаграммы или результаты измерения внешних параметров). Следует
подчеркнуть исключительно важную роль параметров газа в точке 3 по от-
ношению ко всему рабочему процессу. Поэтому рекомендована методика
расчета (см. ниже, п. 8), основанная на выборе параметров типа с после-
дующей проверкой.
Неполнота поджатия и соответствующие холодопотери могут быть
оценены путем рассмотрения идеализированного цикла 1—2—8—5—
6—1 (см. рис. 6, б). При величинах Vep > V7 идет необратимый процесс
заполнения сосуда постоянного объема газом из трубопровода, где давле-
214
ние р = рн, и затем — смешение в цилиндре на участке 1—2 рабочего про-
цесса детандера. В результате энтропия газа в точке 2 оказывается больше,
чем'в начальном состоянии (точка к, см. рис. 7,6). В идеализированном
цикле с вредным пространством и неполным поджатием S2 = SK, поэтому
искомый прирост энтропии &Sep = SK — SH = S2 — SH.
Чтобы найти связь между параметрами газа в точках н и 2, вернемся
к схеме цикла (см. рис. 6,6). Заштрихованная площадка/—1—6—7, величину
которой обозначим Л7\р, отображает потерю работы, а следовательно, и
уменьшение холодопроизводительности в рассматриваемом цикле по сравне-
нию с идеальным циклом 7—2—8—5—7. Если сравнить эти циклы при оди-
наковых начальных температурах, расход газа в них оказывается различ-
ным, а именно несколько меньшим в случае необратимого цикла. Поэтому
относительная потеря
где Fud — площадь 7—2—8—5—7.
Анализ упрощается при сопоставлении обоих ^сравниваемых циклов
при одинаковых конечных температурах. При этом идеальный процесс
в Т—S-диаграмме изображается линией 2—8 (вместо линии н—t на
рис. 7, б). Поскольку теперь расходы газа в обоих циклах равны, можно
вычислить уменьшение холодопроизводительности:
Qep = G (/2 - /8) - G (/„ - IK) = G(I2- Л) •	(38)
Эта величина геометрически интерпретируется площадкой &Fep.
Следовательно,
Qep = Vвр (р2	Pg) G6 (4	^б) = G61^6 (Рг Pg) — (^2 — Ц)] *	(39)
Сравнивая выражения (38) и (39), получаем '
п ___ Qty '_ J Т __ V6(P2 Рб) (4	4)	/ДЛ\
“ ~G~ “ 72 "" 7« ~	-
av2
Разумеется, этот же результат получается при непосредственном ис-
пользовании уравнения закона сохранения энергии применительно к про-
цессу впуска 6—1—2.
Для участка 6—1
и6 + (G1 — G6) Ih = GxUl,	(41)
а для участка 1—2
С1Л+ (G2 -GJIn = G2I2.	(42)
Отсюда, принимая во внимание, что G6v6 = G^ = Vep, получаем
G24 = Vep (р2 — Pg) + GqIq -f- GIH	(43)
или
G (J2	4)= Vep (P2 Pg) Gq (4 4) *	(43a)
Посредством элементарных преобразований из выражения (43а) мо-
жет быть получена формула (40).
Удельный прирост энтальпии газа- вследствие необратимости впуска
Л- = /2 — 4 легко вычисляется по формуле (40), если известны пара-
метры точек 2 и 6. При поверочном расчете детандера по заданным параметрам
215
точек н и 6 определяют параметры точки 2 методом подбора. В этом случае
удобнее пользоваться формулой для qep в виде
ve (р2 — Рб) — Ун — ^б)
Qep —
(40а)
av2
В равнозначности выражений (40) и (40а) можно убедиться, подставив
G = G2 — G6 в уравнение (43):
^2 (^2	= Увр (Pz Рб) ^6 (Л< ^б) ’	(436)
Зная qep, определим удельную потерю холода от вредного простран-
ства MiQp, обусловленную необратимостью заполнения вредного простран-
ства в процессе 6—1 и смешения в процессе 1—2 (см. рис. 7, б):
^hep — 1к	(I2 IH) = — qQp.	(44)
Относительная потеря холода
(44а)
является единственной в рассмотренном идеализированном цикле 1—2—8—
5—6—1 (см. рис. 6, б).
Использованное здесь соотношение = -р-, справедливое для иде-
*2- ‘Н * Н
ального газа, как правило, приемлемо и в случае реального газа.
Нетрудно определить и соответствующее приращение энтропии газа
&$вр = ^2
Приведенные выше формулы могут служить и для определения пара-
метров газа в конце участка 6—/, если это потребуется. В общем случае
нужно, используя диаграмму Т—S или табличные данные, действовать ме-
тодом подбора. Для идеального газа вычисления упрощаются. Так, темпера-
тура газа в точке 1 индикаторной диаграммы
гр  	kT н
1-	1 _1
' Pi \ Т6
(45)
где k = —.
Cv
При анализе участка 6—1—2 действительного рабочего процесса надо
иметь в виду, что условие S6 = S2 здесь больше не соблюдается. Поэтому
для расчета по формуле (39) надо знать не только давление р6, но и темпера-
туру TQ.
Чтобы отразить роль тепловых факторов, в правую часть уравнения
(39) или (43) можно добавить дополнительный член Q12, т. е. количество
теплоты, отданное газом в стенки цилиндра на участке наполнения 1—2.
Теоретический цикл 1—2—3—4—5—6—7, который в общем случае со-
держит два источника необратимости — неполноту расширения и неполноту
поджатия, легко рассчитывается с использованием приведенных выше
результатов для двух частных случаев — идеализированных циклов
7—2—3—4—5—7 и 1—2—8—5—6—1.
Уравнение энергии для теоретического цикла в общем случае
G (4 - 4) + jvdp = о, или
G (1Н - IK) - Gz (/2 - /3) - Уз (Рз ~ Рд + G, (/в - /5) + VeP (Рг - Ре) = 0. (46)
216
Сгруппируем члены, относящиеся к участкам впуска 6—1—2 и выпуска
3—4—5, имея в виду G2 = G3 и G5 = G6:
[G/K — GJ 2 + GJq + Vep (p2 — Рб)1 +1 — G/K + G3f3 —
-^(Рз-р4)-ВД] = О.	(46a)
Существенно, что не только левая часть уравнения (46а) равна нулю,
но и каждое из выражений, заключенных в квадратные скобки. Это видно
из уравнений (43) и (35).
Для расчета теоретического цикла достаточно взять любые два из трех
уравнений (35), (43) и (46), их совместное решение дает связь между значе-
ниями энтальпии до и после детандера 1Н и 1К:
_ G3/3- G5/5 - ^3 (Рз-Р4)
^2^2- Gg/g V вр (Р2-Рб)
Зная легко найти к. п. д. теоретического цикла
и относительную потерю холода
ДЛ = 1 -r|=k—Д
(47)
(48)
(49)
Эти результаты охватывают, разумеется, и частные случаи идеализи-
рованных циклов с неполным расширением (р3 > р4; р6 = р2) и с неполным
поджатием (р3 = р4, р6 <р2)«
Основную расчетную формулу удобно представить в виде
Д _ /з — 2о^5 ^з (Рз Р4)	(47а)
/« Л —ZqAj —Z0MP2 —Рб) ’	v 7
Ge Ga CL Vn Xfi —I— CL Uo	gf „
где z0 = ~	----- - -г-t-— представляет собой отношение
- G3 G2 d Vq 1 + a v5 r
количеств газа, сжимаемого в процессе 5—6 и расширяемого в процессе 2—3.
Техника вычислений при расчете теоретического цикла применительно
к реальному газу относительно несложна. Еще проще расчет для идеального
газа, поскольку выражения типа GnI{l в формуле (47) можно заменить при
помощи следующего простого соотношения:
GnIn=^-cpTn	(50)
При этом удается составить зависимости, в явном виде отражающие
влияние отношения давлений, вредного пространства, отсечки впуска и
т
отсечки выпуска на величину и, следовательно, на к. п. д. теоретиче-
* н
ского цикла:
1—2k
П =(48а)
1-(-^ k
\ Рн )
217
(51)
В частности, из выражений (47) и (50) следует, что
_	ъ__1
Тк (1 Ч-п)р3 — (х5 4- 6z) р4-— (1 4-а) (рз —р4)
(£ + а) р2 — арв---— а (р2 — р6)
Получены формулы для определения к. п. д. теоретического цикла и
для вычисления температур в его узловых точках.
Расчет теоретического цикла может иметь целью вычисление предельно
достижимого к. п. д. при выбранных значениях давлений р3 и рб. Так, оп-
ределенный смысл имеет расчет таких схем рабочего процесса детандера,
в которых фазы распределения обусловлены особенностями конструкции
(например, наличием впускных и выпускных окон).
Следует подчеркнуть, что попытки оптимизировать фазы газораспреде-
ления детандера на основе анализа теоретического цикла были бы несостоя-
тельными. Действительно, в случае теоретического цикла легко подобрать
величины 8, х5, а так, чтобы обеспечить р3 = р± и р6 = рг\ при этом теорети-
ческий цикл превратится в идеальный с к. п. д., равным 1.
Оптимизация параметров теоретического цикла приобретает иной смысл
« Рз
в случае, если одна из величин, например отношение давлении у-, задана
из соображений, не связанных с эффективностью теоретического цикла.
При этом существует оптимальное значение отношения давлений — тем
Ре
большее, чем выше заданное значение
Оптимизация параметров действительного рабочего процесса должна
проводиться с учетом тепловых факторов, с привлечением эксперименталь-
ных данных. Можно, однако, рекомендовать простой прием приближенного
определения оптимальных параметров, если известна (хотя бы ориентиро-
вочно) ожидаемая величина к. п. д. детандера т)0. Так, оптимальное значе-
ние давления газа в точке 3 находится из условия
-По. '	(52)
1 2 — 1 8
Оптимальное значение — оценивается с помощью диаграммы состоя-
Р4
ния реального газа. В случае идеального газа приемлемые результаты дает
формула	I
где A/i0 = 1 — По-
Оптимальное значение ( —) составляет обычно 1,5—3 и тем выше,
\Р4 J
чем больше роль тепловых факторов.
Давление р3 также имеет оптимальное значение, однако отклонение
величины р3 от ее оптимального значения сказывается на ухудшении пока-
зателей работы детандера значительно слабее, чем отклонение давления конца
расширения р3 от оптимальной величины. Поэтому на практике применяются
различные значения отношения— (от 1 до 20), так как при выборе этой
Ре
величины учитываются не только соображения, относящиеся к задаче полу-
чения максимального к. п. д., но также и чисто конструктивные. Так, у- =
218
= 1 применяется с целью свести к минимуму усилие открытия впускного
клапана (однако при этом желательно иметь непрерывно работающий пока-
зывающий индикатор с тем, чтобы контролировать работу клапанов и не
допускать получения р6 > pj.
Отношение близко к 1 и в тех случаях, когда большая величина
относительного объема остаточного газа К5 = х5 + а обусловлена принци-
пом работы детандера (например, в случае прямоточного детандера с выпуск-
ными окнами).
При выбранных значениях р3 и рб потери холода от неполноты расшире-
ния и от неполноты поджатия, а также соответствующие приращения эн-
тропии оцениваются по методике, изложенной выше применительно к идеа-
лизированным циклам.
6. ПОТЕРИ В КЛАПАНАХ
При расчете поршневого детандера необходимо количественно оцени-
вать потери давления в клапанах и учитывать влияние этих потерь на ход
рабочего процесса.
В основе рассмотрения вопроса о сопротивлении клапанов детандеров
лежат следующие опытные факты. Линии 1—2 и 4—5 на действительных
индикаторных диаграммах в большинстве случаев мало отличаются от гори-
зонтальных прямых. Потери давления в основном зависят от скорости газа,
проходящего через клапан; другие факторы, в частности нестационарность
процесса во времени, практически не проявляются. Разность давлений при
впуске ДрвЛ = рн — р2 при работе детандера по своей величине прибли-
женно равна сопротивлению впускного клапана при продувке его стационар-
ным потоком газа, если клапан полностью открыт, а параметры и скорость
газа те же, что и в случае работающего детандера. В качестве определяющей
F
принята скорость газа w = с2—, где с2 — скорость поршня в положении,
Р
соответствующем отсечке впуска (точка 2); --отношение площади попе-
речного сечения цилиндра к расчетному сечению клапана.
Сопротивление выпускного клапана &рвып = Ръ — Рк при работе де-
тандера оценить значительно труднее вследствие невысокой точности инди-
катора в области низких давлений. В связи с этим приходится основываться
на данных, полученных при продувке выпускных клапанов детандеров ста-
ционарным потоком газа. Определяющая скорость газа находится по сред-
ней скорости поршня.
Для оценки потерь давления в клапанах детандера служит коэффициент
сопротивления
— 2 Аркл
рш2 ’
(54)
где Дркл — сопротивление клапана в н!м2;
р — плотность газа до клапана в кг!м?\
w — определяющая скорость в м!сек.
Коэффициент £ в основном характеризует конструктивные особенности
клапана и практически не зависит от параметров газа (течение газа через
клапаны, как правило, турбулентное; влияние критерия Re на величину £
можно не учитывать).
В результате обработки обширного опытного материала, включающего
данные индицирования детандеров и продувки клапанов, установлено, что
219
полученные для различных конструкций впускных и выпускных клапанов
значения коэффициента сопротивления изменяются в относительно не-
широких пределах:
I = Юн-30,
однако эти цифры условны, так как к расчетному сечению клапана отнесены
все потери, связанные с прохождением газа через клапан.
Ориентируясь на клапаны определенного типа, можно при проектиро-
вании детандера выбрать расчетное сечение клапана f так, чтобы получить
желательную величину сопротивления Аркл. При этом нужно учитывать,
что чрезмерное снижение определяющей скорости w повлечет за собой увели-
чение Vep, а также конструктивные затруднения, обусловленные ростом
усилия открытия клапана.
Рис. 8. Потери в клапанах
Относительная потеря давления —*л в правильно спроектированном
клапане обычно не превышает 10—15%. При этом определяющая скорость w
не должна превышать значений, соответствующих числу Маха М = — =
= 0,1—7-0,15 (а — скорость звука в газе при параметрах состояния до кла-
пана).
Чтобы оценить влияние потерь в клапанах на экономичность рабочего
процесса детандера, рассмотрим идеализированный цикл 7—2—8—5—7,
в котором нет никаких других потерь, кроме потерь в клапанах. Эквивалент-
ная схема (рис. 8) состоит из двух дроссельных вентилей и идеального детан-
дера, работающего в интервале давлений от р2 до р5. Изменение параметров
газа в идеализированном цикле отображается линией н—2—5—к; участок
н—2 означает дросселирование (/ = const) с начального давления рн до
давления, при котором происходит наполнение цилиндра участок 2—5
соответствует изоэнтропийному расширению, участок 5—к — дросселиро-
ванию от р5 до рк. Потери, связанные с необратимостью дросселирования,
оцениваются, соответственно, приращением энтропии:
для впускного клапана
ASe„ = S2-S„;	(55)
для выпускного клапана
ASe п — $к — 85,
ОО/jt	/V	О
(56)
220
Холодопотери Ahen и Ahebin отображаются площадками под линией.
10—13 (для впускного клапана) и под линией 13—к (для выпускного кла-
пана). Следует отметить, что площадь 11—12—2—7—11 в координатах
р—V, будучи отнесена к 1 кг расширяемого в детандере газа, соответствует
не потере холода от дросселирования во впускном клапане, а площади под
линией н—12 в координатах Т—S. При определении холодопотерь от дрос-
селирования в клапанах с помощью р—7-диаграммы необходимо пло-
т
щадь 11—12—2—7—11 умножить на отношение температур
Площадь 5—8—13—14—5, оценивающая потерю индикаторной работы
в результате дросселирования в выпускном клапане, точно соответствует
потере холрда, изображаемой площадью под линией 13—к в координатах
Т—S (с учетом того, что количество расширяемого газа составляет G =
= G2- G5).
Приращение энтропии AS (представляющее собой наиболее точную
оценку потерь, обусловленных необратимостью процесса дросселирования
в клапанах) непосредственно связано с величиной коэффициента сопротив-
ления клапана %.
Используя соотношение
/ dS \ _	v __	1
\ др )i ~	Т ~	рТ 9
имеем с учетом уравнения (54) после перехода к конечным разностям
AS = £ джЦкг• град).
Если рабочий газ подчиняется уравнению состояния идеального
предыдущий результат можно представить следующим образом:
1 Полученные результаты находят применение при рассмотрении действи-
тельного рабочего процесса поршневого детандера.
(57>
<58>
газа,
7. ТЕПЛОВЫЕ ФАКТОРЫ
В результате необратимого теплового взаимодействия газа со стенками
цилиндра возникают потери холода, обусловленные так называемыми тепло-
выми факторами — теплопритоком извне, трением поршневых колец и
внутренним теплообменом. Для учета потерь, связанных с действием тепло-
вых факторов, необходимо разработать методы количественной оценки каж-
дого из них, установить их связь с конструктивными параметрами детандера
и выяснить (с помощью соответствующего идеализированного цикла) харак-
тер влияния тепловых факторов на ход рабочего процесса.
Количественная оценка тепловых факторов основывается на результа-
тах экспериментального исследования ряда поршневых детандеров, в ходе
которого получены данные по к. п. д., действительной холодопроизводитель-
ности, индикаторной мощности и по процессу расширения 2—3. Потери,
обусловленные тепловыми факторами, приближенно оцениваются путем
вычитания щз суммы всех потерь (1jA/i) расчетных значений потерь от не-
полноты расширения (АЯК>Р) и сжатия (АЯбр) и потерь от дросселирования
з клапанах (АйбП и &Нвып):
Н"	“F ^^вн. т= Zj	№lH. р ^^вр	(60)'
221
Здесь сумма потерь
£М = (1 — y\)ht = \hht.	(61)
Более подробные сведения дает обработка индикаторных диаграмм,
основанная на использовании уравнений (21) и (18), представляющих со-
бой уравнение закона сохранения энергии соответственно для газа и для
цилиндра.
Суммарное количество теплоты, получаемое газом за счет теплопритока
извне^и трения в поршневом уплотнении в единицу времени:
Qm+mp = Qm “Г Qmp ~ Ni Н-	(62)
Несмотря на то, что индикаторная мощность и действительная холодо-
производительность Н = mh обычно близки по величине, путем сопостав-
ления результатов испытаний детандеров в разнообразных режимах удается
оценить суммарную величину Qm+mp с достаточной точностью. Для расчле-
нения этой суммы на отдельные слагаемые используются полуэмпирические
формулы, связывающие Qm и Qmp с конструктивными и режимными параме-
трами детандера.
Теплоприток извне определяется главным образом
условиями теплоотдачи на наружной поверхности цилиндра и зависит в ос-
новном от размера цилиндра детандера и от температурного напора между
окружающей средой и стенками цилиндра.
Для группы геометрически подобных (или приближенно подобных)
цилиндров можно использовать понятие условного коэффициента наружного
теплопритока
а' = вгп!№' гРад\	(63)
где F' — характерная поверхность цилиндра;
Af — характерная разность температур.
Величины У7' и Af определяются таким образом, чтобы непосредственно
отразить влияние основных размеров машины (диаметр цилиндра ход
поршня S) и режимных температурных параметров Тн и Тк, а также темпе-
ратуры окружающей среды:
F' = nDS]	(64)
Ы' = Т0.с--Т-^Тк .	(65)
Последняя величина вводится на основе следующего опытного факта,
установленного при испытаниях детандеров высокого давления: разность
температур окружающей среды и стенки цилиндра = _Т0Х — Тст в пер-
вом приближении прямо пропорциональна величине А?, вычисляемой по
формуле (65). Отношение 0,2-н0,3.
Среднее значение условного коэффициента а' для детандеров высокого
.давления составляет ^60 втЦм?-град).
При определении величины а' были использованы, результаты специаль-
ных опытов, в ходе которых детандер работал в таких условиях (уменьшение
начального давления газа и скорости вращения вала детандера), когда отно-
сительное значение теплопритока извне резко возрастало.
По сравнению с другими тепловыми факторами теплоприток извне обычно
невелик и лишь в некоторых случаях, при весьма низких значениях т и Тн,
удельный теплоприток извне qm = может оказаться значительным.
222
Относительный теплоприток извне qm =	в детандерах высо-
кого давления воздухоразделительных установок обычно не превышает
1—2%.	_	_
Относительную холодопотерю &hm <Zqm можно вычислить весьма просто,,
если воспользоваться приближенной оценкой прироста удельной энтропии
газа за счет теплопритока извне ASm	•
1 н ~г * К
nt	1 н 1 1
Тк 1
Теплота, выделяющаяся при трении в поршне-
вом уплотнении, эквивалентна работе трения в уплотнении
Qmp = Lmp.	(66>
Обычно зона трения совмещена с рабочей зоной детандера и теплота
трения практически полностью передается рабочему газу.
При выносе зоны трения за пределы рабочего объема цилиндры детан-
деров имеют нижнюю зону, нагретую до температуры 310—330° К. Направ-
ление теплообмена *с окружающей средой в этой зоне, разумеется, противо-
положно обычному, часть теплоты трения передается в окружающую среду.
Однако, поскольку это обстоятельство отражается на величине Qm (общий
теплоприток есть алгебраическая сумма теплопритока к холодной зоне и
теплообмена в теплой зоне цилиндра), основное уравнение (62) остается в силе'
и для машин с вынесенной зоной трения.
। Величина работы трения зависит от конструкции уплотнения, от раз-
меров уплотняющих элементов и от условий, в которых работает уплотне-
ние (материалы деталей, характер смазки, скорость поршня, температура
в зоне уплотнения, схема действующих сил).
В общем случае
FmP = fN = f(N2a3 + NynpY	(67>
 Сила Д^, направленная перпендикулярно к уплотняющей поверхности,
представляет собой сумму газовых сил Nsa3 и сил, обусловленных упру-
гостью уплотняющих элементов, Nl/np. Коэффициент трения f при грубой
оценке работы трения можно считать величиной постоянной для машины
данного типа.
В случае манжетного уплотнения, применяемого в некоторых конструк-
циях детандеров среднего давления, составляющая Nynp, обусловленная
натягом манжет, относительно невелика и силу трения Fmp.M можно-опре-
делить по формуле
Fmp.M^fmp.MNeaa.	(68)
В зависймостй от исподьзуемых материалов, технологии изготовления
манжет и условий их работы коэффициент трения fmp.M = 0,2-?~0,6. По-
скольку высота рабочего пояска манжеты b может меняться, иногда пред-
почитают использовать вместо неё полную высоту манжеты h. При этом
 словный коэффициент трения fmp. м = -гЛ— рассматривается в качестве
1чтР.м
сообщенной характеристики трения в манжетном уплотнении.
Нормальная к поверхности трения сила N2a3 зависит от удельного
пззления qy прямо пропорционального давлению газа в цилиндре р. Обо-
223>
значив отношение -у- через kM и ради упрощения рассматривая одну ман-
жету, получим для элементарной работы трения на пути dx выражение
d^mp, м ^тр. м &Х — пр. м^^Ьр dx.
(69)
Поршень детандера, перемещаясь на dx, совершает элементарную ра-
боту
. г л£>2	,
dL^—f-pdx.
(70)
Из уравнений (69) и (70)
Рис. 9. Газовые силы, действующие
на поршневое кольцо
следует, что
dLmp м = - р— м dLi.	(71)
Работа трения за один цикл
Lmp. и = -%-kMfM (Lt + 2L4_6), (72)
где Л4-б — работа обратного хода (на
участке 4—5—6);
Ll — индикаторная работа одного
цикла.
Теплота трения в манжетном уплот-
нении
Qmp. л. = 4-	(1 + ^-) кет,
(73)
где Ni — индикаторная мощность детандера.
Рассмотрим связь между теплотой трения и индикаторной мощностью
для уплотнения из поршневых колец. Прежде всего нужно учесть, что порш-
невое кольцо может частично разгружаться от газовых сил давлением среды
(газа, смазки), протекающей в зазоре между кольцом и цилиндром.
С этой целью введем коэффициент k =
N газ
ziDhp' ’
где р’ — давление перед кольцом;
h — высота кольца (или уплотняющего комплекта, состоящего из двух
уплотняющих и одного распорного кольца).
Принято считать, что k = 0,5 ^1 —ПРИ этом Рассматривается
схема действия газовых сил на кольцо (рис. 9), согласно которой нормаль-
ная сила, от которой зависит сила трения, изображается не площадью прямо-
угольника высотой р', а площадью треугольника, одна из сторон которого
равна рг — р".
Однако, как показывают результаты экспериментальных работ, коэф-
фициент k может значительно отличаться от своего расчетного значения.
Так, при исследовании графитовых сегментных колец установлено, что опыт-
ный коэффициент |3, учитывающий это расхождение, составляет около 0,3.
В других случаях, в частности, при обработке результатов эксперименталь-
ного исследования поршневых детандеров с чугунными поршневыми коль-
цами, работающими с масляной смазкой, получены значения [3 > 1. По-
видимому, величина Р зависит от условий работы и от конструкции колец,
а также от степени их приработки.
Для наших целей достаточно предположить, что коэффициент k практи-
чески не зависит от режимных параметров детандера и определяется главным
224
образом конструкцией последнего. Тогда теплоту трения первого (верхнего)
кольца можно определить так:
(74)
Коэффициент трения fK для чугунных колец по стальному цилиндру
составляет 0,1—0,15.
Работа трения каждого последующего кольца составляет обычно от -4-
до—работы предыдущего кольца. Поэтому суммарная работа трения всех
колец (если их число z достаточно велико, т. е. z > 3) превосходит по вели-
чине работу трения первого кольца в 1,5—2 раза. Обозначая этот коэффи-
циент kz, имеем для работы трения комплекта из z колец, обусловленной га-
зовыми силами, выражение
Огаз = kzkfK ( 1 +	(75)
При расчетах отношение целесообразно заменить отношением
L4-6 ________________________ Pi-еУоп. сек	/7К\
Ц ~ TTi ’	W
где р4_6 представляет собой среднее давление газа в цилиндре на участке
рабочего процесса, включающем выталкивание 4—5 и поджатие 5—6.
Если хъ < 1, то р4_6 «= /?4.
Обозначая произведение коэффициентов kzkfk — f', имеем
Огаз = Г ( 1 +	N(.	(77)
Коэффициент f' является условным и определяется из эксперименталь-
ных данных.
Остается составить выражение для теплоты трения, обусловленной уп-
ругостью колец:
Q.ynp = z^DhcfynpfK2S -gQ- = 8z -p- fKVon. сек Qynp*	(78)
Удельное давление qynp зависит от конструкции колец и обычно состав-
ляет до 100 кн1м*.
Суммарный тепловой эффект, обусловленный трением поршневых
,	f
п — f' 4h N- Г1 I суУоп.сек [	, гЯупр \ ~
Чтр — /	1	1 + 2 ~ N. / P4-6 H---p—
\	fK /_
колец:
(79)
Величина отношения f'/fK не оказывает существенного влияния на ре-
зультат. При обработке опытных данных по детандерам высокого давления
было принято f'lfK = 1,5.
Для определения численных значений коэффициентов а' и а также
: целью проверки пригодности описанной выше методики для расчетной
щенки величин Qm и Qmp необходимо привлечь опытные данные по действи-
тельной холодопроизводительности Н = mh и индикаторной мощности
Сумма тепловых факторов Qm+znp находится из уравнения (62). Сопоставляя
эту сумму с выражениями для Qm и Qmp соответственно из формул (63) и
”9». получаем уравнение с двумя неизвестными —а' и Поэтому доста-
~:-:но иметь результаты двух опытов, проведенных на различных машинах
Л./р. В. И. Епифановой
225
или в различных условиях, чтобы получить численные значения а' и
Однако при этом возможны существенные ошибки. Более надежные резуль-
таты получены путем графической обработки большого числа опытов. В ко-
ординатах а' — /' каждому экспериментальному режиму соответствует пря-
мая линия. Оказывается, что почти все прямые пересекаются в ограничен-
ной области, центр которой имеет координаты а' =60 вт1(м--град) и f' =
= 0,15. Эти данные относятся к поршневым детандерам типа ДВД-2, ДВД-4,
ДВД-6, ДВД-7 и могут быть рекомендованы для расчета других детандеров
высокого давления с неизолированными головками и с чугунными поршне-
выми кольцами, работающими по стальному цилиндру при достаточной смазке.
Из формулы (79) следует, что отношение приближенно равное от-
носительной теплоте трения qmp = зависит главным образом от вели-
чин /' и При f' = 0,15 и = 0,1 величина qmp ^.0,06.
Рис. 10. Идеализированный цикл с притоком теплоты извне и за счет
трения в поршневом уплотнении
Относительная потеря холода из-за трения поршневых колец составляет
в работающих детандерах высокого давления 5—10%.
Детандеры с кожаными манжетами и с изоляцией цилиндров (машины
среднего или низкого давления) исследованы значительно меньше. При
оценке тепловых факторов можно пользоваться формулами (63) и (73), при-
нимая а' 25 вт/(м2-град) и fM^ 0,4.
Итак, тепловые факторы — внешний теплоприток Qm и теплота трения
в поршневом уплотнении Qmp — могут быть оценены с достаточной степенью
точности с учетом влияния конструктивных и режимных параметров.
Чтобы перейти от тепловых факторов к соответствующим холодопоте-
рям, рассмотрим идеализированный цикл (рис. 10) без вредного простран-
ства, в котором единственным необратимым элементом является теплопри-
ток (извне и за счет трения в уплотнении).
Здесь линия расширения 2—3 изображается в координатах Т—S кри-
вой, отклоняющейся вправо (энтропия возрастает). В общем случае теплота
подводится к газу на участках наполнения (а—2), расширения (2—5) и
выталкивания (3—б). Удельное количество теплоты изображается площадью
н—2—3—к—12—11—н в Т—S-координатах. Точкой к отображено, как и
йрежде, состояние газа в выпускном трубопроводе. Энтальпия 1К есть усред-
ненное значение энтальпии в ходе процесса выталкивания 3—б.
Очевидно, что не все количество полученной газом теплоты (за счет теп-
лопритока извне и трения в уплотнении) представляет собой потерю холода.
226
Последняя изображается в Т—S-координатах площадью под линией 10—к.
Разность между количеством подведенной теплоты и холодопотерями пред-
ставляет собой прирост индикаторной работы по сравнению с изоэнтро-
пийной.
Предположим дополнительно, что участки а—2 и 3—б обратимы и все
количество теплоты подводится к газу лишь на участке расширения 2—3.
Тогда точки 2 и 3 смещаются и совпадают соответственно с точками н и к.
Площадь под линией расширения н—к представляет собой удельный тепло-
приток к газу (извне и за счет трения). Соответствующая величина может
быть вычислена по р—У-диаграмме, если количество работы, изображаемое
площадью 2—3—10—2, разделить на расход газа т.
С учетом сказанного индикаторной работе (а—2—3—б—а) соответствует
площадь (к—к—13—14—11—я), а изоэнтропийной (а—2—10—б—а) —
площадь (1Q—13—14—11—10) в координатах Т—S.
Удельная потеря холода Nhm+mp = 1К — /10 (площадь под линией 10—к)
•представляет собой некоторую долю удельной подведенной теплоты qm+mp =
Qm + mp	rxez	ПЛ. (н — К — 10 — н)
= — ----Обозначив -------7----rz—гт—А через ср, имеем
m	пл. (н—к—12—11—н) r v
^m+mp = (1 ф) Цт+тр*	(80)
Поскольку точное определение хода кривой н—к выходит за рамки по-
ставленной здесь задачи, для ориентировочной оценки величины (1 — ср)
можно применить приближенную формулу
=	(81)
1 н т 1 к
Соответственно
ф =	(81а)
1 н “Г 1 к
Удельный прирост энтропии представляет собой количественную харак-
теристику необратимости рассмотренного идеализированного цикла
ASm+mp —	*^10
Тн + Тк •
(82)
Этой же величиной оцениваются и необратимые потери, обусловленные
действием тепловых факторов (теплопритока и трения) в действительном
рабочем процессе детандера.
Внутренний теплообмен удается оценить лишь прибли-
женно.
Экспериментальное изучение рабочего процесса детандера показывает,
что внутренний теплообмен проявляется, в основном, двояко:
а)	массовый расход газа = т2 — тъ, подсчитанный по данным ин-
дикаторных диаграмм, несколько ниже (в среднем на 3—5%), чем измерен-
ный диафрагмой; 0,96/п;
б)	отклонение линии расширения 2—3 от изоэнтропы вправо значительно
'елыпе, чем это обусловлено подводом теплоты к газу в количестве Qm+/nj^
Следует также отметить, что часто наблюдается заметное отклонение
начального участка- расширения влево (в Т—S-координатах), причем можно
легко найти точку с вертикальной касательной, температура в. которой
глизка к Тсгп> измеренной экспериментально непосредственно. По этим дан-
ным можно составить представление о количестве «циркулирующей» теп-
л?ты Q. которая передается газу при некоторой усредненной температуре
отнимается у газа при температуре Т_.
227
Прирост энтропии
Л5««-m — m ( Т_ Т+ ) •	(83)
Эту величину можно оценить (с запасом), если заменить температуру Т_
более низкой Тк, а температуру Т+ — начальным значением Тн. Далее,
исходя из того, что наиболее интенсивный теплообмен между стенками ци-
линдра и газом происходит на участках 1—2 и 2—3, а также учитывая, что
в большинстве случаев Тст мало отличается от действительной температуры
газа в начале расширения Т2, примем	/
Q_ = 012;	(84)
Q+ = Q23-	(85)
Тогда
т
Тн~Тк
тнтк
(86)
потеря холода, обусловленная внутренним теплообменом:
Д/i...	\s...	—-DA.	(87)
Удельная
о/т. нь	- л оа. m	у	'Гц J '	4 7
Если воспользоваться уравнением состояния идеального газа, то, от-
нося увеличение расхода (^ на 4%) к количеству газа пг, получим
012	0,04ср7\. т,
откуда
т	0,04 ср(7\ - Тк) 0,04/г.
Относительная холодопотеря
АЛвк.т ~ 0,04 А 0,04 т].	(88)
При к. п. д. детандера около 75% относительная холодопотеря, обуслов-
ленная внутренним теплообменом — величина порядка 3%.
Эта оценка в первом приближении верна, так как завышение величины
т при подсчете ее по формуле (86) в какой-то мере компенсируется тем,
что теплоемкость реального газа значительно больше (при высоких дав-
лениях), чем учтено выше при расчете по формулам, составленным примени-
тельно к идеальному газу.
Потеря холода, обусловленная внутренним теплообменом, как правило,
невелика. Однако при особо неблагоприятных условиях (высокие значения а
вследствие частичной конденсации газа или компонента газовой смеси, боль-
шие разности температур, малые скорости и низкие значения степени на-
полнения) эта холодопотеря может сыграть значительно более существен-
ную роль в общем балансе холодопотерь.
Термодинамическая эффективность поршневых де-
тандеров зависит в основном от величины тепловых факторов, оказывающих
определяющее влияние на характер протекания рабочего процесса. Осталь-
ные виды факторов прямо или косвенно связаны с тепловыми. Учет потерь
в клапанах может быть сведен к замене давлений рн и рк соответственно дав-
лениями р2 и р4 (см. выше п. 6). Что же касается необратимых потерь при
впуске и выпуске, то путем выбора фаз газораспределения, обеспечивающих
получение р6 = р± и р3 = р±, эти потери можно было бы практически исклю-
228
чить (остается лишь незначительная по величине потеря от смешения оста-
точного и поступающего газа в процессе 1—2). Однако потери холода, обус-
ловленные тепловыми факторами, становятся при этом чрезмерно высокими.
С целью ограничения их величины в рабочий цикл детандера включаются
необратимые процессы 3—4 и 6—1. Дополнительные потери холода из-за
неполноты расширения и поджатия с избытком компенсируются сокраще-
нием потерь, обусловленных тепловыми факторами, и сумма всех потерь
может быть существенно уменьшена.
Результаты экспериментального обследования ряда поршневых детан-
деров воздухоразделительных установок подтвердили, что оптимальная
величина давления в конце расши-
рения Рзопт > р4. Обычно (— )
\ /опт
составляет 1,5—2,5 и возрастает
с увеличением тепловых факторов
(при этом максимально достижимое
значение к. п. д. детандера т]тах,
естественно, уменьшается). Путем ра-
Рис. 12. Оптимальная степень наполне-
ния для поршневых детандеров типов
ДВД-2, ДВД-4, ДВД-7 и т. п. (по дан-
ным, полученным при испытании детан-
дера ДВД-4М при п = 175 об/мин и
рк = 0,6 Мн/м2)
Рис. 11. Зависимость к. п. д. от сте-
пени наполнения (детандер ДВД-4М,
п = 175 об/мин и рк = 0,6 Л4нЛи2)
ционального выбора фаз газораспределения и других определяющих
конструктивных параметров удается получить т]тах до 70—75% [детан-
деры высокого давления (ДВД) малой и средней производительности!
и в отдельных случаях до 80—85% (крупные ДВД). Так, в ходе испы-
таний детандера ДВД-4М с начальным давлением рн = 17 MhIm2, макси-
мальная величина к. п. д. около 77% была получена при	= 2;
оптимальное значение степени наполнения 8опт 0,23 (рис. И).
Термодинамические характеристики поршневых детандеров, построен-
ные в координатах т]—6, имеют, как правило, пологий максимум. Поэтому
допускаются весьма значительные отклонения значений б отбошп. На рис. 12
наряду с кривой 80пгп — рн пунктирными линиями ограничена область,
в которой уменьшение к. п. д. по сравнению с т]тах составляет не более 1%.
Если необходимо форсировать детандер или расширит^ диапазон регулиро-
вания его производительности, может оказаться целесообразным использо-
вание значений б, несколько превышающих условную верхнюю границу
оптимальной области. При этом у- может достигать значений 3—4.
Анализ обширного экспериментального материала показывает, что сте-
пень наполнения может рассматриваться в качестве основного определяю-
щего параметра, влияющего на характер протекания рабочего процесса
?: на распределение потерь по отдельным составляющим. При этом структура
величины б = а + & также имеет немалое значение. Относительное вредное
229
пространство а следует ограничить величиной 0,08—0,1, а в случае крупных
детандеров высокого давления а не должно превышать 0,04—0,05 в связи
с тем, что qepi а следовательно, и относительная холодопотеря &hgp тем
больше, чем больше отношение Это следует из формул (40) и (44).
Остальные параметры, характеризующие рабочий процесс в цилиндре
детандера (а5, а6, а3) имеют относительно меньшее значение. Так, изменение
угла конца выпуска а5 и, следовательно, давления в конце поджатия р6
в весьма широких пределах не сказалось сколько-нибудь существенно на
к. п. д. детандера. Углы опережения впуска а6 и опережения выпуска а3
подбираются так, чтобы обеспечить ход процессов 6—1 и 3—4 без заметного
сокращения площади индикаторной диаграммы. Обычно а6 = 8-4-12°,
(при — '
V F Р4
а а3
10—15°
3 целесообразно принимать а3 до 20°).
Число оборотов детандера п оказывает определенное влияние на его
к. п. д., однако для каждого типа машины имеется достаточно обширная
оптимальная область чисел оборотов. Так, при изменении числа оборотов
детандеров типов ДВД-2, ДВД-4 и т. д. в пределах от 100 до 200 об!мин
к. п. д. детандеров оставался практически постоянным. При повышении п
сокращаются удельные холодопотери, обусловленные внутренним тепло-
обменом, теплопритоком извне и, в меньшей мере, трением в поршневом
уплотнении; это, однако, компенсируется увеличением потерь в клапанах.
Данные о термодинамической эффективности поршневых детандеров
и о .характере влияния различных конструктивных параметров на к. п. д.
детандера должны учитываться при проведении теплового расчета вновь
проектируемой машины.
8. МЕТОДИКА ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА ДЕТАНДЕРА
Основные требования, предъявляемые к проектируемому детандеру—
высокая надежность и термодинамическая эффективность. При расчете нужно
учитывать также ряд специальных требований, например, диапазон регули-
рования производительности, желательный тип торможения, условия ра-
боты машины (стационарная или транспортная установка) и т. п.
В задачи расчета входит определение основных конструктивных пара-
метров детандера с тем, чтобы обеспечить расширение заданного массового
расхода газа т с к. п. д. не ниже требуемого техническим^ заданием т]т 3.
К исходным данным относятся значения plt, рк и Тн. Расчет основывается
на общих термодинамических соотношениях и на представлениях о факторах,
обусловливающих необратимость действительного рабочего процесса. Рас-
чет ведется с использованием опыта проектирования и экспериментального
исследования поршневых детандеров.
Поскольку прямая задача теории машин, т. е. определение оптималь-
ного сочетания конструктивных параметров, не имеет простого решения,
приходится выбрать другой возможный путь, а именно — начать с предва-
рительного определения основных конструктивных параметров детандера
и затем приступить к решению обратной задачи теории машин, т. е. выпол-
нить поверочный расчет. Предварительный расчет чрезвычайно прост и ос-
нован на использовании общих соотношений; опытные данные привлекаются
в весьма обобщенной форме. Поверочный расчет значительно сложнее. Его
качество во многом предопределяется принятой расчетной моделью процесса.
Основные задачи расчета — определение расчетного к. п. д. и анализ ба-
ланса холодопотерь — решаются ниже с использованием расчетной схемы,
составленной применительно к энтропийному методу анализа.
230
Предварительное определение основных конструктивных
параметров детандера
Предварительная расчетная проработка технического задания на про-
ектирование детандера имеет целью получить ориентировочное представле-
ние об основных конструктивных параметрах машины Von. сек, D, S,
а также о мощности торможения NmOpM. Этот этап расчета включает выбор ти-
повых решений основных рабочих узлов — поршневого уплотнения (смазы-
ваемое, сухого трения или бесконтактное) и газораспределения (клапанное,
золотниковое, с выпускными окнами и т. п.) с учетом особенностей проекти-
руемой машины, условий ее работы и предъявляемого к ней комплекса
требований. Принятие подобных решений — в основном, качественного
характера — наиболее ответственная часть расчета и проектирования детан-
дера. Для достижения успеха нужно сочетать инженерную интуицию с уче-
том предшествовавшего опыта разработки и исследования детандеров.
Задача значительно упрощается, если имеется работающий прототип
машины, по условиям работы и по параметрам близкий к проектируемому.
В этом случае обычно практикуется пересчет.
В общем случае для проведения предварительного расчета нужно рас-
полагать диаграммами состояния расширяемого газа, например, диаграм-
мами Т—S и z—р—Т, а также знать рн, рк, Тн, заданный расход газа tn
и минимально допустимое значение к. п. д. детандера *]т. з-
Прежде всего отметим на Т—S-диаграмме следующие точки: началь-
ную н (по рн и Тн), конечную теоретическую t (по St = SH и pt = рк) и
конечную действительную к (по рк и /Д. Значение энтальпии газа после де-
тандера 1К предварительно оценивается по rf *:
Л = 4 - h = It + (1 - л')	(88')
где ht = IH — It — теоретическая удельная холодопроизводительность;
h = x]rht представляет собой удельную холодопроизводитель-
ность, соответствующую техническому заданию.
Данные по р, Т, Ц S, z, р для основных точек удобно иметь в таблич-
ной форме.
Холодопроизводительность детандера Н = mh может служить мас-
штабной характеристикой машины. Условимся называть машины холодо-
производительностью менее 10 кет малыми, а более 100 кет — крупными;
остальные образуют группу средних машин. Несмотря на всю условность
цифр, разграничивающих эти группы, полезно все же в начале расчета пред-
ставить себе, с машиной какого типа приходится иметь дело.
Мощность торможения NmopM вполне достоверно оценивается без по-
строения индикаторной диаграммы, а именно при помощи коэффициента
мощности торможения NmOpM\
(89)
При предварительных расчетах значение коэффициента можно
принимать ^0,75. В случае малых машин с низким механическим к. п. д.
величина NmopM несколько меньше — в пределах 0,6—0,7; в крупных ма-
шинах NmopM = 0,84-0,85.
Для определения описанного секундного объема детандера Von. сек =
= Уц воспользуемся безразмерным коэффициентом т [формула (8)],
* При этом расчетное значение т]' рекомендуется принять с запасом.
231
посредством которого оценивается относительный массовый расход газа
через детандер.
При расчете поршневых детандеров воздухоразделительных, установок,
где обычно 0,6 Мн/м2, рекомендуется принимать
m~0,96onm,	(90)
где допт определяется в зависимости от рн по кривой, показанной на рис. 12.
В общем случае расчета поршневого детандера (если данных по 8опт
нет) для вычисления т служит выражение
(1 4-а)(1 — -(91)
\ из / Рн
Для предварительных расчетов, когда относительные величины вредного
б5
пространства а и остаточного газа уА не определены, можно пользоваться
упрощенной формулой
т
Рн Рн Рк
Отношение плотностей — зависит главным образом от принятого зна-
Рк
чения —. Отношение давлений — выбирают в пределах от 1,5 до 3 (реже
Р4	Р4
до 4—5). Верхний предел—для малых детандеров, для машин с низким зна-
чением з, а также для детандеров, к которым предъявляются жесткие
требования в отношении их веса и габаритов. Оптимальная величина отно-
шения — приближенно оценивается с помощью соотношений (52) для реаль-
Р4
ного газа и (53) для идеального газа.
Отношение давления выталкивания к противодавлению рк принимаем
равным 1,1. Тогда отношение используемое для определения т, можно
представить следующим образом:
Рз _ Р4 о Рз .	. ?К ^11 Рз . Т'к	(92)
Рк Рк Р±	?3	’ р4 Т3
Температура газа в конце расширения Т3 подбирается на изобаре р3 =
= const так, чтобы удовлетворялось уравнение (26).
Коэффициенты сжимаемости zK и z3 определяются по z—р—Т-диаграмме.
Их отношение близко к единице и в передварительном расчете может быть
опущено.
т
Для идеального газа отношение температур определяется по фор-
муле
Т к _ 1 k — l/i Pi \
Тз “ k V РзГ
вытекающей из формулы (26).
При этом формула (92) для вычисления преобразуется к следую-
Рк
щему виду:
-21-=	p*- + k—\\.	(92а)
Рк kpK \ Р4	/
232
Итак, по параметрам точки 3 или по формуле (90) определяется относи-
тельный расход т, который используется для вычисления величины Von, сек:
V = —
' on. сек — —
трн
Соблюдение соотношения
у/ ____у/ п ____ ttD~S п	/по\
v on. сек	Ц 60 ~	4	60
может быть обеспечено при самых различных сочетаниях диаметра ци-
линдра D, хода поршня S и числа оборотов п,
В связи с этим учитываются следующие дополнительные условия:
1)	средняя скорость поршня сср = не должна превышать опреде-
ленного предела (требование надежности работы поршневого уплотнения).
Этот предел установлен практикой эксплуатации и составляет для поршне-
вых колец 1—3 м!сек, а для кожаных манжет — 0,6—1,2 м/сек. Задаваясь сср
с учетом требований к детандеру в отношении его надежности, ресурса и
т. п., из формулы (93) находят диаметр цилиндра
D = 1/ Ж™-сек м.	/94)
Г R>ccp
При практических расчетах удобно пользоваться выражением
D = 26,6 1/мм,	' (94а)
Г Сср
где Von. ч =	—описанный часовой объем в м3/ч\
Сср — средняя скорость поршня в м/сек.
Если полученное значение D велико и неприемлемо (по соображениям
конструктивного характера), следует рассмотреть вопрос о целесообраз-
ности перехода к двухлинейной или многолинейной конструкции;
2)	число оборотов п выбирается с учетом обеспечения надежной работы
клапанов и привода к ним и составляет от 100—150 об/мин для крупных де-
тандеров до 200—350 об/мин для машин средней производительности. Число
оборотов в минуту п = 500 и выше применяется лишь в небольших детанде-
рах и в отдельных экспериментальных образцах;
3)	отношение может выбираться в довольно широких пределах,
обычно от 1 до 4.
Таким образом, при номинальной свободе выбора основных конструк-
тивных параметров практически выбор весьма ограничен и должен произво-
диться с учетом тех конструктивных решений по основным рабочим узлам,
на которые ориентируются при проектировании разрабатываемой машины.
На основе данных предварительного расчета выполняется конструктив-
ная проработка рабочих органов детандера, в ходе которой выявляются
такие параметры, как расчетные сечения клапанов, объем вредного про-
странства, пределы регулирования степени наполнения и т. д. Полученные
данные используются при поверочном расчете проектируемого детандера.
Поверочный тепловой расчет
Несмотря на весьма сложную физическую картину явлений, составляю-
щих рабочий процесс реального детандера, он может быть рассчитан с до-
статочной для практических целей точностью, если в качестве основы рас-
чета использовать простую расчетную схему процесса, приведенную ниже.
233
Идея схемы состоит в том, что суммарное приращение энтропии газа ASs
можно представить в виде суммы приращений энтропии в результате дей-
ствия каждого из факторов; обусловливающих необратимость действитель-
ного рабочего процесса детандера:
ASs = £ AS,..	(22а)
Расчетная схема не воспроизводит всех деталей рабочего процесса,
однако обеспечивает решение основной задачи теплового расчета, а именно —
определение показателей работы детандера (производительности и к. п. д.)
в зависимости от конструктивных
Рис. 13. Схема теплового расчета рабо-
чего процесса детандера
и режимных параметров и составление
баланса холодопотерь.
Диаметр цилиндра, хор поршня и
другие необходимые геометрические
размеры, число оборотов, углы фазовой
диаграммы предполагаются заданными.
Прежде всего вычисляются значе-
ния сср, а также Von. сек по формуле (93)
и х = х (а) по формуле (16); послед-
нюю функцию и зависимость скорости
поршня от положения кривошипа с =
= с (а) полезно изобразить графически.
Затем составляется расчетная схема
рабочего процесса детандера. В боль-
шинстве случаев достаточное приближе-
ние к рабочему процессу дает расчет-
ная схема, в которой не учитывается
внутренний теплообмен, а участки на-
полнения 1—2 и выталкивания 4—5
рассматриваются как процессы с пере-
менным количеством рабочего тела, но
при р = const.
Расчетная схема, изображенная в Т—S-координатах (рис. 13), отно-
сится к 1 кг детандируемого газа. Каждый из факторов, обусловливающих
необратимость действительного рабочего процесса, учитывается лишь на том
участке схемы, где этот фактор играет основную роль. В частности, необра-
тимый характер кругового процесса, совершаемого остаточным газом G5,
относится к участку 6—1 индикаторной диаграммы и отражен в расчетной
схеме приращением энтропии ASep = S2 — отклонение линии расши-
рения 2—3 вправо определяется лишь влиянием тепловых факторов (тре-
ния колец и теплопритока извне).
' Вся площадь под линией рк = const между точками k (конечная) и t
(конечная теоретическая) представляет собой суммарную удельную потерю
холода ^jAh. Эта площадь разделена на ряд вертикальных площадок, каж-
дой из которых соответствует определенная удельная холодопотеря. При-
ращение энтропии в результате действия того или иного фактора опреде-
ляется непосредственно по координатам точек расчетной схемы. Расчет
производится в такой последовательности. Давление р2 находят, задаваясь
значением коэффициента сопротивления %вп для впускных клапанов дан-
ного конкретного типа. Точка 2' отображает состояние газа в конце наполне-
ния без учета влияния остаточного газа, а также внутреннего теплообмена
на участке впуска.
Необратимое сжатие остаточного газа во вредном пространстве вызывает
повышение энтальпии в точке 2 на величину qep =-- /2 — ^2', определяемую
234
из уравнения (40). Отсюда находят параметры точки 2. Точка 3 лежит на
линии рз = const, где
Рз = Р2 J _|_а >	(95)
и, кроме того, должна удовлетворять условию
?23 == Ут+тр'	(96)
3
Здесь q23 = J TdS представляет собой удельное количество теплоты,
2
подводимое к газу при расширении по расчетной линии 2—3.
Приближенно
<72з = (5з-52)^Ц^.	(97)
Удельный теплоприток (извне и за счет трения)
Qm Qmp
Qm+mp“	~	’
Qm и Qmp вычисляются по формулам (63) и (79) или (73), причем индикатор-
ная мощность Nj. оценивается предварительно	последующим
уточнением по уравнению (62). Зная параметры газа в конце расширения
(точка 3), находят по формуле (36) значение энтальпии газа за машиной 1К.
При этом давление р4 = р5 определяется на основании сведений о коэффициенте
сопротивления выпускного клапана %вЬ1П (потери давления в выпускном
клапане обычно не превышают0,05—0,1 Мн/м2). В результате расчета опре-
деляются основные показатели работы детандера:
к. п. д.
и производительность
Шеек, = У on. сек (6р2	У бРб)*
Каждая из составляющих баланса холодопотерь определяется по
Т—S-диаграмме (см. рис. 13).
Аналогичная схема расчета используется и при анализе действитель-
ного рабочего процесса детандеров с целью выявления величины отдельных
потерь холода.
Как показывает сопоставление расчетных и экспериментальных дан-
ных, рассмотренная выше схема расчета обеспечивает удовлетворительную
оценку к. п. д. и отдельных холодопотерь, однако при этом расчетные пара-
метры узловых точек индикаторной диаграммы (в частности, точек 2 и 3)
могут заметно отличаться от действительных. В результате расчетный мас-
совый расход оказывается несколько заниженным (на величину около 5%),
а расчетный показатель политропы расширения мало отличается от пока-
зателя изоэнтропы (по сравнению с действительным рабочим процессом).
Причина этих отклонений состоит в том, что в расчетной схеме не отражено
влияние внутреннего теплообмена.
Ценой некоторого усложнения схемы расчета внутренний теплообмен
мзжно учесть при поверочном расчете детандера. С этой целью привлекаются
качественные' представления о внутреннем теплообмене, а также некоторые
235
Пример теплового расчета поршневого детандера
I. П р е д в а р и т е л ь н ы й расчет
№ по пор.	Величина	Обозна- чение	Единица измерения	Способ опеделения	Результат
1	Массовый расход		тч	кг!ч		500
2 3	Температура до детандера Давление до детандера • •	Тн Рн	°K Мн/м2	Исходные данные из тех- нического задания	303 20
4	Противодавление 		Рк	»		0,6
5	Адиабатический к. п. д. • •	Лги. 3	—		0,70
6	Параметры газа до детан- дера:				
	энтальпия 		/«	кдж! кмоль	Т—S-диаграмма	7800
	энтропия 			кдж](кмольХ X град)	Т—S-диаграмма	152
	коэффициент сжимаемо- сти 				—	Z—p— Т-диаграмма	1,033
	плотность		Рн	кг/м3	о — Рн	222,5
				Рн zHRTH	
7	Энтальпия газа в конце адиабатического рас- ширения		It	кдж] кмоль	Т—S-диаграмма	2760
8	Расчетный к. п. д. . • • •	п'	—	Задаемся т]' = rjm. 3 + 0,05	0,75
9	Удельная теоретическая хо- лодопроизводительность	IH-It	кдж! кмоль	1н -It	5040
		ht	кдж! кг	ht 28,95	174
10	Удельная холодопроизводи- тельность 		IH—IK	кдж/кмоль	n' (iH—It)	3780
		h	кдж/кг	r\’hf	131
11	Параметры газа за детан- дером:				
	энтальпия 		Ik	кдж/кмоль	1к = I н (Ju Ik)	4020
	температура		tk	°К	T—S-диаграмма	144
	энтропия 		$k	кдж/(кмоль X X град)	T—S-диаграмма	162
	коэффициент сжимае- мости 		?k	—	Z—p—T-диаграмма	0,957
	плотность		Pk	кг/м3	о — Рк	15,2
				Pk zKRTK	
12	Массовый расход		тсек	кг]сек	_ 1	0,139
				m ~ 3600	
13	Действительная холодопро- изводительность ....	H	кет	H = mh	18,2
14	Мощность торможения • •	Ищорм	»	(89) при NmopM = 0,70	12,7
15	Давление выталкивания	Pl	Мн!м2	Задаемся =1,1 Pk	0,66
236
Продолжение
№ по пор.	Величина	Обозна- чение	Еднница измерения	Способ определения	Результат
16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27	Отношение давлений при вы- хлопе 	 Параметры газа в конце расширения: давление 	 температура	 коэффициент сжимаемо- сти 	 плотность 	 Отношение плотностей • • • Степень наполнения • ♦ • Относительный массовый расход 	 Описанный объем: секундный	 часовой	  •	• Диаметр цилиндра детан- дера	 Средняя скорость поршня Ход поршня	 Отношение хода к диаметру Число оборотов 	 Объем цилиндра 		Рз Р4 Рз т3 *з Рз Рз Рк 6 т Усп-сек У сп-ч D Сср S S D п Уц	Мн/м2, °К кг/м3 м3/сек м3/ч мм м/сек м об/мин 1	м?	Задаемся с проверкой по (53) Do р3 = -^--р^ проверка Р4 по (52) Т—S-диаграмма, (26) Z—р—Т-диаграмма о - Рз Рз z3RTs [	40'4 о ™ 15,2 ~ 2,66 Проверка по (92а) По рис. 12 f (91а) 1 Проверка по (90) V	- m у on. сек — — DZPW У on. ч = 3600V оп. сек сср = 1,8 м/сек (94а) сср= 1,5 м/сек Сср ~ U 2	>> Принимаем D = 80 мм при D = 80 мм Принимаем S = 0,18 м 0^=2 25 0,08 _ 30сср S у = •ГС^2 $_ бОУрп. сек ц — 4	~ п	3,0 2,0 184 0,938 40,4 2,66 2,67 0,20 0,182 0,180 3,47 X X IO"3 12,5 70,0 76,7 85,7 1,38 0,18 2,25 230 905-10-6
II. Поверочный расчет
Для проектируемой машины выбрана типовая конструкция детандера высокого давле-
ния — с клапанным газораспределением и со смазываемым поршневым уплотнением в виде
двойных чугунных поршневых колец. Поверочный расчет машины выполняется по упро-
щенной расчетной схеме (см. рис. 13), т. е. без учета внутреннего теплообмена.
Наряду с исходными данными, приведенными ниже, используются также некоторые
результаты предварительного расчета.
В зависимости от специфики проектируемого детандера как в схему расчета, так и в объем
исходной информации могут вноситься нужные коррективы.
237
Продолжение
№ по пор.	Величина	Обозначение	Единица измерения	Способ определения	Результат
1	Диаметр цилиндра • • •	D	м		0,08
2	Ход поршня 		S	»		0,18
3	Объем- вредного прост-				
	ранства			м3	Исходные данные,	38-10'6
4	Расчетное сечение впуск- ного клапана ....	fen	м2	выявленные в ре- зультате предва- рительного расче-	2,8-10-*
5	Расчетное сечение выпу-			та и конструктив-	
	скного клапана • • •	febin	»	ной проработки	6,2-10'4
6	Высота уплотняющего			рабочих органов детандера	
	комплекта поршневых колец		h	м		0,008
					
7	Число комплектов колец	z	—		6
8	Расчетная степень на-				
	полнения 		6	—		0,20 
	Диапазон регулирования	^min^"6max	—		0,15ч- ~ 0,22
9	Число оборотов ....	h	об/мин		230
10	Длина шатуна		I	м		0,43
11	Отношение длин шатуна	I		1 __ 21	
	и кривошипа ....	г	—	г ~ S	4,78
12	График функции х =				
	= х"(а)		—	—	(16)	—
13	Относительное вредное				
	пространство		a	—	(Ю)	0,042
14	Расчетная отсечка • • •	8	—	8 = 6 — а	0,158
15	Расчетный угол впуска		) Угловой		43 v
	Диапазон регулирования	^тш^^тах	J градус	По графику** = х (а)	36-7-46 ;
16	Скорость поршня при				
	а = а2			м/сек	(98)	1,7
17	Определяющая скорость				
	газа во впускном кла-			ziD2	
	пане		™en	м/сек	wen	с2 чвп	30,5
18	Сопротивление впускно-		Мн/м2	< >	
	го клапана 		^Pen		Из (54) при %вп = 20	2,0
19	Параметры газа в точке 6				
	(конец поджатия):				
	давление 		Рб	Мн/м2	Задаемся	2,0
	температура ....	T6	°К		184
	энтропия 		Sg	/	<дж/(кмоль X X град)	Т—S-диаграмма	158,6
	плотность		Рб	кг/м3	z—р—Т-диаграмма	40,4
	энтальпия		л	кдж/кмоль		4990
20	Количество остаточного				
	газа 			кг	G^ = Сб =	1,53- 10~3
238
Продолжение
№ по пор.	Величина	Обозначение	Единица измерения	Способ определения	Результат
21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32	Параметры газа в точ- ке 2: давление 	 температура .... энтальпия 	 коэффициент сжи- маемости .... плотность	 энтропия 	 ' Удельный «подогрев» га- за, обусловленный не- обратимостью впуска Количество газа в начале расширения	 Массовый расход газа че- рез детандер: за один оборот • • секундный .... Теплоприток извне • • Теплота трения поршне- вых колец 	 Удельный теплоприток к газу извне и за счет трения 	 Параметры газа в точке 3 (конец расширения): плотность 	 энтропия 	 температура .... давление 	 энтальпия 	 Теплоприток к газу в процессе расширения Определяющая скорость газа в выпускном кла- пане	 Сопротивление выпуск- ного клапана .... Давление выталкивания	Р2 Л *2 Рг $2 Я вр G тсек Qm Qtnp Ят+тр Рз 5з Т3 Рз Л <723 weun Арвып. Pl	Мн/м2 °к кдж! кмоль кг/м3 кдж/(кмолъх X град) кдж/кмоль кг кг кг!сек , кет кет кдж/кмоль кг/м3 кдж[(кмольх X град) °К Мн/м2 кдж/кмоль кдж/кмоль м/сек Мн/м? »	Р2 == Рн &Рвп (40а), диаграммы T—S и Z—р—Т (40а) Явр — ^2 ^Н С2 = бргК ц G = G2 — Gb п г тсек ~~60G (63), (65) при То. с = = 293° К и а' = = 60 втЦм2 * град) (79) при /' = 0,15 п		 Qm + Qmp Ят+тр	- -т (т = тсек/28,95) (95) • (95) и (97), подбор (97) лП2 ^вЫП 	 ‘Тс	Сср ч вып (54) при ^вып = 40 Pi — Рк + &Рвып	18,0 312 8180 1,027 196 154,2 375 380 35,5-10-3 34-1О-3 0,1305 0,2 2,1 510 37,6 156,3 160 1,57 4280 500 11,2 0,047 0,65
239
Продолжение
О . Е О. еО. О к	Величина	Обозначение	Единица измерения	Способ определения	Результат
33 34 1 2	Энтальпия газа за детан- дером	 Расчетный адиабатиче- ский к. п. д. .... Потери х Энтропия газа за детан- дером 	 Энтропия газа в точке 4' (см. рис. 13)	 Энтропия газа после дросселирования от на- чальных параметров ДО Рк	 Прирост энтропии при дросселировании • • • Относительная энтропий- ная потеря	 Энтропийный к. п. д. Энтальпия газа при р = = ркн следующих зна- чениях энтропии: S = S2	 s=s2	 s=s3	 s = ,s4	 Удельные потери холода, в том числе за счет: Др во впускном кла- пане	 вредного простран- ства 	 теплопритока и тре- ния ....... неполноты расшире- ния	 Др в выпускном кла- пане	 Удельный прирост энтро- пии,. в том числе за счет: 	 Др во впускном кла- пане	 вредного простран- ПТП 51	......	1к о л о д а и ' $к	кдж/кмоль э н т р о ,п и й кдж	28,95 (36) при v3 = —— Рз г1 = ’Г=1Т — Л ные потери Т—S-диаграмма AS^p = SKdp Xs — Sk~Sh х ASd_p_ r|s = 1 — AS2 T—S-диаграмма (61), IK ~ It {2'k~ lt I 2k	^2'k I 3k	I2K ^4'к ^Зк 14'к (22), SK - SH	3580 . 0,837 158,9 158,3 180,9 28,9 0,239 0,761 2870 3000 3250 3500 820 110 130 250 250 80 6,9 1,0 1,2 2,1 2,0 0,6
3 4 5 6 7 8 9		г>4, кдр ^3 ^2'К ^2К 1зк Ц'К ^дл ^hen &hep ^hm+mp р &квып Ц AS ASen ASep ASm+mp AS«, p • AS6WZl	(кмоль • град) кдж!кмоль кдж/кмоль кдж		
	LlDd теплопритока и тре- ния	 неполноты расшире- ния	 Др в выпускном кла- пане			(кмоль-град)	$2 — $2' S3 S2 s4< — s3 sK-s4,	
240
Результаты анализа потерь представлены в следующей таблице:
Факторы	Потери холода			Энтропийные потери		
	Д/г в кдж/кмоль	Д/г в %	Д/г в % 2 д"	ДЗ в кдж/ (кмоль'град)	д 13	£дз
Дросселирование во впускном клапане ....	ПО	2,2	13,5	1,0	3,5	14,5
Вредное пространство		130	2,6	16,0	1,2	4,2	17,4
Теплоприток 		20	0,4	2,5	0,2	0,7	2,5
Трение в поршневом уплотнении		230	4,6	28,0	1,9	6,5	27,9
Неполнота расширения 		250	4,9	30,0	2,0	7,0	29,0
Дросселирование в выпускном клапане • • •	80	1,6	10,0	0,6	2,1	8,7
Итого- • •	820	16,3	100	6,9	24	100
Переходим к расчету того же примера с учетом внутреннего теплообмена, что связано
с необходимостью корректировки параметров газа в точках 2 и 3.
Используются данные поверочного расчета по п. 27 включительно. Далее расчет ведется
в следующем порядке:
о" Е 4. О < Е	Величина	Обозна- чение	Единица измере- ния	Способ определения	Резуль- тат
28 29 30 31 32 33 34* 35 36 37 i 1	Удельный внутренний теп- лообмен 	 Энтальпия газа Температура о 1ичкс о// Энтропия Плотность Теплоприток к газу в про- цессе расширения . • • Параметры газа в точке 3: плотность 	 энтропия 	 температура 	 давление 	 энтальпия		 Давление выталкивания . • Энтальпия газа за детанде- ром	 Расчетный адиабатический к. п. д.	 Энтропийный к. п. д. ... Масса газа в процессе рас- ширения	 Массовый расход газа: за один оборот .... секундный ....... часойой 		Я- ^2" $2" Р2" <723 Рз 53 Тз Рз 7 з Лс л 11s @2" G тсек ?Т1ц	кдж/кмоль » °к кдж (кмоль  град) кг/м3 кдж/кмоль кг/м3 кдж (кмоль-град) °К Мн/м2 кдж/кмоль Мн/м2 кдж/кмоль кг кг кг/сек кг/ч	Я- = <712 0.2Л /2„ = 1<2 <712 ► Т—S-диаграмма z—р—Т-диаграмма 7гз = <7- + Япг+тр (95) Т—S-диаграмма, (95) и (97) ) См. выше (36) | См. выше ^2" = 6р2^ ц G=Gr — G5 	 п п mceK “ "бО ° тч = 60nG	840 7340 289 151,4 214,5 1340 41,1 157,3 175 1,91 4680 0,65 1810 0,79 0,70 37,8-10~3 36,3-10"3 0,139 500
16 П./р. В. И. Епифановой
241
количественные данные о детандерах высокого давления (начальная темпера-
тура Тн близка к температуре окружающей среды ТОср). В результате об-
работки экспериментальных данных по таким машинам установлено, что
•отношение — величина порядка 20%. Отсюда,- предварительно задаваясь
величиной Н, можно оценить (?12 и найти положение начала расширения
с учетом внутреннего теплообмена (точка 2"):
= h -	= Л - 712 ~ /2 - 0.2Л.
Чтобы найти параметры газа в конце расширения (точка 3), нужно вы-
1 + а
числить и3 = —g— t>2,„ а также удельное количество теплоты, подводимой
на участке расширения 2—3:
923 = 912 “4“ Qm+mp,
при подборе положения точки 3 можно использовать формулу (97).
Значения параметров р3, Т3, р3 и S3, полученные таким способом, не-
сколько превышают соответствующие значения, относящиеся к расчету без
учета внутреннего теплообмена.
Остальные участки расчетной схемы рассчитываются в соответствии
с методикой, изложенной выше.
Усовершенствованная схема расчета вполне удовлетворительно отра-
жает конкретные особенности проектируемого детандера и обеспечивает
определение основных показателей его работы при расчете. Изложенная ме-
тодика расчета проверена на обширном материале по поршневым детанде-
рам высокого и среднего давления с относительно небольшим вредным про-
странством (а < 10%) и относительным поджатием (х5<20%). Эту мето-
дику можно применять (с небольшими коррективами) и для расчета других
типов детандеров.
Пример теплового расчета детандера, состоящий из двух этапов —
предварительного расчета и поверочного расчета, включающего расчет
и анализ потерь, см. на стр. 236—241.
9.	КОНСТРУКЦИИ ПОРШНЕВЫХ ДЕТАНДЕРОВ
Конструкция поршневого детандера определяется его назначением, ус-
ловиями работы, заданной пропускной способностью (производительностью),
эксплуатационными требованиями и другими факторами. Наиболее харак-
терны для всех поршневых детандеров такие узлы, как принудительно откры-
вающиеся клапаны, поршневые уплотнения и т. д. Основные узлы поршне-
вых детандеров работают в специфических условиях, значительно отличаю-
щихся от условий работы соответствующих узлов других поршневых машин.
Эта специфика накладывает определенные особенности на их конструкцию.
Весьма высокие требования предъявляются к детандерам в отношении на-
дежности и эффективности их работы.
В соответствии с параметрами холодильных циклов, применяемых в воз-
духоразделительных установках, различают поршневые детандеры высокого,
среднего и низкого давления. Наиболее распространены поршневые детан-
деры высокого давления. Производительность промышленных поршневых
детандеров этого типа от 50 до 3000 м3/ч. Давление входящего в детандер
воздуха обычно составляет 16,0—20,0 Мн/м2, противодавление 0,6—
0,7 Мн/м2 (при двухступенчатом расширений противодавление I ступени
242
составляет 1,5—2,5 Мн/м2). Температура входящего воздуха от 300 до 240° К>
Детандеры высокого давления выполняются в виде машин простого действия,,
крейцкопфного типа.
Современные поршневые детандеры высокого давления — вертикаль-
ные, относительно быстроходные, обычно однолинейные машины (ДВД-9,
ДВД-13, ДВД-2М и др.). В отдельных случаях детандеры для крупных уста-
новок выполняются двухлинейными (ДВД-10) или многолинейными.
Основная особенность детандеров среднего давления состоит в том, что
воздух перед поступлением в детандер предварительно охлаждается до тем-
пературы 160—220° К. Рабочее давление составляет 2,0—6,0 Мн1м2, про-
тиводавление обычно около 0,6 Мн!м2. При температуре входящего воздуха
около 220° К в качестве поршневого уплотнения удается использовать порш-
невые кольца из чугуна, смазываемые веретенным маслом (детандер ДСД-5,
выполненный на базе детандера высокого давления ДВД-2М). Применение
такой смазки возможно благодаря разогреву поршневого уплотнения за счет
работы трения поршневых колец. При более низких начальных температу-
рах используют несмазываемые поршневые уплотнения — кожаные манжеты,
поршневые кольца из пластиков, графитов и т. п.
К детандерам низкого давления относят машины, предназначенные для
работ при начальном давлении порядка 0,6—1,0 Мн!м2 и противодавления
около 0,13 Мн/м2. Такие машины работают при низком температурном уровне
(от 150° К и ниже).
’ В технике разделения воздуха поршневые детандеры среднего и, тем
более, низкого давления находят весьма ограниченное применение.
Конструкции поршневых детандеров для отечественных воздухоразде-
лительных установок были разработаны в послевоенный период во
ВНИИКимаше. Основные технические данные этих машин приведены
в приложении 7.
Типовая конструкция поршневого детандера ДСД-5 (рис. 14) харак-
терна и для детандеров высокого давления.
К основным узлам поршневого детандера относятся:
1)	механизм движения, включающий основные элементы кривошипно-
шатунного механизма;
2)	цилиндры, поршни и поршневые уплотнения;
3)	клапаны впуска и выпуска;
4)	механизм привода клапанов;
5)	механизм безопасности, обеспечивающий защиту детандера от раз-
носа, т. е. от недопустимого повышения скорости вращения;
6)	защитные устройства, предохраняющие детандер, трубопроводы и
аппараты после детандера от повышения давления выше рабочего (предохра-
нительные клапаны и мембраны);
7)	система смазки детандера.
Механизм движения детандера включает коленчатый вал с коренными
подшипниками, шатун и крейцкопф. Различают механизмы движения с при-
нудительной смазкой и со смазкой разбрызгиваним.
Механизмы движения тяжело нагруженных детандеров большой произ-
водительности обычно выполняются с принудительной смазкой. В этом слу-
чае от коленчатого вала приводится во вращение масляный насос, подающий
масло из картера машины для смазки подшипников скольжения нижней и
верхней головок шатуна, а также параллелей крейцкопфа. Коренные под-
шипники (качения) смазываются разбрызгиванием.
Механизмы движения со смазкой разбрызгиванием обычно конструи-
руются на подшипниках качения. Коленчатый вал выполняется разрезным
с тем, чтобы в нижней головке шатуна можно было поставить подшипник.
16*	24а
5.
5
4
6
качения. Верхняя головка шатуна монтируется в крейцкопф на игольчатых
или конических подшипниках. Рабочая поверхность крейцкопфа заливается
баббитом.
Смазка разбрызгиванием применяется обычно в детандерах небольшой
производительности; в крупных машинах ставить подшипники качения не
рекомендуется во избежание чрезмерного увеличения габаритов механизма
движения.
Цилиндры, поршни и поршневые уплотнения. Осо-
бенностью работы цилиндров детандеров является соче-
тание низкой температуры расширяющегося газа и высо-
кого давления газа, поступающего в детандер. Цилиндры
выполняются из высокопрочных сталей с пониженной
теплопроводностью. Зеркало цилиндра подвергается це-
ментации и термообработке для получения твердости
HRC 58—62. Поверхность зеркала цилиндра должна
быть обработана по 9—10-му классу чистоты.
Сталь 12ХНЗА — наиболее подходящий материал
для цилиндров; в ней удачно сочетаются такие свойства,
как прочность, возможность цементации и пониженная
теплопроводность (по сравнению с нелегированными кон-
струкционными сталями).
К цилиндрам детандеров крепятся корпуса клапанов
впуска и выпуска. Встречаются также конструкции ци-
линдров со встроенными гнездами для клапанов и со
сменной рабочей втулкой (например, в детандере
ДВД-13).
Поршни детандеров обычно конструируются само-
устанавливающимися с тем, чтобы исключить возмож-
ность перекосов и заедания поршней в цилиндрах. Пор-
шень плавающего типа (рис. 15), соединенный с крейц-
копфом сферическим подпятником, может перемещаться
относительно крейцкопфа при некоторой несоосности или
перекосе их осей. Встречаются и другие конструкции
поршней (например, в детандере ДВД-6 поршень и крейц-
копф соединены жестко).
В качестве уплотняющего элемента рекомендуется
использовать комплект из двух чугунных поршневых
колец, распираемых стальным экспандерным кольцом.
Такая конструкция обеспечивает хорошее уплотнение
поршня при относительно ^ебольшом числе пар колец.
Высокая степень герметичности уплотнения достигается
благодаря тому, что стык каждого кольца перекрывается
соседним кольцом. Уплотняющие чугунные кольца дела-
ются неупругими, что облегчает их изготовление.
В большинстве случаев применяется поршневое уплотнение наборного
типа. Поршневые кольца смазываются маслом, подаваемым лубрикатором.
Несмотря на то, что температура воздуха в конце расширения порядка ПО—
150° К, поршневое уплотнение значительно разогревается из-за трения порш-
невых колец, что позволяет применять в качестве смазки цилиндра вере-
тенное масло (марки АУ) с температурой застывания около 230° К.
Средняя скорость поршня, уплотняемого металлическими поршневыми
кольцами, принимается 1,0—2,0 м!сек (реже — до 3,0 м!сек) с тем, чтобы
не допускать интенсивного изнашивания колец и чрезмерного разогрева
узла трения. С целью уменьшения потери холода за счет теплоты трения
245
Рис. 15. Поршень
детандера высокого
давления:
/ — тело поршня; 2—
направляющее коль-
цо; 3 — уплотнитель-
ное кольцо; 4 — экс-
пандерное кольцо;
5 — проставочное
кольцо; 6—гайка
в поршневом уплотнении последнее можно вынести за пределы рабочей
полости цилиндра, выполняя поршень с теплоизоляционной головкой.
Уплотнение поршня кожаными манжетами применяется главным об-
разом в конструкциях детандеров среднего давления.
Средняя скорость поршня в этом случае выбирается в пределах 0,6—
1,2 м!сек, при давлениях 1,5—2,0 MhIm2.
В последнее время созданы вполне работоспособные уплотнения в виде
поршневых колец из материалов на основе фторопласта-4 с различными на-
полнителями. При испытаниях опытного детандера среднего давления полу-
чен к. п. д. 65—70%; пропуск воздуха через уплотнение не превышал 0,5%
от производительности машины. С поршневыми уплотнениями этого типа
выпускаются детандеры среднего давления на базе ЗаД (см. приложение 7).
Ряд марок фторопластов, в частности АМИП-15М, успешно прошел испы-
тания на опытном детандере ДВД-9 при давлении 20 Мн1м2. Результаты
этих испытаний изложены в гл. V (см. стр. 188).
Основной недостаток несмазываемых уплотнений сухого трения —
повышенное трение в уплотнении — особенно неприятен в эксплуатации
низкотемпературных детандеров. В связи с этим следует считать перспектив-
ными бесконтактные уплотнения с газовым подвесом поршня — динамиче-
ским и статическим.
Для обеспечения малых утечек необходимо осуществить зазор между
поршнем и цилиндром порядка 1/2000 от диаметра цилиндра. Это предъяв-
ляет особые требования к точности и качеству изготовления поршневой пары.
Детали поршневой пары изготовляют из антифрикционных материалов,
обеспечивающих работоспособность пары и при случайном касании поршня
и цилиндра. В качестве материалов поршневых пар используют азотирован-
ную сталь.
Для уменьшения относительных утечек газа целесообразно применять
повышенные скорости поршня (5—10 м!сек). При хорошо выполненном уплот-
нении утечки составляют 4—7% от производительности детандера.
Клапаны. Основным фактором, учитываемым при проектировании
газораспределительных механизмов, является скорость газа в.узком сече-
нии клапана.
Приближенно расчетное значение скорости газа w в узком сечении впуск-
ного клапана можно определить по скорости поршня в момент закрытия
клапана с2.
F
W = -y-C2t
где F — площадь поршня;
f — проходное сечение клапана.
Аналогичный расчет для выпускного клапана ведется по средней ско~
Sn
роста поршня сср = -эд-.
Расчетные значения скорости газа в клапанах обычно не превышают
30—40 м!сек.
Один из наиболее распространенных и проверенных типов впускного
клапана — шариковый клапан — представлен на рис. 16. Применение шари-
кового клапана позволяет обходиться без предохранительного клапана, так
как при внезапном повышении давления в цилиндре (например, при заеда-
нии выпускного клапана в закрытом положении) шарик поднимается и дав-
ление в цилиндре не превышает давления впуска.
Шариковые клапаны обеспечивают хорошее уплотнение. Однако ги-
дравлические потери в них больше, чем в других видах клапанов.
246
лотняющим элементом в
К недостаткам шариковых клапанов относятся сравнительно быстрый износ
направляющего стакана шарика и сухаря, а также сложность выверки зазора
между шариками и толкателями в эксплуатационных условиях.
Другой конструкцией клапана впуска является разрезной клапан с уп-
виде колпачка со сферической поверхностью, раз-
работанный для детандера ДВД-6.
При повышенных числах оборотов (поряд-
ка 500—1000 об!мин) применяются так назы-
ваемые разгруженные шпиндельные клапаны
с уменьшенным усилием открытия клапана.
Это достигается соединением штока клапана
Рис. 17. Выпускной клапан:
1 — корпус; 2 — клапан; 3 — сальник; 4 — пру- V
жина
Рис. 16. Шариковый
впускной клапан:
1 — пружина; 2 — саль-
ник; 3 — шток; 4 — ша-
рик; 5 —седло; 6 — пру-
жина
со специальным поршнем, к которому под-
водится газ под рабочим давлением.
Особенность работы клапана выпуска заключается в том, что он омы-
вается охладившимся воздухом с температурой 120—150° К. Наиболее от-
ветственные детали клапана — направляющие втулки, работающие без
смазки, и сальник, уплотняющий холодный воздух. Широко распространена
конструкция выпускного клапана тарельчатого типа (рис. 17), с направле-
нием перьями у тарелки и во втулке сальника (в детандерах ДВД-7, ДВД-2М,
ДВД-70/180 и др.).
Механизм привода клапанов — один из важнейших узлов детандера,
обусловливающий его работоспособность. Особенностью клапанов поршне-
вых детандеров является необходимость значительных усилий для их откры-
тия. В больших машинах эти усилия могут достигать нескольких тонн.
Механизм привода должен быть одновременно достаточно легким и весьма
прочным.
Различаются два основных типа механизма привода клапанов: в) при-
вод от коленчатого вала; б) привод от кулачкового вала.
247
Привод от коленчатого вала к впускному клапану состоит из рычага
впуска клапана с роликом, катящимся по кулачку впуска. Рычаг своей осью
закреплен в вилке механизма регулирования. Смещая ролик рычага, можно
уменьшать производительность детандеров на 20—40% от номинальной при
незначительном изменении предварения впуска.
Привод от коленчатого вала к выпускному клапану состоит из рычага
выпускного клапана с роликом, катящимся
по кулачку выпуска.
Привод от кулачкового
вала применен в детандерах
ДВД-9 и ДВД-11. Передача
движения от кулачков на
кулачковом валу к клапанам
впуска и выпуска осущест-
вляется при помощи двупле-
чих рычагов с роликами, ка-
тящимися по соответствую-
щим кулачкам.
Рис. 18. Механизм привода впускного клапана:
1 — шариковый клапан; 2 — промежуточный толкатель; 3 — рычаг; 4 — кулачок;
5 — механизм регулирования
Регулирование производительности в этих машинах осуществляется
изменением зазора между бойком рычага и бойком клапана.
В конструкции привода детандеров ДВД-10 и ДВД-13 между рычагом
с роликом и штоком клапана введен промежуточный толкатель с пружи-
ной (рис. 18). Промежуточный толкатель воспринимает боковое уси-
лие от рычага, чтобы исключить действие этого усилия на шток клапана.
Пружина промежуточного толкателя гасит силу инерции рычага с тем, чтобы
248
не допустить отрыва ролика от профиля кулачка. Регулятор производитель-
ности (рис. 18) обеспечивает постоянство предварения впуска.
Механизмы безопасности. Наибольшую опасность при работе детандера
представляет специфическое аварийное явление, так называемый «разнос»
при выходе из строя тормозящего устройства. При разносе детандер резко
набирает скорость, что может привести к серьезной аварии.
Устранение опасности разноса при превышении допустимого числа обо-
ротов может обеспечиваться: 1) автоматическим перекрытием потока воз-
духа высокого давления перед детандером или 2) увеличением зазора в при-
Рис. 19. Клапан автоматического выклю-
чения:
1 — ось; 2 — толкатель; 3— шток; 4— саль-
ник; 5 — корпус; 6 — клапан; 7 — пружина
воде впускного клапана до величи-
ны, при которой последний пере-
стает открываться.
Рис. 20. Клапан-захлопка:
1 — пружина; 2 — клапан; 3 — корпус;
4 — вентиль
Конструктивно механизмы безопасности первого типа могут выпол-
няться механическими и пневматическими.
Механическое перекрытие потока воздуха перед детандером осуществ-
ляется с помощью клапана автоматического выключения (рис. 19), срабаты-
вающего при воздействии на него центробежного выключателя. При превы-
шении допустимого числа оборотов центробежный выключатель, срабатывая,
поворачивает ось с кулачком. Профиль кулачка выполнен таким образом,
что при повороте кулачка клапан садится на седло.
Для перекрытия воздуха может использоваться пневматический кла-
пан-захлопка с центробежным выключателем и приказным клапаном
(рис. 20). Этот клапан полностью находится в корпусе и не имеет сальника.
Тем самым исключена возможность заедания штока клапана. Клапан-за-
хлопка может быть установлен в любом месте на подводящей линии высокого
давления.
В отдельных конструкциях подвод воздуха высокого давления к детан-
деру перекрывается при помощи специального электромагнита.
249
рычага поворачивается и
Рис. 21. Предохранительная
мембрана с успокоителем:
1 — корпус; 2 — тарелка;
3 — мембрана; 4 — игла
Механизм безопасности второго типа использован в конструкциях детан-
деров ДВД-9 и ДВД-11. В этих машинах зазор в приводе впускного клапана
образуется посредством поворота подшипника двуплечего рычага впуска.
При превышении нормального числа оборотов, в результате воздействия
центробежного выключателя на рычаг с собачкой, подшипник впускного
зазор достигает размера, при котором впускной
клапан перестает открываться.
Недостатком механизма второго типа явля-
ется то, что при случайном заедании впускного'
клапана в открытом положении, несмотря на
срабатывание механизма безопасности, защита от
разноса не обеспечивается.
Предохранительные мембраны и клапаны.
При заедании выпускного клапана воздух вы-
сокого давления может попасть в трубопровод
низкого давления за детандером и далее — в блок
разделения. Чтобы предотвратить повышение да-
вления. в выходной трубе, после детандера ста-
вится предохранительная мембрана (рис. 21).
С целью уменьшить пульсацию воздуха, давящего
на мембрану, между мембраной и трубопроводом
низкого давления ставят успокоитель, предста-
вляющий собой цилиндрический сосуд с перего-
родками. В последних имеются отверстия, рас-
положенные попеременно в центре и по пери-
метру.
Предохранительный клапан предназначен для
защиты детандера от чрезмерного повышения
давления газа в цилиндре, например, при поломке
привода выпускного клапана. При разрезном (ша-
риковом и т. п.) впускном клапане предохрани-
тельный клапан, как уже упоминалось,не ставится.
Система смазки механизма движения поршневых детандеров принци-
пиально не отличается от системы смазки других поршневых машин (ком-
прессоров, насосов). Употребляемые масла: индустриальное 45 при темпера-
турах до 310° К, автотракторное АК-15 (при температурах выше 310 °К).
Из консистентных смазок применяется ЦИАТИМ-201.
Поршневые кольца смазываются поршневым масляным лубрикатором.
На линии подачи смазки устанавливаются контрольный глазок и обратный
клапан. Применяется веретенное масло марки АУ.
Иногда вместо механического лубрикатора применяют пневмолубри-
катор, представляющий собой баллон, из которого давлением воздуха масло
подается в цилиндр детандера.
Расход цилиндрового масла составляет 1 г на 200—400 ти2 описанной
поршнем поверхности трения.
ГЛАВА VII
ТУРБОДЕТАНДЕРЫ
1.	СХЕМА И ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ
Роль и назначение детандеров в установках разделения воздуха рас-
смотрены во II и IV главах 1-го тома, а общая характеристика и сопоставле-
ние поршневых детандеров и турбодетандеров даны в V главе 2-го тома.
Соответственно назначению, турбодетандер характеризуется величиной
понижения энтальпии единицы массы газа, т. е. удельным теплоперепадом
и массовым расходом газа или холодопроизводительностью (в единицу
времени), которая определяется их произведением. Эффективность машины
оценивается изоэнтропийным к. п. д.1, который показывает степень прибли-
жения действительного процесса расширения к изоэнтропийному.
В установках для разделения воздуха применяются почти исключи-
тельно турбодетандеры радиального типа (с движением газа к оси машины),
как наиболее отвечающие условиям работы.
Основными рабочими элементами турбодетандера (рис. 1 и 2) являются
неподвижный направляющий (сопловой) аппарат, в котором потенциальная
энергия газа преобразуется в кинетическую, и вращающееся рабочее колесо,
служащее для преобразования энергии газа в механическую, которая через
вал машины передается потребителю как внешняя работа.
Для уменьшения перетекания газа из областей с повышенным давле-
нием в области с пониженным давлением между ротором и корпусом уста-
навливаются лабиринтные уплотнения (А и Б на рис. 1).
Тип турбодетандера определенным образом связан с отношением диа-
метра выхода из колеса d2 к наружному диаметру d19 т. е. с приведенным
диаметром d2. Для радиального центростремительного турбодетандера d2<l,
для осевого d2 = 1, для радиального центробежного d2 > 1.
Турбодетандеры могут быть одноступенчатые и многоступенчатые,
соответственно числу последовательно установленных рабочих колес с на-
пр авляющими апц ар атами.
Кроме того, турбодетандеры принято делить на активные и реактивные.
Турбодетандер называется активным, если понижение давления проис-
ходит только в неподвижном направляющем аппарате, в котором энергия
давления преобразуется в кинетическую энергию, а давление в колесе
остается неизменным.
Изоэнтропийный к. п. д. обычно называется адиабатическим.
251
Турбодентадер называется реактивным, если понижение давления
происходит и в направляющем аппарате и в колесе.
Наибольшее распространение получили одноступенчатые радиальные
центростремительные турбодетандеры реактивного типа (рис. 1).
Этот тип турбодетандера впервые был предложен акад. П. Л. Капицей
в 1939 г. Колесо радиального реактивного турбодетандера имеет длинные
лопатки малой кривизны, приведенный диаметр d2 = 0,35-н0,5.
Рис. 1. Схема радиального турбодетандера реактивного типа:
1 — подвод газа; 2 — направляющий (сопловой) аппарат; 3 — рабочее
колесо; 4 — отвод (с диффузором)
Представление о проточной части радиального активного турбодетан-
дера дает рис. 2. Колесо в этом случае имеет короткие лопатки большой
кривизны, d2 = 0,9-r-0t95 и в расчет может быть введена окружная скорость
на среднем радиусе — иср.
I	Треугольники
Рис. 2. Схема проточной части радиального турбодетандера активного
типа:
1 — направляющий аппарат; 2 — рабочее колесо
В качестве характерных расчетных сечений турбодетандеров приняты
следующие (рис. 1):
н—н — начальное сечение — вход в турбодетандер;
1—1 — выход из направляющего аппарата и вход в рабочее колесо;
2—2 — выход из колеса;
к—к — конечное сечение — выход из турбодетандера.
252
Соответствующими индексами отмечаются все параметры газа и размеры
относящиеся к этим сечениям, кроме параметров газа в начальном сечении,
которые отмечаются индексом «О».
Общий характер изменения давления (р), энтальпии (/) и абсолютной
скорости (с) газа в ступени реактивного турбодетандера показан на рис. 3.
Газ при начальном давлении р0 = рн с малой скоростью сн = 10ч-
20 м!сек, входит в турбодетандер и направляется в сопловой аппарат, в кото-
ром происходят расширение газа до давления рг и соответствующее увели-
чение скорости до величины с±. Энтальпия газа при этом понижается с/0
до /1.
После направляющего аппарата, пройдя относительно небольшой ра-
диальный зазор между направляющим аппаратом и колесом, газ входит
в криволинейные каналы, образо-
ванные лопатками колеса. В ко-
лесе продолжается^ расширение
газа от давления до давле-
ния р2, сопровождающееся пони-
Рис. 3. Общий характер изменения парамет-
ров р, I и св реактивном турбодетандере
жением энтальпии газа с до /2.
При движении по межлопаточ-
ным каналам газ воздействует на лопатки колеса, передавая свою энергию-
на вал. При этом абсолютная скорость газа в колесе уменьшается с с± до
с2- Давление р2 близко к давлению 1рк. После колеса обычно устанавливается
диффузор и скорость газа уменьшается до ск = 10ч-20 м!сек,.
На рис. 4 показаны совмещенные треугольники скоростей для входа
и выхода из колеса.
При 'построении треугольника скоростей на входе в колесо относитель-
ная скорость wr получается как геометрическая разность между скоростью-
истечения газа из сопла (абсолютной скоростью) и переносной или окруж-
ной скоростью ur.
Входная кромка лопаток колеса устанавливается большей частью так,
чтобы направление касательной к средней линии входной кромки лопатки
совпадало с направлением относительной скорости w±. В этом случае угол
лопатки Р1л предполагается равным углу потока 0Х.
Для треугольника скоростей на выходе из колеса обычно бывают из-
вестны величина переносной скорости а2, угол лопаток [3.2л и угол потока
в абсолютном движении а2. Предполагается, кроме того, что направление
относительной скорости на выходе из колеса совпадает с направлением ка-
сательной к средней линии выходной кромки лопаток. Угол лопатки (32л
принимается равным углу потока. Ввиду малости скоростей в начальном,
и выходном сечениях статические параметры газа в них считаются равными
параметрам заторможенного потока.
253
2.	ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ТУРБОДЕТАНДЕРОВ НИЗКОГО,
СРЕДНЕГО И ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
В приложении 8 приведены основные характеристики промышленных
турбодетандеров для установок разделения воздуха, предназначенных для
получения газообразных продуктов разделения и работающих по циклу
низкого давления.
Условия работы характеризуются низкой температурой рабочей среды
(на выходе из машины температура близка к температуре конденсации),
небольшим начальным давлением ^0,5-н0,6 Мн/м2. Рабочая среда — боль-
шей частью воздух, иногда азот. Массовый расход газа от 0,3 до 14 кг/сек
(^от 1000 до 50 000 кг/ч). Степень расширения, определяемая отношением
конечного давления к начальному, рк =	0,25; изоэнтропийный тепло-
перепад составляет около 38 кдж/кг. Объемные расходы газа при условиях
входа в турбодетандер из-за низкой температуры сравнительно невелики —
60—3000 м3/ч. Поэтому машины имеют сравнительно небольшие размеры
проточной части — даже в турбодетандере ТДР-42-5, предназначенном для
самой мощной воздухоразделительной установки, ширина направляющего
аппарата нё превышает 20 мм. Число оборотов от 5700 до 21 000 в минуту;
масса и габариты турбодетандеров по сравнению с другим оборудованием
установок небольшие. Адиабатический к. п. д. этих машин составляет 80—
85%.
Применение турбодетандеров в установках среднего и высокого давле-
ния до последнего времени считалось малоперспективным из-за больших
трудностей, связанных с созданием машин на необходимые параметры —
малые расходы газа и большие теплоперепады и прежде всего из-за весьма
больших чисел оборотов, при которых они должны работать (порядка
100 000 в минуту и больше), и очень малых размеров проточной части.
Однако в результате проведенных в последние годы исследований поло-
жение существенно изменилось. В настоящее время имеется несколько
типов турбодетандеров, надежно работающих при числе оборотов до 200 000
в минуту на опорах с воздушной и масляной смазкой.
Анализ технологических схем воздухоразделительных установок пока-
зал, что при существующих типах и номенклатуре установок турбодётан-
дёры целесообразно использовать прежде всего в установках, предназна-
ченных для получения технического газообразного кислорода, азота или
обоих продуктов разделения воздуха, работающих по циклу среднего давле-
ния с детандером. На характерные для установок среднего давления с на-
сосом жидкого кислорода параметры воздуха: рабочее давление 4—6 Мн/м2,
давление после детандера около 0,6 Мн/м2 и температура воздуха перед
машиной около. 160—170° К создан ряд промышленных турбодетандеров,
основные характеристики которых приведены в приложении 8. Адиабатиче-
ский к. п. д. этих малых турбодетандеров составляет 68—72%.
Реальным является применение турбодетандеров и в установках вы-
сокого давления, предназначенных для получения жидких кислорода и
азота. При параметрах воздуха, характерных для таких установок — рабо-
чее давление 16—18 Мн/м2, давление после детандера около 0,6 Мн/м2
и температура воздуха перед машиной около 280° К, минимальный расход
воздуха через турбодетандер в настоящее время близок к величине 0,7—
0,8 кг/сек. Указанная нижняя граница расхода воздуха через турбодетандер
определена на основе имеющихся опытных и промышленных машин с ориен-
тацией на число оборотов порядка 150 000 в минуту. Дальнейшее совершен-
ствование элементов проточной части, опор и средств отбора мощности
позволит переместить намеченную границу в сторону меньших значений.
.254
В связи с расширением областей применения турбодетандеров и заменой
ими в ряде случаев поршневых детандеров очень важным становится вопрос
о правильном выборе основных характеристик и принципиальных техноло-
гических схем установок. Выбор рабочего давления необходимо производить
с учетом возможного применения турбодетандеров и тенденции к снижению-
к. п. д. машин с понижением расхода газа.
Соответственно определившимся областям применения турбодетандеры
можно условно разделить на машины низкого, среднего и высокого давления.
Анализ различных технологических схем воздухоразделительных уста-
новок показывает, что в основу такого деления можно положить, примерно,
следующие параметры, характеризующие условия работы воздушных (и
азотных) турбодетандеров (табл. 1).
Таблица Г
Примерная классификация воздушных и азотных турбодетандеров
по параметрам газа
Параметры	Размерность	Низкое давление	Среднее давление	Высокое давление
Начальное давление 	 Начальная температура (прибли- женно)	 Степень расширения 		Мн/м? °К	До 1,5 .115—130 >0,2	1,5—6,0 130—170 0,2—0,1	6,0—20 240—280 0,1—0,03
Опыт и расчеты показывают, чТо воздушные (и азотные) турбодетандеры
на параметры низкого и среднего давления вполне могут выполняться в виде
машин радиального типа, реактивного действия, одноступенчатых. Турбо-
детандеры высокого давления также можно делать одноступенчатыми,
в отдельных случаях они делаются двухступенчатыми.
Разработка малых .турбодетандеров среднего и высокого давления потре-
бовала, естественно, уточнения и метода расчета машин, в частности, метода
термогазодинамического расчета, основанного на использовании соотноше-
ний идеального газа, а также накопления необходимых экспериментальных
данных.
3.	ТИПЫ НАПРАВЛЯЮЩИХ АППАРАТОВ И РАБОЧИХ КОЛЕС
Направляющий (сопловой) аппарат турбодетандера служит для преоб-
разования потенциальной энергии в кинетическую энергию и состоит из
ряда каналов, образованных лопатками и называемых соплами (рис. 5 и 6).
Ось каждого сопла наклонена под небольшим углом ои к касательной
внутренней окружности направляющего аппарата диаметром dc.
В зависимости от перепада давления в соплах скорость потока на выходе*
из направляющего аппарата может быть дозвуковой, звуковой и сверх-
звуковой. Дозвуковая и звуковая скорости потока получаются в простом
суживающемся сопле. Для получения сверхзвуковой скорости требуется
сопло типа Лаваля с расширяющейся частью. Соответственно этому и сопла
направляющих аппаратов бывают суживающиеся и расширяющиеся.
В направляющих аппаратах с суживающимися соплами также можно
получить сверхзвуковую скорость. Это достигается путем дополнительного
расширения газа в косом срезе сопла — так называется выходной участок
канала АВС (рис. 5). Косой срез выполняет роль расширяющейся части
сопла Лаваля. В отличие от сопла Лаваля, имеющего определенное для дан-
255.
ного сопла отношение выходного сечения f1 к узкому f4 = fmln и позволя-
ющего поэтому получить вполне определенную скорость истечения газа
из сопла, косой срез не имеет фиксированного стецками выходного сечения.
Поскольку в косом срезе одна из стенок отсутствует, поток расширяется,
отклоняясь от оси сопла и заполняя сечение, соответствующее приведенному
давлению за направляющим аппаратом р± = Таким образом, сужива-
ющееся сопло с косым срезом представляет собой расширяющееся сопло
с переменным выходным сечением, что позволяет получать сверхзвуковые
и притом различные по величине скорости на выходе из направляющего
аппарата. В косом срезе за расширяющимся соплом также может происхо-
дить дополнительное расширение газа с соответствующим повышением сверх-
звуковой скорости.	7
Рис. 5. Схема направляющего аппа-
рата с суживающимися соплами
Рис. 6. Схема направляющего аппарата с рас-
ширяющимися соплами
В задачу расчета направляющего аппарата входят выбор типа сопла,
определение скорости истечения газа clf площадей характерных сечений:
узкого (горловины) — для суживающегося сопла, узкого и выходного —для
расширяющегося сопла и числа сопел, а также определение угла отклонения
потока в косом срезе, если он используется для расширения газа.
Методы расчета и профилирования каналов направляющих аппаратов
излагаются ниже. Отметим только, что направляющие аппараты с сужива-
ющимися соплами проще в изготовлении й имеют сравнительно малые по-
тери, поэтому, если можно обеспечить получение необходимой скорости
истечения с использованием косого среза, рекомендуется применять сужива-
ющиеся сопла. Ограничением применению суживающихся сопел может
служить угол выхода потока из сопла 04 или величина угла отклонения
потока б. Угол наклона сопла рекомендуется делать в пределах 12—20°;
угол отклонения потока в косом срезе не более 3—5° и так, чтобы угол по-
тока не превышал ^25°.
На рис. 7—9 представлены основные схемы рабочих колес. В боль-
шинстве случаев колеса делаются односторонними, с покрывным диском
или без него (полуоткрытые), чисто радиальными (рис. 7 и 9) или радиально-
осевыми (рис. 8). Последние также могут выполняться с покрывными
дисками.
В радиальных колесах меридиональная составляющая скорости на вы-
ходе из колеса с2т (см. рис. 1 и 4) имеет радиальное направление, так как
лопатки кончаются до поворота потока в воронку колеса и расчетным сече-
нием выхода из колеса является цилиндрическое сечение диаметра d2- В ко-
лесах радиально-осевого типа меридиональная скорость имеет осевое на-
правление. Расчетным сечением выхода из колеса в этом случае является
сечение 2—2 плоскостью, перпендикулярной оси машины. Переносная
.256
скорость потока на выходе из радиально-осевых колес, а следовательно,
и угол лопатки р2 меняются по радиусу, поэтому в качестве расчетного вы-
ходного диаметра колеса принимается диаметр d2 = dcp, который делит
площадь воронки колеса fe пополам.
Рис. 7. Схемы закрытых колес радиального типа:	Рис. 8. Схема полуоткрытого
,	колеса радиально-осевого типа
а — одностороннее; б — двустороннее
Введем следующие конструктивные соотношения:
&вт __
d0 ~ *вт'
Рис. 9. Схемы рабочих колес:
а — неуравновешенное от осевых усилий; б — уравновешенное
здесь — наружный диаметр колеса;
dem — диаметр втулки колеса;
d0 — диаметр воронки колеса;
dA — диаметр лабиринтного уплотнения на покрывном диске колеса;
Ь± — расчетная ширина колеса на входе;
Ъг — относительная расчетная ширина колеса на входе.
Среднему диаметру dcp
для радиально-осевых ко-
лес присвоен индекс 2, по-
этому все величины, отно-
сящиеся к сечениям 2—2
выхода из колеса, незави-
симо от типа колеса, имеют
индекс 2 (так, ширина ко-
леса на выходе &2)- Это
позволяет расчетные фор-
мулы сделать общими для
всех типов колес. Однако
следует помнить, что для
колес радиально-осевого
типа выходные расчетные параметры относятся к среднему диаметру.
Величины отношений и выбираются из конструктивных сооб-
ражений. Для закрытых колес радиального типа их можно намечать, ориен-
тируясь на следующие рекомендации:
А = £о = 0,9ч-1,0; 4- = ^= 1,15-5-1,25.
d2	’	d0	’
1,	П./р. В. И. Епифановой
257
Для радиально-осевых колес отношение h- находится из уравнения
«2
соответствующего определению среднего диаметра:
2(d2cp — 4m)=do — d2em.
k°~ l + l2
Отсюда
(О
Коэффициент стеснения воронки может быть различным в зависимости
от конструктивных и других соображений, но обычно %втп <Х 0,5.
Для уменьшения потерь при повороте потока на выходе из радиального
колеса рекомендуется организовывать движение газа с некоторым ускоре;
нием. Поэтому скорость потока в воронке колеса свОр должна быть не-
сколько больше абсолютной скорости потока на выходе из лопаточных
каналов колеса с2.
Обозначим отношение скоростей = kc. Для радиальных колес
С2
kc = 1,05ч-1,1; для радиально-осевых kc = т2.
Количество выходов из колеса обозначим через пк (пк равно 1 или 2).
На односторонние колеса действует осевое усилие, возникающее под
действием разности давлений р± — рк, направленное в сторону выходной
воронки колеса (рис. 9).
Для уравновешивания осевого усилия в основном диске закрытого ко-
леса делаются отверстия, соединяющие выходную часть колеса с областью
за колесом, и устанавливается лабиринтное уплотнение С на основном диске
(рис. 9, б).
Диаметр этого уплотнения (1Л определяется из условия уравновешива-
ния всех сил, действующих вдоль оси машины. Обычно dA йл. Внутрен-
ние перетечки газа при установке второго уплотнения, естественно, возра-
стают.
В колесах без покрывных дисков для уменьшения утечки газа зазор
между колесом и корпусом необходимо делать по возможности малым, осо-
бенно в выходной части.
Профилирование лопаток радиальных колес в промышленных турбо-
детандерах выполнего простейшим способом — лопатки очерчиваются одним,
радиусом, величина которого определяется заданными углами рх и (32-
Радиально-осевые колеса профилируются различными способами. Наи-
более простой способ описан в работе [19], описание другого способа дано
в книге [20]. Интересен способ изготовления колес фрезерованием на спе-
циальном станке [11].
4.	ТЕХНИЧЕСКАЯ РАБОТА
При движении газа по межлопаточным каналам рабочего колеса проис-
ходят поворот потока и изменение скорости, в результате чего возникает
сила, действующая на каждую лопатку.
Вращающий момент МТ определяется по теореме моментов количества
движения (см. гл. IV). Применительно к турбодетандеру получаем
Мт = т (с1иГ1 — С2/2),	(2)
где т — массовый расход газа через колесо (отличающийся от рас-
хода газа через турбодетандер на величину утечек газа
через зазоры) в кг!сек\
с1и и С2М — тангенциальные составляющие абсолютных скоростей
(рис. 1 и 4) в м!сек.
258
Предполагается, что средние величины скоростей в сечениях 1—1 и
2—2 равны их значениям на радиусах и г2.
Техническая работа, совершенная газом и переданная колесу, равна
произведению момента на угловую скорость со.
Удельная техническая работа
L = А?г1В- дж/кг
т
определяется известным уравнением Эйлера:
L =	— U2C2u дж/кг	(3)
или
L = и^с-х cos ах + и2с2 cos а2 дж/кг,	(4)
так как с1и = cr cos и с2и = с2 cos а2.
Составляющая скорости с2и часто называется закруткой потока на
выходе из колеса, а величина с2и
— — относительной закруткой
ui
потока.
Угол потока на выходе из направляющего аппарата ах = 12-?-20° и,
следовательно, с1и всегда величина положительная.
Закрутка потока на выходе из колеса может совпадать с направлением
вращения и быть положительной или иметь обратное направление, тогда
закрутка считается отрицательной. Следовательно,
%>0 при а2>90°; с2и<0 при а2<90°.
В радиально-осевых колесах практически всегда, а в радиальных весьма
часто угол потока на выходе из колеса а2 = 90°. В этом случае с2и = 0
и техническая работа
L = urCx cos ат дж/кг.	(4а)
При отрицательной закрутке потока на выходе из колеса техническая
работа несколько больше, при положительной — несколько меньше.
Из треугольников скоростей (рис. 4) имеем
= с\ + ul — 2uiCi cos ai
и
^2 = C2 -}“ и2 -I- 2u2c2 cos oc2.
Используя эти выражения, получаем
Г2 Г2	//2 П2 ' гл.2 7Л.2
г С1 — С2 . и1 ~ U2 . w2 — Wl Л .
А —	~	~	~ дж/кг.
(5)
Для меридионального выхода газа, т. е. при а2 = 90°,
Т _ cl + ul-wl
2
Уравнение (5) показывает, что техническая работа складывается из
трех составляющих:
С1 ~С2
член —£— характеризует часть работы, которая получается за счет
уменьшения в колесе кинетической энергии газа, приобретенной в направ-
ляющем аппарате;
17*	259
и*—ul
член —g— характеризует часть работы, которая, получается в резуль-
тате расширения газа от действия центробежных сил;
w2 —
член —— характеризует часть работы, получаемую в случае кон-
фузорной решетки из-за ускорения потока в межлопаточных каналах колеса.
Решетка колеса может быть и активной, тогда | до2| = | ^i|, или диффузор-
ной — | ш2| < |	|.
%
Лпс
Рис. 10. Изображение адиабатного про-
цесса расширения газа в 57-диаграмме
для одноступенчатого турбодетандера
реактивного типа
5.	ИЗОБРАЖЕНИЕ ПРОЦЕССА РАСШИРЕНИЯ ГАЗА
В SZ- И ST-ДИАГРАММАХ. ОСНОВНЫЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
Изображение процесса расширения газа в SZ-диаграмме для односту-
пенчатого турбодетандера реактивного типа показано на рис. 10 (скорости
газа в начальном и выходном сечении не учитываются). Линии О—Kh О—lt
и 1—2t соответствуют изоэнтропийным процессам расширения в турбодетан-
дере, направляющем аппарате и рабочем колесе; линии О—/, 1—2 и 0—1—2—
к — действительным процессам расшире-
ния в направляющем аппарате, в колесе
и в турбодетандере.
Теплоперепады определяются следую-
щим образом:
= 10 — IKt — изоэнтропийный теплопе-
репад в турбодетандере;
htc = IQ— Ilt — изоэнтропийный теплопе-
репад в направляющем
аппарате;
htK =	— I2t — изоэнтропийный теплопе-
репад в колесе;
h = IQ — IK — действительный теплопе-
репад в турбодетандере;
hc = 10 —	— действительный теплопе-
репад в направляющем
аппарате;
hK = Ir — 12 — действительный теплопе-
репад в колесе.
Превышение энтальпии в конце дей-
ствительного процесса расширения до не-
которого давления р по сравнению с энталь-
пией в конце изоэнтропийного процесса
расширения до того же давления можно
называть потерей теплоперепада. Если по-
теря теплоперепада определяется при да-
влении, большем конечного давления рас-
ширения, часть этой потери возвращается в виде работы в процессе даль-
нейшего расширения газа до давления рк. Потеря теплоперепада при
конечном давлении рк является безвозвратной и называется потерей холода.
Потери теплоперепада обозначаем q, потери холода — Д/г.
Соответственно этому:
1Г — Ilt = qc — потеря теплоперепада в направляющем аппа-
рате;
/2/ — IKt = &hc —потеря холода в направляющем аппарате;
"К
S
260
12 — ht = Як = ^k — потеря холода в рабочем колесе;
1К — 12 — суммарные потери холода, относимые к выходу
из турбодетандера;
1К — ht =	— потери холода в турбодетандере.
Возврат части потери теплоперепада в направляющем аппарате объяс-
няется тем, что работа перепада давления в рабочем колесе в процессе, на-
чинающемся с температуры Тъ больше работы в процессе, начинающемся
с температуры Tlt < Тг. Таким образом, htK = Ц — ht больше тепло-
перепада — IKt, соответственно и ?с> \hc. Очевидно тождество
htK-{h-ht) = qc~^hc.	(6)
Эффективность турбодетандера оценивается изоэнтропийным (адиаба-
тическим) к. п. д.
hf — Ah h	/*7\
^ = —hT~ = -W	<7)
Потери холода, отнесенные к изоэнтропийному теплоперепаду, называем
относительными потерями холода и обозначаем АЯ (с соответствующим индек-
сом).
Очевидно, что относительные потери холода в турбодентандере
'Ч
Отношение изоэнтропийного теплоперепада в рабочем колесе к изоэн-
тропийному теплоперепаду в ступени называется степенью реактивности
ht
=	(9)
При оптимальных соотношениях рг = 0,4-е-0,5.
Доля общего теплоперепада, приходящаяся на сопловой аппарат,
определяется следующим образом:
ht
= + (10)
где ас — коэффициент возврата потери теплоперепада в сопловом аппарате;
„ _ qc—Ahc
ас~ ht ’
или
Для турбодетандеров низкого давления величина коэффициента ас
не превышает 0,015 и в расчетах обычно не учитывается. Для машин среднего
и высокого давления ас 0,03-г-0,05 и пренебрегать им в расчетах не сле-
дует. В предварительных расчетах (и в большинстве случаев при расчете
турбодетандеров низкого давления) можно пользоваться приближенным
уравнением
рг«1 —рг.	(10а)
Изображение процесса расширения в ЗУ-диаграмме дано на рис. 11.
В ЗУ-диаграмме, как известно, площадь, расположенная под линией про-
261
цесса и ограниченная двумя изоэнтропами, эквивалентна количеству теп-
лоты, подведенному в данном процессе к единице массы газа (1 кг, 1 кмолю
и т. д.). Кроме того, из первого начала термодинамики
6Q = di — vdp
следует, что в изобарном процессе (р = const) 8Q = di или Q = А/, т. е.
подведенное к газу тепло равно изменению энтальпии. Следовательно, пло-
щади, расположенные под линиями р = const и ограниченные соответству-
ющими изоэнтропами, эквивалентны
теплоперепадам.
Исходя из сказанного, устанавли-
ваем следующее х:
пл. 8 — Kt — 3—4 ~изоэнтропий-
ному теплоперепаду в турбодетандере
I о	I Kf	Л Лер
пл. 5—к —3—4 —действительному
теплоперепаду в турбодетандере h =
= 10	^3
пл. 8—Kt—к—5 — потерям холода
в турбодетандере &h = ht — h= IK—IKt;
пл. 8—0—1—7 — теплу, подведен-
ному к газу в процессе расширения
в направляющем аппарате (0—1) Qc;
пл. 8—lt—1—7 — потеретеплопере-
пада в направляющем аппарате qc =
“Л Л/,
пл. 8—Kt—2t—7 — потере холода
в направляющем аппарате Ahc = I2t —
пл. Kt—lt—1—2t — возвращенной
в виде работы (в процессе расширения
1—2 в колесе) части потери теплопе-
репада в направляющем аппарате qc—
— khc = acht\
пл. lt—0—1—lt — возвращенной
Рис. 11. Изображение адиабатного про-
цесса расширения газа в ST-диаграмме
для одноступенчатого турбодетандера ре-
активного типа
в виде работы (в процессе расширения 0—1) части тепла Qc\
пл. 7—1—2—6 ~ количеству тепла, подведенного к газу в процессе
расширения в рабочем колесе, QK\	’
пл. 7—2t—2—6 ~ потере холода в рабочем колесе \hK = qK\
пл. 2t—1—2—2t — возвращенной в виде работы (в процессе 1—2)
части тей л a QK\
пл. 6—2—к—5 — количеству тепла, подведенного к газу на выходе
из колеса, и соответствующей потере холода Q^-K = 1К — 12,
пл. 8—0—1—2—к—5 ~ суммарному количеству тепла, подведенного
к газу в процессе расширения Qo-«;	'
пл. Kt—0—1—2—Kt — суммарному количеству возвращенной в виде
работы части тепла Qo-к-
Возврат части подведенного в процессе расширения тепла (например,
пл. lt—0—1—объясняется, как известно, увеличением удельного объема
газа от теплопритока, что приводит к увеличению работы перепада давле-
ния в потоке I vdp.
~ — знак эквивалентности.
262
6. УРАВНЕНИЕ СОХРАНЕНИЯ ЭНЕРГИИ ДЛЯ ТУРБОДЕТАНДЕРА
И ЕГО ЭЛЕМЕНТОВ
Общее уравнение энергии в тепловой форме
Рассматривается установившееся одномерное движение с осредненными
параметрами состояния газа в расчетных сечениях.
Из закона сохранения энергии для потока при перемещении газа на
некотором участке от сечения I до сечения II в условиях теплоэнергетиче-
ского обмена с внешней средой следует, что подведенное к единице массы
газа тепло Q равно сумме внешней работы, совершенной 1 кг газа Ьвн, работы
сил трения Lmpt изменения энтальпии /п—А и изменения кинетической
____________ ^2
энергии 11 2 1 (в ‘ абсолютном движении).
Считая положительными совершаемую газом работу и подведенное
к нему тепло, уравнение энергии в тепловой форме представим в виде
с2 — с2
Q = ^вн + ^тр + Al — АН ^2—~ •	(13)
Все члены в уравнении имеют размерность дж!кг и являются удель-
ными, так как отнесены к 1 кг массы газа. Для краткости термин «удельный»
в дальнейшем опускается.
Приток тепла к газу осуществляется двумя путями: извне, в результате
теплообмена с окружающей средой (и другими внешними телами) в количе-
стве QHap, и изнутри, в результате превращения в тепло .работы трения,
в количестве Qmp = Lmp. Таким образом,
Q = Онар + Qmp-	(14)
Подвод тепла из окружающей среды может происходить через изоляцию
корпуса машины, а также по тепловым мостам, каковыми являются вал и
другие металлические детали, соединяющие теплую и холодную части ма-
шины.
В большинстве случаев при хорошей тепловой изоляции теплоприток
из окружающей среды пренебрежимо мал и в расчет не принимается.
Соответственно общепринятой терминологии, процессы расширения газа
в турбодетандере и его элементах, протекающие без теплообмена с окружа-
ющей средой, называются адиабатными. С учетом тождества Qmp = Lmp
уравнение энергии для любого неадиабатного процесса принимает вид
с2 —с2
Qnap = LeH + /„ - Л + -It—L.	(15)
Для адиабатного процесса имеем
с2 —с2
h-In=LeH +	(16)
Величина I + -у = /0 называется энтальпией заторможенного потока
или полной энтальпией (отмечается индексом 0). Из уравнения энергии (16)
следует, что разность полных энтальпий потока равна внешней работе
11й-1По = Ьвн,	(17)
а при отсутствии внешней работы полная энтальпия газа остается неизменной:
А0 = А/0 = А.	(18)
263
Сказанное относится и к температуре заторможенного потока идеаль-
ного газа.
В уравнении энергии, записанном в тепловой форме, работа сил трения
не отражается, так как трение не нарушает общего баланса энергии, а только
приводит к преобразованию части энергии давления газа в тепло. Однако
трение и другие сопротивления потоку газа вызывают потерю теплоперепада
qmp. При расширении до давления = рк потеря теплоперепада равна,
как указывалось, потере холода khmp.
Очевидно, что вообще при расширении газа до давления рп > рк
=	+	(19)
где Я — сумма потерь теплоперада на участке I—II, а при расширении
до конечного давления рц = рк\
h-Jut = h-In^^h,	(20)
где S — сумма потерь холода на участке I—II.
Уравнение энергии для турбодетандера
Исходные условия для применения общего уравнения энергии к турбо-
детандеру:
сечениям I и II соответствуют сечения н и к (см. рис. 4);
теплообмен с окружающей средой отсутствует — процесс расширения
адиабатный;
скорости сн и ск практически одинаковы;
. внешней работой является работа, переданная на вал детандера — Le.
Для этих условий из уравнения энергии (16) получаем
h = Le дж/кг.	(21)
Таким образом, при адиабатном процессе расширения действительный
теплоперепад равен работе, переданной на вал турбодетандера.
Внешняя работа, переданная в виде механической энергии на вал ма-
шины Le, является основной частью технической работы L, которая совер-
шается газом при его движении по межлопаточным каналам рабочего колеса.
Часть технической работы в количестве Lmd расходуется на вращение
колеса в среде газа — это так называемая работа трения дисков. Кроме
того, в совершении технической работы не участвует часть газа, проходя-
щая через внутренние лабиринтные уплотнения 1.
Вводя коэффициент внутренних перетечек как отношение количества
газа, прошедшего через уплотнения, ко всему расходу газа
__ тут
аУт~~т~
и коэффициент трения дисков
„	_ ^т. д
ат.д— L >
получаем
= L (1	д) •
Уравнение энергии для турбодетандера получаем в виде
/г — L (1	^уп а)-
1 Утечка через внешние лабиринтные уплотнения очень мала и обычно в термогазодина-
мическом расчете не учитывается.
264
(22)
(23)
(24)
(25)
Работу L (аут + д) можно назвать внутренней потерей технической
работы. Очевидно, что эта работа переходит в тепло, которое (при хорошей
теплоизоляции машины) полностью передается рабочему телу. Так, что
L (^ут + ^Т. д) = Qym “Г Qt. д дж/Кё.	(26)
Можно предположить, что все это тепло передается рабочей среде в зоне
смешения основного потока с газом, прошедшим через лабиринтные уплот-
нения, т. е. за колесом в отводе при конечном давлении расширения рк.
При таком допущении внутренняя потеря технической работы равна сумме
потерь холода от внутреннего перетекания газа &hym и от трения дисков
Ahm. д-
(а>ут “Г ат. д) — &hym “F д-	(27)
Уравнение энергии принимает вид
h = L^(bhyrn + bhT'd).	(28)
При переходе к изоэнтропийному теплоперепаду нужно учесть все по-
тери холода, вводимые в расчет турбодетандера. Кроме потерь &hym и АЛт. di
следует принять во внимание следующие потери:
потери холода в сопловом аппарате \hc и в рабочем колесе АЛК, обуслов-
ленные трением и другими сопротивлениями движению газа;
потери холода с выходной скоростью из колеса, называемые выходными
потерями &heblx.
Исходя из тождества (20), получаем
ht = h t±hc АЛк 4- khewx 4~ ^hym 4- АЛГ. а	(29)
или, учитывая уравнение энергии (28):
ht = L 4- \hc + Д/гк + \hebix.	(30)
Потери холода A/ic, Айк и А1гвых можно назвать гидравлическими по-
терями, так как они обусловлены трением и местными сопротивлениями при
движении газа.
Вводя гидравлические потери холода
А/гг = \hc + \hK + A/iewX)	(31)
получаем
ht = h 4~ АЛг 4“ &hyrn 4~ А/гр di	(32)
или
ht = L 4- АЛг.	(33)
Выделение гидравлических потерь позволяет ввести для оценки аэроди-
намических качеств проточной части турбодетандера гидравлический к. п. д.
г1г = -^^=1-Айг.	(34)
Очевидно, что1
(35)
Адиабатический к. п. д. меньше гидравлического на сумму относитель-
ных потерь холода от внутреннего перетекания газа и от трения дисков:
Лад = Лг (^hym 4~ &hTt д).	(36)
---------- I
1 Определяемый таким образом к. п. д. в турбинах принято называть «к. п. д. на ободе»
или «к. п. д. на лопатках».
265
Для полуоткрытого колеса (см. ниже)
Лад = (Лг ^hTt 3) Т]заз,
(36а)
где Лзаз =’0,93-7-0,96 — коэффициент, учитывающий утечки .через зазор.
Заметим, что уравнение энергии для турбодетандера в виде
Qt. д 4~ Qym == 7^ h
по форме напоминает уравнение энергии для неадиабатного процесса [см.
уравнение (15)] и показывает, что
Рис. 12. Изображение рабочего процесса
в SZ-диаграмме
процесс расширения в турбодетандере
можно рассматривать как неадиабат-
ный, если величину Q^p трактовать
несколько шире, включая в нее,
помимо теплопритока из окружаю-
щей среды, и тепло Qym + д, кото-
рое является внешним по отношению
к основному потоку газа. В этом
случае процесс без теплообмена с
окружающей средой следовало бы
назвать внешнеадиабатным. В даль-
нейшем сохраняется общепринятая
терминология.
На рис. 12 показано изображе-
ние рабочего процесса расширения
газа в 57-диаграмме с указанием
основных потерь. Потери холода
представлены разностями энтальпий:
A/zc = l2t — I Kt\ khK = 12 —
&heblx = 112', ^hT. д = I & 7 3*,
^hym = 7K 14.
Уравнение энергии для рабочего колеса с отводом
Исходные условия для использования уравнения (16):
сечениям I и II соответствуют сечения 1 и к (см. рис. 4);
(С \ 2
мало (менее 0,02) и поэтому скорость ск в
принимается.
Уравнение энергии можно представить так:
C1 C1
или
71 — 7К = L-------£----(Д1гут + АЛг. д)-
Для изоэнтропийного теплоперепада в колесе находим
с?
htK = L 2 Н ^hK 4“ &heblx.
расчет не
(37)
(37а)
(38)
266
Уравнение энергии для направляющего аппарата
Принимая в качестве расчетных сечения н и 1 (т. е. присоединяя подвод
газа), пренебрегая, ввиду малости, величиной и учитывая, что внеш-
няя работа отсутствует, получаем
ci
/ic= -g-.
(39)
Изоэнтропийный теплоперепад в направляющем аппарате
htc = hc + qc	(40)
или
С1
(41)
где clt — изоэнтропийная скорость истечения газа из соплового аппарата.
Отношение действительной скорости истечения к изоэнтропийной назы-
вается скоростным коэффициентом направляющего аппарата
Ф=-^-	(42)
и характеризует его эффективность.
Очевидно, что адиабатический к. п. д. направляющего аппарата
-	hc ci	2
М = Х'==1" = Ф-
С Ъ
Потеря теплоперепада
с2
% = (1-ф*) Jt.
(43)
Относительную потерю теплоперепада qc = можно выразить через
о hic	htK
величину рг = или через степень реактивности рг = ~ и коэффи-
циент возврата потери теплоперепада ас:
Qc = (1 - Ф2) ₽Г = (1 - Ф2) (1 - Рг + О-	(44)
Наиболее удобной формой уравнения энергии для направляющего аппа-
рата является
ci	ci
ht = “2^07 = 2^(1-рг+ас) •	<45>
С целью придания уравнениям энергии безразмерной формы вводится
условная изоэнтропийная скорость Со, определяемая изоэнтропийным тепло-
перепад ом в турбодетандере х:
Со = 2ht.	(46)
ТЛ	L
Используя это тождество и учитывая что — = т)а, получаем урав-
нения энергии:
1 В литературе эта скорость часто обозначается Сад', соответственно точке kt ее можно
было обозначить Ск*.
267
для направляющего аппарата
ФТт =
или
<р2(1 — рг+ ас\ = (-^)2
и для рабочего колеса
Рг + Ф2 (1 — рт + ас) = Т]г +	+ Айвьа-
(47)
(48)
(49)
Последнее уравнение устанавливает связь между относительными пара-
метрами рабочего колеса и направляющего аппарата. Его можно использо-
вать, например, для определения суммы относительных потерь холода
в колесе и с выходной скоростью, если по данным испытаний найдены ве-
личины Рг, Т|г И ф.
При расчете турбодетандеров, в которых ширина направляющего аппа-
рата Ьс > 4 мм, скоростной коэффициент можно принимать в пределах
Ф = 0,95-н0,96. Уменьшение размеров сопел приводит к уменьшению вели-
чины ф. Так, при4 bc = 1,5-^-2 мм величина ф 0,87-4-0,92.
Одним из важнейших расчетных параметров турбодетандеров является
приведенная окружная скорость колеса
Используя этот параметр, из уравнения энергии для направляющего
аппарата (48) получаем
«i = T2(i — Рг+(-у-)2	(50)
\ С1 /
или
“2 2п ( Их \2
«1 = Ф₽г 1~) •
\ С1 /
Для предварительных расчетов и при малых значениях ас (ас < 0,02)
можно пользоваться приближенными уравнениями:
?^(1-Ф2)(1-рг);	(44а)
с?
2<р2(1 — рг) ’	(45 а)
^ф2(1_рг);	(48а)
Рг + Ф2 (1 — Рт)«1Ъ + £hK + ДЯвых;	(49а)
й^ф2(1_рг)(^_у.	(50а)
В таком виде уравнения использовались при расчетах турбодетандеров
низкого давления.
268
7.	ОСНОВЫ ТЕРМОГАЗОДИНАМИЧЕСКОГО МЕТОДА РАСЧЕТА
Заданными при расчете турбодетандера параметрами состояния газа
являются р0; Tq и рк. Давление после направляющего аппарата рг находится
через степень реактивности рг (или величину £г), которая определяется по
приводимым ниже уравнениям. Адиабатическим к. п. д. предварительно
задаются, а потом определяют его расчетное значение. Остальные параметры
состояния газа на выходе из направляющего аппарата и в конце процесса
расширения (точки 1 и к на рис. 10—12) могут быть найдены по SI- или
ЗТ-диаграмме.
Использование диаграмм при расчете процессов расширения реального
газа в общем случае необходимо. Однако во многих случаях этот метод не
дает аналитических выражений, без которых трудно обойтись, например, для
определения критической скорости истечения газа, для расхода газа через
сопла направляющего аппарата, для коэффициента возврата потери тепло-
перепада и др. Кроме того, при пользовании диаграммами утрачивается
общность расчетов и, следовательно, основа для моделирования турбодетан-
деров и для пересчета их характеристик на другие условия.
Поэтому очевидна необходимость в аналитическом методе расчета.
Разработка такого метода становится возможной, если реальный газ заменить
идеализированным. Область рабочих параметров воздуха в турбодетандерах
низкого, среднего и даже высокого давления характеризуется относительно
малым изменением коэффициента сжимаемости z в процессе изоэнтропийного
расширения и практически постоянной величиной показателя изоэнтропы k,
определяемого по р и Т [11]:
(51)
где
kT=
рТ Л tep/po ) ’
Среднее значение kpT = k = 1,4. Отмеченные особенности области
рабочих параметров воздуха (и азота) позволяют использовать модель
идеализированного газа, для которого постулируются следующие положения:
1)	Применимость уравнения состояния в виде
pv = zRT,
р — давление в н1м2\
Т — температура в °К;
v = ------удельный объем в ж3/кг;
р — плотность в кг/м3\
R— газовая постоянная в дж!(кг-град)\
для воздуха R = 287 дж!(кг*град).
2)	Возможность использования среднего значения коэффициента сжи-
маемости zcp для изоэнтропийного процесса расширения. Это равносильно
принятию предположения, что z = z (S).
Для процесса S = const
‘'0 । “к
zcp =	2	•
В случае, когда изоэнтропийный процесс заканчивается в двухфазной
области, вместо zKt берется значение коэффициента сжимаемости при пара-
метрах (р и Т) вблизи от линии насыщения.
3)	Возможность использовать показатель изоэнтропы kpT = k = 1,4.
4)	Применимость дифференциального уравнения идеальных газов [48]:
' dI=-^-d(pv).	(52)
269
С учетом уравнения состояния (51) получаем
dI = ^-Rd(zT).	(53)
Из этих уравнений следует, что в процессе дросселирования идеализи-
рованного газа, т. е. при I = const,
pv = const и zT = const.
Для удобства выполнения расчетов используются приведенные пара-
метры состояния:
Уравнение состояния (51) в приведенных параметрах
pv = — Т.	(54)
ZG
При z = zcp = z0
-В=1.	(54а)
Для изоэнтропийного процесса расширения идеализированного газа
можно пользоваться основными соотношениями и уравнениями, аналогич-
ными применяемым для идеального газа.
Уравнения изоэнтропы:
k _ _ 1
pvk=l- Tvk~x=\\ р = Т*-1.	(55)
Работа перепада давления или изоэнтропийный теплоперепад
Ls = A7S = RZcpTo (1	) дж/кг	(56)
ИЛИ
A7S = RzcpT. (1 - Т) дж/кг.	(56а)
Уравнение, связывающее изоэнтропийное изменение энтальпии и тем-
пературы:
A7S = д RzcpATS дж/кг.	(57)
Скорость звука определяется выражением
а = УkRzcpT м/сек.	(58)
Для воздуха при k = 1,4 и R = 287 джЦкг-град) ( Д 1 R= 1003»*
1000) получаем
A7S — Ls = zcpT0 (1 — р-*-) = zcpT0 (1 —Т) кдж/кг; (566)
&Is = zcp&Ts кдж/кг-,	(57a)
a = 20,1 КZq/T м/сек.
Для идеализированного газа можно применять газодинамические функ-
ции и их табличные данные (см. ниже, п. 8).
270
В основе определения параметров состояния в действительных процессах
расширения лежит замена их изоэнтропийными процессами в сочетании
с процессами дросселирования.
' Предлагаемый аналитический метод расчета (подробнее он изложен
ниже) позволит с достаточной точностью учесть реальность газа — коэффи-
циент сжимаемости и дроссель-эффект. Метод может быть применен для
расчета турбодетандеров низкого и среднего давления с введением коэффи-
циента сжимаемости — среднего для всего процесса расширения (при So =
= const) в ступени. При расчете двухступенчатых турбодетандеров высокого
давления предварительное распределение общего теплоперепада по ступе-
ням можно вести по среднему для всего процесса расширения (So = const)
коэффициенту сжимаемости, а расчет каждой ступени по zcp для данной
ступени. Если в какой-либо ступени (обычно в первой) изменение величины z
превышает 5—7% от среднего значения, можно ввести средние значения z
отдельно для процессов расширения в направляющем аппарате и в колесе.
Однако необходимость в таком уточнении возникает редко. Аналогичный
метод применялся нами и ранее для расчета турбодетандеров низкого давле-
ния, но в несколько упрощенном виде из-за малой величины дроссель-
эффекта.
8.	ГАЗОДИНАМИЧЕСКИЕ ФУНКЦИИ
Метод термогазодинамического расчета турбодетандеров, работающих
в области параметров, в которой реальный газ допустимо считать идеали-
зированным, строится соответственно современной тенденции в обобщенной
форме. С этой целью вводятся безразмерные расчетные параметры и при-
меняются газодинамические функции. Использование газодинамических
функций существенно упрощает и ускоряет расчеты, так как для этих функ-
ций имеются таблицы (см. приложение 22).
Изоэнтропийный процесс расширения. Основными газодинамическими
функциями являются функции, связывающие приведенные температуру 7\
давление р и плотность газа р с коэффициентом скорости X = -— в изо-
энтропийном процессе. Коэффициентом скорости 1 X называется отношение
скорости потока с к критической скорости акр. При изоэнтропийном течении
газа в наиболее узком сечении канала скорость потока может стать равной
местной скорости звука. Такая скорость называется критической. Давление
и температура газа в узком сечении в этом случае также называются крити-
ческими. Критическая скорость, как местная скорость звука, однозначно
определяется критической температурой Ткр. Из общей формулы для опре-
деления скорости звука в идеализированном газе (58) получается
у ^ТСр = 1/ kRZcpTKp.
При подсчете акр лучше брать среднее значение между z0 и z при Ткр
в том случае, если z изменяется более чем на 5% от среднего значения для
всего процесса So = const.
В газодинамике устанавливается связь критической температуры с тем-
пературой заторможенного потока То:
1 При рассмотрении процесса S = const коэффициент скорости следовало бы отмечать
индексом t. Этот индекс опускается (для краткости написания) пока речь идет только об изоэн-
тропийном процессе.
271
Таким образом, критическая скорость зависит только от температуры
заторможенного потока или, при малой по сравнению со скоростью звука
начальной скорости, от начальной температуры
1 / 2k
ctKp = у । RzcpTм]сек.
(60)
Для воздуха при k = 1,4 и R = 287 дж1(кг-град)
акр= 18,35 VzcpT0.
Приведенные давления и плотность в критическом сечении определяются
через Ткр:
k	1
_	/ 2 \	1	—	/ 2 \	1
Ркр= \т+т)	и р«р= \т+т)
Для двухатомных газов при k = 1,4 имеем
Ткр = 0,833;	= 0,528; ркр = 0,634.
Коэффициент скорости X является критерием подобия для газовых те-
чений.
Из газовой динамики известны следующие уравнения, связывающие
приведенные параметры газа с коэффициентом скорости:
k
п	-	/	k— 1	\ k~1
-Р- = р(К)= ( 1 — 4—1 %2)	;
Ро	\	k + 1	/
Для идеализированного газа
~  Р   г0 . Р . То __ _£о_ , Р (М	(611
Р _ Ро — г ' Ро ' Т ~ z  f (X) 	' '
Очевидно, что при z = гер = z0 = const
р = ^-.	(61а)
Т(Х)	v
Кроме перечисленных газодинамических функций, при расчете турбо-
детандера используется функция, связанная с определением расхода газа.
Исходя из уравнения расхода
m = cfp кг!сек
и заменяя скорость и плотность газа, соответственно, через коэффициент
скорости % и приведенную плотность р, после некоторых преобразований
получаем
m = Арор&)у (К) кг1(с<;к.	(б2)
I V zcpRTp
272
где А — постоянная для данного показателя изоэнтропы величина;
(63)
и у (%) — газодинамическая функция;
Л, 
1-МТ
Для двухатомных газов при k = 1,4 величина А = 0,687.
Для воздуха 7? = 287 дж/(кг-град)
= 0,0405	р (к) у (%) кг/(сек  л?),	(65)
I	V 2СРТ о
н!мъ.
m
где ро в
Величина у- называется массовой скоростью газа или плотностью
. Заменяя в уравнении (62) р (X) = —, получаем выражение
'	Ро
Х	m	Ар /Л\
f ~ У
тока.
(66)
из которого видно, что массовая скорость газа в данном сечении зависит
от начальной температуры, от давления в рассматриваемом сечении и от
коэффициента скорости % через функцию у (Л). Однако формулы (62) и (65)
удобнее для расчетов, чем формула (66), так как в них входит не абсолютное
давление в рассматриваемом сечении, а приведенное давление в виде функции
от 1 и начальное давление.
Произведение .р (%) у (к) есть также газодинамическая функция
р(%) = р’(%)«/(%).	(67)
Поэтому
С увеличением X от нуля до единицы функция q (X) растет от нуля до
максимального значения </max = 1 при X = ХЛР = 1, а далее вновь умень-
шается до нуля при Хтах = I/ .
Поэтому критической скорости в узком сечении сопла, т. е. в горловине,
соответствует наибольшая массовая скорость
/т\	ДРо_.	(69)
\ fe /max ГгсрЯТ0
Для заданного расхода газа пг величина максимальной^плотности тока
определяет, очевидно, площадь наименьшего сечения сопел направляющего
аппарата
(70)
18 П./р. В. И. Епифановой
273
f
При заданной площади наименьшего сечения fmla величиной максималь-
ной массовой скорости определяется наибольший возможный расход газа
при данных р0 и То:
= fmin	кг/сек.	(71)
r ZcpK 1 о
Таким образом, в изоэнтропийном процессе истечения наибольшая
массовая скорость возникает в горловине сопла при критическом значении
приведенного давления в этом сечении. На выходе из простого сопла не-
возможно получить скорость потока больше критической.
В расширяющейся части сверхзвукового сопла (см. рис. 6) скорость
газа увеличивается, переходя от критической в сверхзвуковую, приведенное
давление уменьшается, функция q (А) падает, и, следовательно, массовая
скорость также уменьшается. В выходном сечении расширяющегося сопла
m = AP^q(^	'	(72)
где M = Mpi) — коэффициент скорости в сечении
Из выражений (69) и (72) получаем уравнение для определения функ-
ции q (%г) для выходного сечения сверхзвукового сопла
=	(73)
из которого следует, что величина достигаемой на выходе из расширяющегося
сопла скорости или соответствующего ей коэффициента скорости Аь
определяется только отношением площадей минимального сечения к выход-
ному.
Наибольший расход газа через расширяющееся сопло находится по
уравнениям (69) или (71), которые используются при подсчете тгаах для
простого сопла.
Дополнительное ускорение потока в расширяющейся части сверхзвуко-
вого сопла позволяет получить на выходе из сопла более высокий коэффициент
скорости, т. е. скорость истечения, но не влияет на величину расхода газа
через сопло.
Для изоэнтропийного процесса имеются таблицы значений функций
Т (А); р (А); р (%); у (A); q (А) и некоторых других, пользуясь которыми
можно определить параметры газа в потоке по параметрам торможения и
наоборот. Для расчетов достаточно знать коэффициент скорости А или одну
из газодинамических функций.
9. ТЕРМОГАЗОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОДНОСТУПЕНЧАТОГО
ТУРБОДЕТАНДЕРА
Термогазодинамический расчет включает определение параметров со-
стояния газа на выходе из направляющего аппарата и из турбодетандера,
определение коэффициентов скорости и массовой скорости в расчетных сече-
ниях направляющего аппарата.
На рис. 13 показано изображение процесса расширения газа в ST-
диаграмме, иллюстрирующее аналитический метод расчета. Предполагаются
известными . р0; Т0; рг = (или |3Г = Лад и Ф- Основным
расчетным процессом является изоэнтропийный процесс So = const.
274
Действительный процесс расширения в направляющем аппарате заме-
няется процессами изоэнтропийным 0—lt и дросселирования I\t = /х =
= const; действительный процесс расширения в турбодетандере заменяется
процессами 0—к\ и l'Kt = IK = const. Указанный прием позволяет определять
основные параметры состояния в точках 1 и к, используя газодинамические
функции, рассчитанные для процесса So = const.
Коэффициент действительной скорости истечения из направляющего
аппарата
Х1 = <р(%1Д	(74)
Приведенная температура в
точках /' и Г:
т; =т; = Т1ид=Т(М) = Т(фЦ);
(75)
здесь Т1ид — приведенная темпе-
ратура идеализированного газа.
Приведенная плотность газа
в точке 1 определяется из усло-
вия
р1==Ло..Д =	. (76)
гЧ T't гЧ
при
= ?0 — %Ср
Рис. 13. Изображение процесса расширения
реального и идеализированного газа в ^-диа-
грамме
Определять температуру газа на выходе из направляющего аппарата
обычно не приходится, но если это необходимо, нужно ввести-поправку на
дроссель-эффект
7\ = 7\ — Д7\ .
1 Хид д?1
Найдем теперь выражение для коэффициента возврата потери тепло-
перепада в сопловом аппарате ас.
По определению (12):
Используя уравнение (12) для определения величины ас и уравнение
(56) для определения изоэнтропийных теплоперепадов ht—IKt и hiK и учи-
тывая, что в процессе	= const ZitTlt Zi7\, находим отношение
теплоперепадов
_ z4 Th _
Ч Ч’Ч 7(ф^)’
так как zlt z. .
18!
275
Следовательно,
i ч	1
«с = Рт 1 —	= Рг 1
\ т\ ,1 L
(77)
7 (<Р^)_
Для повышения точности определения величины ас эту формулу лучше
использовать введя разность температур:
PL-Л. \
ас = Рг I —=-—- •	(78)
\ ТЧ J
hf
Коэффициент ас можно выразить и через [Зг =	:
т',	\	(т\ —Т,
=(i-pr) -v
1 1	/	\	1 1
(79)
а,
При малых. величинах ас две последние формулы дают практически
одинаковые результаты.
При данной степени реактивности рг коэффициент возврата ас увеличи-
вается с возрастанием (т. е. с понижением приведенного давления pj
и с уменьшением величины ср.
В качестве примера приведем следующие данные, характеризующие
величину коэффициента ас: для турбодетандеров низкого давления при klf =
= 1,0, рг = 0,45 и ф = 0,95 коэффициент ас < 0,01 и может не учитываться;
для малых турбодетандеров среднего давления при = 1,1, ф 0,88,
р = 0,45 коэффициент ас > 0,03.
Параметры газа в конце процесса расширения в турбодетандере (точка к,
рис. 13) определяются аналогичным образом.
По степени расширения рк = — с помощью таблиц газодинамических
Р°
функций находится коэффициент условной изоэнтропийной скорости AKt =
Q
= у2-, затем коэффициент скорости, соответствующей процессам 1—к
и 1—Kt\
К = Kct = ]/	(80)
Приведенная температура
TK = TKt=TKud=T(\K).	(81)
Температура идеализированного газа ТКид = Тк выше температуры
реального газа в конце действительного процесса расширения на величину,
соответствующую дроссель-эффекту на перепаде давления pKt—рк. Поэтому
Приведенная плотность газа в точке к
Рк —
Рк
(82)

276
- - р
Рк~ Т(Кк)
(82а)
Заметим, что эти формулы применимы и в том случае, если изоэнтро-
пийный процесс заканчивается в двухфазной области — нужно только
иметь в виду, что температура TKt становится условной характеристикой
газа, так как не отражает процесса конденсации. Но для расчета это не имеет
значения, поскольку в теоретическом процессе 0—Kt конденсации газа не
происходит. Численные значения температуры TKt в^этом случае заключаем
в скобки.
Входящий в уравнения (74)—(79) коэффициент изоэнтропийной скорости
истечения газа из направляющего аппарата находится по коэффициенту
условной скорости hKt:
\ = (83)
или
\	1 — Рг + ас\ >	(83а)
что непосредственно следует из определения величины (Зг:
ht с\ к1?
о _____‘с — Ч _ Ч
Рг ~ Л/ ~ Cl
и	Kt
из уравнения (10).
При использовании выражения (83а) величиной ас рекомендуется предт
варительно задаться.
Переходим к рассмотрению функций расхода газа.
При течении с трением в горловине сопла не достигается критическая
скорость, поэтому параметры газа в нем, соответствующие максимальной
массовой скорости (-^-)	, будем обозначать не индексом кр, а индек-
\ /г / max
СОМ *.
Расчетные формулы для действительного и изоэнтропийного процессов
истечения аналогичны. Так, для выходного сечения сопла в процессе 0—1
m ___ Вр±
ZcpRT о
ИМ;
(84)
это выражение по внешнему виду совпадает с уравнением (66).
Функция у (X), входящая в эти уравнения, в обоих случаях может быть
определена по таблицам газодинамических функций, подсчитанных для
процесса So = const. Нужно только помнить, что при изоэнтропийном про-
цессе истечения имеется в виду процесс 0—/z, а при действительном процессе
О—1—эквивалентный ему процесс 0—lt.
Коэффициент скорости	Для режимов течения, соответ-
ствующих максимальной плотности тока в узком сечении, получаем
(85)
277
Коэффициент скорости в горловине сопел находим исходя из предпо-
ложения о неизменности коэффициента <р по длине сопел:
Ч = t4z
Поскольку р = р (Xz), из формулы (84) и (85) получаем
= <86>
и
(= Ар°^ р а,) у (<рХ#).	(87)
\ fs /max ]/%,ЯТ0 И ' t>-y	'
В приведенных выше формулах \ — коэффициент действительной
скорости и К* — коэффициент
теоретической скорости в узком сечении
сверхзвукового сопла при течении с тре-
нием, соответствующие приведенному да-
влению р* = у1 (рис. 14).
Вводя новую функцию расхода
и = р(Ш(фМ,
представим уравнения (36) и (87) в
дующем виде:
m __ Лр0 *
/1 V
и
m \	_ Лр0
fs /max
Рис. 14. Изображение процесса рас-
ширения газа в направляющем аппа-
рате в ^/-диаграмме
(88)
сле-
(89)
(90)
На рис. 15 приведены графики зависимости и от р для нескольких
значений скоростного коэффициента ф. Этими графиками можно пользо-
ваться при расчетах направляющих аппаратов для определения величин х
и х* = хтах, по которым из формул (89) и (90) находится массовая скорость
газа в выходном и узком сечениях сопла. По графикам рис. 15 можно найти
и р*, как р (А) при х = хтах. _	_ _
На рис. 16 даны графики функций р (А); Т (А); р (X) и у (A)t
Пример. Найти давление, плотность и скорость воздуха на выходе из расширяющегося
сопла при течении с трением, а также массовую скорость в узком и выходном сечениях и отно-
шение площадей при следующих условиях:
1г
р0 = 0,6 Мн/м2; TQ= 120° К; р± = 0,24 Мн/м2; R = 287 дж/(кг-град); <р = 0,95.
— Pi
При заданных условиях гср = 0,92. Приведенное давление воздуха за соплом р± = —• —
Р о
0 24	4	— ___
= -yg- = 0,40; с помощью таблицы газодинамически^ функций (см. приложение 23) для р± —
== 0,40 получаем коэффициент изоэнтропийной скорости истечения А^ = 1,175. Определяем!
коэффициент действительной скорости истечения из сопла
Аг = q)Alf= 0,95-1,175= 1,116.
С помощью таблиц газодинамических функций по Ах находим приведенную темпера
туру воздуха
Т[ = Т (Xj) = Т (1.116) = 0,793
и функцию у (Хх) = у (1,116) = 2,22.
278
По формуле (76а) подсчитываем приведенную плотность воздуха за соплом
Р1 =
Р1
— /
р (4)
Т (<₽Ч)
0,40
0,793
0,504.
По формуле (88) подсчитываем функцию на выходе из сопла = р (%хр-г/ (Хх) =
= р~(1,175) - г/ (1,116) = 0,4-2,22 = 0,888.
Функцию хх можно найти и по рис. 15 — при ф = 0,95 и pt = 0,40 получаем хх = 0,89-
По рис. 15 при ф = 0,95 находим приведенное давление в узком сечении сопла р* = 0,54
и соответствующее значение функции и* = хтах = 0,93.
Рис. 15. Зависимости х от р при разных значе- Рис. 16. Зависимости р, Т и р от X
ниях ф	для k — b,4
С помощью таблищгазодинамических функций по р* определяем коэффициент изоэнтро-
пийной скорости в узком сечении — при р* = 0,54 коэффициент Х^ = 0,985.
Подсчитываем начальную плотность воздуха
Ро ~ z^RT\ = 0,92.287-120 = 19,0 Кг/М*
и критическую скорость
акр= 18,35 VzcpT0 = 18,35-К0,92-120 = 193 м/сек.
Определяем искомые величины:
температура воздуха за соплом (без учета дроссель-эффекта)
T\t =	= 0,793-120 = 95,3° К;
плотность воздуха за соплом
Pi = PiPo — 0,504-19,0 = 9,55 кгМ3;
скорость потока на выходе из сопла
сх = Хх-акр = 1,116-193 = 215 л/сек;
скорость потока в узком сечении сопла
с* — уКьркр = 0,95-0,985 -193 = 180 м/сек;
279
массовую скорость в выходном сечении сопла по формуле (89):
т Ар^	0,687-0,6-106-0,888	„
-т- =	_____ =------—	= 2050 кг (сек-м2)
/1	У 0,92-287-120
массовую скорость в узком сечении сопла по формуле (90):
(т\ Лрохтах 0,687-0,6-0,93.106	01_	„
\ /г/шах ' VzCpRTt	У0,92-287.120
отношение площади выходного сечения сопла к площади горловины:
Л   ^тах
fa *1
0.93
0,888
= 1,045;
отношение скоростей на выходе из сопла и в горловине
Cl = Х1 ,=	= 1.175
с* %*	~ 0,985
10. ОТНОСИТЕЛЬНАЯ ШИРИНА КОЛЕСА
Относительная ширина Ьг = является важным расчетным пара-
метром. Вывод уравнения для ее определения основывается на использова-
нии уравнения расхода газа для условий входа в колесо и для условий
в воронке колеса.
Уравнение массового расхода газа для условий входа в колесо имеет вид.
т = jtdi&iTiCi sin aipb	(91)
гДе	т — массовый расход газа, проходящий через колесо,,
в кг/сек *;
di — наружный диаметр колеса в ж;
«1 — угол выхода потока из направляющего аппарата
в углов. град\
Cjl sin = clm — радиальная составляющая скорости в м!сек\
рх — плотность газа перед колесом в кг/м3\
тх — коэффициент стеснения сечения лопатками на входе-
в колесо;
т __1______г^л
1	jrdi sin рх ’
где zK, 6Л и |3Х — соответственно число, толщина и угол установки лопаток
на входе в колесо.
Принимая плотность газа в воронке колеса равной плотности газа в вы-
ходном сечении рк, составим уравнение расхода для условий в воронке ко-
леса:
т = ^ворРкпк.	(93)
Площадь сечения воронки колеса
Ь = -£-do (!-&„)	(94)
* При определении расчетных сечений внутренние и внешние утечки газа не учитываютсяF
т. е. принимается, что расход газа через все элементы машины равен расходу газа перед детан-
дером т.
280
Скорость в воронке колеса '
^вор —
Скорость с2 определяется из треугольника скоростей на выходе из ко-
леса (см. рис. 4):
= . sinp2 .	(95)
и2 sm(a2—р2)	4 '
Произведя в уравнении (91) соответствующие замены, после несложных
преобразований получаем выражение для относительной ширины колеса
я3
2---(96)
1 в sm ai pi ’	v
где
С‘= sin (У V) •	<97)
sm (a2 — р2)
Обозначения 'kc, пк, k0 = ф- и	введены в п. 3.
u	a2	а0	_
Используя уравнение (50) для приведенной окружной скорости колеса иг
и вводя приведенные плотности газа, получим
Ь. = Са .....	------«Св-----------.	(98)
ф у 1 — рг + ас sin a! pi ф sin ax у 1 — pr Pi
Для частного случая меридионального выхода потока с лопаток колеса,
т. е. при а2 = 90°.
С~т _
“2
гс2
и2
tg₽2
И
। __fc2
С в =kckoTLK tg Р2	.
Для радиально-осевых колес kc ~ т2 и $ = ——9 —
1 “Ь %вт
жения (97) и (99) можно представить в другом виде:
Sin р2 1	^=>вт
в “ 2тх ’ sin(a2 —р2)* 1 + t2
* ^вт
и для а2 = 90°
Р ____ ?2Т2	1
2тх ’ 1 + ?2
“ ъвт
Поэтому
(99)
выра-
(97а)
(99а)
Таким образом, относительная ширина колеса не зависит от расхода
газа. Наиболее существенное влияние на величину Ьг оказывает приведенный
диаметр d2. На величину Ьг можно повлиять и выбором коэффициента стес-
нения воронки колеса ^etn.
В большинстве случаев ширина направляющего аппарата берется рав-
ной расчетной ширине колеса
bc = b± = b1d1 мм,
281
а ширина колеса, во избежание удара о торцы покрывного и основного
дисков, — несколько больше расчетной величины
(0,5-4-1) мм.
Аналогичным образом получается выражение для относительной ширины
на выходе из радиального колеса
___ Ъъ _	%вт)
2 d± 4т2 sin а2
где т2 — коэффициент стеснения сечения лопатками на выходе из колеса,
определяемый аналогично коэффициенту тг.
Для радиально-осевого колеса очевидно
&2 = -^(i-U)	>	(101)
ИЛИ
(102)
Коэффициенты стеснения сечений принимаются в пределах:
Ti = 0,85н-0,9 и т2 = 0,8-4-0,85.
11. ОСНОВНЫЕ ПОТЕРИ ХОЛОДА
Потери в турбодетандере разделяются на внутренние и внешние. К вну-
тренним относятся все потери, вызывающие увеличение энтальпии рабочей
среды — потери холода. К внешним относятся потери, уменьшающие работу
на валу турбодетандера, но не влияющие на тепловое состояние рабочей
сред.
Внутренние потери. Потери энергии при протекании газа по подводящим
каналам от начального сечения во входном патрубке до входа в направля-
ющий аппарат.
По величине эта потеря не велика, так как мала скорость потока в под-
воде и обычно принимается равной скоростному напору начальной скорости
сн. Такое определение входной потери позволяет вести расчет турбодетандера,
полагая сн = 0 без отдельного учета потери в подводе.
Потеря при протекании газа по направляющему аппарату приводит
к повышению энтальпии рабочей среды на выходе из направляющего аппа-
рата по сравнению с теоретически достижимым ее значением при изоэнтро-
пийном процессе на величину qc и, отсюда, к потере холода в сопловом аппа-
рате Д/гс (см. рис. 12).
Используя равенства (11) и (44), находим относительную потерю хо-
лода в направляющем аппарате
&hc = qc — ас = (1 — ф2) рг — ас,	(103)
или
АЛС = (1 — ф2) (1 — Рг + aJ —«с-	(103а)
Для турбодетандеров с шириной направляющих аппаратов более 4 мм
скоростной коэффициент принимается в пределах ф = 0,94н-0,96. Влияние
282
'размеров направляющего аппарата на коэффициент ср можно в первом при-
ближении оценить по следующей формуле:
Ф2=(0,92-Н),93)— °’1^°.’1.8.>	(104)
и-экв
где Лэке — эквивалентный диаметр горловины сопла в мм.
Потери энергии в зазоре между направляющим аппаратом и колесом
при малых радиальных зазорах, порядка = 0,01н-0,03, отдельно не'
учитывается.
Потеря энергии на протекание газа по рабочему колесу, так же как и
потеря в направляющем аппарате, зависит: от числа Рейнольдса, от формы
межлопаточного канала колеса — угла изгиба и формы лопаток, от шеро-
ховатости стенок канала, толщины входной и выходной кромок, угла пово-
рота потока при входе на лопатки колеса и т. п. Эта потеря является потерей
холода и обозначается \hK. На расчетном режиме направление потока перед
колесом совпадает с направлением касательной к входной кромке лопатки
колеса. В этом случае говорят о «безударном» входе газа на лопатки. Приво-
димые ниже формулы и коэффициенты потерь, с помощью которых подсчи-
тывается потеря холода в колесе, относятся к безударному входу. По ана-
логии с определением потерь в направляющем аппарате, потеря холода
в колесе обычно подсчитывается по скоростному напору относительной ско-
рости на выходе из колеса через скоростной коэффициент колеса ф, опреде-
ляемый отношением действительной относительной скорости на выходе из
колеса w2 к теоретической w2f, т. е. к скорости, которая могла бы быть полу-
чена при изоэнтропийном процессе расширения.
В этом случае
2
А/г« = -у-(-^2-1) дж/кг.	(105)
Коэффициент ф принимается в пределах от 0,7 до 0,9.
Принимая во внимание тождество (46), находим относительную потерю
холода в колесе
"“Gf-'HO1-	<106>
В первом издании книги рассмотрен и другой способ выражения потерь
холода в колесе.
Потеря энергии на выходе из колеса учитывает потери на поворот потока
при входе в воронку колеса (в радиальных колесах) и на протекание газа
по отводу (включая диффузор). В настоящее время нет достаточных данных
для разделения этих потерь. Поэтому определяется суммарная выходная
потеря. При этом предполагается, что теряется полный скоростной напор
абсолютной скорости на выходе из колеса. Поскольку выходная потеря
энергии является и потерей холода, то
&heblx =дж/кг.	'	(107)
Относительная величина выходной потери холода
ЛАвых= (-g-)2.	(108)
Потери энергии в направляющем аппарате, в колесе и выходная потеря
представляют собой потери энергии охлаждаемого в турбодетандере газа
283
на трение и преодоление местных гидравлических сопротивлений и поэтому*
как указывалось, называются гидравлическими потерями и учитываются
гидравлическим коэффициентом полезного действия т|г.
Кроме перечисленных, имеются внутренние потери, связанные с затратой
технической работы.
Потеря мощности на трение дисков связцна с трением вращающихся ди-
сков колес об окружающий газ. Тепло, эквивалентное мощности Nm,di пере-
дается потоку газа и повышает его энтальпию на величину Ahm д, которая
и является потерей холода. Мощность, расходуемая на трение колес о газ*
подсчитывается по формуле
Л^/и.д = ₽т.д'10-3^1р1 дж!сек.	(109>
Экспериментальный коэффициент
=	(110>
Число Рейнольдса определяется по формуле
Re = “ldlpl ,	(111>
	Hi
где И! — динамическая вязкость газа при 7\ в н-сек/м?.
Коэффициент kmp является поправочным к коэффициенту 8,9 в формуле
(ПО), величина которого экспериментально определена для гладких дисков.
Можно принимать kmp = Зч-4, меньшие значения для колес с покрывными
дисками. В диапазоне чисел Re от 1 • 107 до 1 • 108 при &тр = 3 д — 1,14-
-—0,7.
Потеря холода на трение дисков определяется следующим образом:
bhm.d = ^ дж/кг.	(112>
Относительная потеря холода
(И3>
Используя формулу (109) для мощности трения, тождество (46), уравне-
ние расхода (91) и выражение (98) для относительной ширины колеса, полу-
чаем
=	'	(П4>
С« 4 Р»
где
Ст.д= 2Р^-0~8 •	(И5>
Из полученного уравнения видно, что относительная потеря холода
на трение дисков не зависит от расхода газа и увеличивается с уменьшением.
d2 и с увеличением иг. В турбодетандерах реактивного типа ^hm^d= 0,03-ь
0,06, а в машинах активного типа значительно меньше.
Потеря мощности на вентиляцию связана с вентиляционным действием
лопаток колеса, на которые не поступает газ из направляющего аппарата*
и образованием вихрей в незаполненных активным потоком каналах колеса.
Потеря мощности на вентиляцию возникает при парциальном подводе газа
к колесу, когда часть сопловых каналов направляющего аппарата закрыта
для прохода газа. Вентиляционное действие лопаток и образование вихрей
в неработающих каналах колеса ведет к уменьшению мощности, снимаемой
284
Рис. 17. Схема лабиринтного
уплотнения
с вала турбодетандера на величину NeHm. Тепло, эквивалентное этой мощ-
ности, передается через колесо рабочей среде и повышает его энтальпию,
т. е. приводит к потере холода &heHrn. Величина ее зависит от степени пар-
циальности подвода газа, т. е. от отношения длины окружности, занятой
соплами, открытыми для доступа потока, к полной длине окружности ndc
и от ряда других факторов.
В настоящее время нет достаточных данных, которые позволили бы
подсчитывать эту потерю для турбодетандеров разных типов. Можно только
отметить, что у реактивных турбодетандеров эта потеря значительно больше,
чем у активных. Поэтому к парциальному подводу газа с целью регулирова-
ния производительности в реактивных турбодетандерах следует прибегать
только в случае крайней необходимости. При полном круговом подводе газа
вентиляционные потери отсутствуют. На рис. 12
эта потеря не указана.
Потеря холода от перетекания газа через
внутренние лабиринтные уплотнения (уплотне-
ния А и С на рис. 9). Газ в количестве тут,
проходящий через лабиринтные уплотнения,
присоединяется на выходе из колеса к основ-
ному потоку, имея более высокую энтальпию,
так как в лабиринтном уплотнении он дроссе-
лируется. В связи с этим энтальпия основного
потока повышается на величину ^hyrrl, которая
и представляет потерю холода от перетекания.
Относительная потеря холода от внутреннего перетекания газа
(П6)
На рис. 17 представлена схема и конструкция типичного лабиринтного
уплотнения, применяемого в турбодетандерах. Температуру и давление
газа перед уплотнением принято считать по параметрам газа перед колесом
7\ и рх, а температура и давление газа за уплотнениями принимаются рав-
ными соответствующим параметрам за турбодетандером Тк и рк. Ниже при-
водится приближенный метод определения утечек, в основе которого лежит
допущение о равенстве перепадов давлений в каждом зазоре. По мере дви-
жения газа по лабиринтному уплотнению скорость в зазорах увеличивается,
так как происходит расширение газа. Поэтому наибольшая скорость возни-
кает всегда в зазоре последнего лабиринта. При определенных условиях в пос-
леднем зазоре может возникнуть критическая скорость.
Расчетные формулы для определения количества газа, протекающего
через лабиринтное уплотнение, зависят от того, достигается ли в последнем
лабиринте критическая скорость или нет. Поэтому при определении тут
прежде всего проверяются условия течения в последнем лабиринте [см. 19].
В большинстве случаев в турбодетандерах в последнем лабиринте не
возникает критическая скорость и для определения утечки газа, через лаби-
ринтные уплотнения используется формула Стодола:
Л	Р i — Р2
Шут Р^л |/ ZCpRT^	(117)
где	р — давление в н1м?\
— коэффициент расхода при истечении через щель; вели-
чина его зависит от типа уплотнения; при <2
(рис. 17) принимается рл *= 0,7;
285
fA лйл8л — площадь поперечного сечения щели в ;и2;
дл — диаметр лабиринта в м;
8Л — радиальный зазор в щели лабиринта в м\
sA — толщина гребня в м;
гл — число гребней в уплотнении.
Используя уравнение расхода (91), уравнение энергии для направля-
ющего аппарата в виде
c2i = 2(p2T^-TzcpRr0(i-Tlt)
и уравнение (98) для относительной ширины колеса, после несложных пре-
образований находим выражение для коэффициента утечек
^ут == Сут - _ • (ркрг) *,	(118)
^1^2 Р/с
здесь
р ____ 4цл6л^л пл sin (а2 Рг)	1 .	/11 сп
k (I__g2 )• пк- Sinp2 V 2kzA '
С \	^о[П/
f (Рк, Рт) =
Рк \	Т1	-| / / ,   Рк \ ^1/
р21 )	V \ ~ р2! ) ^-TKt '
d'.
Число лабиринтных уплотнений пл = 1 + -з- определено в
“л
(120)
предпо-
ложении, что уплотнения на покрывном и основном дисках одинаковы.
Если они различны, аут нужно определять отдельно для каждого уплотнения.
8л=-~- — относительный зазор, отношения kA и £0 — “Г"
«0	Uq	U2
были введены ранее.
Относительный зазор в уплотнении и число лабиринтов намечается при
конструировании в пределах
бл 0,0015-4-0,0025; гл = 4-9.
Учитывая увеличение зазора в период эксплуатации, при расчете реко-
мендуется принимать несколько большие значения бл.
Отношение ~-
а0
принимается в пределах 1,13—1,25.
Заметим, что
коэффициент утечек зависит от отношения —. Для одностороннего колеса
М/с
-с одним лабиринтным уплотнением и для двустороннего колеса с двумя
уплотнениями отношение —	1; для одностороннего колеса с двумя
уплотнениями, расположенными на одном диаметре —	2, т. е. в этом
М/с
случае коэффициент утечек, а значит и. потеря холода от перетекания в два
раза больше.
Таким образом, для одностороннего колеса наименьшая потеря холода
от перетекания получается при одном лабиринтном уплотнении, однако
в этом случае на колесе возникает осевое усилие, направленное в сторону
выхода газа из колеса. Для полуоткрытых колес утечка через зазор учиты-
вается коэффициентом т)заз [см. формулу (36а)].
Потеря холода от теплопритока из окружающей среды. Приток тепла
из окружающей среды, как отмечалось, в большинстве случаев мал и процесс
286
расширения считается адиабатным. В специальных конструкциях рекомен-
дуется проверять теплоприток по тепловым мостам и, если он значителен,
учитывать как потерю холода, относя ее к выходу из машины.
Внешние потери. К внешним относятся потери на трение в подшипниках
турбодетандера и в редукторе, а также потери, связанные с утечкой газа
через внешние лабиринтные уплотнения. Первые отражаются на величине
мощности и учитываются механическим к. п. д. г]мех 0,94-^-0,98, вторые —
при определении холодопроизводительности и мощности объемным к. п. д.
который не должен быть ниже 0,99.
12. СТЕПЕНЬ РЕАКТИВНОСТИ, ПРИВЕДЕННАЯ ОКРУЖНАЯ СКОРОСТЬ
КОЛЕСА, ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ К. П. Д.
Основные расчетные уравнения
Степень реактивности — один из основных расчетных параметров
турбодетандера. Исходным для ее определения является уравнение энергии
для рабочего колеса (38), которое можно представить в следующем виде:
с2
p^ht = L 2 F
Используя уравнение для определения технической работы (5), выраже-
ния для относительных потерь холода в колесе (106) и для выходной потери
со
(108), после подстановки и почленного деления на ht	-у получаем урав-
нение для степени реактивности:
Как. видно, степень реактивности связана с величиной приведенной
окружной скорости колеса	и, кроме того, зависит от приведенного
диаметра d2, отношений скоростей и ~ и от скоростного коэффициента
колеса. Величины иг и d2 являются расчетными параметрами, а отношения
скоростей находятся из треугольников скоростей.
Обозначим
Тогда
Рг = «?(!+а).	(123)
Величины рг и иг связаны еще уравнением энергии для направляющего
аппарата (50):
W1 = ф2 (1 — рт + ас) (-—-X •
\ С1 /
Совместное решение двух уравнений приводит к следующему выраже-
нию для приведенной окружной скорости колеса:
-Н^У <+».>
U1	/ Ui \2
1+ф\Т")
X С1 /
287
.В предварительных расчетах можно положить = 0.
Отношения скоростей определяются по формулам (см. рис. 4):
Hi	= sin (Pi —ai).	__ sin ax .	ш2 = sin a2 f 125^
с1 sin Pi ’	ui —	sin(p! —ax)’ —	2 sin (a2 — p2)	’	1	'
Выражение для величины а можно привести к виду
□2 Г 1 sin2 a2	,1	sin2 ax	Zion
a = d2 —5-----------^-5-7--1--------r-y-Tft—-—r-.	(126)
' L 'Ф	sin2(a2 —p2) J	sm2(Px — ax)	v 1
Приведенные формулы для отношений скоростей используются, если
заданы углы ax; a2; (J2 и рх. Иногда бывает необходимо определить угол рх
по известному отношению —. В этом случае удобно пользоваться выраже-
ci
нием
tgPi= sinv-	, <127>
COS Ch---
Cl
Теоретические расчеты и имеющиеся экспериментальные данные пока-
зывают, что реактивные турбодетандеры имеют высокий адиабатический
Рис. 18. Треугольник скоростей на входе
в колесо при pi = 90°
Рис. 19. Треугольник
скоростей на выходе
из колеса при а2=90°
к. п. д. при радиальном входе газа в колесо (в относительном движении)
и при меридиональном выходе газа из колеса (в абсолютном движении), т. е.
при Pi = 90° и а2 = 90°. Треугольники скоростей для этих условий пока-
заны на рис. 18 и 19. При (Jx = 90° и а2 = 90°
Ui
-1- = cosa1;
= fir a •	^2 = _А_ •
«1	° 15	«1 COS р2 ’
-2 _	<р2 cos2 ax (1 + aj
1 “ 1 +<p2cos2ai(l + a) ’
(128)
где
a = dl (---------------------1 — tg2
\\|)2 cos2 p2 /
(129)
Для реактивных турбодетандеров в большинстве случаев а = 0,05-е-
-н0,15 и рг (1,05-4-1,15) ut Уравнение гидравлического к. п. д. (или
к. п. д. проточной части) получаем, исходя из уравнения технической ра-
боты (4), которое представим в виде
L = и1с1 cos ax — и2с2и.
L	9L
Используя определение т]г = -г- = и уравнение (48), получим
i	Со
-Пг = 2«х (ф cos аг — Рт + a<; — d2c2u«i);
(130)
288
здесь ciu^= —---относительная закрутка потока на выходе из колеса;
с2и > 0 при а2 > 90°; с2и <0 при а2 <90°. Для а2 = 90° (с2ц 0)
1% = 2ыхф cos ах У1 — рг + ас,	(131)
или
Лг = 2ux<pcos ахУ^;	(131a)
при ас < 0,02
г]г^2м1фСО5а1У1—рт .	(1316)
Для случая рх а2 90° имеем
Т|г = 2ир	(131В)
При а2 — 90°
sin Та2- р2) = tg = Cim,
где с.2т ==	— коэффициент расхода.
Величина с.2т может быть введена во многие расчетные формулы: (196),
(97), (98), (114), (119), (120).
Коэффициент расхода находится в пределах 0,2—0,35. Уравнения для
приведенной окружной скорости, для степени реактивности и для гидравли-
ческого к. п. д. являются основными расчетными уравнениями. Сначала
определяется величина а, затем «х, потом рг и Лг-
Оптимальные значения основных параметров
Представляет интерес определение оптимальных значений и1опт и рТопт,
отвечающих условию Лг Лг • Найдем эти величины для случая а2 т= 90°.
Заменив в уравнении (1316) степень реактивности рг = ы? (1 + а), получаем
Лг = 2и1фсоз aijAl —«1(1 +а) •
Составляя производную -^- и приравнивая ее нулю, находим
—	__ 1	.	_ 1 .	_ <р cos ах
U1onr ~ у 2 (1 + а) ’ ?Топт	^max —	'
При а =?= 0,054-0,15 величина и1опт — 0,694-0,66.
Характерно, что и адиабатический к. п. д. имеет максимум в области
значений их 0,644-0,7.
Для характеристики величины лг примем: ф == 0,95; ах 14°.
Тогда при а = 0,054-0,15
Лг - 0,904-0,86.
max ’	’
По уравнению (50) (при ас —» 0) находим
/ ИХ \	U1onm	1 __
опт ф 1/1 — р_	ф /1 + а ’
' Топт
19 П р В. И. Епифановой
289
В частности, при <р =?= 0,95 и а ?= 0,054-0,15
=1,03-4-0,98.
\ С1 / ОПТ
Отсюда следует, что радиальный вход в колесо (Pi = 90°) примерна
соответствует оптимальным соотношениям, найденным из условия максимума
гидравлического к. п. д. При Pi = 90° адиабатический к. п. д. также
имеет наибольшие значения. Таким образом оптимальные значения основ-
ных расчетных параметров характеризуются следующими величинами:
рг 0,5, практически от 0,45 до 0,48;
0,654-0,7; р, 90°;
Этим значениям соответствует
а2 = 90°.
величина а 0,054-0,1.	_
Приведенный диаметр d2 может быть-
определен из условия минимума суммы всех
потерь холода. Указанным оптимальным зна-
чениям рг и соответствует d2^0,35-r-0,5
(меньшие значения относятся к колесам
радиально-осевого типа). Теоретически, чем
меньше углы аг и р2, тем выше к. п. д.
Практически рекомендуется = 124-20°;
Р2 = 30-7-40°. Уменьшение угла рх ведет
Рис. 20. Влияние числа Ми на к уменьшению величин иг и рг и, следова-
адиабатический к. п. д. тельно, при сохранении диаметра колеса
к уменьшению числа оборотов. Однако при
этом можно ожидать некоторого понижения к. п. д. турбодетандера.
При расчете рекомендуется подсчитывать число Ми турбодетандера^
определяемое отношением
акр
(132)
Очевидно, что
Mu = ^--^ = u1'kKt.
и0 икр
(133)
Основываясь на литературных данных и опыте работы газовых турбин,
можно предполагать, что адиабатическйй к. п. д. турбодетандера пони-
жается с увеличением числа Ми. Для приближенной оценки влияния вели-
чины Ма на приведен рис. 20, построенный по данным Балье, на котором
т]аа есть отношение Лад при текущем значении Ми к t]s при Ми — 0,25.
Во избежание излишне больших значений Ми при больших коэффи-
циентах условной изоэнтропийной скорости, что соответствует малым сте-
пеням расширения (т. е. большим теплоперепадам на ступень), в турбо-
детандерах среднего и высокого давления рекомендуется несколько умень-
шать расчетное значение иг до иг 0,6. При дальнейшем уменьшении вели-
чины Ui возможно некоторое понижение адиабатического к. п. д.
Для турбодетандеров, работающих в установках низкого давления для
получения газообразных продуктов разделения воздуха, степень расширения
рк 0,2.5 и = 1,4. В этом случае при иг 0,65 число Ми 0,91.
Если для расчета принимается <0,65, нужно определять угол
потока при входе газа в колесо по формуле (127).
290
Опыт работы с турбодетандерами показывает, что при угле потока
70° < р < 90° вход в колесо можно делать радиальным, т. е. принимать
Р1л — 90°, допуская натекание потока на лопатки колеса с небольшим углом
лтаки.
13.	РАСЧЕТ И ПРОФИЛИРОВАНИЕ НАПРАВЛЯЮЩИХ АППАРАТОВ
В расчет направляющего аппарата входит: выяснение типа сопла, опре-
деление суммарной площади сечений сопел, угла наклона, числа и размеров
сопел, а также внутреннего диаметра направляющего аппарата.
На основе полученных данных производится профилирование сопел
с определением наружного диаметра направляющего аппарата. Поскольку
в большинстве случаев в низкотемпературных турбодетандерах можно обой-
тись применением суживающихся сопел с использованием косого среза для
получения сверхзвуковых скоростей, рассматривается метод расчета йаправ-
ляющего аппарата с суживающимися соплами с косым срезом.
Условимся называть суживающееся сопло с косым срезом, в котором
не происходит расширение газа, простым соплом, а суживающееся сопло
с косым срезом, в котором газ расширяется,— сверхзвуковым.
Параметры газа, относящиеся к выходному расчетному сечению сопла,
снабдим индексом 1, а параметры, относящиеся к узкому сечению сверх-
звукового сопла,— индексом «звездочка» (*). Очевидно, что сечение ВС
(см. рис. 5) для простого сопла служит и выходным расчетным сечением f19
л для сверхзвукового сопла оно является тем сечением, в котором возникает
максимальная массовая скорость. Безотносительно к типу сопла сечение ВС
для краткости будем называть узким сечением или горловиной.
Исходные данные для расчета направляющего аппарата: степень рас-
ширения в ступени турбодетандера рк, степень реактивности рг (или вели-
чина рг), скоростной коэффициент направляющего аппарата ф и относи-
тельная расчетная ширина колеса Ьг. По этим данным определяется коэф-
фициент изоэнтропийной скорости истечения [по формулам (83) или (83а)]
и коэффициент действительной скорости истечения ф%1г
При расчете направляющего аппарата прежде всего выявляется тип
сопла. С этой целью по Xlz с помощью таблиц газодинамических функций
определяется приведенное давление за направляющим аппаратом рг и при-
веденное давление в узком сечении сверхзвукового сопла по графику рис. 15
или по формуле
о ‘ = (	2	(134)
\ п+ 1 )
где п — показатель политропы расширения, определяемый через скоростной
коэффициент ср:
— k
п~ k — ^(k—\y'
Для ускорения расчетов можно воспользоваться рис. 21, на котором
приведены зависимости х* и р* от ср, подсчитанные для k 1,4.
Из сопоставления величин рг и р* выявляется тип сопла:
при pi — свехзвуковое, сопло;
при pi р* — простое сопло (без расширения газа в косом срезе).
19*	291
Массовая скорость газа -j- в выходном сечении простого и сверх-
звукового сопел определяется по формуле (89).
Величина функции находится по с помощью рис. 15 или таблиц
газодинамических функций и формулы
«I = Р (Ч) У (vty.
(135)
Для сверхзвукового сопла, кроме того, по формуле (90) определяется
массовая скорость в узком сечении (-?-)	. Величину и* можно найти
\ Те /шах	*
с помощью рис. 15, как х* — хтах при
данной величине скоростного коэффици-
ента ф, или по рис. 21, на котором приве-
дена зависимость х* от ф.
Рис. 21. Зависимости р* и х*
от ф (при k = 1,4)
Рис. 22. Изоэнтропийное , истечение
газа из сопла с косым срезом
Подсчет величины х* производится по формуле, аналогичной формуле
(135),
= <136)
где \t — коэффициент теоретической скорости истечения из сверхзвукового
сопла при течении с трением находится по р* с помощью таблиц
газодинамических функций.
Площадь узкого сечения простого сопла определяется по массовой ско-
т
роста -г-
/1
= А =	<137>
Площадь узкого сечения сверхзвукового сопла определяется по макси-
мальной массовой скорости
<138>
Рассмотрим процесс расширения газа в косом срезе сопла. В основу
расчета косого среза кладется теория обтекания тупого угла сверхзвуковым
потоком. Согласно этой теории обрыв стенки в точке В (рис. 22) является
источником непрерывных возмущений, в результате которых возникают
звуковые волны разрежения. Эти волны образуют некоторый пространствен-
ный конус (на плоскости — угол К'ВК), в пределах которого происходит
поворот потока на угол 6, соответствующий расширению газа от давления
в сечении ВС до давления рх за направляющим аппаратом. Линия ВК'
292
является начальной границей возмущений или начальной характеристикой;
линия ВК — конечной границей или конечной характеристикой звуковых
возмущений.
Перестройка потока и изменение всех его параметров — скорости,
давления, плотности и т. д. происходит в пределах угла К'ВК. До линии В К'
поток остается невозмущенным и его состояние характеризуется параме-
трами в сечении ВС. На линии ВК состояние потока соответствует давлению
газа за направляющим аппаратом рх. Чем меньше давление за направляющим
аппаратом, тем больше угол отклонения потока в косом срезе б и тем больше
скорость потока на конечной границе области звуковых возмущений. Таким
образом, благодаря тому, что с одной стороны косого среза нет стенки, поток
автоматически заполняет такое сечение, которое соответствует массовой
скорости, отвечающей приведен-
ному давлению за направляющим
аппаратом рг.
Угол наклона 0 характери-
стики определяется выражением
. л а 1
Sin 0 =--= -ГТ ,
С М ’
Рис. 23. Схема к определению угла отклонения
потока в косом срезе
где а — скорость звука и с — ско-
рость потока на рассматриваемой
характеристике.
В случае изоэнтропийного истечения из суживающегося сопла состояние
потока в узком сечении (сечение ВС, рис. 22) характеризуются скоростью
скр акр (или коэффициентом скорости Ккр 1) и давлением ркр, состояние
потока на выходе из направляющего аппарата — скоростью с± (или коэффи-
циентом скорости и давлением р±. Начальная характеристика ВК' совпа-
дает в этом случае с плоскостью сечения ВС, так как
smej =	= 1. <
скр
Угол наклона конечной характеристики определится из выражения
sin0x = —.
1 Ci
Поскольку газ расширяется и его температура понижается, а скорость
увеличивается, то аг <.акр, > скр и 0Х <0ь
Найдем угол выхода потока из косого среза при истечении из сужива-
ющегося сопла с трением. Обозначим выходное сечение сопла высоту
сопла в этом сечении hlt высоту узкого сечения сопла h == hs (рис. 23).
Воспользуемся уравнениями (89) и (90) для узкого и выходного сечений:
т — лРо и (т_\ = лр0 н
Л VzcpRTp 1 We/шах VzcpRTp maX‘
Разделив второе уравнение на первое, получаем
fl __ Ищах
fa ~ «1
(139)
Примем ширину сопла, т. е. размер сопла в плоскости, перпендикуляр-
ной плоскости чертежа, постоянной и равной Ьс. Исходя из того, что пара-
293
метры газа на участке от конечной характеристики волны разрежения ВК
до выхода из косого среза не меняются, имеем
fi =	— bjt sin ajZc;
fs = bchszc = bct sin a{z c.
Используя уравнение (139), находим
sin ai = sin al —™ax ;	(140)
^1
здесь zc — число сопел.
Угол отклонения потока в косом срезе
6 = ai — aj.	(141)
Таким образом, угол отклонения потока в косом срезе суживающегося
сопла и угол потока на выходе из направляющего аппарата с простыми соп-
Рис. 24. Зависимости рг и от aj
лами зависят от хтах, и угла наклона
сопла Величина хтах и определяются
приведенными давлениями в узком сече-
нии р* и за направляющим аппаратом рг.
Скорость потока при расширении в косом
срезе находится через коэффициент скоро-
сти Хг фХ1г
Расширение газа в пределах косого
среза ограничивается приведенным давле-
нием за направляющим аппаратом Pimln, при
котором конечная характеристика волны ВК
совпадает с плоскостью среза сопла ВА.
В этом случае угол отклонения потока в ко-
сом срезе будет наибольшим. Так, в пред-
положении изоэнтропийного процесса исте-
чения при угле наклона сопел aj = 14°
при разных утлах^потока ах и получаются plmin — 0,1, бтах — 13° 30' И
^1тах — 1,71. Поскольку полное использо-
вание расширительной способности косого среза не представляется
целесообразным, этот вопрос оставляем без подробного рассмотрения.
Не рекомендуется делать угол потока на выходе из направляющего
аппарата больше 25°, а угол отклонения потока в косом срезе — больше 5°.
На рис. 24 приведены расчетные зависимости Xi и рг от угла наклона
сопла при разных углах потока он, которыми можно пользоваться при рас-
чете сопел с косым срезом; скоростной коэффициент ф принят равным 0,95.
Изложенный метод является приближенным, однако его применение дает
результаты, мало отличающиеся от результатов расчета по более точному
методу, приведенному в работе [48].
Внутренний диаметр направляющего аппарата dc (рис. 9) определяется
по наружному диаметру колеса с учетом радиального зазора между колесом
и направляющим аппаратом бр. Зазор рекомендуется делать небольшим,
чтобы избежать заметных потерь энергии в зазоре.
Исходя из относительной величины зазора — 0,02-^0,05, получаем
для диаметра направляющего аппарата dc	(1,02-И,05)
Ширина (т. е. размер вдоль оси машины) лопаточной части направля-
ющего -аппарата обычно делается постоянной и равной расчетной ширине
294
определяют исходя из шага сопел
Рис. 25. Профилирование суживающихся
сопел
колеса: Ьс =?= Ь±. Для малых турбодетандеров рекомендуется так выбирать
расчетные параметры, чтобы величины и Ьс были по возможности боль-
шими.
В турбодетандерах низкого давления широко используется следующий
простой способ профилирования лопаток и каналов суживающихся сопел:
окружность диаметра dc делится по числу лопаток направляющего
аппарата на zc частей и через точки деления под углом ai к касательной
к окружности проводятся осевые линии сопел (рис. 25). Затем на расстоянии
половины высоты узкого сечения по обе стороны осевой линии проводятся
параллельно две линии, образующие стенки сопла: Наружный диаметр ло-
паточной части направляющего аппарата
itdc
——- и относительного шага сопел
/ — -г-, где Ьо — хорда лопатки.
^0
Относительный шаг рекомендуется
выбирать в пределах t = 0,55-4-0,65.
Величина s выбирается из конструк-
тивных соображений. Благодаря кри-
визне линии, соединяющей концы
лопаток, стенки сопла АС и BD
образуют с касательными к окруж-
ности разные углы. Линия BD, обра-
зующая больший угол ах >* ai > ai,
продолжается в виде прямой на
длину хорды bQ. Вторая стенка
сопла во входной его части очерчивается по дуге радиуса R, сопря-
гающейся с' радиусом закругления входной кромки и с прямой АЕ.
Рекомендуется небольшой участок СЁ в выходной части сопла делать
с параллельными стенками. Длину этого участка можно брать равной (0,4-4-
0,8) Иг.
Высота сопла находится из формулы
h — -?г-
г *<ЬС •
(142)
Легко видеть (рис. 25), что при увеличении высоты сопла стенка С
может стать касательной к окружности диаметра dc. Следовательно, при
таком построении существует предельная высота сопла
=1—cos aj.	(143)
\ ас / шах
Чтобы обеспечить выполнение условия -Ё- < (-£-} и при этом не
делать чрезмерно большого числа лопаток, рекомендуется zc выбирать в пре-
делах 21—36. В малых турбодетандерах приходится уменьшать число сопел,
чтобы увеличить, сколь возможно, их размеры. Это требование влияет и на
профилирование.
Входная безлопаточная часть направляющего аппарата, с целью более
правильного направления потока из спирального подвода газа, делается
суживающейся по направлению потока.
Профили лопаток сопловых аппаратов могут быть весьма разнообразны,
и пока еще трудно сказать, какой является наиболее эффективным. Поэтому
здесь описаны только наиболее распространенные формы лопаток.
295
14.	ОБЩАЯ СХЕМА ТЕРМО ГАЗОДИНАМИЧЕСКОГО РАСЧЕТА
Термогазодинамический расчет дурбодетандера состоит из двух основ-
ных частей: 1) определения расчетных безразмерных величин и приведенных
параметров газа в расчетных сечениях и 2) определения размерных величин.
В результате первой части расчета находятся величины, не зависящие от
расхода газа и характеризующие, с точностью влияния числа Рейнольдса,
геометрически подобные машины, рассчитанные на заданную степень расши-
рения рк.
Размеры проточной части (направляющего аппарата и рабочего колеса),
число оборотов, холодопроизводительность и мощность зависят от расхода
газа и определяются во второй части расчета.
Термогазодинамическому расчету должен предшествовать выбор ряда
исходных величин и предварительный расчет, цель которого — выявление
числа ступеней, типа колес, приблизительная оценка величины скоростного
коэффициента ф, числа Рейнольдса и адиабатического к. п. д. турбодетан-
дера.
Заданными для расчета величинами считаются: р0; 7V, род газа,
характеризуемый величинами k и R, и расход газа т.
Исходные для расчета величины: угол потока на выходе из направля-
ющего аппарата ч= 124-25°; угол лопатки на входе в колесо = 40-4-90°,
предпочтительно =?= 90°; угол лопатки на выходе из колеса р2 30-4-40°;
приведенный диаметр колеса d2 0,3-4-0,5; угол потока на выходе из колеса
а2 704-120°, предпочтительно а2 90°; число сопел направляющего
аппарата zc 214-36 (для малых турбодетандеров может быть значительно
меньше); конструктивные соотношения Нбт; k$, kA и др., намечаемые соот-
ветственно сделанным рекомендациям; скоростные коэффициенты ф и ф
и ориентировочное значение т]а<?.
В первой части расчета одноступенчатого турбодетандера определяются:
—	U-1
приведенная окружная скорость колеса
степень реактивности рг;
коэффициенты изоэнтропийной и действительной скорости истечения
газа из направляющего аппарата и Xf,
_ приведенные давления, плотность и температура газа перед колесом рх;
Pi и
коэффициенты условной скорости, соответствующей изоэнтропийному
и действительному теплоперепадам в турбодетандере,
И Х/с = ~\/~Т)дд Хк^‘,
приведенная температура Ткид Тк* и приведенная плотность газа на выходе
из турбодетандера рк; отношение относительная расчетная ширина
_	Pi	.	_
колеса на входе Ьг и относительная ширина колеса на выходе Ь2 (для ради-
альных колес);
приведенное давление в горловине сопла р*;
массовая скорость газа, угол отклонения потока в косом срезе 6 и угол
наклона сопла af,
Нг
относительная высота сопла -у-.
dc
гидравлический к. п. д. т]г;
296
отоосительная потеря холода от трения дисков &hm д и от внутреннего
перетекания газа
расчетный адиабатический к. п. д. г)а<?.
Во второй части расчета определяются:
изоэнтропийный и действительный теплоперепады в турбодетандере
ht = k^_ j- RzCpTo [1 — T (Ц)] • 10"3 кдж/кг- h = x\adht;
скорость истечения газа из направляющего аппарата сх	м/сек\
окружная скорость колеса
«1 = Ы1Цакр;	(144)
диаметр колеса dx по формуле (92);
число оборотов п;
расчетная и конструктивная ширина колеса на входе Ьг и Ь1к;
диаметр выхода из колеса d2, ширина на выходе Ь2 и другие размеры
колеса;
площадь сечения и размеры сопел;
температура газа в конце процесса расширения с учетом дроссель-
эффекта.
В заключение рекомендуется построить рабочий процесс в SZ-диаграмме,
используя расчетное значение и уточнить величины h; pi; 7\; рк и Тк.
Холодопроизводительность турбодетандера подсчитывается по формуле
Qx 3600т/и]о кдж!ч,
(145)
где m в кг/сек\
h в кдж1кг\
Л» 0,99 — коэффициент, учитывающий внешние утечки газа.
Мощность, передаваемая потребителю,
N mhr\vriMex кет,	(146)
где Ллех 0,94-^0,98 — коэффициент, учитывающий потери в подшипниках
и редукторе.
15.	НЕКОТОРЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВОЗДУШНЫХ
ТУРБОДЕТАНДЕРОВ СРЕДНЕГО ДАВЛЕНИЯ
Возможность использования турбодетандеров в установках разделения
воздуха среднего (и высокого) давления может быть ограничена чрезмерно
высокими числами оборотов и очень малыми размерами проточной части,
что ведет к снижению к. п. д.
При заданных рабочих параметрах (р0; То и рк) число оборотов и раз-
меры определяются массовым расходом газа. Поэтому необходимо хотя бы
ориентировочно наметить нижнюю (по расходу газа) границу применимости
турбодетандеров.
С этой целью воспользуемся обобщенной характеристикой, называемой
удельным числом оборотов.
297
В качестве исходного уравнения для определения удельного числа обо-
ротов примем следующее:
=	(147)
ьад
.где п — число оборотов в минуту;
Q — объемный расход газа в м3/сек;
Lad — адиабатическая работа расширения в дж!кг.
. Принимая в качестве объемного расхода газа величину при условиях
входа в колесо и проведя преобразования с использованием уравнений (45),
(46) и (91), получаем
Пуд = 56,9 VT!<p Fj sin ах )/ 1 — рг .	(148)
Радиальным турбодетандерам соответствует область удельных чисел
оборотов в пределах примерно от 1,7 до 7,5. Оптимальные значения удель-
ного числа оборотов для реактивных радиальных турбодетандеров с одно-
сторонними колесами, характеризуемых исходными данными: Pi 90°;
а2 5= 90°; ах 12-ь 18°; рг 0,454-0,5;	= 0,644-0,7 и bx sin 04 5= 0,0054-
0,008, лежат в узкой области пуд0Пт = 2,04-2,7.
Учитывая, что
х>2
Т	с0	1 А 2	2 хч	т
Lad —	— ~п~ Л'к йкр И Ц/1 — ~=
2	2 Z	PiPo
из уравнения (147) получаем
(^)2т = 0,354/^ ^р1Ро,	(149)
. где т — массовый расход газа в кг!сек.
Уравнение (149) устанавливает связь между числом оборотов, расходом
газа и коэффициентом условной скорости т. е. степенью расширения.
Найдем количественную зависимость между числом оборотов и расходом
газа через турбодетандер для установок разделения воздуха, работающих
по циклу среднего давления с насосом жидкого кислорода, при следующих
условиях: TQ 170° К; ро — 4,9 Мн/м2 и рк 0,59 Мн/м2.
Имея в виду выявление нижней приемлемой границы для расхода газа,'
примем: пуд 2,0;	0,65; рг = 0,45; <р 0,9. Для заданных условий:
zcp 0,77; рк 0,12; KKt 1,65 [по таблице газодинамических функций
(приложение 23) для k = 1,4].
Критическая скорость
акр = 18,3 YzcpTQ = 210 м/сек.
Коэффициенты изоэнтропийной недействительной скорости истечения
воздуха из направляющего аппарата (при ас —* 0)
Ц = рг = 1,222;
ki cpXlf — 1,1.
Приведенная плотность воздуха на выходе из направляющего аппарата
[по формуле (76а)]
~ * Р (1,222) _ 0,366 _n
р1“ Т (1,1) ~ 0,793 -U’W
298
(величины р (ХХ/) и Т (Хх) находятся по таблице газодинамических функций).
Плотность воздуха
п __- Ро ______	4,9- Ю6 ____ < «л кг!м3
Ро— Z'pRTf, ~ 0,77.287.170“ ldU ™'М '
Из уравнения (149) получаем
(тк)’m = 352°-
Отступая от оптимальных соотношений (уменьшая и1У рг и, следовательно,
угол Pi), можно несколько снизить число оборотов при данном расходе газа.
Расчеты показывают, что близкой
к нижнему пределу является зависи-
мость
(-Аг)22500.
На рис. 26 показаны обе приведен-
ные зависимости. Область между дву-
мя линиями можно в первом прибли-
жении рассматривать как нижнюю по
расходу газа границу применимости
турбодетандеров среднего давления
для указанных выше параметров. Рас-
смотрим для примера турбодетандер
с числом оборотов 100 000 в ми-
нуту для расхода газа m 0,35 кг!сек.
В соответствии с принятыми парамет-
Рис. 26. Зависимость числа оборотов от
расхода воздуха для турбодетандера сред-
него давления:
То=170°К; Ро=4,9 Мн/м2; рк=0,5Э Мн/м2;
рами получаем следующие данные:
окружная скорость их = и-^К{акр
= 0,65-1,65-210 ^225 м/сек-,
1	60(Л t г,
диаметр колеса а1 =	43 мм.
m = 3520;
2
m = 2500
Исходя из практически возможной величины b± sin 0,006, при
аг 12° находим Ьг 0,0288 и b± = b1d1 — 1,24 мм. Ожидаемый адиаба-
тический к. п. д. не ниже 0,7. Полученная величина для ширины колеса
невелика и понятно, что увеличение расхода газа при данном числе оборотов
может привести к повышению к. п. д. турбодетандера. Кроме того, очевидно,
что при выборе конструктивных соотношений и углов следует принимать все
меры, способствующие увеличению ширины колеса и направляющего ап-
парата. Аналогичный анализ можно провести и для турбодетандеров высо-
кого давления.
16.	МЕТОД РАСЧЕТА МОДЕЛИРОВАНИЕМ
Во многих случаях весьма полезно определение основных характеристик
новой машины по данным «модельной» машины. Метод моделирования важен
и при организации испытаний турбодетандеров.
Из Теории подобия устанавливается, что при достаточно больших числах
Рейнольдса, (Re > 1 • 105) подобными режимами геометрически подобных
турбодетандеров являются режимы с равными числами Ми и равными степе-
нями расширения рк при одинаковых показателях идеальной адиабаты k.
299
Число Рейнольдса рекомендуется определять по характерным величинам
в соплах направляющего аппарата
п Clh^i
Rec =------ .
с Hi
В большинстве случаев в низкотемпературных турбодетандерах Rec >
> 1 • 105 и поэтому можно считать, что необходимыми условиями подобия
являются следующие:
k = kM; рк = рКм и Ми = MUm. '
Индекс м относится к модельной машине. При соблюдении указанных
условий можно принимать
J tl\ — U1	,
M	M C
И T. Д.
Рг — Ртм> ^1 — А/i ; т|аа —
Расходы газа, начальные давления и температуры, газовые постоянные
могут быть различными. Обозначим
JL — i-	р — / • гТ<> — / •	R ;
~ т’	рм ~ р’ (zT0)M ~ tT’ RM ~ *
и введем коэффициент геометрического подобия id
а1м
Для рассматриваемых условий из теории подобия получаем
п  УЩт .
Пм id ’
Lad ___ ht ____ h ____ • •
Т	.	hj	h	— 1R1t
Ьадм	ntM
Qx _	N	_	•	• •
—	/V	—	lmlRlT-
Чхм	™ M
При одинаковых рабочих средах и начальных температурах, т. е. при
R = RM и zT0 = гТОм-.
п _ 1 .
Пм ~ id ’
Lad ___
LadM htM hM
Qx _ N 
На основании этих соотношений по модельному турбодетандеру можно
определить размеры и все другие характеристики подобного турбодетандера,
рассчитываемого на новый расход газа. В качестве модельного рекомендуется
взять турбодетандер с высоким адиабатическим к. п. д. '
300
17.	РЕГУЛИРОВАНИЕ ХОЛОДОПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ
Во время эксплуатации потери холода в установках разделения воздуха
существенно меняются в зависимости от температуры окружающей среды,
состояния теплоизоляции, режима работы блока разделения и ряда других
факторов. Поскольку в установках низкого давления практически все потери
холода покрываются «холодом», получаемым в турбодетандере, естественно
возникает потребность в эффективном регулировании холодопроизводитель-
ности.
Нерегулируемый турбодетандер рассчитывается на максимальную хо-
лодопроизводительность, необходимую для обеспечения работы установки.
Поэтому значительную часть времени года (около 80—90%) потребная хо-
лодопроизводительность турбодетандера меньше расчетной.
Уменьшение холодопроизводительности достигается искусственным по-
нижением давления перед турбодетандером, т. е. путем дросселирования
газа перед машиной. Эго приводит к недоиспользованию располагаемого
изоэнтропийного теплоперепада htp, определяемого давлением в нижней
и верхней колоннах и потерями в коммуникациях.
Эффективность использования турбодетандеров в установке разделения
воздуха можно оценивать коэффициентом эффективности Кэф, равным отно-
шению действительного теплоперепада к изоэнтропийному теплоперепаду hfp.
Очевидно, что
Кэф = “%" = "V = тиЛг’
где Кт — коэффициент использования теплоперепада, характеризующий
отношение изоэнтропийного теплоперепада в турбодетандере к изоэнтропий-
ному теплоперепаду hip:
Опыт промышленной эксплуатации установок показывает, что в среднем
за год коэффициент использования теплоперепада в нерегулируемых турбо-
детандерах составляет 70—80%, а коэффициент эффективности не более 65%
при адиабатическом к. п. д. турбодетандера порядка 80%.
С целью некоторого повышения эффективности использования турбо-
детандеров в ряде случаев они комплектуются направляющими аппаратами
различной ширины (например, для зимних и летних условий).
Чтобы существенно увеличить коэффициент эффективности турбодетан-
дера, необходимы машины, снабженные средствами для регулирования
холодопроизводительности в широких пределах с малыми потерями.
Весьма эффективный способ регулирования холодопроизводительности
состоит в изменении расхода газа путем поворота лопаток направляющего
аппарата.
Существует другой способ регулирования расхода газа — изменение
степени парциальности подвода газа к колесу, т. е. закрытие части сопел
для прохода газа. Этот способ применяется большей частью в активных турбо-
детандерах. Применительно к радиальным турбодетандерам реактивного
типа регулирование изменением степени парциальности подвода газа к колесу
сопровождается существенно большими потерями по сравнению с регули-
рованием расхода газа с помощью поворотных лопаток направляющего
аппарата.
При ширине направляющего аппарата более 4—5 мм регулирование
можно осуществлять изменением ее величины. С этой целью одна щека на-
правляющего аппарата должна быть подвижной.
301
В настоящее время три типа промышленных турбодетандеров снабжены
системами регулирования холодопроизводительности. В установке КТ-3600
используется один турбодетандер активного типа с регулированием расхода
газа изменением степени парциальности подвода газа к колесу. Установки
Чад
QfiO
0,76
0,72
0,68
0,6k
Ь, 12	16	20 ' 2k
Рис. 27. Зависимость т|а^ от ах
для регулируемого турбодетан-
дера ТДР-3-6Б при = 0,67
Рис. 28. Зависимость т]ад от
Qx
yz---- для регулируемого тур-
бодетандера ТДР-3-6Б
типа БР-2 комплектуются двумя турбодетандерами реактивного типа
ТДР-42-5, которые также снабжены системой регулирования расхода газа
изменением степени парциальности. Установки типа БР-6 и БР-9 комплек-
туются реактивными турбодетандерами РТ-17/6, снабженными системой
регулирования с помощью поворотных лопаток направляющего аппарата.
Аналогичная система регулирования применена в турбодетандерах
ТДР-3-6Б, комплектующих установки БР-14.
На рис. 27 и 28 представлены опытные характеристики турбодетандера
ТДР-3-6Б в виде зависимости т]аа от угла наклона сопел и от относительной
0.x
холодопроизводительности Qx = уг- -•.
^хтах
18.	КОНСТРУКЦИИ ТУРБОДЕТАНДЕРОВ
Все крупные установки разделения воздуха, кроме старых установок
КТ-3600, комплектуются турбодетандерами реактивного типа. Внешний
вид турбодетандерного агрегата показан на рис. 29.
Для конструктивного выполнения реактивных турбодетандеров харак-
терно применение односторонних колес закрытого типа, консольно распо-
ложенных на валу и уравновешенных от осевых усилий, рис. 30—34. Корпус
машины имеет разъем в горизонтальной плоскости, чем обеспечивается про-
стота сборки и разборки ротора (т. е. колеса с лабиринтными уплотнениями
в сборе с валом) в корпусе.
Перед турбодетандером устанавливается фильтр для улавливания метал-
лических и других твердых частиц, вызывающих износ рабочего колеса и,
особенно, направляющего аппарата. За колесом устанавливается диффузор
для уменьшения потерь с выходной скоростью.
Механическая энергия с вала турбодетандера передается через редуктор
на гейератор электрического тока; в малых машинах может сниматься воз-
душным (рис. 29) или масляным тормозом.
302
При консольном расположении колеса вал турбодетандера в современ-
ных конструкциях является продолжением малой шестерни редуктора и не
имеет специальных опор (рис. 32); в более ранних конструкциях вал был
соединен с шестерней с помощью зубчатой муфты и опирался на два подшип-
ника — опорный и опорно-упорный, рис. 30.
На впускном и выпускном трубопроводах устанавливаются компенса-
торы* температурных деформаций. Тепловая изоляция корпуса от рамы,
к которой он крепится, осуществляется с помощью текстолитовых прокла-
док. Корпус устанавливается в кожухе, который заполняется теплоизоля-
ционным материалом, обычно мипорой.
Чтобы холодный газ из внешних ла-
биринтных уплотнений, располагаемых
на валу, не попадал к подшипникам, он
отводится из средней части уплотнений
в установку или наружу. Корпус изго-
товляется из литейной латуни ЛК 80-ЗЛ
или бронзы. Часть корпуса, подводящая
воздух к направляющему аппарату, вы-
полняется большей частью в виде улитки,
что обеспечивает равномерный подвод
газа к соплам.
На рис. 35 показана типичная кон-
струкция рабочего колеса радиального
типа с покрывным диском, уравновешен-
ного в отношении осевых усилий. Рабо-
чйе колеса изготовляются из алюминие-
вого сплава АК6. Проверка дисков колес
на прочность производится по общепри-
нятым методам. Лопатки фрезеруются
в основном диске. Покрывной диск кре-
пится сквозными заклепками с потайной
Рис. 29. Внешний вид турбодетандер-
ного агрегата ТДР-42-5
головкой. Опыт эксплуатации показывает, что крепление должно вы-
полняться очень тщательно, в противном случае покрывной диск под
действием центробежных сил отходит от торцов лопаток. Это явление
опасно, так как может привести к увеличению небаланса и нарушению дина-
мической устойчивости ротора.
Допустимый статический небаланс колеса определяется в зависимости
от его массы и диаметра dr (в мм):
m^<S:кг-
Вопросы динамической' устойчивости роторов рассмотрены в гл. IX.
Лопатки колес реактивных турбодетандеров обычно очерчиваются по дуге
окружности; каналы при' этом получаются удовлетворительной формы.
Число лопаток 14—20. При расчете лопатки проверяются на изгиб.
На рис. 36 показана конструкция лабиринтного уплотнения, располо-
женного на покрывном диске колеса большого диаметра (^600 мм). Гребни
уплотнений изготовляются из латунных фасонных колец толщиной 0,2—
0,3 мм. Валы турбодетандеров изготовляются из конструкционной стали 40Х
и 40ХН или из нержавеющей стали Х18Н9Т.
При консольном расположении колеса на валу посадка делается на
конус 1 : 10 с двумя симметрично расположенными шпонками. В качестве
опор в промышленных турбодетандерах применяются подшипники скольже-
ния с принудительной циркуляционной смазкой. Вкладыши подшипников —
t 303
<Z>ttO

10
Рис. 30. Воздушный (нерегулируемый) турбодетандер на
5000 кг/ч-.
1 —колесо; 2 — направляющий аппарат; 3 — корпус; 4 —диф-
фузор; 5 — компенсатор; 6 — фильтр; 7 — вал; 8 — опорный под7
шипник; 9 — опорно-упорный подшипник; 10[— лабиринтноё
уплотнение внешнее; 11 — лабиринтное уплотнение внутреннее
20 п/р В. И. Епифановой
Рис. 31. Турбодетандер с воздушным тормозом
Рис. 32. Турбодетандер ТДР-3-6Б с регулированием расхода газа поворотными лопатками направляющего аппарата
Рис. 33. Рабочая часть турбодетандера РТ-17/6 с регулированием холодопроизводительности
поворотными лопатками направляющего аппарата
Гл)*
307
стальные, с заливкой баббитом. Упорный подшипник рассчитывается на
восприятие неуравновешенных осевых усилий в обоих направлениях и слу-
жит для фиксации ротора.
На рис. 37 показана конструкция направляющего аппарата с сужи-
вающимися соплами простого профиля. Направляющий аппарат делается
разъемным соответственно конструкции корпуса. Лопатки фрезеруются
в одной из щек. Другая щека крепится винтами^с потайной головкой,
проходящими сквозь лопатки, через одну. Для - предотвращения утечек
газа по винтам концы последних опаиваются. Направляющие аппараты
изготовляются из латуни ЛЖМц-59-1-1. Проточная часть их полируется
и для повышения износоустойчиво-
Рис. 35. Рабочее колесо радиального типа
Рис. 36. Лабиринтное уплотнение
включает: турбодетандер в кожухе с теплоизоляцией; подшипники, выне-
сенные в область нормальной температуры; машину, являющуюся потреби-
телем механической энергии, или тормоз; масляный фильтр-холодиль-
ник, пусковой и рабочий шестеренчатые масляные насосы (последний
располагается на свободном конце тихоходной шестерни редуктора) и
систему автоматической за-
щиты от чрезмерного повы-
шения числа оборотов рото-
ра. Такая защита обеспечи-
вается автоматическим пре-
кращением подачи газа в тур-
бодетандер с помощью отсеч-
ного клапана при исчезно-
вении напряжения на клем-
мах электрогенератора. Тур-
бодетандерный агрегат пред-
ставлен на рис. 38.
Оборудование, относя-
щееся к турбодетандерному
агрегату, монтируется на об-
щей стальной сварной раме,
внутренняя полость которой
используется в качестве ем-
кости для масла.
Рис. 37. Направляющий аппарат с отключающимися
группами сопел
Поскольку промышленное применение турбодетандеров с эффективной
системой регулирования холодопроизводительности поворотными лопат-
ками направляющего аппарата характеризует новый этап в развитии
308
турбодетандеростроения, рассмотрим несколько подробнее конструкцию
турбодетандера РТ-17/6, предназначенного для воздухоразделительных уста-
новок типов БР-6 и БР-9. Конструкция этого турбодетандера представляет
интерес еще и потому, что на нем получен высокий адиабатический
к. п. д. — до 90%.
На рис. 33 показана проточная часть турбодетандера, на рис. 39 —
внешний вид агрегата. Турбодетандер с редуктором, масляной системой
Рис. 38. Турбодетандерный
агрегат:
1 — турбодетандер с кожухом;
2 — редуктор с насосом; 3 —
рама; 4 — пусковой масляный
насос; 5 — фильтр-холодиль-
ник; 6 — генератор электриче-
ского тока
и контрольно-измерительной аппаратурой смонтированы на общей раме; ге-
нератор электрического тока, на который передается развиваемая турбо-
детандером мощность, установлен на отдельной раме и соединен с редукто-
ром пальцевой упругой муфтой.
Редуктор имеет пару косозубых .шестерен с передаточным числом 5:1.
Шестерни уложены в подшипники скольжения с баббитовой заливкой. На
редукторе установлен масляный насос и центробежный выключатель, привод
которых осуществляется кулачковыми муфтами от вспомогательного валика,
вращающегося (также в подшипниках скольжения) посредством зубчатого
зацепления. Рабочий масляный насос засасывает масло из емкости, распо-
ложенной в раме, и подает через фильтр и охладитель к редуктору. Отрабо-
танное масло из редуктора самотеком сливается в емкость. Туда же сбрасы-
ваются клапаном и излишки масла.
Пусковой масляный насос имеет индивидуальный привод от электро-
двигателя. Турбодетандер снабжен системой защиты от чрезмерного повыше-
ния числа оборотов (при неполадках в системе снятия мощности), которая
состоит из центробежного выключателя и отсечного клапана с пневмоприво-
дом. Клапан установлен перед входным патрубком машины.
309
Корпус турбодетандера крепится к корпусу редуктора; сохранение
нормального взаимного расположения охлаждаемых и теплых частей агре-
Рис. 39. Внешний вид турбодетандерного агрегата РТ-17/6
гата обеспечивается двумя горизонтальными и одной вертикальной шпон-
ками.
Профиль лопаток направляющего аппарата выполнен по типу, пред-
ставленному на рис. 37; направляющий,
аппарат закреплен шпильками в корпусе
и снабжен устройством для 'поворота ло-
паток. Механизм поворота аналогичен,
примененному на турбодетандере ТДР-3-6Б
(см. рис. 32) и представляет собой кольцо
с запрессованными пальцами, которые
входят в пазы рычагов, закрепленных на
хвостовиках лопаток. Кольцо с помощью*
шатуна через винтовую пару связано с ма-
ховиком. Положение лопаток фиксируется
указателем, на лимбе которого нанесены
деления. Установка указателя на нуле-
вом делении соответствует минимальному
Рис. 40. Опытные характеристики
турбодетандера РТ-17/6:
т\ад и приведенный расход воздуха т =
т	Т 0
=--------- в зависимости от угла накло-
не
на сопела, при и, = 0,684; О — колесо
закрытого типа; • — колесо полуоткры-
того типа
углу наклона лопаток и, следовательно^
минимальному расходу газа, установка
на деление 24 — максимальному углу'
наклона лопаток.
Рабочее колесо — радиально-осевого-
типа, состоит из двух частей: радиаль-
ной и выходной. Последняя служит для
поворота потока по осевому направлению;
угол установки лопаток на выходе — пе-
ременный, уменьшается от втулки к диаметру воронки колеса. Колесо
было выполнено в двух вариантах — закрытым (с покрывным диском)
и полуоткрытым. Стендовые испытания турбодётандера, проведенные при
температуре на входе выше температуры окружающей среды, показали.
310
что адиабатический к. п. д. машины с колесом закрытого типа дости-
гает 90%, а с колесом без покрывного диска — 85%, рис. 40.
Изменение угла наклона сопел в пределах от 9° 30' до 20° позво-
ляет изменять расход газа от 50 до 100% по отношению к максимальному. Наи-
больший к. п. д. получается при = 15ч-17° для турбодетандера с закры-
тым колесом и при 20° — с полуоткрытым колесом. Оптимальные зна-
чения приведенной окружной скорости колеса, соответствующие Ладтах, нахо-
дятся в пределах и1опгп = 0,67ч-0,7.
Более подробное описание конструкций турбодетандеров и их узлов,
.а также особенностей сборки, изготовления и т. д. можно найти в специальной
.литературе.
Выше отмечалось, что для последних леТ характерна тенденция исполь-
зования турбодетандеров для расширения очень малых расходов воздуха
при больших теплоперепадах. Соответственно этой тенденции во многих
•странах ведется разработка высокооборотных турбодетандеров на опорах
с масляной и газовой смазкой. Многими фирмами построены воздушные
турбодетандеры, надежно работающие с числом оборотов до 200 000 в минуту.
Самые миниатюрные турбодетандеры работают на гелии с числом оборотов
720 000 в минуту. Это турбодетандеры радиально-осевого типа, направля-
ющий аппарат — радиальный, рабочее колесо — осевого типа, диаметр
колеса — 5 мм.
Таким образом, турбодетандеры имеют весьма широкие перспективы
для применения в различных областях техники.
19.	ТЕРМОГАЗОДИНАМИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ВОЗДУШНОГО
ТУРБОДЕТАНДЕРА СРЕДНЕГО ДАВЛЕНИЯ. ПРИМЕР РАСЧЕТА
Технические условия
Начальное давление р0 = 5 Мн/м2.
Конечное давление рк = 0,6 Мн/м2.
Начальная температура То = 170° К.
Расход воздуха m = 0,27 кг/сек.
Газовая постоянная R = 287 дж/(кг-град).
Показатель идеальной адиабаты k = 1,4.
Исходные для расчета данные (принимаются):
1)	угол потока на выходе из направляющего аппарата = 12°; •
2)	угол потока на выходе из колеса а2 = 90°;
3)	угол лопатки на входе в колесо = 90°;
4)	угол лопатки на выходе из колеса р2 = 32°;
5)	скоростной коэффициент направляющего аппарата ср = 0,85;
6)	скоростной коэффициент рабочего колеса ф = 0,82;
7)	тип рабочего колеса — одностороннее, радиально-осевое без покрыв-
ного диска;	_
8)	приведенный диаметр колеса d2 = 0,36;
9)	коэффициент стеснения воронки колеса tefn =	= 0,42;
10)	коэффициент стеснения сечения на входе в колесо тх = 0,85, на
выходе т2 = 0,85;
И	j адиабатический к. п. д. (намечается ориентировочно) — 0,7;
121	коэффициент возврата потери теплоперепада в направляющем аппа-
Т27. :деиизается предварительно) ас = 0,05.
Расчет выполняется в табличной форме.
Расчетная таблица 1
Определение параметров состояния воздуха, размеров и числа
оборотов турбодетандера
№ по пор.	Наименование величины	Формула	Единица измерения	Величина
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19	Степень расширения .... Коэффициент условной изо- энтропийной скорости • • • Коэффициент усл-овной скоро- сти 	 Условная приведенная темпе- ратура 	 Приведенная температура на выходе для идеализирован- ного газа 	 Приведенная плотность на вы- ходе	 Среднее значение коэффициен- та сжимаемости при So = = const •	 Критическая скорость • • • Начальная плотность воздуха Отношение скоростей	 » » .... Расчетный параметр .... Приведенная окружная ско- рость колеса 	 Степень реактивности .... Коэффициент изоэнтропийной скорости истечения газа из направляющего аппарата Коэффициент действительной скорости истечения газа из направляющего аппарата Приведенное давление на вы- ходе из направляющего ап- парата		 Приведенная температура на выходе из направляющего аппарата 	 Коэффициент возврата (про- верка). Ввиду близости обо- их значений пересчета не производим		- Р* Рк = — Ро (по Рк) ^к= V ^ад^к/ TKf = Т (kKt) Ь = ~Рк К Т (Лк) г (по z—р-диаграмме) &кр ~ ^8,3 гТq ' о Ро-106 Ро zRTt — = COS dj Cl W1 a [no (129)] ui [no (128) pr = “l(1 +a) = j/^l pT -f- ac Pi = P (^iz) Г, T(M ac = Pr 1 —	—- L t(mj	1	1	1	1	1	1 1	1 1	1 S' § 1	II	Illi w	0,12 1,65 1,38 0,546 0,683 0,176 0,775 210 132 0,978 0,213 0,093 0,643 0,453 1,273 1,082 0,332 0,805 0,730 0,042
312
Продолжение табл. 1
№ по пор.	Наименование величины	Формула	Единица измерения	Величина
20 21	Приведенная плотность воз- духа на выходе из направ- ляющего аппарата ....	Рх = ^- 7(1,) Св — [по (99а)]	—	0,413 0,221
22	Относительная расчетная ши- рина колеса на входе • • •	bi — [по (98)]	—	0,021
23	Параметры состояния воздуха на выходе из направляющего аппарата: давление 		Р1 = Р1Ро	Мн/м2	1,66
	температура 		Т1ид=Т^Та	°K	137
	плотность 		Р1 ~ Р1Ро	кг/м3	54,5
24	Скорость истечения воздуха из направляющего аппарата	С1 = ^1акр	м/сек	227
25	Окружная скорость колеса • •	Ui = Ui%K^aKp	»	222
26	Диаметр рабочего колеса • • Число оборотов (по рис. 26) при т = 0,27 кг/сек полу- чается п = 110 000 об!мин		мм об/мин	43 98 000
27		|/	sin ax n = —-A		
28	Расчетная щирина колеса на входе 		Ьг =	мм	0,9
29	Выходной диаметр (средний)	^2 = ^2^1	»	15,5
30	Отношение диаметров .... Диаметр воронки колеса • •	b —	— 1 f		1,3 20,0
31		= ^0^2	мм	
32	Диаметр ступицы		dgtn =	»	8,4
(Термогазодинамический расчет — продолжение)
Расчетная таблица 2
Определение расчетного адиабатического к. п. д.,
холодопроизводительности и мощности турбо детандера
о . .z> О С	Наименование величины	Формула	Единица измерения	Величина
				
1 2 ! 3 , 4 1 ; 5	Гидравлический к. п. д. . . • Динамическая вязкость воз- духа при 7\ 	 Число Рейнольдса 	 Коэффициент дисковых потерь ! ‘ Поправочный коэффициент • •	Т]г = 2ф cos aiUi У1 — рг + ас Hi :	ПС _ “1 <*1Р1 Pl д 	 8,9/cmp Pm. d — Re0 2 (Кпгр = 4) 2pmp10-3 Cm- 9	ЛТ,	н-сек/м2	0,833 9,5-10"6 5,1-IO7 1,0 0,75’10" 3
313
Продолжение табл. 2
№ по пор.	Наименование величины	Формула	Единица измерения	Величина
6 7 8 9 10 11	/ Относительная потеря холода от трения дисков • • • • • Изоэнтропийный теплоперепад Расчетный адиабатический к. п. д. (при	= 0,93) Дальнейший расчет ведем по Лад= 0,^2 . • 		 Действительный теплоперепад в турбодетандере (удельная холодопроизводительность) Холодопроизводительность турбодетандера (часовая) Мощность на валу турбодетан- дера (без учета внешних по- терь)		AftOT. а [по (114)] ht.= гТ0 [1 — 7 (ХК/)] [по (566)] h = ^adht Qx = 3600m/z N =mh	кдж/кг ккал/кг кдж/кг кдж!ч кет	0,060 59,8 14,3 0,72 43,2 42 000 Н,7
Расчетная таблица $
Определение основных параметров по SI-диаграмме
о с о с £	Наименование величины	Обозначение.	Единица измерения	Величина	Отношение к данным расчета по идеализиро- ванному газу
1	Начальная энтальпия ....	7 о	дж/(моль°К)	3800	—
2	Энтальпия в конце процесса (So = const)			дж/(моль°К)	2050	—
3	Изоэнтропийный теплоперепад (р, = 28,96)		h-t = I о Лс/	дж/(моль°К)	1750	—
		ht: и	кдж/кг	60,4	1,01
4	Действительный теплоперепад при т|а<5 = 0,72		h = Май	кдж! кг	43,5	1,01
5	Конечная температура ....	Тк	°К	102	—
6	Адиабатный дроссель-эффект	Ы<>рк = ТКид — тк	°К	12	—
7	Энтальпия в конце изоэнтро- пийного процесса расшире- ния в направляющем аппа- рате 			дж/(моль°К)	2810		
8	Изоэнтропийный теплоперепад в направляющем аппарате	к	дж/(моль°К) кдж/кг	990 34,6	0,975
9	Действительный теплоперепад в направляющем аппарате при ф = 0,85		h = ft^tp2	кд^с/кг	25	0,975
10	Температура на выходе из на- правляющего аппарата • • •	Т1	°К	128	[
314'
Продолжение табл. 3
№ по пор.	Наименование величины	Обозначение	Единица измерения	Величина	Л 1 ь о и s п <и я 2 S9 SgSs Я Л fct О о Я X = ® я я О S: с 2
11 12	Адиабатный дроссель-эффект Плотность: начальная (?0 = 0,782) на выходе из направляю- щего аппарата (zx =0,84) конечная (zK = 0,87)	• •	ATaP1 — 7\ид — 7\ о - Ро Ро R^T0 О -	Р1 Р1 о — Рк ‘к RzKTK	°к кг/м2 кг/м3	8 131 54,8 24,5	0,99 1,01 1,04
ГЛАВА VIII
ПОРШНЕВЫЕ НАСОСЫ ДЛЯ НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫХ
ОЖИЖЕННЫХ ГАЗОВ
Ц^БЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ
Поршневые насосы для низкотемпературных ожиженных газов (кислород,
азот, аргон) предназначены для подачи сравнительно небольших количеств
жидкости при относительно высоких давлениях.
Поршневые насосы в комплекте с испарителями находят широкое при-
менение вместо теплых и холодных газификаторов и предназначаются для
газификации жидкости (кислорода или азота), забираемой насосом из храни-
лищ в состоянии кипения, и наполнения газом баллонов до давлений 40 Мн1м2
или же для подачи газа в сеть потребителя при давлении до 1,5 MhIm?.
Насосы включаются также и в состав некоторых воздухоразделительных
установок, в частности транспортных установок, и предназначаются для
подачи сухого сжатого газа в баллоны непосредственно их установки. В этом
случае жидкость в насос поступает в переохлажденном состоянии, а испаре-
ние и нагрев жидкости под давлением нагнетания происходят в теплообмен-
нике, входящем в состав воздухоразделительного блока.
Использование в установке насоса исключает необходимость в газголь-
дере, компрессоре и блоке осушки для продукционного газа.
2. КЛАССИФИКАЦИЯ И ОСОБЕННОСТИ НАСОСОВ
ДЛЯ ОЖИЖЕННЫХ ГАЗОВ
Насосы различаются по состоянию поступающей в насос жидкости, по
типу уплотнения и по расположению оси цилиндров.
Основными факторами, определяющими конструктивные особенности
насосов для ожиженных газов, являются низкая температура жидкости и
ее состояние перед поступлением в насос. Засасывание ожиженных газов
в состоянии кипения затрудняется образованием паров в цилиндре, связанным
с понижением давления при отходе плунжера от крайнего мертвого положе-
ния и с теплопритоком. Ввиду значительной разности температур ожиженных
газов и окружающей среды (около 200 град) теплоприток к жидкости неиз-
бежен даже при тщательной изоляций трубопроводов и цилиндровой группы.
Поэтому для обеспечения бесперебойной работы насоса необходимо
либо переохлаждать жидкость перед насосом, либо изготовлять насос без
всасывающего клапана, с подачей непереохлажденной жидкости в цилиндр
через заливочные окна. Чтобы предотвратить кипение жидкости, поступа-
ющей в насос со всасывающим клапаном, можно также повысить давление
316
в резервуаре с жидкостью незадолго до включения насоса. При этом для
достижения приемлемой продолжительности непрерывной работы (обычно
несколько часов) необходимо предельно ограничить теплоприток к жидкости,
поступающей в насос.
В установках разделения воздуха имеется возможность переохладить
жидкость перед ее поступлением в насос. Насосы, предназначенные для
работы в таких условиях, принято называть насосами для переохлажденной
жидкости.
Насосы, входящие в состав газификационных установок, принято назы-
вать насосами для непереохлажденной жидкости.
Вследствие низкой температуры (около 70—90° К) и очень малой вяз-
кости перекачиваемой жидкости весьма сложной проблемой является уплот-
нение плунжера в цилиндре. Прежде всего это связано с тем, что нет масел,
пригодных для работы при столь низких температурах; поэтому в качестве
смазки' можно использовать или перекачиваемую жидкость или материалы
типа чешуйчатого графита.
Ожиженный газ является плохим смазывающим веществом; так, напри-
мер, вязкость жидкого кислорода примерно в 100 раз ниже вязкости турбин-
ного масла при 320° Кив 1,5 раза ниже вязкости воды при 373° К, поэтому
в цилиндрах плунжерных насосов для низкотемпературных ожиженных газов
происходит лишь полусухое трение. Просачивающийся через уплотнение
плунжера ожиженный газ играет в основном роль охлаждающей жидкости,
отводящей тепло трения.
Смазывающие свойства чешуйчатого графита связаны с наличием окис-
ной пленки на чешуйках и потому он применим только для сальников кисло-
родных насосов. Для насосов, работающих на жидком азоте или аргоне,
чешуйчатый графит непригоден.
В настоящее время для насосов низкотемпературных ожиженных газов
нашей промышленностью освоено два типа уплотнения плунжера в цилин-
дре — щелевое и сальниковое.
Таким образом, различают насосы для переохлажденной и для непере-
охлажденной жидкости, с щелевым и с сальниковым уплотнением, а также
с вертикальным или горизонтальным расположением цилиндров.
3.	НАСОСЫ ДЛЯ ПЕРЕОХЛАЖДЕННОЙ ЖИДКОСТИ
В установках для получения газообразного кислорода переохлаждение
жидкого кислорода перед поступлением в насос осуществляется отбросным
азотом.
В установках для получения газообразного азота к насосу подводится
жидкий азот под давлением 0,5—0,7 Мн/м2, переохлаждаемый отбросным
газом, давление которого^0,15 Мн/м2. Насосы для переохлажденной жидко-
сти выполняются одноступенчатыми, со всасывающими клапанами. Уплотне-
ние может быть сальниковое или щелевое.
Для нормальной работы насоса необходимо, чтобы жидкость, поступив-
шая в цилиндр, была переохлаждена на 1—2 град; обычно это обеспечивается,
если первоначальное переохлаждение составляет 5—8 град.
Для обеспечения достаточного переохлаждения в азотодобывающих
установках небольшой производительности желательно в нижней колонне
поддерживать давление на уровне 0,6—0,65 Мн/м2.
При недостаточном переохлаждении некоторая часть жидкости испа-
ряется, что приводит к снижению производительности насоса.
С целью уменьшения необходимого переохлаждения головка цилиндра
и цилиндр омываются отбросным газообразным азотом, идущим из пере-
317
Рис. 1. Цилиндровая группа горизонтального насоса НЖА-22М:
1 — нагнетательный клапан; 2 — штуцер входа охлаждающего потока; 3 — алюминиевая прокладка;
4 — гайка; 5 — всасывающий клапан; 6 — холодный цилиндр; 7 — рабочая втулка; 8 — рубашка
цилиндра; 9 — баббитовая прокладка; 10 — фонарь; 11 — медное кольцо; 12 — изолирующая плита;
13 — теплый цилиндр; 14 — обойма направляющей втулки; 15 — графитовая втулка; 16 — гайка;
17 — рама
охладителя (в кислородных установках), или потоком жидкости, поступа-
ющим после дроссельного вентиля из испарителя в конденсатор (в азотных
установках).	'
Охлаждающий поток подводится к головке цилиндра и затем через
специальйые отверстия поступает в рубашку цилиндра и далее в теплообмен-
ник или разделительную колонну.
Рис. 2. Двухступенчатый насос НЖК-1М:
; — “ток с плунжером II ступени; 2 — сальник теплого конца; 3 — сварная рама; 4 — цилиндр II сту-
5 — бачок поплавкового клапана; 6 — трубка отвода утечек; 7 — рабочая втулка II ступени;
* — баббитовая прокладка; 9 — нагнетательный клапан II ступени; 10 — нагнетательный клапан I сту-
zzzz: :: — расчеканенное в ласточкин хвост медное кольцо; 12 — рабочая втулка I ступени; 13 — плун-
:4 — рубашка цилиндра I-ступени; 15 — фильтр; 16 — цилиндр I ступени; 17 — шток I ступени;
— техстс.титовая прокладка; 19 — крейцкопф; 20 — фетровое кольцо; 21 — втулка крейцкопфа;
— выправляющая крейцкопфа; 23 — шатун; 24 — кривошип; 25 — редуктор; 26 — защитный кожух
319
При достаточном переохлаждении коэффициент подачи насоса опреде-
ляется в основном утечками через уплотнение и клапаны и может быть отно-
сительно высоким; влияние вредного пространства на коэффициент подачи
в насосах жидкого кислорода незначительно (при^объеме вредного простран-
ства, равном 30% описанного объема, уменьшение производительности,
обусловленное расширением жидкости, находящейся во вредном простран-
стве, для давлений не более 40 Мн/м2, составит примерно 3%); для насосов
жидкого азота величина вредного пространства сказывается более значи-
тельно.
Для уменьшения теплопритока извне цилиндры горизонтальных насо-
сов выполняются из двух частей — холодная часть изготовляется из латуни,
теплая часть — из текстолита или нержавеющей стали Х18Н9Т (рис. 1).
Обе части цилиндра соединяются болтами через изолирующую текстолитовую
плиту, которая крепится к фонарю рамы насоса.
Передний щит рамы крепится к кожуху блока разделения так, что
цилиндровая группа размещается внутри кожуха, а механизм движения, мон-
тируемый на раме насоса,— снаружи.
Описанное выше крепление цилиндровой группы к раме обеспечивает
наименьший теплоприток, но из-за больших деформаций, которым подвержен
текстолит при охлаждении до низких температур, это соединение не обеспе-
чивает хорошего центрирования, необходимого для долговечности щелевого
уплотнения.
Поэтому рекомендуется применять плиты из нержавеющей стали Х18Н9Т
с возможно малым поперечным сечением и минимальной площадью контакта
с сопрягаемыми деталями как по большому, так и малому диаметру плиты.
В вертикальных насосах, благодаря отсутствию конвективных токов
в паровой подушке, теплоприток значительно меньше, чем в горизонтальных.
Поэтому цилиндры выполняются целиком из нержавеющей стали Х18Н9Т
и крепятся верхним фланцем непосредственно к раме насоса через текстоли-
товую подкладку. Рама насоса, на которой крепится механизм движения,
в этом случае устанавливается на верхний фланец сварной рамы, служащей
одновременно кожухом для изоляции цилиндровых групп, как например,
в конструкции двухступенчатого насоса НЖК-1М (рис. 2). Насосы для
переохлажденной жидкости, как правило, выполняются с регулированием
производительности.
4.	НАСОСЫ ДЛЯ НЕПЕРЕОХЛАЖДЕННОЙ ЖИДКОСТИ
По способу монтажа насосы для непереохлажденной жидкости делятся
на непогружные и погружные.
Непогружные насосы
При давлении нагнетания до 16,5 Мн/м2 насосы выполняются одно-
ступенчатыми (насос НЖК-10), при давлениях свыше 16,5 до 42 Мн/м2 —
двухступенчатыми (насосы НЖК-3 и др.).
Одноступенчатые насосы и первая ступень двухступенчатых насосов
выполняются без всасывающего клапана, сопротивление которого приводит
к вскипанию в полости цилиндра жидкости, находящейся перед клапаном
в состоянии кипения. В насосах без всасывающего клапана жидкость из
емкости под небольшим давлением (0,15—0,16 Мн/м2) поступает в бачок
поплавкового клапана, затем в рубашку цилиндра и далее при ходе всасы-
вания под действием статического столба, через заливочные окна в рабочую
полость цилиндра. При ходе нагнетания жидкость через нагнетательный
клапан поступает в испаритель.
320
Рис. 3. Схема двухступенчатого насоса на давле-
ние 42 Мн/м2-.
1 — обратный клапан; 2—нагнетательный клапан I сту-
пени; 3— плунжер II ступени; 4 — цилиндр II ступени;
5 — трубка выхода газа за поплавковым клапаном; 6 —
вентиль сброса газа; 7 — предохранительный клапан;
<8 — плунжер I ступени; 9 — цилиндр I ступени; 10 —
нагнетательный клапан I ступени; 11 — поплавок; 12 —
бачок поплавкового клапана; 13 — всасывающий клапан
II ступени
Поплавковый клапан предназначается для поддержания в рубашке
цилиндра постоянного уровня жидкости, который обеспечивает нормальный
залив ее в цилиндр.
Так как длина щели в насосе, работающем по принципу «под заливом»,
при ходе нагнетания изменяется от нуля до максимальной величины, которая
всегда меньше хода плунжера на величину заливочных окон, а утечка при
щелевом уплотнении при прочих равных условиях обратно пропорциональна
длине щели, то достижение большого давления нагнетания при этом стано-
вится невозможным. Максимальное давление нагнетания, создаваемое
насосами, работающими «под заливом», не превышает 16,5 Мн/м2 при коэф-
фициенте подачи не более
0,3—0,4.
Жидкость в цилиндр зате-
кает самотеком, когда открыты
заливочные окна; часть хода
п л у нжер а, соответствующая
длине заливочных окон, для
подачи жидкости не использу-
ется. Пары, образующиеся под
плунжером при ходе всасыва-
ния, создают в момент откры-
тия окон пробку и затрудняют
затекание жидкости в цилиндр.
Поэтому для увеличения коэф-
фициента подачи насосы вы-
полняются тихоходными (90—
140 об/мин), чтобы жидкость
успевала заполнять рабочую
полость цилиндра.
В двухступенчатых насосах
(рис. 3) первая ступень, рабо-
тающая «под заливом», играет
лишь вспомогательную роль и
предназначается для подачи жидкости под давлением 5—6 Мн/м2 через
нагнетательный клапан первой ступени в рабочую полость второй ступени.
Вторая ступень, длина уплотнительной щели в которой может быть
выполнена достаточно большой, подает жидкость через нагнетательный
клапан второй ступени в испаритель под необходимым давлением нагнетания,
которое определяется сопротивлением системы.
В двухступенчатых насосах на давление нагнетания до 24 Мн/м2 вторая
ступень выполняется без всасывающего клапана; на давление до 42 Мн/м2
вторая ступень снабжается всасывающим клапаном, который, работая как
обратный, препятствует созданию высокого давления в линии между I и
II ступенями. Так как вся подаваемая первой ступенью жидкость должна
поместиться в полости цилиндра второй ступени, то давление после первой
ступени устанавливается автоматически соответственно объемам цилиндров I
?: II ступеней и величине утечки жидкости через щелевое уплотнение. Про-
изводительность двухступенчатого насоса при давлении нагнетания, пре-
вышающем установившееся за первой ступенью давление рь определяется
ттлько работой II ступени. При давлении нагнетания, меньшем рь произво-
дительность I ступени превышает величину описанного объема цилиндра
II ступени. Поэтому часть жидкости из I ступени подается через нагнета-
тельный клапан II ступени непосредственно в линию нагнетания, а затем
тула же поступает жидкость, заполнившая цилиндр II ступени.
л D В. И. Епифановой
321
Погружные насосы
В погружных насосах цилиндровая группа, конструкция которой в прин-
ципе аналогична цилиндровой группе насосов для переохлажденной жидко-
сти, погружается либо непосредственно в резервуар для хранения жидкости
(рис. 4), либо в отдельно стоящий резервуар небольшой емкости, связанный
с основным по принципу сообщающихся сосудов (рис. 5).
Для обеспечения работоспособности насоса необходимо перед началом
его работы создать в резервуаре избыточное давление 0,1—0,2 Мн/м2, и
12
13
в течение длительного
10
Рис. 4. Схема монтажа погружного насоса в резервуаре ТРЖК-7М:
1 — механизм движения насоса; 2 — сильфонная горловина; 3 — цилиндровая группа насоса; 4 — на-
ружный сосуд резервуара; 5 — внутренний сосуд резервуара; 6 — вентиль наполнения; 7 — предохра-
нительная мембрана; 8 — вентиль сброса давления из шланга; 9 — специальный вентиль; 10 — указа-
тель уровня жидкости; 11 — баллон-компенсатор; 12 — предохранительный клапан; 13 — манометр;
14 — предохранительная мембрана; 15 — вентиль сброса давления из резервуара; 16 — вентиль подъ-
,	ема давления в резервуаре; 17 — испаритель
Жидкость
6 испаритель
7 5 4
таким образом переохладить жид-
кость по отношению к созданному
давлению. Чтобы поддерживать
жидкость в состоянии переохла-
ждения
времени, требуется высокоэффективная изоляция резервуаров для хра-
нения жидкости и жидкостных трубопроводов, обеспечивающая малые
тепловые притоки.
Цилиндровая группа погружного насоса вводится в резервуар через
сильфонную горловину, соединяющую внутренний сосуд и кожух резервуара.
При этом цилиндровая группа центрируется и крепится верхним фланцем:
на среднике, который закреплен на кожухе резервуара; на этом же среднике
монтируется механизм движения.
Образующиеся при работе насоса пары идут на поддержание в резервуаре
необходимого для работы давления, что значительно сокращает потери рабо-
чей жидкости (они не превышают 2% от производительности насоса).
Погружные насосы по сравнению с двухступенчатыми более компактны
и не требуют дополнительного времени на охлаждение цилиндра перед
пуском их в работу. Поэтому использование этих насосов в газификацион-
322
них установках, особенно транспортных, значительно улучшает эксплуата-
ционные качества последних.
Монтаж погружного насоса по схеме, представленной на рис. 4, наиболее
удобен, но возможность его использования ограничена, прежде всего, раз-
мерами резервуара; так, при диаметре внутреннего сосуда более 1 м цилин-
дровая группа насоса становится неконструктивной, ухудшается ее эксплуа-
тационная надежность, а при монтаже на автомобиле оказывается невозмож-
ном вписаться в необходимые габариты. Кроме того, большинство резервуа-
Рис. 5. Схема монтажа агрегата погружного насоса НЖА-34М с резервуаром типа ТРЖК-5:
7 _ трубопровод-стояк; 2 — вентиль для продувки; 3 — цилиндровая группа насоса; 4 — резервуар
погружного насоса; 5 — вентиль нижнего слива; 6 — трубопровод, соединяющий резервуар , насоса
с резервуаром для хранения жидкости; 7 — вентиль подачи жидкости; 8 — резервуар для хранения
жидкости; 9 —/вентиль сброса давления из резервуара; 10 — разрывная мембрана; 11 — манометр;
12 — предохранительный клапан; 13 — газопровод, соединяющий резервуар насоса с основным резер-
вуаром
ров не имеет специальной горловины, позволяющей монтировать в них
погружные насосы. Имеются два типа резервуаров, предназначенных для
монтажа погружного насоса: резервуар ТРЖК-7М (емкость 1000 л) и ТРЖК-9
(емкость 300 л).
Для монтажа насоса по схеме, представленной на рис. 5, насос должен
поставляться в агрегатированном виде. Агрегат погружного насоса включает
в себя насос, смонтированный в специальном резервуаре, и трубопровод-
стояк.
Резервуар насоса представляет собой цилиндрический сосуд емкостью
300 л, с вакуумно-порошковой изоляцией. В верхней части резервуар имеет
специальную горловину с встроенным сильфоном и раму для крепления
насоса. В нижнем и верхнем днищах резервуара имеются штуцера со штыко-
вым разъемом, служащие для соединения резервуара насоса по газу и жидко-
сти с основным резервуаром. Трубопровод, устанавливающийся на верхний
323
штуцер резервуара насоса, имеет вакуумно-порошковую изоляцию. Длина
трубопровода выбирается так, чтобы верхний штуцер трубопровода, уста-
новленного на резервуар насоса, был несколько выше уровня жидкости
в основном резервуаре.
Для работы агрегата насоса по этой схеме (рис. 5) необходимо, чтобы
суммарное гидравлическое сопротивление коммуникаций, соединяющих
агрегат по жидкости и газу с основным резервуаром, было меньше статиче-
ского напора жидкости в резервуаре.
Если агрегат насоса может быть смонтирован в непосредственной бли-
зости от основного резервуара, то вполне достаточно, чтобы разность ниж-
него уровня жидкости в основном резервуаре и резервуаре погружного насоса
составляла 1 м.
В транспортных газификационных установках, где монтаж основного
резервуара и агрегата насоса на разных уровнях невозможен из-за ограниче-
ния габарита по высоте, полное опорожнение резервуара обеспечивается
лишь путем периодической работы насоса. С этой целью на газовой линии
устанавливается трехходовой вентиль, который позволяет соединить резер-
вуар агрегата с атмосферой (отключив его от основного резервуара) и, сле-
довательно, заполнить его жидкостью благодаря разности давлений. После
заполнения жидкостью резервуары соединяются по газу и насос включается.
Когда жидкость из резервуара агрегата выкачана, насос останавливается и
резервуар вновь заполняется жидкостью.
Если указанные выше условия не могут быть удовлетворены, агрегат
насоса соединяется с основным резервуаром только по жидкости. В этом
случае к верхнему штуцеру резервуара агрегата подключается трубопровод,
заканчивающийся вентилем сброса паров, и щит арматуры, включающий
указатель уровня, предохранительный клапан и манометр. Уровень жидко-
сти в резервуаре погружного насоса регулируется соответствующим откры-
тием вентиля сброса паров.
Пары, образующиеся при работе насоса, из резервуара насоса отво-
дятся в газгольдер или в атмосферу. При этом максимальные потери состав-
ляют около 10% от производительности насоса.
Серийно изготовляются два типа погружных насосов: НЖК-29М и
НЖА-34М, которые различаются только размерами плунжерных пар
(см. приложение 9).
5.	ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ НАСОСОВ
Щелевое уплотнение
Щелевое уплотнение представляет собой длинную кольцевую щель
между плунжером и втулкой цилиндра. Чтобы утечка жидкости была мини-
мальной, ширина щели, образуемая радиальным зазором, должна быть по
возможности очень малой, так как расход жидкости через щель при данной
длине пропорционален третьей степени ширины щели.
Ширина щели назначается при конструировании в зависимости от про-
изводительности насоса и давления нагнетания, но не менее 0,01 мм (диа-
метральный зазор 0,02 мм), так как при меньших величинах при охлаждении
насоса возможно «закусывание» плунжера во втулке.
Утечка через щелевое уплотнение обратно пропорциональна длине
щели, поэтому величина последней должна быть тем больше, чем больше
давление нагнетания. Для давлений 16,5—42 Мн!м2 длина щели выполняется
равной (5-^7) d.
При эксплуатации зазор между плунжером и втулкой увеличивается
вследствие истирания деталей и производительность насоса постепенно умень-
324
шается. Продолжительность работы однойплун-
жерной пары составляет 800—1500 ч и зависит
от конструкции насоса и конечного дав-
ления.
Плунжер й сопрягаемая с ним втулка ^вы-
полняются из хромомолибденовой стали марки
38ХМЮА с азотированием рабочей поверхно-
сти на глубину 0,4—0,5 мм до твердости не
ниже НВ 820; твердость замеряется после сня-
тия слоя 0,04—0,05 мм.
Внутренний диаметр втулки выполняют
в системе отверстия по второму классу, а плун-
жер подгоняется к втулке притиркой*. Все
острые кромки на рабочих поверхностях плун-
жера и втулки должны быть' скруглены радиу-
сом 0,2—0,5 мм во избежание скалывания до-
вольно хрупкого азотированного слоя. Для раз-
грузки плунжера от боковых давлений жидко-
сти , на плунжере протачиваются кольцевые
канавки глубиной 0,5—1 мм и шириной 1 —
2 мм.
Соединение плунжера со штоком — шар-
нирное; это обеспечивает самоцентрирование
плунжера во втулке и способствует минималь-
ному изнашиванию втулки. Хорошие резуль-
таты достигнуты в насосах, в которых соедине-
ние плунжера со штоком выполнено в виде
контакта плоской головки со сферой (рис. 6).
В существующей номенклатуре насосов
со щелевым уплотнением имеются насосы на
давление нагнетания 16,5; 24 и 42 Мн!м2.
Всасывающий и нагнетательный клапаны
Рис. 6. Узел соединения плун-
жера со штоком:
1 — плунжер; 2 — разрезная гайка;
3 — винт; 4 — разрезная втулка;
5 — сферическая пята; 6 — шток;
7 — втулка
В насосах применяются автоматически
действующие наперстковые клапаны (рис. 7).
Наперстки клапанов изготовляются из нержа-
веющей стали Х18Н9Т с тщательной обработ-
кой уплотняющей и направляющих поверх-
ностей.
Седла клапанов рекомендуется изготовлять из
латуни марки ЛЖМц 59-1-1, а для нагнетательных
клапанов насосов на 42 Мн1м2 — из бронзы БрАЖМц
10-3-1,5. Наперсток притирается к седлу; отверстие
в седле развертывается, что обеспечивает точность его
цилиндрической формы, высокое качество поверхности,
и как следствие, лучшее прилегание наперстка к седлу.
Седло выполняется с фаской 0,5—1,5 мм. Диаметр
седла и размер фаски выбираются из условия, чтобы
удельное давление на кромку не превышало 150 Мн!м2.
Для проверки правильности сборки клапаны погружа-
Рис. 7. Всасывающий
клапан:
1 — корпус; 2 — напер-
сток; 3 — пружина; 4 —
гайка
ются в ванну с жидким кислородом или азотом.
Попадание в клапан посторонних механических
частиц, образование рисок на уплотняющих поверх-
325
ностях клапана или закусывание наперстка клапана в седле нарушают
легкость работы клапанов и вызывают уменьшение производительности
насоса или полное прекращение подачи жидкости.
Регулирование производительности
Насосы для переохлажденной жидкости, как правило, выполняются
с регулированием производительности одним из следующих способов.
1.	Изменением хода плунжера, которое может осуществляться отъемным
пальцем криво’шипа; с помощью кулисного механизма; изменением положе-
ния эксцентрика, на котором сидит шатун, и т. п.
2.	Байпасированием, т. е. перепуском части жидкости через байпасный
дроссельный вентиль из нагнетательной линии обратно в ректификационную
колонну. Дроссельный вентиль должен иметь грибок тонкого регулирования
и счетчик оборотов. Этот способ рекомендуется для насосов производитель-
ностью свыше 100 л!ч. Потеря холода от перепуска незначительна и легко
компенсируется некоторым повышением давления за компрессором.
3.	Дросселированием жидкости на всасывании. Этот способ можно
применять в азотодобывающих установках, где на всасывание в насос посту-
пает жидкость с давлением 0,5—0,6 Мн!м2. Как показывает опыт, для умень-
шения производительности примерно на 40% достаточно путем дросселиро-
вания испарить около 2% поступившей в насос жидкости.
4.	Изменением числа оборотов.
Применение для привода насоса электродвигателя постоянного тока
позволяет изменять скорость вращения путем регулирования магнитного
потока возбуждения с помощью реостата. Электродвигатель выбирают
с номинальным числом оборотов, соответствующим минимально необходи-
мому числу оборотов кривошипа насоса. Этот способ регулирования произ-
водительности очень прост и рекомендуется при наличии сети постоянного
тока.
В большинстве случаев на месте монтажа электропитание осуществляется
от сети переменного тока и для работы насоса с электродвигателем постоян-
ного трка приходится предусматривать установку мотор-гёнератора, или же
ставить специальные выпрямители, что не всегда рационально.
В технике электроприводов находят применение также системы регу-
лирования переменного тока. К этим системам относятся способы дроссель-
ного, частотного, импульсного регулирования и др., которые по своему каче-
ству уже теперь находятся на уровне лучших систем постоянного тока и
являются наиболее перспективными по своим характеристикам.
Системы регулирования переменного тока в устройствах регулирования
производительности жидкостных насосов в ближайшее время, по-видимому,
вытеснят ранее описанные способы регулирования.
6. КОНСТРУКЦИИ НАСОСОВ
Насосы НЖК-1М, НЖК-27, НЖК-19 и НЖА-24 созданы на базе
одной кривошипно-шатунной группы.
Насосы НЖК-1М и НЖК-27 представляют собой вертикальные двух-
линейные двухступенчатые машины плунжерного типа со щелевым уплотне-
нием, предназначенные для работы на непереохлажденной жидкости.
Жидкость из хранилища под давлением 0,15—0,16 Мн1м2 поступает
(см. рис. 2) в бачок поплавкового клапана, затем по трубе в рубашку цилин-
дра и далее при ходе всасывания через заливочные окна в рабочую полость
цилиндра I ступени. При ходе нагнетания в I ступени жидкость через нагне-
326
тательный клапан подается в рабочую полость II ступени и затем, при ходе
нагнетания во II ступени, подается под необходимым давлением в испаритель.
Для защиты полости цилиндра и клапанов от возможного попадания
посторонних механических частиц цилиндр снабжен сетчатым фильтром,
встроенным в полость рубашки.
Проникающие через щелевое
уплотнение II ступени жидкость
и газ отводятся в бачок поплав-
кового клапана. Жидкость, про-
никающая через щелевое уплотне-
ние I ступени, поступает в рубаш-
ку цилиндра через заливочные
окна в цилиндре и втулке; газ из
цилиндра I ступени отводится
в бачок через небольшие отвер-
стия в верхней части цилиндра, а
затем через трубку в атмосферу.
Корпуса клапанон подсоединя-
ются к цилиндрам в вертикальном
положении и уплотняются пло-
скими алюминиевыми проклад-
ками.
Всасывающих клапанов в на-
сосе нет, так как I ступень вы-
полнена с заливочными окнами,
а во II ступени роль всасываю-
щего клапана выполняет нагнета-
тельный клапан I ступени.
Цилиндры насоса крепятся
к нижней полости средника через
изолирующие текстолитовые пли-
ты. Средник устанавливается на
верхний фланец сварной рамы,
которая одновременно служит ко- |
жухом для изоляции цилиндровой ||
группы насоса. В качестве изоля- <§§
ции используется мипора. Привод хК
насоса — от электродвигателя пе- V
ременного тока через червячный
редуктор. Электродвигатель с ре-
дуктором соединяются при помощи
пальцевой муфты и укрепляются
на среднике.
Вал червячного колеса служит
одновременно кривошипным валом
насоса. Направляющая крейцкоп-
фа состоит из двух частей и кре-
пится к корпусу редуктора шпиль-
ками. Чтобы масло не попадало
с направляющей крейцкопфа в по-
Рис. 8. Цилиндровая группа II ступени насоса
НЖК-27:’
1 — корпус сальника; 2 — накидная гайка; 3 — ман-
жета; 4 — медное кольцо; 5 — нажимная втулка;
6 — цилиндр; 7, 13 — баббитовая прокладка; 8 —
втулка рабочая; 9 — алюминиевая прокладка; 10 —
нагнетательный клапан; //—головка цилиндра; 12 —
всасывающий клапан; 14 — проставочное кольцо;
15 — пробка; 16 — фонарь
к направляющей прикре-
лость цилиндра и для защиты от пыли снизу,
пляется крышка с уплотнительным фетровым кольцом. Для защиты
от пыли служит и кожух, крепящийся к редуктору. Насос НЖК-1М рассчи-
тан на давление 24 Мн/м2.
327
Цилиндровая группа насоса НЖК-27 отличается лишь конструкцией
цилиндра II ступени (рис. 8), которая рассчитана на давление нагнетания
42 Мн/м2.
Насосы НЖК-19 и НЖК-24 предназначены для работы на переохла-
жденной жидкости и представляют собой вертикальные одноступенчатые
двухлинейные машины плунжерного типа со щелевым уплотнением. Левая
и правая цилиндровые группы этих насосов (рис. 9) соединены между собой
параллельно и являются зеркальными отражениями. Рабочая втулка закла-
L z<5	/
77
I
^5	/4
Рис. 9. Цилиндровая группа насоса
НЖА-24:
1 — накидная гайка; 2 — сальник тепло-
го конца; 3 — корпус сальника; 4 —
втулка; 5 — шток; 6 — отверстия в го-
ловке цилиндра; 7, 18 — фонарь; 8, 17 —
баббитовая прокладка; 9 — рубашка ци-
линдра; 10 — рабочая втулка; 11 — ци-
линдр; 12 — головка цилиндра; 13 — шту-
цер подвода охлаждающего потока; 14 —
нагнетательный клапан; 15 — пробка;
16 — кольцо; 19 — всасывающий клапан;
20 — наперстки клапана
дывается в цилиндр сверху и уплотняется баббитовой прокладкой. Всасы-
вающий и нагнетательный клапаны размещаются в головке цилиндра в гори-
зонтальной плоскости и уплотняются двумя последовательно расположен-
ными баббитовыми прокладками. Надежность насоса НЖА-24 усиливается
тем, что его нагнетательный клапан выполнен с двумя последовательно по-
ставленными наперстками.
Для регулирования производительности насос НЖА-24 снабжен бай-
пасным дроссельным вентилем, через который при необходимости часть
жидкости из нагнетательной линии может быть сброшена в переохладитель.
Насос НЖК-19 имеет запорный вентиль, который соединен с трубкой
входа жидкости в насос и может служить для сброса газа при охлаждении
насоса в случае, если последний значительно удален от блока разделеция.
Насосы НЖА-22М и НЖК-30 — однолинейные горизонтальные машины
плунжерного типа со щелевым уплотнением, выполненные на базе одной кри-
328
вошипно-шатунной группы. Производительность регулируется изменением
хода с помощью отъемного пальца кривошипа.
Насос НЖА-22/М (рис. 10) предназначен для работы на переохлажденной
жидкости. Привод его осуществляется асинхронным электродвигателем
через червячный редуктор, соединенный с электродвигателем непосредственно
при помощи пальцевой муфты 4. Вал червячного колеса редуктора является
одновременно кривошипным валом, на котором закреплен отъемный палец
кривошипа. Корпус 1 редуктора выполнен за одно с рамой 5 насоса, что
обеспечивает необходимую жесткость. Крышка 2 редуктора служит одно-
временно кронштейном, на котором устанавливается вертикальный фланце-
вый электродвигатель 3.
Рис. 10. Насос НЖА-22М:
1 — корпус редуктора, отлитый заодно с рамой; 2 — крышка ре-
дуктора; 3 — фланцевый электродвигатель: 4 — муфта; 5 — рама;
6 —фонарь; 7 — цилиндровая группа
Цилиндровая группа 7 насоса крепится к раме, на которой монтируется
механизм движения с электродвигателем через фонарь 6.
Цилиндровая группа (см. также рис. 1) состоит из холодного цилиндра,
изготовляющегося из латуни ЛЖМц 59-1-1 за одно целое, с головкой и теп-
лого — из нержавеющей стали Х18Н9Т, которые через плиту фонаря соеди-
нены между собой шпильками.
Шток плунжера насоса движется по направляющей втулке, состоящей
из двух графитовых втулок, запрессованных по концам длинной обоймы.
Направляющая втулка центрируется в цилиндре двумя поясками (на теплом
и на холодном концах цилиндра), что гарантирует необходимую соосность
элементов цилиндровой группы.
Всасывающий и нагнетательный клапаны наперсткового типа располо-
жены вертикально.
Насос НЖК-30 — одноступенчатая машина без всасывающего клапана,
предназначенная для работы на непереохлажденной жидкости.
Цилиндр насоса отлит за одно целое с корпусом поплавкового бачка
из латуни ЛК80-3. Рабочая втулка закладывается в гнезда корпуса насоса
на скользящей посадке и уплотняется баббитовой прокладкой, поджимаемой
корпусом нагнетательного клапана наперсткового типа. Шток, соединенный
329
с плунжером шарнирно, направляется двумя графитовыми втулками и
уплотняется на теплом конце сальником из асбесто-графитовых колец.
Цилиндровая группа заключена в кожух и изолирована мипорой. Кожух
и рама механизма движения установлены на основании, которое крепится
к фундаменту.
Технические характеристики насосов даны в приложении 9.
7. ОСНОВЫ РАСЧЕТА ПОРШНЕВЫХ НАСОСОВ
ДЛЯ ОЖИЖЕННЫХ ГАЗОВ
Задача расчета состоит в установлении количественной связи между
определяющими параметрами (характеризующими конструкцию насоса и
режим его работы) и показателями работы насоса — производительностью,
потребляемой мощностью и повышением энтальпии ожиженного газа в на-
сосе. Последняя величина играет важную роль при оценке работы насоса,
включенного в технологическую схему установки.
Основной показатель работы насоса — его производительность Q л/ч.
Эта величина однозначно определяется, если известны конструктивные пара-
метры насоса (геометричёские размеры и физические характеристики мате-
риалов основных деталей), режимные параметры (число ходов в минуту,
давление нагнетания) и физические свойства всасываемой жидкости.
Насосы для ожиженных газов обычно работают при переменном давле-
нии нагнетания. Поэтому для оценки работы таких насосов используется
характеристика насоса, представляющая собой зависимость производитель-
ности от давления нагнетания. При проектировании насоса исходной вели-
чиной обычно служит среднее по времени значение производительности при
работе насоса в заданном диапазоне давлений. Иногда задается желательная
характеристика насоса.
В результате расчета должно быть найдено сочетание конструктивных
параметров насоса, обеспечивающее оптимальное выполнение заданных
условий. Практически обычно производится поверочный расчет машины,
основные параметры которой определяются предварительно на основе исполь-
зования имеющегося опыта. Естественно, что точность и надежность расчета
зависят от качества и объема исходного опытного материала, а также от
правильности представлений о физической сущности явлений, составляющих
рабочий процесс насоса.
Некоторые вопросы, относящиеся к расчету насосов, изучены пока
недостаточно: расчет утечки жидкости через сальникбвые уплотнения; учет
влияния температуры переохлаждения, паросодержания жидкости и вред-
ного пространства на коэффициент подачи насоса; оценка работы клапанов;
вопросы рационального регулирования производительности и др. Однако
практика работы показывает, что, несмотря на отсутствие исчерпывающих
данных о рабочем процессе, расчет насосов для ожиженных газов может быть
выполнен с удовлетворительной точностью.
Коэффициент подачи и безразмерная характеристика насоса
Характеристика насоса в координатах Q—р (Q — объемная произво-
дительность насоса в л/ч\ р — давление нагнетания в Мн/м2) отражает зави-
симость производительности насоса от давления нагнетания при фиксирован-
ных значениях прочих определяющих параметров (основные конструктивные
размеры, число ходов в минуту и др.).
Обобщениё опытного материала, позволяющее сопоставлять различные
подобные (или приближенно подобные) насосы, достигается путем перехода
330
от первичных переменных Q и р к обобщенным переменным % (безразмерная
производительность или коэффициент подачи) и р (относительное давление
нагнетания). Для преобразования координат в качестве натуральных мас-
штабов используются часовой рабочий объем, описываемый плунжером Von
в л1ч, и максимальное давление р0, развиваемое насосом при нулевой произ-
водительности.
Безразмерные характеристики, пересчитанные из размерных по формулам
и
Р = ~Г>	(2)
Ро
оказываются близкими не только для подобных насосов, но и для насосов
различных конструкций.
Рис. 11. Характеристики насосов:
1 — НЖА-24; Von = 2- 170 л/ч; рк = 42 Мн/м2; р0 = 148 Мн/м2; 2 — НЖА-22М;
Von = 175 л/ч; рк = 42 Мн/м2; р0 = 94 Мн/м2; 3 — НЖК-ИМ; VQn = 100 л/ч;
Рк= 24 Мн/м2; ро = 68 Мн/м2
Рассмотрение экспериментальных данных показывает, что в подавля-
ющем большинстве случаев характеристика насоса практически не отличается
от прямой (рис. 11). В координатах X—р характеристика насоса (рис. 12)
отвечает уравнению
1 = Хо - Крр;	(3)
здесь Кр = — м2/Мн — коэффициент, характеризующий влияние давле-
Ро
ния нагнетания на коэффициент подачи насоса.
Величина % всегда <1. Если обозначить «потерю производительности»
Von — Q — AQ, то относительная потеря производительности
А£.= 1-х = (1-%0) + ^.	(4)
v on
Очевидно, что коэффициент Кр характеризует плотность плунжерного
уплотнения и клапанов или, точнее, плотность всей системы, находящейся
под давлением. Величиной 1 — Хо можно оценить четкость работы клапанов
и условия всасывания.
331
Правильно спроектированный и достаточно качественно изготовленный
насос обеспечивает получение Хо около 0,90—0,98. При работе насоса с увели-
ченным относительным вредным объемом (25—30%), что наблюдается, напри-
мер, при регулировании производительности посредством изменения хода
плунжера, величина Хо снижается до 0,80. Уменьшается Хо и при недостаточ-
ном переохлаждении жидкости перед поступлением в насос.
Величина Кр может принимать различные значения в зависимости от
величины предельного давления нагнетания при нулевой подаче р0, которое
должно выбираться в зависимости от заданного диапазона давлений нагне-
тания. При выборе pQ рекомендуется руководствоваться неравенством
4Ртах Ро > max,	(5)
где ртах — максимальное давление нагнетания.
Рис. 12. Характеристика насосов:
а — в координатах к — р; б — в координатах X — р
Относительная потеря производительности насоса из-за неплотности
Крр может быть сопоставлена по величине с относительной величиной
утечки жидкости через плунжерное уплотнение
^ = 77	=
При этом предполагается, что остальные утечки жидкости пренебре-
жимо малы по сравнению с qym.
Поскольку в насосах для ожиженных газов скорость плунжера мала
(не более 1 м/сек), утечка жидкости через щель с достаточной степенью
точности может быть определена по формуле для ламинарного потока, выве-
денной из уравнения Гагена—Пуазейля и пригодной для вычисления утечки
при стационарном течении жидкости через щель:
Зл£> (10006)3 р .
^ = -г-	 л'ч>
где D, I и 6 — соответственно диаметр плунжера, длина и ширина щели
в см;
р — давление нагнетания в Мн/м2;
ц— динамическая вязкость жидкости в н-сек!м2.
Учитывая, что утечка происходит лишь при ход$ нагнетания, величину
ее в насосе qym нужно вычислять по формуле
Qym = О,5<7Х.	(8)
332
Область применимости формулы (7) ограничена критическим значением
числа Рейнольдса (определяемого по гидравлическому диаметру d3 = 26),
которое для щелей составляет величину порядка 1000. В реальных условиях
на величину утечки влияют эксцентриситет плунжера и втулки, а также
содержание паров в кипящей жидкости; по-видимому, действие этих факто-
ров примерно уравновешивается, так как результаты вычислений согла-
суются с опытными данными.
Уравнение безразмерной характеристики (см. рис. 12) имеет вид
X = Хо (1 р) — Ъ)Р — ^0 Рут-	(9) •
Так как практически при нормальном заполнении цилиндра жидкостью
Хо изменяется в узких пределах (0,90—0,98), то характеристики всех насосов
в координатах X — р представляют собой веерообразный пучок близко рас-
положенных прямых, выходящих из точки на оси абсцисс р = 1. В первом
приближении вместо такого пучка характеристик можно рассматривать одну
прямую, соединяющую точки X = 0; р = 1 и к = 0,95; р = 0.
Имея данные испытания ряда насосов, по характеристике в координатах
л — р можно определить необходимые соотношения между qim и Von для
любого вновь проектируемого насоса. Для выявления влияния соотношения
конструктивных размеров и других определяющих параметров (р; ц; п)
на работу насоса удобно величину относительной утечки представить в виде
р / 10006 \з
~	__ Уут _ D р, - 104 \ D )	/104
qym~~ Von ~ Sn	I	•
100	D
В практике конструирования насосов (см. приложение 9) принимаются
следующие соотношения:
10006 П о 1 п /	я \
—— = 0,8-^ 1,0 (для максимального радиального зазора о1Пах);
— — 5 • 7'
2 (6max — 6min) — 5-нЮ мкм\
= 0,Зсср = (6ч-18) • 10-2 — ле/сёк;
здесь сср = 0,2-е-О,6 м!сек— средняя скорость плунжера.
Величина относительной утечки qym при максимальном давлении нагне-
тания находится обычно в пределах 0,2—0,5.
Определение среднего расчетного давления нагнетания насоса
при заполнении газом емкости постоянного объема
При наполнении емкостей или баллонов сжатым газом с помощью насоса
давление нагнетания р, а следовательно, и производительность Q являются
функциями времени т. Раскрытие вида функции р = р (т) имеет самостоятель-
ное значение при проектировании и испытании насосов для проверки соот-
ветствия данных по заполнению баллонов и характеристики насосов, при
расчете максимальной мощности и емкости подогревателя и т. д.
Зная количественную связь между р и т, можно также определить вели-
чину среднего давления нагнетания рср, при котором должна быть обеспе-
чена заданная производительность насоса. Эта величина играет важную роль
333
и при определении холодопотерь, связанных с работой насоса в технологи-
ческой схеме воздухоразделительной установки.
Достаточная для практического применения точность результатов рас-
чета сохраняется, если с целью упрощения вычислений принять ряд допу-
щений.
1)	Предполагается, что в качестве соотношения, связывающего термо-
динамические параметры сжатого газа, может быть использовано уравнение
состояния идеального газа
pV6 = GRT,
где G — масса газа в кг;
р — давление газа в Мн1м?;
Уб — объем заполняемой системы в л;
R — газовая постоянная в кдж!(кг• град).
2)	Температура газа в баллонах Т предполагается неизменной в про-
цессе наполнения.
3)	Потери давления между насосом и баллонами не учитываются.
При таких условиях давление нагнетания р и количество сжатого газа
в баллонах и трубопроводах G оказываются прямо пропорциональными:
dp __ dG
Приравнивая элементарные массы газа, поданного насосом и поступив-
шего в баллоны, получим уравнение материального баланса газификацион-
ной установки
dG = -^pMdx = ^dp,	(11)
где рж — плотность сжиженного газа в кг/л\
Q — производительность насоса в л/ч;
т — время в мин.
Из формул (1), (2) и (9) имеем
Q = vonx = voA(i-p);
dp = podp.
С учетом этих выражений преобразуем уравнение материального
баланса (11):
(l -p)dT = -^-dp.
Разделив переменные, получим дифференциальное уравнение процесса
наполнения баллонов с помощью насоса
^т = —(12)
1 — р ,
Решение этого уравнения дает
тк-гн = С1п4=^,	(13)
где постоянная интегрирования
С = -^- -Лт -Т- мин	(14>
V on	1 ло
играет роль физического масштаба времени;
334
хн и тк — соответственно начальный и конечный моменты времени при отно-
сительном давлении в баллонах рн и рк. В качестве начала отсчета времени
выберем время т0, соответствующее относительному давлению в баллонах
р = 0. Тогда текущие значения времени т и безразмерного относительного
давления р будут связаны следующей зависимостью:
т .	1
-£- = In
1 — р
(15)
Обозначив = т, где т — безразмерное время, представим искомую
закономерность, описывающую ход процесса наполнения баллонов по вре-
мени, в следующей обобщенной форме:
(16)
Закон изменения давления по вре-
мени может быть представлен в отно-
сительных величинах следующим обра-
зом:
р=1—е~\	(17)
Универсальная кривая р (т) иллю-
стрирует любой конкретный случай
заполнения баллонов сжатым газом
с помощью жидкостного насоса гази-
фикационной установки. Требуется
лишь пересчитать переменные по фор-
мулам:
и = Сх	(18)
и
Р =	(19)
Масштаб времени С пересчитывается по формуле (14), а масштаб давле-
ния ро определяется по характеристике насоса (расчетной или эксперимен-
тальной).
Обработка многочисленных опытов по заполнению баллонов сжатым
газом показала, что формула (16) дает весьма точное количественное описа-
ние процесса.
На рис. 13 дана кривая зависимости р от т для отыскания среднего отно-
сительного давления нагнетания (в процессе заполнения баллонов). При сде-
ланных выше упрощающих предположениях мгновенная производительность
dG	„ dp
насоса прямо пропорциональна производной что непосредственно
следует из формулы (11) с учетом соотношений (18) и (19). Следовательно,
мгновенная производительность насоса пропорциональна тангенсу угла
наклона касательной к рассматриваемой универсальной кривой.
На рис. 13 приведена также прямая, соединяющая точки начала и конца
процесса наполнения баллонов, характеризуемого конкретными значениями
относительных давлений рн и рк. Тангенс ее наклона к оси т, очевидно, про-
порционален средней производительности газификационной установки за
весь период заполнения баллонов от давления рн до давления рк.
335
Таким образом, достаточно на кривой найти точку с касательной, парал-
лельной прямой, проведенной через точки начала и конца наполнения бал-
лонов. Ордината найденной точки рср и есть искомая величина среднего отно-
сительного давления нагнетания насоса в процессе заполнения баллонов.
Графический способ отыскания величины рср не всегда удобен. Поэтому
для определения среднего давления нагнетания используется соотношение
dp_ \
dT I
/ср
рк---Рн
-	—	9
(20)
откуда после замены тк, тк'и —соответствующими функциями относи-
_	\dr /
тельного давления р имеем
Рср — 1
Рк Рн
1 Рк
(21)
Следует отметить, что найденная величина рср, по которой нужно вести
расчет насоса, работающего при переменном давлении нагнетания, превы-
шает полусумму давлений нагнетания в начале и в конце процесса напол-
Вычисление рср по формуле (21) связано с техническими неудобствами,
поскольку численное значение дроби, вычитаемой из 1, обычно близко к 1.
Поэтому рассмотрим разность между интересующей нас величиной рср и
полусуммой рн^грк . Обозначив эту разность Дрср, имеем
ДРср=1—
1 — рк
Рн + рк = (1 — рн) + (1 — рк) _ (1—Рн) — (1—Рк)
2	2	lni=K 
1 — Рк
(22)
Таким образом, среднее расчетное значение безразмерного давления
нагнетания при работе жидкостного насоса в качестве газификатора (для
наполнения баллонов) рср определяется так:
р,р = _Р«+^ + Дрср.	(23)
Преобразуем выражение (22) к виду, более удобному для вычислений.
Обозначим -—= ф; попутно отметим, что, принимая во внимание фор-
1 — Рк
мулу (9), коэффициент ф представляет собой отношение коэффициентов
.подачи и Кк:
1 - Рк	Хы
-----= Ф = -т- •
1 — Рк
Формула для вычисления Дрср принимает вид
дяР=(1—^4^) О
ф—1
Ф+ 1
2
1Пф
(24)
(25)
336
На рис. 14 приведен график функции
fw=i-S4-4ir
(26)
Следует отметить, что при <р = 1 значение функции f (<р) = 0, а также
If Ml =0-
В области 1 <ф <1,5 значение f (ср) можно найти по приближенной
формуле
(27)
полученной путем разложения In ср в ряди в результате других упрощающих
преобразований.
Для приближенного определения
среднего давления нагнетания можно
пользоваться величиной относительной
поправки
g___ &Рср
Рн 4~ Рк
2
ф- 1
/(ф) 1
Рн
Рн -- Рк
2
(28)
123^567 8
Рис. 14. График зависимостей f (ф) и 9
от ф
При рн < рк относительная
правка в основном зависит от параметра
Ф = — и может быть определена по рис. 14. Поправка 9 к среднему ариф-
метическому значению может быть величиной порядка 5—20% и возрастает
с увеличением ф. Этой кривой можно пользоваться и для приближенных под-
счетов в общем случае, когда рн =£ 0.
В заключение нужно обратить внимание на следующий существенный
момент. Величина рср определена как среднее значение давления нагнетания,
при котором производительность насоса равна средней производительности
за весь период наполнения емкости сжатым газом.
Возможен и другой цодход к осреднению давления нагнетания, а именно
нахождение среднего по времени давления нагнетания
не-
(29)
Рср — ~	~
Т/с — Тн
величина которого, очевидно, должна быть принята за основу при опреде-
лении холодопотерь, возникающих при работе насоса в схеме воздухоразде-
лительной установки. Можно показать, что определенная таким образом
величина рср в точности совпадает с рассмотренной ранее.
Сопоставление опытных и расчетных данных показывает, что принятые
л 2 лущения не вносят существенных искажений. На практике обычно удается
обеспечить достаточную степень герметичности; температура газа в баллонах
72.р В. И. Епифановой	337
в процессе их наполнения в большинстве случаев меняется весьма незначи-
тельно. Сжимаемость реальных газов (кислорода, азота), оцениваемая коэф-
фициентом z = остается почти неизменной при сжатии до 15—20 Мн1м?
(0,98 <г <1,02).
В случае расчета процесса наполнения емкости до рк > 20 Мн1м?
нужно иметь в виду, что вследствие возрастания коэффициента сжимаемости z
с увеличением давления фактическая скорость подъема давления несколько
превышает расчетную. Соответствующая поправка к кривой р (т) может быть
вычислена для определенных условий работы газификационной установки.
Характеристика двухступенчатого насоса
Основное назначение I ступени двухступенчатого насоса — обеспечить
всасывание кипящей жидкости в насос и подачу ее в цилиндр II ступени.
Чтобы обеспечить условия для нормальной работы II ступени, жидкость
нужно подавать туда в переохлажденном состоянии (с тем, чтобы избежать
парообразования вследствие депрессии во всасывающем клапане, а также
в результате теплопритока из окружающей среды и от трения в уплотнении),
т. е. нужно подавать жидкость под таким давлением, которому соответствует
температура кипения, превышающая температуру всасываемой во II сту-
пень жидкости.
Экспериментальные данные и результаты расчетов показывают, .что
минимальное допускаемое давление за I ступенью — около 0,4—0,6 Л4нЛи2,
а для надежной и устойчивой работы нужно создавать более высокое давле-
ние— 1Л4н/ж2 и выше. В практике расчета и конструирования двухступен-
чатых насосов принято назначать давление нагнетания р± за I ступенью
порядка 5—10 MhIm2. Это делается из следующих соображений.
Первая ступень при давлении в сети ниже рг может подавать часть жидко-
сти непосредственно в нагнетательный трубопровод (минуя II ступень насоса).
Тем самым увеличивается производительность насоса, причем этот эффект
тем существеннее, чем выше давление за I ступенью. В связи с этим целесо-
образно полностью нагружать первую линию механизма движения насоса
(которая конструктивно выполняется идентично второй линии), т. е. выби-
рать pi условия
D\ 9
где Dr и D2 —диаметры цилиндров соответственно I и II ступеней.
В ходе эксплуатации насоса давление за I ступенью постепенно сни-
жается с увеличением зазора между плунжером и втулкой; чем выше исход-
ное значение рх, тем больше ресурс работы I ступени двухступенчатого
насоса.
Для построения характеристики двухступенчатого насоса необходимо
построить характеристики I и II ступеней в отдельности, проанализировав
влияние их на работу насоса в целом.
Характеристика насоса с заливочными окнами. Пусть размеры заливоч-
ных окон, число ходов насоса и уровень жидкости в бачке подобраны таким
образом, что в момент полного перекрытия окон плунжером весь объем
цилиндра I ступени заполнен жидкостью. Рассмотрим изменение давления р
в цилиндре с заливочными окнами при движении плунжера от верхней мерт-
вой точки при закрытом нагнетательном клапане. При движении плунжера
жидкость должна вытесняться через щель .переменной длины при этом
текущее значение утечки qr может быть определено по формуле (7). Плунжер
338	i
диаметром Dx (сечение плунжера Fx), двигаясь со скоростью с, вытеснит
за время dx объем F^dx. Этот объем жидкости за то же время должен пройти
через щель. Следовательно, утечка
= Fxc м2/сек.
Относительная величина утечки
- .  /х .   /г1с60!  2с
Von	FiSti	сСр
(30)
(31)
Sn
где сср = -эд-средняя скорость плунжера.
Сопоставляя формулы (30), (8) и (10), получим
Р _ S ? Рг \з с Ji_.
1/u п D! \ 10006 / Сср Dr ’
100
(32)
здесь р — текущее значение давления жидкости в цилиндре в Мн/м2-,
(1 — динамическая вязкость жидкости в н-сек/м2-,
п — число двойных ходов в минуту.
Таким образом, давление р прямо пропорционально произведению cllr
значение которого при заданных геометрических размерах и числе оборотов
насоса однозначно определяется угловой координатой а (рис. 15), характери-
зующей положение кривошипа по отношению к линии мертвых точек насоса,
р
Без учета поправки на конечную длину шатуна (при у- = 0)
с = <£>R sin а =	sin а,	(33)
оО	'
а также учитывая, что
/х = х — а = R (1 — cos а) — а,	(34)
после элементарных преобразований получим
J п = (^г) ("в) ^а)’	(35)
где
£, х л sin а / 1 — cos а а \
/(“) = —2—(.-------------------------2------Т)’	<36>
339
Кривые, координаты точек которых вычислены по формуле (35), иллю-
стрируют характер изменения давления р в зависимости от угла поворота
кривошипа а, а также (поскольку а и однозначно связаны) и от пути, прой-
денного плунжером (рис. 16).
тт	1*7	г/\1 — COS ОС	«,
па рис. 17 показана зависимость f (а) от--для четырех значении
относительного размера окон-^- = 0,25, 0,30; 0,35; 0,40, а также предельная
О	*
кривая для -у- = 0. Каждая из кривых имеет максимум при некотором поло-
Рис. 16. Зависимость р от х для
насосов с заливочными окнами:
1 — I ступень насоса НЖК-1М, рабо-
тающая самостоятельно; 2 — I ступень
насоса НЖК-1М, работающая совмест-
но со II ступенью
жении кривошипа атах, которое определи-
ется из условия = 0 по формуле
1 Г /1	2а \
COS ocmax — у 1	£ J
Рис. 17. Зависимость f (а) от ----~---
Применяемым на практике значениям = 0,25ч-0,40 соответствует
атах =? 126-4-131°, причем плунжер отстоит от н. м. т. на величину (0,17ч-
ч-0,20) S. Подставляя в формулу (35) а = атах, можно вычислить макси-
мально возможное значение давления ртах в цилиндре с заливом через окна.
На основе полученных результатов можно построить расчетным путем
характеристику насоса с заливом через окна.
Рассмотрим работу такого насоса при некотором противодавлении рг <
<ртах (см. рис. 15). При движении плунжера вниз (от нижней кромки окон
др положения I) процесс повышения давления до величины р± протекает так:
вытесняемая плунжером жидкость уходит через щель между плунжером и
цилиндром в приемный бачок; продолжая двигаться вниз, плунжер вытес-
няет жидкость в количестве, превышающем утечку через щелевое уплотнение
при давлении р19 а избыток жидкости через нагнетательный клапан посту-
пает в напорный трубопровод. Нагнетательный клапан остается открытым
на участке I—II и закрывается, как только давление жидкости в цилиндре р
становится меньше противодавления р1.
Очевидно, что для того, чтобы найти подачу за один ход, нужно из объема,
описанного плунжером между положениями I и II, вычесть объем утечки
через щель на участке I—II. За время dr плунжер, находящийся на расстоя-
нии % от в. м. т., проходит путь dx. При этом описывается элементарный объем
3 40
dx
Ft dx или, в относительных величинах, -у. Поскольку утечку жидкости
нужно считать прямо пропорциональной давлению в цилиндре, доля утечки
составляет где р — давление, соответствующее положению плунжера х
при закрытом нагнетательном клапане. Доля подаваемой жидкости состав-
ляет 1 — —, а ее элементарное количество
й=^=М1'	<38>
Коэффициент подачи насоса
х= )(1-т)4 = )4-Ъ4=’-'-*-	<39>
Х1	хг	Х1
Коэффициент X' представляет собой отношение пути, пройденного плун-
жером при открытом клапане, к ходу плунжера
Г = Х2~Х1 .	(40)
О
Относительная утечка на участке I—II
Vr/m J р S
(41)
может быть вычислена следующим образом.
Используя уравнение (36), заменим отношение выражением
sin си
Pi ___________
р
sin а
— cos
(42)
— cos а
Дифференцируя выражение (34), получаем
dx = R sin a da = — sin a da.
(43)
С учетом выражений (42) и (43) из формулы (41) имеем
а2
, sin ах
= ——
sin ах
2
- 2а
--у— COS CZX
I da
I 2а
J 1------о---cos а
1
ai
> In---—
/	а.,
W
а1
(44)
Пределы интегрирования и а2 определяются с помощью формулы (34)
известным значениям хг и х2.
341
Расчетная характеристика насоса с заливочными окнами, построенная
в координатах X — р для первой ступени насоса НЖК-1М, представлена
на рис. 18.
Исходные данные для расчета:
Ход плунжера.............. S = 60 мм
Высота заливочных окон ....	....	а= 18 мм
Диаметр плунжера ....................... D± = 45 мм
Радиальный зазор между плунжером и втулкой . . . . б = 30-10-3 мм
Динамическая вязкость жидкости...................р=1,8-10"4 н-сек/м2
Число оборотов кривошипа или число двойных ходов
в минуту . ......................................   п	= 185 об/мин.
Для построения зависимости давления в цилиндре по ходу плунжера
при закрытом нагнетательном клапане (см. рис. 16) расчет ведется по фор-
муле (35) с учетом выражения (36).
Значение f (а) при различных положениях
плунжера определяем по рис. 15 для = 0,3.
Кроме того, известно, что р = 0 при х = а =
= 18 мм\ при давлении ртах = 12,5 Мн1м*
производительность равна 0.
Данные, необходимые для получения зави-
симости X от давления нагнетания рн (см.
рис. 18), подсчитываются по формулам (39), (40}
и (44) с использованием уравнения (34), кото-
рое может быть представлено в виде
! 2х
cos а = 1----.
0	2,5 	5,0	7,5 8,0
Для двухступенчатого насоса Как видно из рис. 18, насос может эф-
фективно работать только при давлении да
Рис. 18. Характеристика I сту- 5 Мн/м*.
пени насоса НЖК-1М	На рабочем участке от 0 до 5 Мн1м? зави-
симость коэффициента подачи от давления
с достаточной степенью точности может быть представлена прямой ли-
нией; следовательно, утверждение о прямолинейности характеристики
насосов для ожиженных газов остается справедливым и для насосов с зали-
вочными окнами.
Рассмотрим характеристику первой ступени двухступенчатого насоса.
Для работы I ступени характерно отсутствие постоянного противодавления.
К моменту перекрытия окон I ступени плунжером в цилиндре II ступени
создается паровая подушка с давлением, превышающим атмосферное тем
значительнее, чем больше вредное пространство и теплоприток. Нагнета-
тельный клапан I ступени открывается, как только после перекрытия окон
в цилиндре I ступени создается давление, достаточное для преодоления про-
тиводавления. После открытия нагнетательного клапана I ступени вслед-
ствие подачи жидкости из I ступени в цилиндре II ступени происходит кон-
денсация образовавшихся ранее паров. Затем с момента окончания конден-
сации паров, когда полость цилиндра II ступени оказывается целиком,
заполненной жидкостью, процесс роста давления протекает в основном так
же, как в одноступенчатом насосе.
В двухступенчатом насосе при открытом нагнетательном клапане I сту-
пени и закрытом нагнетательном клапане II ступени жидкость, вытесняемая
плунжером I ступени при ходе вниз от в. м. т., расходуется на заполнение
освобождаемого объема II ступени (доля этой жидкости и на утечку череа
342
F \
щель I ступени (доля утечки составит 1 —~р~)- Учитывая это, составим
выражение для утечки через щель I ступени:
Qi = с [Fx — F2] м3/сек.
Относительная величина утечки .
-	с(Л-Р2)60 2с г. _ /ч]
Сер L F1J’
и (10), получим
Dx \3 л sin а / 1 — cos а
0006)	2	\	2
F^n
(45)
Сопоставляя уравнения (32), (45)
_г__ = (j	JLV (.
°;ЛО'М
-т)- <46>
Из сравнения формул (35) и (46) видно, что они отличаются по существу
/	D?> \
только коэффициентом ( 1 —I > а поэтому все выражения для-1, л и
“Фг/т [формулы (39), (40), (44)] остаются верными и для I ступени двухступен-
чатого насоса.
/ 2)2
Для насоса НЖК-1М—|
V D2 .
= 0,67-12,5 = 8,4 Мн/м2 (см. рис. 16).
Рассмотрим теперь характеристику второй ступени и всего двухступен-
чатого насоса. II ступень в отличие от насосов с заливочными окнами рабо-
тает с постоянной длиной щели. Из выражения (30) с учетом формулы (32)
можно, получить закон изменения давления по углу поворота при закрытом
нагнетательном клапане
= 0,33 и максимальное давление ртах =
Р
^1O4W
SZ ( D2 \3 л sin а
лГ \loood; 2
Максимальное давление
Ртах [А • 10
п SI / D2 \3 л
ТОО “5|" \ 10006 7 "Г*’
(47)
(48)
Исходя из уравнений (39), (41), (43) и заменяя отношение -у- выражением
х2	а2
<49)
Xi	(Xi
Пределы интегрирования 04 и а2 определяются с помощью формулы (34)
по известным значениям и х2 (04 и а2 здесь выражены в радианах).
Для примера по формулам (39), (40), (47) и (49) выполнен расчет харак-
теристики II ступени насоса НЖК-1М при следующих исходных данных:
S = 60 мм; D2 = 26 мм; 8 = 25-10-3 мм;
I = 120 мм и п = 185 об/мин.
Полученные зависимости р от х и от р представлены на рис. 19 и 20.
Аналогичный характер имеют и характеристики одноступенчатых насосов,
343
работающих на переохлажденной жидкости. Из рис. 20 видно, что линейный
характер зависимости Хп‘ от р сохраняется в рабочем диапазоне давлений
нагнетания.
Характеристику двухступенчатого насоса можно рассматривать как
сумму характеристик I и II ступеней. Коэффициент подачи насоса, являю-
Рис. 19. Зависимость р от х для
II ступени насоса НЖК-1М
щийся отношением производительности насоса
к объему, описываемому поршнем II ступени,,
определяется следующим образом:
^1+п =	-у + ^п-	(50)
Значение коэффициентов подачи ступеней
при любом давлении нагнетания р можно най-
ти, располагая характеристиками I и II ступе-
ней. Суммарный коэффициент подачи двухсту-
пенчатого насоса НЖК-1М (рис. 21) опреде-
ляем по формуле
^l+l I =	= ЗХ + %ц,
где к и берутся соответственно по рис.
18
Рис. 20. Характеристика II ступени
насоса НЖК-1М
Рис. 21. Характеристика
двухступенчатого насоса
НЖК-1М
Полученная расчетным путем характеристика насоса НЖК-1М близка
к характеристике, снятой при испытании насоса. Уменьшение при давле-
ниях, близких к нулю, объясняется неполнотой заливки цилиндра.
Индикаторные диаграммы
На основании формул (35), (46) и (47) можно построить индикаторные
диаграммы насосов для ожиженных газов, дающие представление о харак-
тере изменения давления в насосах.
Теоретическая индикаторная диаграмма насоса со всасывающим кла-
паном представлена на рис. 22.
При давлении нагнетания, равном р2, теоретическая индикаторная диа-
грамма представляет собой криволинейную трапецию 1—2—3—4, где:
1—2 — подъем давления в цилиндре при закрытом нагнетательном кла-
пане; точка 2 — открытие нагнетательного клапана;
344
2—3 — нагнетание жидкости при давлении р (без учета гидравлических
потерь); точка 3 — закрытие нагнетательного клапана;
3—4 — падение давления в цилиндре при подходе плунжера к н. м. т.;
точка 4 — открытие всасывающего клапана.
4—1 — заполнение цилиндра жидкостью.
Действительная индикаторная диаграмма насоса НЖА-22М представлена
давления в цилиндре при закрытом
Рис. 22. Теоретическая индикатор-
ная диаграмма насоса со всасыва-
ющим клапаном
Рис. 23. Действительная
индикаторная диаграмма
насоса НЖА-22М
нагнетательном клапане отличается от участка 1—2 на рис. 22 вследствие
сжатия реальной жидкости. Участок 3—4 представляет собой процесс обрат-
ного расширения с учетом сжимаемости и утечки жидкости при отходе
плунжера от н. м. т.
В действительных индикаторных диаграммах процессы всасывания и
нагнетания сопровождаются волновыми явлениями, которые связаны с нали-
чием переходных процессов в системе цилиндр насоса — трубопровод в слу-
чае возмущения начального состояния.
Поверочный расчет насосов
Производительность и геометрические размеры насоса для переохлажде-
ния жидкости. Производительность определяется по формуле
С =	(51)
где Votlc — суммарный объем, описываемый плунжерами насоса;
X — коэффициент подачи насоса;
Vonc = Z^-Sn-^A0-s л/ч,	(52)
где Z — число линий;
D — диаметр полунжера в см;
S — ход плунжера в см;
п — число оборотов кривошипного вала или число двойных ходов
в минуту.
Коэффициент подачи насоса высокого давления определяется в основном
утечками через клапаны вследствие запаздывания их посадки, неполнотой
заполнения цилиндра жидкостью, влиянием сжимаемости жидкости, поте-
рями вследствие утечки жидкости через щелевое уплотнение.
315
Анализ экспериментальных индикаторных диаграмм показал, что сум-
марная утечка через всасывающий и нагнетательный клапаны вследствие
запаздывания их посадки составляет не более 1 % от описанного объема.
Потеря производительности вследствие неполноты заполнения происхо-
дит при недостаточном переохлаждении жидкости.
Если обеспечено достаточное переохлаждение, то при заполнении
цилиндра жидкостью соблюдается закон неразрывности потока и цилиндр
заполняется на 100%.
Уменьшение производительности вследствие сжимаемости жидкости при
давлениях нагнетания до 40 Мн/м2 и вредном пространстве около 30%
составляет не более 3% и в расчете обычно не учитывается. Однако при рас-
чете коэффициента подачи насосов на давление более 40 Мн/м2 следует
учитывать влияние сжимаемости жидкости и стремиться ограничивать вели-
чину мертвого объема.
Приближенно для вновь изготовленного насоса (при постоянной вели-
чине зазора вдоль щели) и давлении нагнетания до 40 Мн/м2 коэффициент
подачи можно определить по формуле
^ = h-q-f- = K-~qym,	(53)
'on
где Хо = 0,904-0,98 — коэффициент подачи при р = 0, учитывающий утечки
в клапанах, возможную неполноту заполнения цилиндра вслед-
ствие парообразования и т. п.
Утечки через щель за период нагнетания в течение часа работы насоса
л п (10006)3 D ,	zr,v
Qym |Л«104 * I Р Л 'Ч	(54)
где D — номинальный диаметр плунжера в см\
б — ширина щели (радиальный зазор) в см\
I — длина щели (за вычетом канавок) в см\
р, — динамическая вязкость жидкости:
для азота р- — 1,7-10"4 н-сек/м2,
для кислорода р, — 1,8-10"4 н-сек/м2',
р — давление нагнетания в Мн/м2.
Расчет qym ведется по максимальному радиальному зазору для давле-
ний:
1) р = рк в насосах, предназначенных для работы при постоянном давле-
нии нагнетания;
2) р = рср в насосах, предназначенных для наполнения емкостей от
давления рн до давления нагнетания рк.
Для определения основных геометрических размеров вновь проектируе-
мого насоса на максимальное давление нагнетания 'рк и производительность
Q необходимо построить характеристику насоса в координатах % — р, при-
няв Хо = 0,90-ь0,95 и р0 = (2,04-3,0) рк. При этом надо иметь в виду, что
ро = 2рк следует принимать только для насосов небольшой производитель-
ности (до 100 л/ч) и при давлении нагнетания 40 Мн/м2 и выше; такие насосы
практически трудно выполнить с более пологой характеристикой. Затем
по характеристике определяется к при рк (если насос работает с постоянным
давлением нагнетания) или рср (если насос работает с переменным давле-
нием нагнетания). Затем из формулы (51) определяется необходимый описан-
ный объем и по формуле (54) — величина утечки при расчетном давлении
346
нагнетания. Рекомендуется п =100-^250 об!мин в зависимости от произ-
водительности так, чтобы
>• D > 1,5 см,
где Р — допустимое усилие по линии.
Если в механизм движения насоса включается червячный редуктор, то
число оборотов кривошипного вала должно быть согласовано с передаточным
числом редуктора и числом оборотов электродвигателя. Наиболее компакт-
ная и легкая машина получается при большем числе оборотов электродви-
гателя и кривошипного вала насоса, однако при больших числах оборотов
усложняется работа клапанов (см. расчет клапанов), а при работе насоса без
всасывающего клапана уменьшается коэффициент подачи вследствие неко-
торого ухудшения условий залива жидкости в полость цилиндра через
заливочные окна.
По описанной методике рассчитываются также насосы погружного типа
для непереохлажденной жидкости.
Производительность и геометрические размеры насоса для непереохлаж-
денной жидкости (непогружного типа). Производительность двухступенча-
того насоса в основном зависит от работы II ступени, размеры которой опре-
деляются так же, как для насоса, работающего на переохлажденной жид-
кости. Размеры I ступени выбираются из соотношений
(^\2=3; 4 = 0,25-0,40.
\	/	О
По выбранным размерам I ступени определяется максимально возмож-
ное давление за I ступенью. Значение ршах (-7^
\ ,
максимального давления нагнетания II ступени.
должно быть не более
При необходимости иметь характеристику двухступенчатого насоса
производят расчет и построение соответствующих кривых.
Среднее давление нагнетания при наполнении баллона от [давления рн
до давления рк определяется по формулам (23), (25) и (26) с использованием
характеристики насоса. Для значении рн среднее давление нагнета-
ния можно приближенно подсчитать по формуле
Рср =	(1+0).
(55)
Поправочный коэффициент 0 находится по формуле (28) или по кривой 0
<см. рис. 14).
Вновь изготовленные насосы имеют характеристику, которая обеспечи-
вает при максимальном конечном давлении коэффициент подачи X = 0,74-
?.5. При этом р0 = (24-3)рк и поправка 0 — 64- 10% (для ср = 1,54-2,0).
После увеличения зазора между плунжером и втулкой из-за их истирания
г.ри эксплуатации коэффициент подачи падает до 0,3—0,25; при этом р0 =
— 1,5/7*. и поправка 0	20%.
Потребляемая мощность и скорость жидкости. Потребляемая насосом
уулность определяется по формуле
N=^K •
ЗбООЧлк*
Z — число линий; Von — описанный объем одной линии в л/ч;
сг_ — расчетное давление нагнетания в М.н[мг-
347
Для двухступенчатых и однолинейных насосов рекомендуется прини-
мать Z — 2.
Механический коэффициент полезного действия принимается в пределах
г]мех 4=3 0,64-0,85 (меньшие значения для насосов малой производитель-
ности).	f
Мощность электродвигателя выбирается на 15—20% больше подсчитан-
ной.
Скорость жидкости в трубопроводах и клапанах определяется из фор-
мулы
F
w — Сср~р~ м/сек,
где сср — средняя скорость поршня в м!сек\
F — площадь поперечного сечения плунжера в см2\
Fy — d2 — площадь поперечного сечения трубы или седла клапана
в сж2;
d — внутренний диаметр трубы или проходного отверстия в седле в см.
Для подсчета скорости в щели клапана площадь поперечного сечения
определяется по формуле
Fr = ndh cos 45° см2,
где h — подъем клапана в см.
Рекомендуется принимать следующие значения скоростей движения
ожиженных газов:
во всасывающей трубе 0%5—1 м!сек\
в нагнетательной трубе и в нагнетательном клапане 3—5 м/сек\
во всасывающем клапане 2—3 м/сек.
При выборе h рекомендуется соблюдать соотношение hn — 50-^60.
ГЛАВА IX
ЗАЩИТА ОБОРУДОВАНИЯ ОТ ВИБРАЦИЙ
1.	ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ
В составе оборудования кислородных станций имеются разнообразные
и сложные машины. Даже в нормальных условиях эксплуатации детали этих
машин совершают небольшие вибрации, в некоторой мере передающиеся
на соседнее оборудование. Эти вибрации (в более широком понятии — коле-
бания) могут резко возрастать в случае нарушения правильного режима
эксплуатации машин, при недостаточной их отладке, износе и переделках.
Большие колебания деталей машин ведут к износу подшипников и уплотне-
ний, к утечке перерабатываемого газа, к искажению показаний, расположен-
ных поблизости приборов, а иногда и к поломке машин. В местах постоян-
ного пребывания обслуживающего персонала величина вибраций должна
быть ограничена, даже если надежность работы машин не вызывает сомнений.
Простейшие гармонические колебания (или вибрации) детали происхо-
дят с перемещением у = a cos со/ (/ — время) и характеризуются ампли-
тудой смещений, или просто амплитудой а, равной максимальному смещению
или половине размаха, и круговой частотой колебаний со рад!сек или же
минутной частотой п кол/мин, или же секундной частотой f гц. При этом
максимальные значения или амплитуды скорости и ускорения wm и
часто употребляемого относительного ускорения / выражаются в виде
vm = асо;
wm = асо2;
асо2
I
(1)
здесь g = 9,81 м/сек? — ускорение свободного падения.
В кислородных станциях наиболее подвержены колебаниям: роторы
сысвроходных турбокомпрессоров и турбодетандеров; агрегаты с поршне-
выми машинами — компрессорами и детандерами; трубопроводы, питаемые
поршневыми машинами; легкие основания транспортных станций и уста-
новленное на них оборудование.
Среди разнообразных причин возбуждения колебаний можно выделить
две основные группы: силы внешние и силы внутренние. Внешние силы дей-
349
ствуют на детали машин независимо от того, совершают они колебания или
нет. Так, неуравновешенное колесо или неуравновешенные поршни с ощша-
ковой силой действуют как на жесткий, спокойно вращающийся вал, так
и на упругий, колеблющийся вал.
Для деталей машин характерны следующие внешние силы: силы инерции
неуравновешенных вращающихся или периодически движущихся'деталей;
силы инерции, порожденные колебаниями соседних машин; силы инерции,
возникающие при неравномерном движении деталей по причине плохого
изготовления специальных муфт и зубчатых передач; силы, действующие
при периодически совершаемом рабочем процессе: сжатии или расширении
газа в поршневых машинах и др. Под действием внешних сил возникают
вынужденные колебания, имеющие ту же частоту, что и частота изменения
внешней силы или, в отдельных случаях, кратную этой частоте.
Внутренние силы обусловлены структурой колеблющейся системы и
проявляются при колебаниях, начинающихся случайно, без явных возбуж-
дающих сил. К числу обычных внутренних сил относятся появляющиеся
при колебаниях силы упругости, инерции и трения. Внутренние силы сами
зависят от процесса колебаний и могут либо раскачивать колебания, либо
успокаивать их. Для машин наиболее характерны внутренние возбуждаю-'
щие силы в виде гидродинамических сил, действующих в подшипниках сколь-
жения и в рабочих колесах турбомашин. Частота колебаний, возбуждаемых
внутренними силами, может быть различной. Под действием внутренних
возбуждающих сил могут возникать самовозбужденные колебания (автоко-
лебания), опасные потерей устойчивости колеблющейся детали и возможной
последующей поломкой ее.
Эти особенности колебаний надо учитывать при работе по устранению
колебаний — виброотладке. Вынужденные колебания уменьшаются отстрой-
кой, отдалением системы от резонанса и путем снижения порождающих коле-
баний внешних сил: тщательным уравновешиванием роторов турбомашин,
коленчатых валов поршневых машин и другими подобными мерами. Внутрен-
ние силы, вызывающие автоколебания, нередко бывают обусловлены самим
технологическим процессом или какими-либо особенностями машины, так
что их трудно уменьшить. При этом устойчивое движение колеблющихся
деталей достигается созданием стабилизирующих внутренних сил с помощью
особых механизмов — демпферов колебаний.
Вибрации невращающихся деталей с частотой п до 6000 кол!мин (f =
= 100 гц) измеряются простым ручным вибрографс/м ВР-1. Для измерения
вибраций роторов турбомашин используются приборы с бесконтактными
электроемкостными или электроиндуктивными датчиками. Крутильные коле-
бания коленчатых валов измеряются инерционными вибрографами, крепя-
щимися к маховикам или иным деталям валов. Переменные напряжения
в деталях измеряются посредством тензометрических датчиков и усилитель-
ных мостов 8АНЧ-7М, ТА5 или иных. Для регистрации вибраций и напря-
жений, измеряемых электрическими приборами, используются шлейфные
осциллографы МП02, Н102, Н105 или др.
2.	КОЛЕБАНИЯ ДЕТАЛЕЙ МАШИН
Механические колебания деталей машин и сооружений происходят под
действием обычных небольших возбуждающих сил и основных сил инерции
и упругого сопротивления. Инерционные свойства детали характеризуются
величиной и распределением ее массы. Упругие свойства детали выражаются
либо коэффициентами податливости, характеризующими перемещения участ-
ков детали под действием приложенных в различных ее местах единичных сил,
350
либо коэффициентами упругости, характеризующими силовые реакции по
отношению к единичным перемещениям.
Различные соотношения между коэффициентами упругости и массами
участков детали определяют ее собственные частоты, которых может быть
одна или несколько в зависимости от числа основных масс, из которых состоит
деталь, и от числа главных направлений, в которых возможны перемещения
масс. Расчет собственных частот излагается в специальной литературе [17,29].
Амплитуды колебаний упругой детали зависят от соотношения между
ее собственными частотами и частотой возбуждающей переменной силы
Р cos со/ и пропорциональны относительной величине этой силы — ампли-
туде возбуждения
где т — масса, на которую действует сила Р cos со/.
Для роторов турбомашин амплитуды возбуждения представляют собой
оставшиеся после уравновешивания эксцентриситеты масс отдельных колес
относительно оси, проходящей через оси подшипников, и круговая частота
возбуждения со совпадает с угловой скоростью вращения ротора.
Для коленчатых валов поршневых машин амплитуды возбуждения
выражают собой отнесенные к маховым массам силы инерции движения порш-
ней и силы со стороны сжимаемого или расширяющегося в цилиндрах газа.
Эти силы действуют с частотами, равными и кратными частоте вращения
коленчатого вала или половине этой величины. При жесткой фундаментной
раме под двигателем и потребителем энергии (двигателем и компрессором
или детандером и тормозным устройством) газовые силы замыкаются на линии
двигатель — тормоз и на фундамент передаются только переменные силы
инерции. Именно эти силы являются главными возбудителями вынужденных
колебаний фундаментов и установленного на нем оборудования.
Амплитуды возбуждения находятся расчетным путем или определяются
экспериментально и являются важными показателями для вынужденных
колебаний. За резонансами амплитуды вынужденных колебаний мало отли-
чаются от амплитуд возбуждения и практически совпадают с ними в сдучае
очень большой частоты возбуждения.
Простая колеблющаяся деталь представляется в виде одной упруго под-
вешенной массы т, на которую действует гармонически изменяющаяся сила
Р cos со/. Амплитуда колебаний такой массы выражается в виде [17]
у = — Р =-----------------------—--------,	(3>
V(k -	4- CW |/(£о2_£о2)2+(сш)2
где k — коэффициент упругости;
q — коэффициент податливости;
(Ojl — собственная круговая частота детали; = — = —;
С — коэффициент вязкого трения; с = С/т.
Отсюда видно, что при небольшой частоте возбуждения G) < ампли-
туда вынужденных колебаний у мало отличается от прогиба P/k, создающе-
гося при статическом действии внешней силы, и значительно меньше ампли-
туды возбуждения е. С ростом частоты возбуждения амплитуда колебаний
увеличивается и при g) = 0,707g)! и С = 0 становится равной амплитуде
возбуждения. Поэтому роторы, у которых рабочее число оборотов не пре-
вышает 70% от критического числа оборотов, называются жесткими, а
остальные — гибкими. Собственно говоря, эти обычные наименования рото-
ров относятся не к ним самим, но к режимам их работы.
351
Рис. 1. Изменение относительной амплитуды выну-
жденных колебаний различных масс механизма
в зависимости от частоты возбуждения (для рото-
ров — от числа оборотов):
1 — амплитуда колебаний с постоянным знаком между
собственными частотами (Oi и (02; 2 — амплитуда колеба-
ний, проходящая через нуль (частота (Оо)
При дальнейшем повышении частоты возбуждения (числа оборотов
ротора) амплитуда колебаний по формуле (3) быстро увеличивается (рис. 1.)
При совпадении частоты возбуждения с собственной частотой системы (на
критическом числе оборотов) силы упругого сопротивления лишь уравно-
вешивают силы инерции свободных колебаний и не оказывают сопротивле-
ния внешним силам. ^Теоретически при этом амплитуды колебаний масс
детали без трения с течением времени возрастают до бесконечности. В дей-
ствительности при деформациях и перемещениях деталей помимо упругого
сопротивления действует также сопротивление трения. Именно оно —есте-
ственное или искусственное трение (демпфирование) ограничивает ампли-
туду резонансных колебаний. В деталях машин естественные силы трения
очень малы и амплитуда выну-
жденных колебаний превышает
амплитуду возбуждения по со-
отношению (2) в 10—30 раз
у коленчатых валов и у рото-
ров турбомашин с подшипни-
ками скольжения, в 30—100 раз
у роторов с подшипниками ка-
чения, в 100—500 раз у лопа-
ток роторов осевых турбомашин
и в 5—100 раз у корпусов ма-
шин и деталей аппаратов, зда-
ний, сооружений.
При продолжительной ра-
боте на резонансе или вблизи
резонанса напряжения в коле-
блющихся деталях иногда до-
стигают столь большой величи-
ны, что случаются поломки де-
талей, чаще всего усталостного характера. Поэтому в процессе запуска
или выбега машины стараются работать вдали от резонанса или же
поскорее пройти его. Однако реальное уменьшение резонансной ампли-
туды при нестационарном режиме достигается только при очень быст-
ром относительном изменении частоты возбуждения (при большом угло-
вом ускорении е главного вала, т. е. когда 8 > 10"3), осуществляемом лишь
в поршневых машинах и в очень тихоходных турбомашинах. Параметр 8
может быть определен при наблюдениях запуска или выбега машины по
соотношению
(О' —СО" \ 1
t' —t” ) ©2 ’
(4)
где со' — со" — разность угловых скоростей в окрестности собственной
частоты (оь проходимая за время f — t".
При обычно незначительных и непостоянных противодействующих
колебаниям силах естественного трения резонансные колебания могут быть
уменьшены путем воздействия на колеблющуюся деталь или механизм
силами трения, созданными в специальных устройствах — демпферах [38].
Наиболее эффективно колебания уменьшаются под воздействием вязкого
трения, при котором сила сопротивления пропорциональна скорости v
относительного движения связанных деталей
Рс = С-v.
(5)
352
Параллельно с элементом вязкого трения обычно ставится упругий
элемент, также предназначенный для изменения свойств колеблющейся
детали или механизма.
Под действием трения энергия колебаний рассеивается и, что важнее того,
деформации системы отстают по времени от изменения возбуждающей силы.
Именно' последнее явление приводит к столь значительному уменьшению
резонансных амплитуд, что резонанс становится незаметным. Естественно,
что слабое вязкое трение с малым коэффициентом С 0 незначительно
успокаивает колебания механизма.
Однако, так как при размещении демпфера оказывается невозможным
непосредственно связать главные колеблющиеся массы с источниками трения
и приходится их соединять посредством промежуточных деталей, то очень
большое трение в демпфере также слабо
влияет на колебания. При очень большом
трении (С оо) детали демпфера оказыва-
ются динамически жестко связанными
между собой. Тогда колебания происходят
так же, как и в. механизме без трения, но. § |
с другими коэффициентами упругости или
податливости, определенными при жест-
ком соединении деталей демпфера в мес-
тах трения. При этом резонансы наступа-
ют, когда частота возбуждения совпадает
с новыми значениями собственных частот,
превышающими прежние значения. Соб-
ственные частоты, определенные без эле-
мента трения (сох, со2. . .) и при бесконечно
большом трении (йх, Q2), можно рассма-
тривать как основные вехи, характеризу-
ющие механизм и возможность демпфиро-
вания его колебаний, причем co1<;Q1«<cd2.
При недостаточном трении более или менее сильные резонансы наблю-
даются в области частот cdx, со2, . . ., соп, а при слишком большом трении
в области частот Qx, Q2, . . ., (рис. 2). Измеряя колебания, по этим
явлениям можно судить о степени отладки демпфера. При некотором, наи-
более выгодном трении наблюдается лишь относительно слабое увеличение
амплитуды при частоте возбуждения, промежуточной между значениями
соседних собственных частот <ох и Qx или Qx и со2. Чем больше разница
между этими частотами, тем меньше максимальные амплитуды, тем спокойнее
работа машины с отлаженным демпфером. Отдаление частот сох, Qx и со2
производится посредством изменения упругого элемента в демпфере или
ином месте колеблющейся системы.
В демпферах колебаний многоколесных бесконсольных роторов употреб-
ляются упругие элементы с коэффициентами упругости
е
См
Частота возбуждения
Рис. 2. Изменение относительной ам-
плитуды вынужденных колебаний в за-
висимости от частоты возбуждения и
вязкого сопротивления в демпфере С:
1 — С 0; 2 — С равно величине, вычи-
сленной по формуле (7); 3 — С со
к^(0,2ч-0,3)т£21 н/м,
(6)
гле т — масса ротора;
Qj — первая собственная частота ротора с жесткими опорами.
Оптимальное значение коэффициента вязкого трения находится из
. :ловия, что наибольшая амплитуда колебаний в резонансной зоне должна
'VrTb наименьшую величину. Для многоколесных бесконсольных роторов
: коэффициентом упругости демпферных опор по выражению (6) оптималь-
__ 77, р. В. И. Епифановой	353
ный коэффициент вязкого трения
С ^(0,3 4-0,4)/nQi	(7>
Вдали от резонансов амплитуды колебаний сравнительно мало зависят
от трения. Изменяясь в зависимости от частоты возбуждения или от перерас-
пределения других масс и упругих связей, амплитуда колебаний одной или
нескольких масс системы может стать равной нулю (см. рис. 1, амплитуда 2
при со = <оо).Такие обратные резонансу условия можно создать искус-
ственно, стабилизируя одну наиболее важную массу посредством некоторого*
увеличения колебаний других масс. Наиболее просто это достигается путем
упругого присоединения к стабилизируемой массе
небольшой вспомогательной массы та, которая коле-
блется в противофазе с возбуждающими силами и
тем самым успокаивает основную массу. Для этого
собственная частота присоединенной системы путем
подбора величины массы та или изменения коэф-
фициента упругости связи ka настраивается на частоту
возбуждения со:
У
Рис. 3. Аэро-гидродина-
мическая сила Р, действу-
ющая на турбодетандер-
ное колесо или цапфу ро-
тора Ow при его смещении
от центра О корпуса или
подшипника
Такое устройство называется4 антивибратором,,
или динамическимйемпфербм. При точной настройке
антивибратора нагрузка на его упругий элемент
такая же, какая была бы на поставленную здесь
жесткую опору. Амплитуда колебаний присоединен-
ной массы тем больше, чем меньше эта масса. По-
следняя равна обычно 5—25% от успокаиваемой массы. Такие простые
антивибраторы компенсируют ‘ внешние возбуждающие силы только при
определенной их частоте, соответствующей частоте настройки антивибратора.
При запуске и выбеге машины критические числа оборотов проходятся по-
прежнему.
От этого недостатка свободны более сложные антивибраторы, у которых
упругое сопротивление и вместе с тем частота настройки соа изменяются под
действием центробежной силы вместе с изменением скорости вращения вала.
Антивибраторы целесообразно применять при известном и постоянном или
мало меняющемся возбуждении колебаний, как это бывает в поршневых
машинах и в их агрегатах. В турбомашинах антивибраторы применяются
очень редко.
В быстроходных турбомашинах и некоторых других механизмах иногда
возникают самовозбуждаемые колебания (автоколебания). Они появляются,,
когда при случайном отклонении детали от положения равновесия совер-
шается работа, затрачиваемая на развитие колебаний. Так, при случайном
прогибе ротора турбодетандера и приближении его к направляющему аппа-
рату (рис. 3) с одной стороны усиливается, а с другой стороны ослабляется
взаимодействие ротора с направляющим аппаратом. При этом, помимо
момента сил, вращающего ротор, возникает внутренняя сила Р, направлен-
ная перпендикулярно к прогибу ротора и заставляющая ротор совершать
круговые движения вокруг оси подшипников. Работа, совершаемая силой Р
при таких колебаниях ротора, идет на увеличение прогиба ротора.
Аналогично, несколько более сложным образом, возбуждаются колеба-
ния роторов при помпаже турбокомпрессоров или при работе поблизости
от помпажной зоны, а также под действием жидкостного или газового смазоч-
354
ного слоя в подшипниках скольжения. В последних несущая способность
смазочного слоя зависит как от скорости вращения цапфы, так и от про-
исходящих или возникающих ее колебаний. При определенных сочетаниях
между этими параметрами смазочный слой перестает оказывать противодей-
ствие движению цапфы и ее положение становится неустойчивым. Тогда
развиваются более или менее значительные автоколебания ротора, которые
могут повести к разрушению смазочного слоя, причем цапфа будет задевать
подшипник или ротор—корпус, что вызовет повреждения этих деталей. Такие
явления представляют собой основное препятствие для надежной работы
турбомашин при больших угло-
вых скоростях вращения рото-
ров.
Сила, двигающая ротор при
его автоколебаниях, зависит не
столько от его угловой скорости,
•сколько от скорости колебаний
и потому частота автоколебаний
значительно отличается от угло-
вой скорости. Частота автоко-
лебаний гибкого ротора обычно
близка к значению его собствен-
ной частоты. Частота автоколе-
баний жесткого ротора, воз-
буждаемого действием смазоч-
Рис. 4. Осциллограммы колебаний трех роторов,
< вращающихся со скоростью 13 500 об1мин\
1 и 2 — автоколебания, возбужденные смазочным слоем
подшипников скольжения; 3 — вынужденные колебания;
4 — отметка времени (колебания с частотой 500 гц)
ногр слоя подшипников скольжения, обычно имеет величину, несколько
меньшую половины угловой скорости вращения. Эти характерные признаки
позволяют отличать автоколебания от вынужденных колебаний. Так,
согласно осциллограмме рис. 4, частота автоколебаний первого ротора состав-
ляет 40%, а второго 39% от частоты вращения; третий ротор совершает
вынужденные колебания, синхронные с вращением.
Иногда автоколебания возникают внезапно после длительной спокойной
работы машины вследствие небольших изменений режима работы. Ввиду
своей неустойчивости автоколебания представляют собой значительно боль-
шую опасность, нежели вынужденные колебания. При борьбе с вынужден-
ными колебаниями достаточно добиться уменьшения амплитуды колебаний
до допустимой величины. Автоколебания же требуется полностью устранять
в процессе виброотладки турбомашин, так как даже небольшие автоколеба-
ния при отсутствии демпферов могут сильно возрасти и привести к поломкам
деталей.
Внутренние силы, возбуждающие автоколебания, по своему характеру
противоположны силам трения и потому нередко называются силами отри-
цательного трения. Такие силы уравновешиваются только лишь силами
обычного трения — небольшого естественного трения или значительного,
упорядоченного трения в демпферах. Поэтому демпфирование колебаний —
наиболее эффективный метод борьбы с автоколебаниями и обеспечения надеж-
ной работы машин.
3.	КОЛЕБАНИЯ МАШИННЫХ АГРЕГАТОВ
При постройке сложных сооружений, в частности кислородных станций,
нередко возникают резонансные колебания деталей и их узлов, возбуждае-
мые сравнительно слабыми или отдаленными переменными силами со сто-
соны работающих машин. Особенно часто такие колебания возникают в слу-
чае легких металлических оснований. Расчеты собственных частот узлов
355
таких агрегатов трудоемки и не всегда выполняются надлежащим образом.
В последнем случае вместо профилактики колебаний приходится выполнять
работы по устранению колебаний на готовом объекте.
Собственные частоты смонтированных машинных корпусов, приборных
щитов, больших труб и других устройств могут быть определены с помощью
возбудителя колебаний — вибратора с изменяемой и измеряемой частотой
возбуждения. На-рис. 5 показан такой вибратор, где переменная сила соз-
дается вращением неуравновешенного валика небольшим электродвигателем
с регулируемым числом оборотов. Эти вибраторы могут быть изготовлены
простейшими средствами. Неуравновешенная масса вибратора тв выпол-
няется такой, чтобы возбуждаемые колебания были вполне ощутимы, но и
не превышали допустимой величины. Обычно масса тв делается в пределах
от одной десятитысячной до одной
тысячной доли раскачиваемой массы
и располагается на плече радиусом
от 1 до 20 см. Минимальная мощ-
ность двигателя определяется по со-
отношению
Рис. 5. Возбудитель колебаний (вибратор):
1 — эксцентриковая масса; 2 — регулируемый
электродвигатель; 3 — зубчатая передача
W^0,05cGo«/o	)3 кет., (9>
где с — относительное естественное
или искусственное демпфи-
рование;
с ^0,1-н0,05;
= 30-^т- — минутная собствен-
ная частота;
yQ — ожидаемая амплитуда колебаний при резонансе в см;
yQ 0,05 см;
Gq — масса изделия в кг.
Вибратор должен быть по возможности легким и если его масса пре-
вышает 1,5% раскачиваемой массы, то для определения действительного
значения собственной частоты необходимо вносить поправку; она находится
измерениями с дополнительной массой, установленной рядом с вибратором.
Под влиянием массы вибратора измеренное значение собственной частоты
изделия оказывается несколько ниже действительной ее величины.
Вибратор закрепляют на исследуемой детали или изделии ш наблюдают
колебания при различных числах оборотов электродвигателя измеряемых
тахометром. Резко повышенные колебания свидетельствуют о резонансе.
В случае совпадения разонансного числа оборотов с числами оборотов рабо-
чих валов соседних машин, а для поршневых машин с кратными величинами
этих чисел производится отстройка от резонанса путем усиления или ослабле-
ния креплений детали к основанию, а при невозможности этих операций —
посредством демпфирования колебаний несложными, легко регулируемыми
демпферами сухого трения (рис. 6).
В таком демпфере подвижная и неподвижная детали- или же детали,,
колеблющиеся различным образом, соприкасаются друг с другом и скользят,
испытывая сопротивление трения. В частности, такой парой деталей могут
быть установленная на рессорах машина и ее фундаментная рама.
Натяг соприкасающихся деталей регулируется винтами и для трущейся
пары «сталь по стали» не должен превышать давления 1 Мн!м2. Демпферы
надлежит устанавливать в таких местах, где жесткое скрепление трущихся
поверхностей существенно (не менее чем на 15%) изменяло бы собственную
356
частоту колебаний системы. Это проверяется дополнительными испытаниями
с помощью вибратора (см. рис. 5).
Сопоставляя амплитуды вынужденных колебаний, возбужденные рабо-
тающей машиной или установленным на ней вибратором, можно определить
качество изготовления машины или ее фундамента и получить данные для их
переделки или доводки.
Уменьшение динамического воздействия машины на фундамент или
какую-либо деталь достигается виброизоляцией машины или детали путем
замены жестких опор и других связей на упругие связи (пружины, рессоры).
Качество виброизоляции машины характеризуется отношением действующей
с ее стороны неуравновешенной пере-
менной силы Р к силе Рп, передаваемой
на фундамент:
I р | - |Q2_ Ш2| ~ | flo I»
где co — частота изменения силы P (час-
тота возбуждения колебаний) и Q —
собственная частота колебаний подрессо-
ренной машины в направлении силыР;
Q = (Oj или со2 или со3 и т. д. Качество
виброизоляции относительно жесткой
детали от колеблющегося фундамента
характеризуется отношением их ампли-
туд а и aQ по уравнению (10). Чем ниже
собственная частота подрессоренного
узла Q, тем лучше виброизоляция, но
и тем более громоздкими получаются
упругие опоры. В машинах и промыш-
ленных приборах часто осуществляется
5—10-кратное уменьшение возбуждаю-
щей силы; этому соответствует Q
(0,41-т- 0,3) со. Так как помимо основ-
Рис. 6. Регулируемый демпфер сухого
трения для успокоения колебаний кор-
пусов:
1 — успокаиваемый корпус; 2 — фундамент
или другой иначе колеблющийся корпус; 3 —
поверхность трения; 4 — натяжной винт, ре-
гулирующий давление (стрелками показаны
направления успокаиваемых колебаний);^ 5 —
жесткая плитка демпфера
ной успокаиваемой переменной силы нередко действуют другие силы
с иными частотами, то упругие виброизолирующие опоры следует снаб-
жать демпфирующими элементами небольшого трения.
Путем виброизоляции машин (в необходимых для того случаях) дости-
гается уменьшение колебаний в местах постоянного пребывания обслужи-
вающего персонала до допустимой величины-[38], определяемой по макси-
мальному ускорению
асо2 15 см!сек2
(11>
при частотах со = 19-4-50 рад!сек (п = 9,55со = 180-4-490 кол!мин}, и по
максимальной скорости
асо <0,25-н0,2 см!сек '	(12)
при более высоких частотах;
здесь а — амплитуда колебаний.
Эти предельные значения увеличиваются до трехкратной величины
з случае воздействия вибраций на человека не более чем в течение 15%
рабочего времени. При невозможности избежать больших колебаний фунда-
мента для обслуживающего персонала устраиваются виброизолированные
настилы или сиденья. Они рассчитываются так же, как и рессорные опоры
машин, по формуле (10).
357
Прочность балок, труб, валов и других длинных колеблющихся деталей
зависит не только от амплитуды а колебаний, но и в еще большей степени
от расстояния L между узлами колебаний Для балок с толщиной h (для валов
h — 2г) напряжения изгиба определяются уравнением
(13)
где X — коэффициент формы детали, обычно имеющий величину около 10;
Е — модуль продольной упругости.
Часто напряжения достигают наибольшей величины не в местах пучно-
стей колебаний, а в их узлах. Все это означает, что для длинных балок, труб
и валов по условиям прочности вполне допустимы весьма большие низко-
Рис. 7. Антивибратор для уменьшения на-
пряжений в колеблющихся трубах:
/ — труба; 2 — упругий элемент; 3 — инертная
масса
частотные колебания. Вместе с тем
небольшие, незаметные высокочас-
тотные колебания, сосредоточенные
на небольших участках этих дета-
лей, могут привести к поломкам.
Измерение колебаний дает слабое
представление о распределении и ве-
личине переменных напряжений, й ?
чтобы их определить, необходимо
пользоваться тензометрической аппа-
ратурой. Отыскание наиболее нап-
ряженных мест колеблющихся дета-
лей удобнее всего выполнять с по-
мощью приклеенных или перенос-
типа ТА-5, 8АНЧ-7М или др.
ных тензодатчиков и усилителей
В кислородных станциях нередко наблюдаются колебания труб на ком-
муникациях поршневых машин. Чаще всего они вызываются не механиче-
скими колебаниями машин, а действием пульсирующих потоков и происходят
с частотой, в несколько (1, 2, 3, 4, . . ., 10, 12. . .) раз превышающей час-
тоту колебаний машины и близкой к одной из собственных частот (пк или QK)
газового столба. Для закрытых участков труб с воздухом при комнатной
температуре частота
30QK lOOOOtf
пк = - - 	—j—- кол!мин.
(14)
где К — порядковый номер, равный 1, 2, 3, . . .;
L — длина участка труб в м.
Эта частота пропорциональна скорости звука в газе, почти не зависит
от давления газа и пропорциональна корню квадратному из его абсолютной
температуры. Иногда при колебаниях труб поршневых машин переменные
напряжения в них превосходят 30 Мн1м2 и могут вызвать поломки небрежно,
сваренных соединений. Вводимые при прокладке труб компенсаторные петли,
уменьшая напряжения от тепловых деформаций, вместе с тем способствуют
передаче энергии от колеблющегося газа на колебания трубы. Ослабление
переменных напряжений в трубах достигается путем уменьшения газовых
пульсаций емкостями и сопротивлениями, спрямлением круто изогнутых
участков труб, прокладкой труб по стенам и жестким деталям или соедине-
нием труб в пакеты, а при невозможности этих мероприятий — с помощью
антивибраторов (рис. 7). Последние действуют наиболее эффективно, когда
устанавливаются не у пучностей колебаний, а поблизости от наиболее напря-
женных мест. Особое внимание следует обратить на тщательную проверку
сварных соединений труб.
358
4.	СПОСОБЫ И СРЕДСТВА ЗАЩИТЫ ОТ ВИБРАЦИЙ
Рис. 8. Прибор для статического уравно-
вешивания роторов:
Z — качалка; 2 и 3 — демпфер; 4 — противовес;
5 — зеркало; 6 т- стрелка; 7 — зрительная труб-
ка; 8 — ротор
Устранение колебаний и надежная работа механизмов достигается двумя
дополняющими друг друга путями: уменьшением возбуждающих колебания
сил и всемерным повышением устойчивости колеблющейся системы.
Непременным, хотя и далеко недостаточным, условием малости
вынужденных колебаний является небольшая величина внешних возбужда-
ющих сил; поэтому при изготовлении и отладке быстроходных машин тре-
буется самым тщательным образом уравновешивать их роторы. В турбома-
шинах с жесткими роторами, а в тяжелых машинах и с гибкими роторами
наиболее слабым элементом являются подшипники. Здесь необходимая точ-
ность уравновешивания определяется предельно допустимой динамической
нагрузкой подшипников. В большинстве турбокомпрессоров, применяющихся
в кислородной промышленности, мак-
симально вынужденные колебания
роторов и погрешности их уравнове-
шивания лимитируются зазорами в
лабиринтных уплотнениях роторов.
В частности, если у ротора с жест-
кими подшипниками скольжения
амплитуда колебаний при переходе
через критическое число оборотов не
должна превышать величины утах =
= 0,1 мм, то, согласно упомянутому
выше усилению колебаний, эксцент-
риситет массы ротора должен быть
менее г/з0 доли этой величины, т. е.
е & 0,003 мм = 3 мкм. Практически
здесь требуется еще более точное
уравновешивание, так как помимо
неуравновешенных сил инерции на
ротор действуют другие возбужда-
ющие силы, остающиеся неустраненными. Поэтому такую расчетную
величину допустимого эксцентриситета масс необходимо уменьшать в 2—
3 раза.
В турбомашинах с демпферами могут быть допущены роторы с повышен-
ной в несколько раз неуравновешенностью. Практически небаланс часто
выражается массой те, которую нужно спиливать на радиусе г уравновеши-
ваемого колеса с массой т, причём гте = ет. Заметим, что точность приборов
для измерения эксцентриситета масс при уравновешивании деталей намного
превосходит точность индикаторных часов и даже миниметров, используемых
для контроля качества шеек. '
Ротор с легким валом и нешироким, относительно тяжелым, колесом
достаточно уравновешивать статически, устраняя суммарную величину
эксцентриситетов всех составляющих масс. Это выполняется на сравнительно
простых приспособлениях. Весьма точным и несложным устройством для
апатического уравновешивания является качалка, показанная на рис. 8.
Здесь ротор укладывается в призмах на подвешенной на стальных нитях или
тгнточках раме (качалке). При повороте ротора качалка отклоняется на угол,
~п эпорциональный эксцентриситету массы и обратно пропорциональный
настоянию от зажимов нити до центра массы системы ротор—качалка;
- меиыпением последней величины повышается чувствительность прибора.
Двух- и многоколесные роторы и многие одноколесные роторы уравно-
зедгиваются на станках для динамической балансировки. При этом главная
359
ось инерции ротора совмещается с геометрической его осью и тем самым
устраняется как сама центробежная сила, так и ее момент для случая враще-
ния ротора как твердого тела.
Для устранения местных эксцентриситетов масс при изготовлении гиб-
ких многоколесных роторов следует до сборки статически уравновешивать
диски колес и муфт, а также и сами колеса. Уравновешивание отдельных
колес и дисков точнее и проще выполняется на станках для статического
уравновешивания с помощью специальных самоцентрирующих оправок,
позволяющих измерять эксцентриситет массы от основной базы — поверх-
ности посадочного отверстия. При тщательном изготовлении вала ротора,
когда биения его рабочих поверхностей менее 0,01 мм, и при точном стати-
ческом уравновешивании насаживаемых на вал деталей можно получить
практически вполне уравновешенный ротор. Таким образом, при выполнении
ремонтных работ и в других особых случаях можно уравновесить ротор,
обходясь без специальных станков для динамической балансировки.
Для предотвращения вибраций роторов отладка подшипников еще важ-
нее, чем балансировка. Уменьшение возбуждающего вибрации действия
смазочного слоя достигается овальной или более сложной разделкой рабочей
поверхности вкладышей, устройством на них канавок, уменьшением несущей
поверхности вкладышей, повышением статической нагрузки путем подвода
•смазки в верхнюю часть подшипника и увеличения гидростатического давле-
ния смазки, изменением зазора между вкладышем и цапфой и изменением
вязкости смазки. Правильность выполнения столь разнообразных операций
контролируется измерением вибраций вращающегося ротора относительно
корпуса. Измерение вибраций одного корпуса не дает надлежащего пред-
ставления о состоянии турбомашины.
Серьезное внимание следует обращать на точность изготовления сцеп-
ных муфт и центрирование валов, так как в противном случае под влиянием
неравномерной передачи крутящего момента могут возникать недопустимые
вибрации.
В поршневых машинах уменьшение внешних возбуждающих сил дости-
гается уравновешиванием коленчатых валов и конструктивными мерами —
облегчением поршней и рациональным размещением рабочих цилиндров
с учетом надлежащего порядка поступления в них рабочего газа.
Ввиду разнообразия причин колебаний имеются и другие менее важные
или специфические для тех или иных машин способы уменьшения возбуждаю-
щих колебания сил.
Перераспределение колебаний между частями механической системы
и уменьшение колебаний наиболее важных ее частей достигается путем их
виброизоляции или путем виброизоляции источников возбуждения с помощью
упругих элементов. Резкое местное перераспределение колебаний может
быть получено с помощью антивибраторов (см. рис. 7). Кардинальное повы-
шение устойчивости механических систем достигается при помощи демпферов,
когда в систему вводятся силы вязкого или иного трения, столь необходимые
для стабилизирования движения. При всех этих мероприятиях возбуждаю-
щие колебания силы остаются без изменения, так как перестраивается лишь
небольшая часть механизма. Применение специальных деталей и устройств
для повышения устойчивости механизма позволяет лучшим образом выпол-
нить его рабочие части, не считаясь с возможным увеличением в них возбуж-
дающих колебания сил.
Основной частью в.иброизоляторов, многих антивибраторов и существен-
ной частью многих демпферов являются упругие элементы. Для противо-
действия колебаниям в одном направлении они выполняются в виде спи-
ральных пружин, пластинчатых рессор или из упруго-демпфирующих
360
материалов: пластмасс, подушек из перевитой особым образом проволоки
и из резины [17]. Для одновременного противодействия колебаниям в
нескольких направлениях применяются комплекты названных выше простых
упругих элементов и более компактные элементы, состоящие из системы
стержней. При подавлении колебаний роторов турбомашин хорошо зареко-
мендовали себя демпферы с упругими элементами в виде беличьего колеса
или его модификаций (см. рис. 25 и 26 гл. IV).
Если п — число«(прямых) балочек беличьего колеса; b, /i, I — соответ-
ственно их ширина, толщина и длина и Е — модуль продольной упругости,
то коэффициент поперечной упругости такого элемента
Кд
nE(b*+h*)bh
2(/ + 2Г^)3	'
(15)
Для бесконсольных роторов этот коэффициент должен быть равен
величине по выражению (6).
Наибольшие напряжения изгиба возникают у корней балочек и при
b > h выражаются в виде
О =	(16)
где у — перемещение свободного конца упругого элемента.
Для роторов с массой до 200 кг рабочая длина такого упругого эле-
мента обычно составляет 4—6 см.
В тяжелых турбомашинах упругие элементы предпочтительнее распо-
лагать по обеим сторонам упруго-демпферного подшипника с целью значи-
тельного упрощения монтажа.
Элементы трения рассчитываются, а при необходимости доводятся
с целью получения нужного для данной машины коэффициента трения.
Для демпферов сухого трения трущиеся поверхности должны быть достаточно
велики во избежание их перегрева.
Несложные демпферы сухого трения надежно подавляют вынужденные
колебания, возбуждаемые известными переменными силами, мало завися-
щими от режима работы машины. Такие силы часто встречаются в агрегатах
с поршневыми машинами.
Гидравлические демпферы вязкого трения, где сопротивление пропор-
ционально скорости колебаний, более совершенны и эффективно подавляют
колебания, вызванные весьма различными по своей природе и по величине
внутренними и внешними возбуждающими силами [38].
В демпферах скольжения одна поверхность (площадью s) колеблется
параллельно другой, будучи отделена от нее тонким слоем (толщиной h)
вязкой жидкости. При этом создается сила вязкого сопротивления, значи-
тельная лишь в случае весьма большой вязкости жидкости р и весьма малого
и потому трудно контролируемого зазора h.
В демпфере давления вязкая жидкость посредством гидравлической
передачи движется значительно быстрее, чем колеблющаяся деталь, и потому
здесь достигаются большие силы вязкого сопротивления (порядка 0,3 Мн
на 1 м2 рабочей поверхности демпфера). В дроссельных поршневых демпфе-
рах давления жидкость движется под действием поршня, связанного с коле-
блющейся деталью, и тормозится в отдельном узком канале-дросселе.
В тонкослойных демпферах давления (см. рис. 26 и 27 гл. IV) колеблю-
щаяся деталь (вибратор) движется перпендикулярно к своей поверхности
по направлению к соседней неподвижной детали (статору). Здесь ускорение
жидкости происходит непосредственно в тонком ее слое, разделяющем вибра-
тор и статор. Для цилиндрических тонкослойных демпферов давления, где
361
жидкость занимает кольцевое пространство радиусом 7?, длиной L и тол-
щиной И при L <27?, сила вязкого сопротивления выражается в виде
Р = С- v,	(17)
где
р__ jqiLPR .
G — H3F (а) ’
1 >(1 — а2)3/2 >F(а)>(1 — а2)6'2,	(18)
где
а — амплитуда колебаний.
Во избежание изменения вязкого сопротивления с амплитудой колеба-
ний необходимо, чтобы зазор Н в несколько раз превосходил максимальную
амплитуду колебании:
Н > За.	(19)
Тогда функция F (а) близка к единице.
Демпферы рассчитываются таким образом, чтобы величина коэффи-
циента вязкого сопротивления С [из уравнения (17)] совпадала с оптималь-
ной его величиной по формуле (7), определенной по условиям наиболее эффек-
тивного демпфирования колебаний.
Во избежание значительного инерционного сопротивления демпферной
жидкости необходимо соблюдение условия
< 0,2,	(20)
Юр,	v '
справедливого как для тонкослойных, так и для щелевых дроссельных
демпферов; здесь р — плотность жидкости и со — круговая частота коле-
баний.
Рабочая поверхность (s = 2RL) и абсолютное давление подаваемой
жидкости р в гидравлических демпферах должны быть достаточно большими
во избежание разрыва жидкости и кавитации. Для этого требуется соблю-
дение условия
Р = Cv <ps.	(21)
В качестве демпферной жидкости чаще всего используется смазочное
масло машин. В случае большого изменения температуры окружающей
среды постоянство вязкого сопротивления достигается либо термостатиро-
ванием, либо изменением рабочего демпферного зазора с помощью расши-
ряющихся при нагревании пластмассовых деталей.
Существующие конструкции гидравлических демпферов надежно рас-
считываются, не усложняют изготовление и сборку машины и безотказны
даже в тяжелых условиях эксплуатации.
Применение описанных здесь средств защиты от колебаний и, в особен-
ности, демпфирования колебаний позволяет с небольшими затратами значи-
тельно повысить надежность работы обычных машин и дает возможность
строить более быстроходные машины, обладающие повышенным коэффициен-
том полезного действия.
5.	ПОЛЕЗНЫЕ ВИБРАЦИИ И ПУЛЬСАЦИИ
Вибрации механических деталей и колебания (пульсации) жидкости
приносят не только вред; их применение может быть полезно в различных
областях техники. С помыцью вибраций можно уменьшить трение в под-
362
шипниках качения и других узлах, построить особые вибронесущие опоры
и подшипники для роторов, осуществить гидравлическую подвеску поршня
внутри цилиндра, устранив таким образом механический контакт между
этими деталями [39]., Известны вибрационные транспортеры для сыпучих
сред и устройства для разделения их смесей.
Посредством вибраций можно улучшить структуру порошковых тепло-
изоляционных материалов и засыпать их в самые труднодоступные места
аппаратов. Пульсациями жидкости интенсифицируется теплообмен и массо-
обмен и осуществляется как образование, так и разделение газожидкостных
смесей. В лабораторных условиях посредством вибраций достигалось зна-
чительное улучшение работы ректификационных колонн. Известно о выго-
дах ведения физических и химических технологических процессов в неста-
ционарном, пульсирующем режиме. Колебания жидкости сопровождаются
своеобразными явлениями. Так, при колебаниях тел в жидкости возникают
не только колебательные, но и стационарные потоки. Именно последние
потоки главным образом и интенсифицируют теплообмен. При колебаниях
жидкости по трубам ламинарная форма движения оказывается значительно
более устойчивой, чем при стационарном течении. В. то же время сопротивле-
ние ламинарным колебаниям и теплопередача могут быть большими, чем
при стационарном турбулентном течении. Некоторые особенности пульси-
рующих потоков следует учитывать при проектировании холодильно-газо-
вых и иных машин.
Целесообразность полезного применения вибраций и пульсаций интен-
сивно исследуется в лабораторных условиях и вибрационная техника, по-
видимому, будет широко внедрена в холодильную промышленность.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
КОНТРОЛЬ И АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОИЗВОДСТВА
Глава X
КОНТРОЛЬНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ПРИБОРЫ
Глава XI
АВТОМАТИЗАЦИЯ УСТАНОВОК
ГЛАВА X
КОНТРОЛЬНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ПРИБОРЫ
1. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ
К КОНТРОЛЬНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫМ ПРИБОРАМ
Основными параметрами, определяющими процесс разделения воздуха,
являются давления и температуры, уровни и расходы, концентрации полу-
чаемых продуктов и промежуточных фракций. Подавляющее количество
контрольно-измерительной аппаратуры на воздухоразделительной установке
предназначено для измерения параметров, относящихся к этим пяти группам.
Процессы сжатия, очистки и разделения воздуха происходят при давле-
ниях до 25 MhIm2, и при температурах от 70 до 475° К. Конструкции прибо-
ров должны быть рассчитаны на работу во всем диапазоне измерений тем-
пературы и давления.
Иногда нужно измерить малые разности температур или давлений при
относительно больших абсолютных значениях этих параметров. Подобного
рода измерения требуют применения контрольно-измерительных приборов
повышенной точности.
Практически все приборы на воздухоразделительной установке должны
быть дистанционными. В установках с регенераторами в результате регу-
лярных переключений последних и различия характеристик отдельных реге-
нераторов наблюдаются циклические колебания почти всех параметров.
В связи с этим ряд приборов должен обладать малой инерцией.
Многие приборы, работающие в непосредственном соприкосновении
с кислородом, должны иметь надежную защиту от коррозии и быть взрыво-
безопасными в кислородной среде.
Особую трудность представляют собой измерения, относящиеся к ожи-
женным газам; последние обычно находятся в состоянии кипения и не яв-
ляются однофазными. Введение датчика в ожиженный газ увеличивает мест-
ное кипение. В связи с этим обычные методы измерения могут дать только
весьма приближенные результаты.
Все эти специфические условия эксплуатации воздухоразделительных
установок требуют применения особой методики контроля и специальных
контрольно-измерительных приборов.
2. СПОСОБЫ КОНТРОЛЯ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
В кислородной промышленности обычно применяются приборы, при-
способленные для измерения в области глубокого холода. В первичных
приборах применяются материалы, сохраняющие свойства при низких
365
температурах, принимаются меры к обеспечению безопасности работы в среде
жидкого кислорода, увеличивается надежность электрических соединений
и т. д. В качестве вторичных, как правило, применяются обычные серийные
приборы с соответствующими пределами измерения.
Измерение давления
Для измерения давления на воздухоразделительной установке приме-
няются технические манометры общего назначения с диаметром от 40 до
160 мм. У манометров, предназначенных для измерения давления кислорода,
полость, соприкасающаяся с контролируемой средой, тщательно обезжирена;
их корпус окрашен в голубой цвет и на циферблате сделана надпись «кис-
лород маслоопасно». Использование воздушных манометров для измерения
давления кислорода категорически запрещается так же, как и кислородных —
для измерения давления воздуха и других газов.
В местах уплотнения кислородных импульсных трубок рекомендуется
ставить прокладки только из неорганических материалов.
СамотТйшущие манометры для измерения давления кислорода не выпу-
скаются; поэтому при необходимости записи давления кислорода приборы
могут применяться только с разделительным сосудом или должны быть пред-
варительно обезжирены.
Дифференциальные манометры на кислородных станциях применяются
для измерения сопротивления аппаратов (регенераторов, ректификацион-
ных колонн и др.), а также уровней жидкостей и расходов газовых или
жидкостных потоков. На воздухоразделительных аппаратах целесообразно
использовать дифманометры, способные выдерживать односторонние пере-
грузки, равные полному статическому давлению, на которое рассчитан
прибор. Подобные перегрузки часто появляются при низкотемпературных
измерениях ввиду забивки импульсных трубок твердой углекислотой или
льдом. К таким приборам относятся мембранные или сильфонные дифмано-
метры с электрическим или пневматическим выходом, предназначенные
для работы совместно со вторичными приборами соответствующих моди-
фикаций.
В случаях применения жидкостных дифманометров, не защищенных от
одностороннего давления, на импульсных трубках (около дифманометров)
целесообразно ставить ловушки, чтобы исключить возможность заброса
жидкости в коммуникации.
На небольших установках применяется жидкостной чашечный дифма-
нометр, известный под названием «гампсометр», конструкция которого исклю-
чает возможность заброса рабочей жидкости в импульсную трубку. В качестве
рабочей жидкости применяются вода, тетрабромэтан (плотность 2966 кг/м3)
или бромистый метилен (плотность 2509,8 кг/м3).
Измерение температуры
Для измерения низких температур могут быть использованы манометри-
ческие термометры, термопары и термометры сопротивления.
Манометрические термометры применяются только на некоторых спе-
циальных установках. Из-за отсутствия стандартных градуировок в области
ниже 223° К термопары нашли применение только в лабораторной прак-
тике; обычно применяются медно-константановые термопары с * индиви-
дуальной градуировкой. На кислородных станциях термопары применяются
для измерения высоких температур (например, в процессах очистки редких
газов).
366
Промышленностью выпускается ряд специальных термометров сопро-
тивления. Низкотемпературные термометры сопротивления отличаются от
обычных главным образом конструкцией клеммовой головки. Соединение
чувствительного элемента с выводными проводниками сделано на пайке,
причем место пайки защищено от доступа окружающего воздуха; для этого
клеммовая головка заполняется особой мастикой, стойкой в интервале тем-
ператур от 70 до 425° К. Низкотемпературные термометры выпускаются
с присоединенными выводными проводниками длиной до 3 м\ этой длины
в большинстве случаев достаточно, чтобы вывести провода через кожух
блока разделения.
С целью уменьшения погрешности измерения из-за температурных
колебаний сопротивления подводящих проводников при измерении низких
температур используются термометры сопротивления градуировки 22.
С этой же целью при соединении термометров сопротивления со вторичным
прибором применяется трехпроводная, а иногда и четырехпроводная схема.
В качестве вторичных приборов, работающих в комплекте с термомет-
рами сопротивления, используются серийные автоматические уравновешен-
ные мосты и магнитоэлектрические логометры с соответствующими преде-
лами измерения.
В связи с развитием криогенной техники большое значение приобретает
измерение температуры ниже 73° К. Термометры сопротивления, предназна-
ченные для работы в области до 13° К, изготовляются из особой высокока-
чественной платины, что обеспечивает приемлемую точность показаний термо-
метров при этих температурах.
Для измерения температур в пределах от 20 до 2° К могут быть исполь-
зованы полупроводниковые термометры сопротивления ТСГ, чувствитель-
ный элемент которых выполнен из германия, а также газовые и конденса-
ционные термометры.
Измерение уровня
Измерение уровня ожиженных газов производится по гидростатиче
скому давлению столба жидкости, которое измеряется при помощи диффе
ренциальных манометров. Ожиженный
стоянии кипения, благодаря чему
гидростатическое давление столба не-
сколько уменьшается и истинный
уровень кипящей жидкости всегда
больше уровня, показываемого диф-
манометром.
При измерении уровня ожижен-
ных газов гампсометром нужно всегда
учитывать, что плотность жидкости
в нем отличается от плотности жид-
ких азота или кислорода, и вносить
соответствующую поправку, если не-
обходимо точно знать уровень; пока-
зания прибора нужно умножить на
отношение плотностей жидкости в
газ большей частью находится в со-
б)
Рис. 1. Способы отбора импульса от ниж-
ней части сосуда:
а — от дна сосуда; б — от стенки сосуда
гампсометре и ожиженного газа.
Импульсная трубка, идущая от жидкой фазы, около аппарата должна
иметь горизонтальный участок достаточной длины, чтобы обеспечить полное
испарение жидкости при случайном ее попадании внутрь трубки. Такой
монтаж устраняет погрешность измерения, которую может дать давление
столба жидкости в наклонном или вертикальном участке трубки.
367
показании
Для обеспечения надлежащей работы дифманометра-уровнемера необ-
ходимо правильно организовать отбор импульса от нижней точки сосуда.
Если плюсовая импульсная трубка частично заполнена жидкостью, то в ре-
зультате испарения последней происходит повышение давления и соответ-
ственно прибор показывает больший уровень; затем пары барботируют через
жидкость в основной сосуд и давление в плюсовой полости прибора резко
уменьшается.
Эти периодические толчки давления вызывают характерные колебания
и измерении уровня ожиженных газов. На рис. 1
показаны возможные способы отбора импульса от
жидкой фазы, в значительной степени предотвраща-
ющие попадание жидкости в трубку.
Электрические методы измерения уровня с по-
мощью -уровнемеров с емкостными, ультразвуко-
выми, радиоакустическими и другими датчиками
не нашли применения в кислородной промышлен-
ности, так как подобные приборы по своей кон-
струкции неудобны для монтажа на аппаратах воз-
духоразделительных установок и небольших тран-
спортных емкостях.
1 — сосуд; 2 — бачок; 3 —
перегородка; 4 — калибро-
ванная втулка
Рис. 2. Расходомер ожи-
женных газов:
Измерение расхода
Для измерения расхода теплых и холодных
газообразных сред применяются дифференциальные
расходомеры с нормальными диафрагмами. Дрос-
сельные устройства для низких температур изготов-
ляют из цветных металлов или нержавеющей сталиг
а первичные приборы при необходимости должны
быть пригодны для работы с кислородом; в против-
ном случае на импульсных трубках должны быть
установлены разделительные сосуды.
Применение дроссельных устройств для измерения расхода ожиженных
газов невозможно потому, что последние большей частью находятся в состоя-
нии кипения.
Для измерения расхода ожиженных газов может быть применен
несколько видоизмененный щелевой расходомер (рис. 2). В сосуде 1 помещен
бачок 2 с перегородкой 5, которая не доходит до дна бачка. В дно бачка
вставлена втулка 4 с калиброванным отверстием, имеющим профиль сопла.
Уровень в правой части бачка пропорционален расходу жидкости. Дифма-
нометр, измеряющий уровень в бачке, тарируется для измерения расхода.
Определение состава
На блоке разделения воздуха чаще всего требуется определить содер-
жание кислорода. Помимо этого производится определение содержания ряда
вредных примесей: ацетилена, легкокипящих фракций масла, углекислоты,
влаги и других в перерабатываемом воздухе, промежуточных фракциях
и выдаваемых продуктах — кислороде или азЪте.
На установках для получения редких газов (аргона, криптона и др.>
определяется содержание этих газов в обогащенных ими смесях, а также
контролируется чистота готовых продуктов.
Большая часть концентратомеров, применяемых на кислородных стан-
циях, предназначена для определения состава газовых смесей и теплых
368
жидкостей. Анализы ожиженных газов производятся после предваритель-
ного испарения отобранных проб. Для анализа непосредственно сжиженного
газа необходимы чувствительные устройства, которые могли бы работать,,
находясь в жидкости. В этих условиях наиболее целесообразно применение
емкостных приборов, использующих разность диэлектрических постоянных
жидких газов, а также датчиков, основанных на применении ультразвука..
Для определения содержания кислорода обычно применяются химиче-
ские (адсорбционные) и магнитные методы анализа.
В химических газоанализаторах используется активность кислорода
как химического элемента. При измерении концентрации кислород, содер-
жащийся в пробе определенного объема, связывается с тем или иным погло-
тителем. По разности объемов первоначально взятой про-
бы и непоглощенного газового остатка определяют содер-
жание кислорода в пробе в объемных процентах.
Для анализа чистых газов с весьма малым содер-
жанием кислорода используют колориметрический метод.
В пробе известного объема кислород связывают водноам-
миачным раствором однохлористой меди; раствор при
этом окрашивается и по интенсивности окраски опреде-
ляется концентрация кислорода в анализируемом газе.
Магнитные газоанализаторы основаны на явлении
термомагнитной конвекции. Кислород в отличие от дру-
гих газов обладает парамагнитными свойствами, причем
при повышении температуры парамагнетизм кислорода
сильно ослабевает. Если пропускать поток анализируе-
мого газа около полюсов постоянного магнита (рис. 3),
Рис. 3. Схема тер-
момагнитной кон-
векции
между которыми размещена нагретая спираль из платиновой прово-
локи, молекулы кислорода, притянутые магнитом, нагреются от спи-
рали, потеряют свои магнитные свойства и будут вытолкнуты све-
жими холодными молекулами газа. Таким образом, мимо полюсов маг-
нита вследствие термомагнитной конвекции пройдет поток кислорода, кото-
рый будет охлаждать спираль. Количество протекающего газа, а следова-
тельно, и температура (сопротивление) спирали пропорциональны концен-
трации кислорода в анализируемой газовой смеси.
Для контроля содержания криптона и ксенона используют волюмома-
нометрический метод, в основе которого лежит измерение давления смеси
в мерном объеме до и после удаления химически активных элементов и аргона.
Большие перспективы имеет метод непрерывной хроматермографии.
Сущность этого метода состоит в том, что криптоновый концентрат, осво-
божденный от углеводородов, пропускается через трубку с активированным
углем, который адсорбирует криптон и ксенон. Вдоль трубки со скоростью
потока газа движется электрическая печь. Нагрев адсорбента влечет за собой
десорбцию и из прибора периодически выходят порции газа, обогащенные
криптоном и ксеноном, причем степень обогащения зависит от содержания
их в анализируемом газе. Дальнейшее определение содержания Кг+Хе
в обогащенных порциях газа производится термо кондуктометрическим,
способом.
Контроль концентрации чистых криптона и ксенона производится
на газовых весах.
Определение содержания вредных примесей — углеводородов,. ацети-
лена, масла и пр. производится различными химическими методами, кото-
рые описаны в соответствующих ГОСТах на продукты разделения воздуха.
Контроль влажности воздуха и кислорода производится путем опреде-
ления точки росы водяных паров, содержащихся в анализируемых газах.
24 П/р. В. И, Епифановой
36&
370
3170
Рис. 4. Щит приборов воздухоразделительной установки Бр-2М
00
Рист 5. План кислородной станции из двух блоков разделения воздуха с общим щитовым отделением
оо
to
Рис. 6. План кислородной станции из трех блоков разделения воздуха с поагрегатным размещением щитов
3. ОРГАНИЗАЦИЯ КОНТРОЛЯ НА УСТАНОВКАХ
На кислородных станциях существуют две системы технологического
контроля производства: местный визуальный и централизованный дистан-
ционный.
Местный визуальный контроль применяется главным образом на агре-
гатах малой производительности: небольших поршневых компрессорах, систе-
мах очистки воздуха и другом вспомогательном оборудовании.
Централизованный контроль применяется на средних и крупных порш-
невых и центробежных компрессорах, а также на блоках разделения. При
централизованном контроле используются приборы с дистанционной пере-
дачей показаний. Датчики таких приборов устанавливаются в трестах изме-
рения, а вторичные приборы выводятся на общий щит контрольно-измери-
тельных приборов (КИП).
Контроль содержания ацетилена, вредных примесей в кислороде и т. п.
производится периодически цеховой лабораторией.
Конструкция и размер щитов приборов зависят от производительности
воздухоразделительного аппарата, сложности технологической схемы и пр.
Для установок производительностью до 1000 м3!ч кислорода щит приборов
представляет собой металлический лист, укрепленный на раме из углового
железа. Для крупных установок щиты приборов компонуются из нескольких
отдельных панелей; панель представляет собой сварную конструкцию из
гнутых стальных листов с открытыми торцами. Такие панели, установленные
в ряд и скрепленные между собой по торцам, образуют щит приборов блока
разделения. На рис. 4 показан щит приборов установки Бр-2М.
Расположение щита приборов определяется компоновкой всей кисло-
родной станции. Обычно щиты устанавливаются в непосредственной бли-
зости от блока разделения, чаще всего на втором этаже цеха. На крупных
кислородных станциях под щиты управления нескольких блоков выделяется
отдельное помещение, в котором располагается также мнемосхема станции.
Если в цехе организована диспетчерская служба, то в помещении диспет-
чера дублируются показания основных параметров воздухоразделительного
аппарата. На рис. 5 и 6 показаны планы типовой кислородной станции из двух
и трех блоков разделения воздуха.
В приложениях 10—12 дан перечень основных точек контроля и ука-
заны используемые приборы. Перечень составлен применительно к наиболее
крупной единице оборудования кислородной станции. Данные таблиц могут
служить некоторой ориентировкой при выборе приборов и организации
системы технологического контроля.
Описание принципов действия и устройства рекомендуемых к приме-
нению приборов, а также их технические характеристики с указанием заво-
дов-изготовителей достаточно полно излагаются в специальной литературе
[1] и поэтому в данной главе не приводится.
ГЛАВА XI
АВТОМАТИЗАЦИЯ УСТАНОВОК
1. ДИСТАНЦИОННОЕ УПРАВЛЕНИЕ АРМАТУРОЙ
Обслуживание установок большой производительности существенно об-
легчается применением дистанционного управления арматурой. Таким
управлением оснащается арматура, которой приходится пользоваться наибо-
лее часто. Органы пуска и остановки дистанционной арматуры размещаются
на пульте управления установкой — на основном рабочем месте аппа-
ратчика.
От дистанционного управления можно получить еще больший эффект,
если привод арматуры поместить внутри блока разделения, в изоляции.
В этом случае существенно сократится длина трубопроводов, что уменьшит
расход цветного металла и снизит холодопотери в окружающую среду.
На современных установках дистанционным управлением оснащаются
15—20 задвижек и вентилей. Арматура с дистанционным управлением отли-
чается от обычной конструкциями корпуса и шпинделя, которые должны
обеспечивать, наиболее удобное сочленение арматуры с исполнительным
механизмом.
Привод арматуры обычно осуществляется от электродвигателя через
редукторы с крутящим моментом от 10 до 500 нм и передаточным отношением
от 1/20 до 1/10 000. В зависимости от назначения редукторы могут иметь
поворотное или поступательное движение выходного элемента. Для указа-
ния степени открытия на электроприводе устанавливают сельсин-датчик,,
а на пульте управления — сельсин-указатель. Пусковое устройство для
подачи питания на электропривод обычно ничем не отличается от устройств,,
применяемых для пуска маломощных электродвигателей.
Все вспомогательное оборудование системы дистанционного управления
располагается на пульте управления установкой. Пульты управления вы-
полняются в виде отдельных агрегатов, размещаемых перед щитом КИП
на расстоянии, или в виде щитков с наклонной верхней панелью, которые
ставятся вплотную к основному щиту КИП.
2. ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНАЯ УСТАНОВКА КАК ОБЪЕКТ
АВТОМАТИЗАЦИИ
В зависимости от схемы установки, наличия данных о ее динамических
характеристиках и имеющихся средств автоматизации может быть принят
один из трех вариантов автоматизации:
374
1)	поузловая автоматизация при неизменном режиме работы установки;
2)	комплексная автоматизация при переменном режиме работы уста-
новки;
3)	полная автоматизация.
Первый вариант предусматривает установку на блоке разделения
воздуха ряда не связанных между собой автоматических регуляторов, каж-
дый из которых должен поддерживать определенный параметр на заданном
уровне, соответствующем режиму установки приданной производительности.
Пуск аппарата и установление заданного режима производятся вручную
при выключенной автоматике. Изменение режима (чаще всего по произво-
дительности установки) требует перестройки автоматических регуляторов
на новые условия. Установленный вручную и автоматически поддерживае-
мый режим блока разделения может несколько отличаться от оптимального.
Второй вариант предполагает использование автоматических регуля-
торов, поддерживающих оптимальные для данного режима значения регу-
лируемых параметров. Для этого может быть применено каскадное регули-
рование, при котором настройки большинства автоматических регуляторов
корректируются другими регуляторами в зависимости от колебаний произ-
водительности блока.
Все вспомогательные части установки и компрессор должны иметь авто-
матику, работающую в соответствии с режимом блока разделения воздуха.
Должна быть организована также система защиты и сигнализации, которая
предупреждала бы возможные аварии и сигнализировала о невозможности
автоматически удержать заданный режим.
Полная автоматизация предполагает ведение процесса разделения
воздуха на оптимальном режиме с учетом всех внешних условий и преду-
сматривает автоматический пуск и остановку блока. Полная автоматизация
кислородной установки, особенно в части ее пуска и остановки, представляет
собой .чрезвычайно сложную задачу.
Полная автоматизация может быть полезна также на малогабаритных
транспортных и транспортабельных установках, для которых простота обслу-
живания играет решающую роль.
Воздухоразделительный аппарат как объект автоматизации можно
разбить на три части — компрессорное оборудованиех, систему очистки
и осушки воздуха и блок разделения. Наиболее сложная для автоматизации
часть — блок разделения воздуха, в котором имеются группа теплообмен-
ных аппаратов, группа аппаратов ректификации и расширительная маши-
на — детандер.
Автоматическое регулирование процесса теплообмена чаще всего должно
обеспечивать поддержание заданной температуры воздуха на холодном конце
теплообменника. В теплообменных аппаратах в качестве регулируемого пара-
метра принимается температура воздуха на холодном конце, а в качестве
регулирующего — количество обратного потока.
При автоматическом регулировании регенераторов помимо поддержа-
ния заданного температурного режима должна быть достигнута также и не-
забиваемость регенераторов. Это возможно только при сохранении опти-
мального соотношения количеств прямого и обратного потоков и определен-
ной величины разности температур на холодном конце регенератора.
При нормальной работе регенератора эта температура (рис. 1) изме-
няется по кривой, близкой к синусоиде, с амплитудой 15—20 град при сред-
нем значении около 200° К- Величина постоянной составляющей температуры
при данной нагрузке зависит от соотношения количеств прямого и обрат-
1 См. гл. IV, п. 6.
375
ного потоков, а амплитуда колебаний — от абсолютных значений этих пото-
ков. Для регенераторов в качестве регулируемого параметра принимается
температура середины насадки регенератора, которая наиболее резко и наи-
более быстро отзывается на изменение температурного режима.
Температурный режим регенераторов при прочих равных условиях
определяется четырьмя факторами: количеством и температурой входящего
воздуха и входящего обратного потока. На режим азотных регенераторов
(реже кислородных) иногда оказывает влияние количество отбираемого пет-
левого потока.
Рис. 1. Температурная кривая середины регенератора
Степень влияния прямого и обратного потоков определяется количеством
тепла, вносимого данным потоком в регенератор. Следовательно, на регене-
ратор можно воздействовать изменением абсолютной величины потока или
изменением времени его протекания по регенератору. Для обратного потока
применим только второй способ, так как изменение абсолютной величины
обратного потока приводит к нарушению режима работы ректификационной
колонны.
В группе кислородных регенераторов воздействие можно оказывать
изменением как количества, так и времени протекания прямого потока.
В группе азотных регенераторов количество прямого потока изменять нельзя,
так как это равносильно изменению производительности установки. В уста-
новках, где имеются несколько пар азотных регенераторов, возможно пере-
распределение прямого потока между отдельными парами. Таким образом,
на азотные регенераторы можно воздействовать изменением времени проте-
кания прямого или обратного потоков ил и. изменением количества петлевого
потока. В установках с двумя давлениями перерабатываемого воздуха регу-
376
лирование азотных регенераторов можно производить путем перераспреде-
ления обратного потока между регенераторами и теплообменниками.
Так как в регенераторах сопротивление обратному потоку всегда раз-
лично и в связи с этим количество обратного потока, идущего по регенера-
торам, неодинаково, в двух одноименных регенераторах оптимальные, усло-
вия работы могут установиться при нескольких различных температурах
середины насадки (в точке установки термометров сопротивления). Поэтому
регулятор установит в регенераторах режим, несколько отличный от опти-
мального, что является недостатком данной системы регулирования.
Основное требование, предъявляемое к работе ректификационной ко-
лонны, — это устойчивая ректификация воздуха с получением конечных
продуктов заданной чистоты при наибольшем коэффициенте извлечения.
Для выполнения этого требования необходимо обеспечить соблюдение мате-
риального баланса и правильно организовать орошение колонны.
Материальное равновесие в верхней колонне обеспечивается построе-
нием схемы и аппарата, и задача регулирования сводится к правильному
распределению потоков отходящих кислорода и азота. Последнее достигается
поддержанием в заданных пределах концентрации отходящего кислорода
путем изменения его отбора. Процесс ректификации в верхней колонне при
прочих равных условиях определяется концентрацией азотной флегмы.
Чтобы стабилизовать режим верхней колонны в этом отношении, необходимо
установить регулятор концентрации азотной флегмы, изменяя ее отбор
из карманов нижней колонны через дроссельный вентиль.
Для стабилизации работы нижней колонны необходимо поддерживать
уровень жидкости в испарителе с помощью регулирующего воздействия
на количество отбираемой кубовой жидкости через соответствующий дрос-
сельный вентиль.
Необходим также автоматический регулятор уровня жидкости в основ-
ном конденсаторе. Этот уровень является показателем баланса холода в ап-
парате’и регулируется через основной источник холода —дроссельный вен-
тиль высокого давления или турбодетандер.
Для установления оптимального режима колонны могут быть исполь-
зованы экстремальные зависимости между степенью извлечения кисло-
рода из воздуха и количеством азотной флегмы и между включенной в работу
частью теплообменной поверхности конденсатора и давлением в нижней
колонне.
Кроме регуляторов уровней в нижней колонне и в конденсаторе, а также
регулятора концентрации отбираемого кислорода, на ректификационной
колонне должны быть установлены два экстремальных регулятора. Первый
из них должен найти и в дальнейшем поддерживать максимальную степень
извлечения кислорода, воздействуя на количество азотной флегмы. Практи-
чески этот регулятор может быть осуществлен как регулятор концентрации
отходящего азота. Второй — экстремальный регулятор давления в нижней
колонне — должен быть связан с регулятором уровня в конденсаторе,
задавая оптимальную для данных условий величину уровня.
Изменения режима работы установки связаны с изменением ее произ-
водительности — количества отбираемого кислорода и, следовательно, —
перерабатываемого воздуха. При изменении производительности все мате-
риальные потоки в установке также изменятся в соответствующей про-
порции.
Если использовать автоматику, предназначенную для поддержания
постоянного режима работы установки, то может оказаться необходимым
несколько изменять задания отдельным регуляторам. Перестройку регуля-
торов целесообразно производить, приняв, как задающий, регулятор произ-
377
водительности для приведения в соответствие количеств выдаваемого кисло-
рода и перерабатываемого воздуха.
Если блок работает на выдачу технологического кислорода и график
потребления кислорода носит случайный характер, то регулятор произво-
дительности установки может быть выполнен как регулятор соотношения
количеств выдаваемого кислорода и перерабатываемого воздуха с воздей-
ствием на производительность компрессора.
Если в качестве показателей регулирования выбрать параметры, кото-
рые не меняют своих значений при изменении производительности блока от
минимальной до максимальной, то регулятор производительности должен
служить только для согласования количеств отбираемого кислорода и пере-
рабатываемого воздуха. Для ректификационной колонны подобное регули-
рование может быть достигнуто с помощью экстремальных регуляторов.
Вместо каскадного регулирования температуры в середине насадки регене-
раторов с коррекцией по производительности блока представляется целе-
сообразным в случае изменения производительности регулировать регене-
раторы при помощи обычных регуляторов, настроенных на наиболее вероят-
ную нагрузку. При изменении последней режим регенераторов будет не-
сколько отличаться от оптимального, но это может быть более приемлемым,
чем установка сложной системы автоматов.
В установке с регенераторами, благодаря циклическим переключениям
последних, все процессы имеют периодический характер; в момент переклю-
чения нарушается нормальное течение материальных потоков и это приводит
к резким колебаниям уровней и расходов; в ректификационных колоннах
жидкость с верхних тарелок стекает на нижние, в результате чего изме-
няется состав жидкости на тарелках и, как следствие, концентрация газовых
потоков. Температура в регенераторах также не остается постоянной.
Эти явления приводят к некоторым особенностям в построении автома-
тических регуляторов воздухоразделительной установки.
3. СПОСОБЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ ОТДЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
Регулирование регенераторов
В зависимости от схемы воздухоразделительной установки темпера-
турный режим регенераторов может поддерживаться как регулированием
температуры в середине насадки, так и путем регулирования соотношения
потоков перерабатываемого воздуха и «петли».
Соотношение потоков регулируется обычными методами при помощи
дифференциальных манометров и регуляторов соотношения. Однако регу-
лятор должен иметь устройство, предотвращающее ложные срабатывания
в момент переключения регенераторов, когда величины потоков претерпе-
вают резкие колебания. Это устройство может прекращать работу регуля-
тора на время переключения или может быть выполнено в виде различндго
рода демпфирующих цепочек. Если колебания потоков вызываются также
переключениями регенераторов соседнего блока разделения, то необходимо
сблизить, насколько возможно, моменты переключения регенераторов обоих
блоков (т. е. дать разрыв между переключениями 10—15 сек) и тогда влияние
переключения обоих блоков можно исключить, применив только одно
устройство.
При регулировании соотношения потоков в паре регенераторов петля
часто отбирается только при прохождении по данному регенератору прямого
потока. В этом случае ставятся два регулятора соотношения (на каждый
регенератор), работающие на один регулирующий орган через соответствую-
щий переключатель.
378
Регулирование температуры середины насадки можно осуществить
.двумя способами.
Первый способ (рис. 2, а) требует установки на регенераторах двух
регуляторов; каждый регулятор поддерживает определенную температуру
в середине насадки, изменяя количество прямого потока, поступающего
в данный регенератор.
Второй способ (рис. 2, 6) осуществляется также с помощью двух регу-
ляторов. Один регулятор сравнивает температуры в обоих регенераторах
и, если наблюдается их расхождение, изменяет соответственно длительность
дутья — прямого в одном регенераторе и обратного в другом. В результате
один регенератор утеплится, а
второй — охладится и темпера-
туры их сблизятся. При несим-
метричном расхождении темпе-
ратур может случиться, что
температурный уровень обоих
регенераторов отклонится от
заданного.. Второй регулятор
должен изменить количество
прямого потока и привести тем-
пературы в регенераторах к за-
данному значению.
Изменить время дутья мо-
жно только, воздействуя . на
переключающий механизм реге-
нераторов. Для этого необхо-
дим механизм нового типа или
приставка, которая вместе с пе-
реключающим механизмом ста-
рого типа даст возможность
осуществить регулирование.
При работе совместно с автома-
тическим регулятором модерни-
зированный механизм переклю-
Рис. 2. Способы регулирования температуры сере-
дины насадки регенераторов:
а — регулирование путем изменения количества прямого
потока; 1 — регенератор; 2 — автоматический регуля-
тор; б — регулирование путем изменения длительности
дутья; 1 — регенератор; 2 — регулятор с воздействием
на длительность дутья; 3 — регулятор с воздействием
на количество прямого потока
чения должен позволять умень-
шать или увеличивать время полуцикла регенераторов, оставляя общую
продолжительность неизменной, и делать это независимо для каждой пары
регенераторов.
Фиксацию температурной кривой в середине регенераторов можно
производить по ее постоянной составляющей. Величина постоянной состав-
ляющей определяется точкой температурной кривой, соответствующей сере-
дине полуцикла регенераторов. Постоянство температурного режима регене-
раторов означает, что каждый раз в средний момент полуцикла температура
приходит к одному и тому же значению. Положение всех остальных точек
температурной кривой зависит от нагрузки регенераторов.
Таким образом, автоматический регулятор температурного режима
регенераторов должен содержать в себе устройство . для измерения
температуры и устройство для фиксации момента середины полуцикла;
последнее, как правило, связано с механизмом переключения регенераторов.
Различают прерывисто-пропорциональное и прерывисто-изодромное ре-
гулирование регенераторов. В обоих случаях датчиками служат термометры
сопротивления, установленные в середине регенератора, в зоне, где уже не
выпадает влага и еще не выпадает углекислота. Вторичными приборами слу-
жат электронные мосты с электрическими или пневматическим выходом.
379
Сущность прерывисто-пропорционального регулирования (рис. 3) за-
ключается в том, что оценивается величина и знак отклонения температуры
от заданного значения в средний момент полуцикла и пропорционально
этому отклонению изменяется количество воздуха, подаваемое в регенератор.
Величина отклонения температуры выражается интервалом времени между
серединой полуцикла и моментом,
новится равной заданной. Знак от-
клонения определяется очередно-
стью наступления этих моментов
времени.
когда температура в регенераторе ста-
Рис. 4. Прерывисто-изодромное регулирование
регенераторов:
А — постоянная составляющая температуры; Б —
середина полуцикла при прямом дутье; В — темпе-
ратура в средний момент полуцикла совпадает с по-
стоянной составляющей — нормальный режим реге-
нератора; Г — регенератор отепляется, регулятор
уменьшает подачу воздуха; Д — регенератор про-
должает отепляться, регулятор продолжает умень-
шать подачу воздуха; Е — отепление прекратилось^
регенератор возвращается к нормальному режиму,
регулятор увеличивает подачу воздуха
Рис. 3. Прерывисто-пропорциональное
регулирование регенераторов:
А — постоянная составляющая температуры;
Б — зона замыкания контактов измеритель-
ного прибора (заданная температура насадки);
В — моменты замыкания контактов на пере-
ключающем механизме (середина полуцнкла);
Г — время работы регулятора
Прерывисто-изодромный регулятор включает запоминающее устройство;,
оно отмечает величину отклонения температуры от заданного значения
в данном полуцикле (рис. 4) и сравнивает эту величину с отклонением
температуры в следующем аналогичном полуцикле. Количество воздуха,
подаваемое в регенератор, изменяется пропорционально величине и знаку
разности двух следующих друг за другом отклонений температуры.
Регулирование ректификационной колонны
Основными регулируемыми параметрами для ректификационной ко-
лонны являются концентрации жидкостных и газовых потоков и уровни
жидкостей.
Уровень жидкости в нижней колонне испытывает резкие колебания при
переключениях азотных регенераторов. Поэтому в составе регулятора должна
быть звено, разрывающее его цепь на время от 30 до. 40 сек, в течение кото-
рого колебания, вызванные переключением, успокаиваются.
При регулировании уровня в верхней колонне целесообразно применить
прерывистое регулирование, имея в виду очень большую (порядка десятков
минут) инерционность данной4 системы регулирования. Регулятор должен
включаться в работу через определенные, подобранные опытным путем,
промежутки времени, кратные циклу переключения регенераторов. Если
в момент включения регулятора произойдет отклонение текущего значения
уровня от заданного, то регулятор произведет перестановку регулирующего
органа пропорционально этому отклонению; процесс будет продолжаться
до тех пор, пока отклонение не будет устранено.
380
Регулятор концентрации азотной флегмы должен быть построен с исполь-
зованием аналогичного принципа прерывистого регулирования, но интер-
валы времени между включениями регулятора будут много меньше, чем при
регулировании уровня.
Регулирование концентрации отходящего газообразного кислорода
имеет некоторые особенности. С целью уменьшения инерционности отбор
газа на датчик регулятора следует
производить с первой тарелки верх-
ней колонны, где концентрация наи-
более близка по значению к концен-
трации отбираемого кислорода и бо-
лее чувствительна к нарушениям ре-
жима колонны. Опыты показали, что
значения концентраций всех потоков
и, прежде всего, концентраций на
тарелках колонны меняются в тече-
ние каждого полуцикла работы реге-
нераторов и зависят от того, по ко-
торому из азотных регенераторов
в данное время проходит прямой по-
ток. Колебания значений концентра-
ции могут достигать 2%.
На рис. 5 показана диаграмма
с записью концентрации газа с 1-й та-
релки верхней колонны установки
низкого давления. На диаграмме
видны моменты переключения реге-
нераторов, а также изменения кон-
центрации в течение цикла азотных
регенераторов. [Поэтому включение
регулятора и сравнение измеренной
концентрации с заданной должны
производиться в один и тот же
момент полуцикла регенераторов,
когда прямой поток проходит по
одному и тому же азотному регене-
ратору. Только при соблюдении
этого условия можно с достаточной
точностью оценить тенденцию изме-
нения данной концентрации.
Рис. 5. Концентрация газа с первой тарелки
верхней колонны установки БР-5
Вспомогательные линии
автоматики и защиты
Защита детандеров. Детандер обычно передает энергию на генератор,
который является нагрузкой (тормозом) детандера. При исчезновении на-
пряжения в сети тормозящее действие генератора практически прекращается
и детандер может пойти «в разнос». Для защиты от чрезмерного повышения
числа оборотов устанавливают устройство, отсекающее подачу воздуха
в детандер. Для контроля за давлением масла на турбодетандерном агре-
гате устанавливается сигнализатор давления, подающий сигнал при умень-
шении давления ниже допустимого.
Для предотвращения образования жидкости в турбодетандере может
быть предусмотрена система защиты, которая при недопустимом понижении
температуры входящего воздуха вначале подаст сигнал, а затем прекратит
подачу воздуха.
381
Автоматизация блоков осушки воздуха. На блоках осушки воздуха
^предусматривается регулирование температуры азота после подогревателя
и автоматическое окончание процесса регенерации. Возможно также автома-
тическое переключение адсорберов.
Температура азота регулируется с помощью дилатометрического термо-
регулятора путем отключения одной секции электронагревателя в случае
повышения температуры выше 530—540° К-
Регенерация считается законченной, когда температура азота на выходе
из адсорбера достигнет 350—360° К; в этот момент терморегулятор пол-
ностью отключает электронагреватель.
Автоматическое переключение адсорберов может производиться по им-
пульсу от гигрометра при увеличении влажности воздуха на выходе из блока
осушки выше допустимой или по времени работы, в течение которого адсор-
бент остается работоспособным. На небольших установках целесообразнее
применить более простое переключение адсорберов по времени с использо-
ванием серийных командных электропневматических приборов.
4. АВТОМАТИЗАЦИЯ ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Установка без регенераторов
В воздухоразделительных установках, не имеющих в своем составе
.регенераторов, для получения холода используется холодильный цикл высо-
кого или среднего давления.
К органу управления
производительностью насоса
Рис. 6. Схема установки среднего давления с автоматическими регуляторами:
>1 — ожижитель; 2 — отделитель жидкости; 3 — блок осушки воздуха; 4 — теплообменник; 5 — ко-
лонна высокого давления; 6 — колонна низкого давления; 7 — емкость для жидкого азота; 8 — детан-
дерный теплообменник; 9 — переохладитель; 10 — адсорбер ацетилена; 11 — насос жидкого кислорода;
12 — поршневой детандер; 13 — регулятор температуры воздуха после ожижителя; 14 — регулятор
температуры воздуха после теплообменника; 15 — регулятор недорекуперации; 16 — регулятор уровня
жидкости в колонне высокого давления; 17 — регулятор уровня жидкости в колонне низкого давления;
18 — регулятор концентрации отходящего кислорода; 19 — регулятор концентрации азотной флегмы
382
Основным аппаратом указанных установок является ректификационная
колонна; стабильная работа колонны определяет нормальную работу всей
установки. ,
На рис. 6 показана технологическая схема установки среднего давле-
ния с автоматическими регуляторами. Для стабилизации узла теплообмена
в схеме предусмотрены регуляторы темпе-
ратуры воздуха после ожижителя и темпе-
ратуры воздуха после теплообменника путем
байпасирования части отбросного азота. Ре-
гулирование недорекуперации производится
посредством изменения количества воздуха,
направляемого в детандер. Регулирование
ректификационной колонны осуществлено по
принципам, изложенным выше.
В установках для получения жидкого
кислорода при регулировании ректификаци-
онной колонны несколько изменено построе-
ние регуляторов чистоты отбираемого кис-
лорода и уровня жидкости в верхней ко-
лонне. Этот уровень целесообразно регули-
ровать путем изменения количества жидко-
сти, выводимой из установки.
Чтобы изменить концентрацию кисло-
рода, нужно изменить отбор кислорода без
нарушения холодильного баланса установки,
что достигается соответствующим изменением
холодопроизводительности. Поэтому регули-
ровать концентрацию жидкого кислорода
можно, изменяя давление перерабатываемого
воздуха. Целесообразно применить каскадное
регулирование. На компрессоре необходимо
установить регулятор давления, который
должен получать задание от регулятора кон-
воздуха после компрессора
Рис. 7. Упрощенная технологиче-
ская схема установки для получе-
ния жидкого кислорода с возмож-
ными линиями автоматики: •
1 — ожижитель; 2 — основной, тепло-
обменник; 3 — колонна; 4 — детандер;
5 — детандерный фильтр; — переох-
ладитель азота и кубовой жидкости;
7 — адсорбер ацетилена; 8 — переохла '
дитель жидкого кислорода; 9 — регу-
лятор уровня в нижней колонне; 10 —
регулятор концентрации азотной флег-
мы; 11 — регулятор уровня в основном,
конденсаторе; 12 — регулятор темпера-
туры воздуха после основного теплооб-
менника; 13 — регулятор концентрации
выдаваемого кислорода; 14 — регуля-
тор температуры воздуха после ожи-
жителя
центрации кислорода.
Стабилизацию режима работы теплообменников можно4осуществитьг
применяя байпасирование азота. На рис. 7 показана упрощенная техноло-
гическая схема установки для получения жидкого кислорода с возможными
линиями автоматического регулирования \
Установка с регенераторами
На рис. 8 приведена схема установки двух давлений, на которой пока-
заны рекомендуемые автоматические регуляторы. Для регулирования реге-
нераторов целесообразно применить выравнивание температур в паре одно-
именных аппаратов путем изменения длительности дутья посредством воз-
действия на переключающий механизм. Для' стабилизации температурного
режима кислородных регенераторов установлен регулятор, изменяющий
количество прямого потока (воздуха), направляемого в эти регенераторы.
Температура азотных регенераторов поддерживается' на уровне заданной
посредством изменения количества обратного потока (азота) перераспреде-
лением общего количества отбросного азота между регенераторами и тепло-
1 Эти рекомендации могут быть использованы при автоматизации установок типов
УКА-0,11, КГН-30, КЖ-150, КЖ-1-	1
383.
-обменниками высокого давления. Дополнительно установлен регулятор тем-
пературы азота перед регенераторами путем байпасирования части азота,
идущего на турбодетандер, мимо детандерного теплообменника.
Регулирование ректификационной колонны ничем не отличается от
описанного выше.
В установке низкого давления (с тремя азотными регенераторами)
нельзя применить регулирование регенераторов путем изменения времени
дутья, так как выравнивание режимов двух регенераторов может повлечь
за собой нарушение режима работы третьего.
Рис. 8. Упрощенная технологическая схема кислородной установки двух давлений с воз-
можными линиями автоматики:
1 — кислородный регенератор; 2 — азотный регенератор; 3 — теплообменник; 4 — адсорбер ацетилена;
-5 — фильтр СО2; 6 — верхняя колонна; 7 — нижняя колонна; 8 — основной конденсатор; 9 — пере-
охладитель; 10 — детандерный теплообменник; 11; 13 — отделитель жидкости; 12 — выносной конден-
сатор; 14 — турбодетандер; 15 — регулятор температурного уровня кислородных регенераторов; 16 —
регулятор разности температур в парах регенераторов; 17 — регулятор температурного уровня азотных
регенераторов; 18 — регулятор концентрации азотной флегмы; 19 — регулятор уровня в нижней ко-
лонне; 20 — регулятор уровня в основном конденсаторе; 21 — регулятор концентрации выдаваемого
кислорода; 22 — регулятор температуры азота
В схеме, показанной на рис. 9, регулирование кислородных регенера-
торов производится для каждого аппарата отдельно изменением количества
прямого потока. Температурный режим азотных регенераторов поддержи-
вается регулятором соотношения потоков и регулятором температуры азота
перед регенераторами. Для регулирования ректификационной колонны могут
быть применены обычные четыре регулятора.
Установки низкого давления с отбором части воздуха из средней части
регенераторов или с азотной петлей обычно имеют одну пару кислородных
регенераторов и четное число азотных регенераторов, работающих попарно.
В таких установках прямой и обратной потоки проходят одновременно по
всем парам регенераторов и основная задача регуляторов сводится к пра-
вильному распределению потоков между парами.
На кислородных регенераторах таких установок, кроме регуляторов
разности температур в обоих регенераторах и температуры середины на-
садки, должен быть предусмотрен еще регулятор соотношения количества
384
воздуха, подаваемого на кислородные регенераторы, и количества отбираемой
петли (рис. 10).
Большинство кислородных станций имеет коллекторную систему воз-
духоснабжения, и потому количество воздуха, идущего в азотные регене-
раторы, определяется их сопротивлением, а также сопротивлением всех дру-
гих блоков разделения. В этом случае на линии входа воздуха в азотные реге-
Рис. 9. Упрощенная схема кислородной установки низкого давления с возможными автома-
тическими регуляторами:
1 — кислородный регенератор; 2 — азотный регенератор; 3 — нижняя колонна; 4 — верхняя колонна;
5 — переохладитель; 6 — детандерный теплообменник; 7 — подогреватель азота; 8 — турбодетандер;
9 — основной конденсатор; 10 — выносной конденсатор; 11 — регулятор температуры середины кисло-
родных регенераторов; 12 — регулятор соотношения потоков «воздух—петля»; 13 — регулятор темпе-
ратуры азота перед регенераторами; 14 — регулятор концентрации выдаваемого кислорода; 15 — регу-
лятор концентрации азотной флегмы; 16 — регулятор уровня в верхней колонне; 17 — регулятор
уровня в нижней колонне
Рис. 10. Схема регенераторного узла установки низкого давления с авто-
матическими регуляторами
25 n/pJB. И, Епифановой
385
Азот чистый
Рис. 11. Автомати-
зация установки с
/Г электро пневмоклапанощ
несколькими пара-
ми регенераторов:
1 — кислородные ре-
генераторы; 2 — азот-
ные регенераторы;
3 — регулятор разно-
сти темпера-
тур в парах
регенераторов;
4 — регулятор
температуры
середины на-
садки регене-
раторов
нераторы ставится регулирующий орган, сблокированный с регулирующим
вентилем на линии входа воздуха в кислородные регенераторы. Если послед-
ний вентиль прикрывается в результате действия автоматического регуля-
тора, то первый вентиль приоткрывается; этим всегда выдерживается соот-
ветствующее сопротивление регенераторов, а следовательно, и правильное
распределение воздуха между парами.
Если в установке имеются две пары или более азотных регенераторов,
то на каждой паре, кроме одной, устанавливается регулятор выравнивания
температур в паре, регулятор соотношения количества воздуха — петлевого
потока и регулятор температуры в середине насадки с воздействием на коли-
чество воздуха, подаваемое в данную пару регенераторов. Последняя пара
азотных регенераторов воспринимает все изменения количества воздуха,
вызываемые работой регуляторов остальных пар. Температурный режим
этой последней пары стабилизуется регулированием количества отбираемого
петлевого потока (см. рис. 11).
Если в установке имеются регенераторы с насыпной насадкой и встроен-
ными змеевиками для чистых продуктов, то могут быть предусмотрены регу-
ляторы, поддерживающие постоянный расход этих продуктов, если такое
регулирование не будет оказывать заметное влияние на их концентрацию \
Автоматизация в производстве редких газов
В производстве аргона можно рекомендовать установку следующей
аппаратуры:
1)	регулятор концентрации аргонной фракции с воздействием на отбор
кислорода из основного конденсатора; как показатель регулирования может
быть принята концентрация кислорода во фракции;
2)	регулятор концентрации кислорода в газе перед реакторами системы
каталитической очистки с воздействием на байпасный вентиль, устанавли-
вающий кратность циркуляции;
3)	регулятор концентрации водорода в газе после реактора системы
каталитической очистки с воздействием на количество кислорода, подаваемое
в реакторы;
4)	сигнализация и защита, связанные с объемом газгольдера и коли-
чеством подаваемого в установку водорода.
В производстве криптона автоматические регуляторы пока устанавли-
ваются на блоках для получения первичного криптонового концентрата.
В частности, на дополнительном криптоновом блоке установки Бр-1М пре-
дусмотрены регулятор уровня жидкого кислорода в нижнем конденсаторе
дополнительного блока с воздействием на количество жидкого кислорода,
подаваемого в этот конденсатор, и регулятор расхода газообразного крип-
тонового концентрата на линии после испарителя.
5.	СРЕДСТВА АВТОМАТИЗАЦИИ ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Для автоматического регулирования в большинстве случаев применимы
серийные приборы и регуляторы, и только для регенераторов требуется
специально разработанное оборудование. Вопрос о пригодности того или
другого регулятора, а также о его наилучшей настройке должен решаться
после соответствующих предварительных расчетов с использованием стати-
ческих и динамических характеристик системы.
1 По изложенным здесь методам осуществлена частичная автоматизация установок
Бр-5, Бр-1 и Бр-6, а также установки Бр-2М.
25*	‘	387
Для установок без регенераторов рекомендуется применять регуляторы
пневматической системы, которые дешевле электрических и имеют меньшие
размеры. Для установок с регенераторами, для которых необходимо преры-
вистое регулирование, рекомендуются электрические регуляторы. Благо-
даря своей гибкости и универсальности они могут с успехом применяться
Таблица 1
Аппаратура для автоматизации установок без регенераторов
Регулируемый параметр	Тип датчика	Тип вторичного прибора	Тип регулятора
Уровень жидкости в верхней колонке	Дифманометр ДС-V	Вторичный самопи- шущий прибор ЗРЛ-29В	или ПВ4. 2э	Регулирующий блок 4РБ-32А	или ПРЗ-22
Уровень жидкости в нижней колонне			
Концентрация азот- ной флегмы	Газоанализатор МН 5130М с преобра- зователем ПТ-ТП-62	Электронный потен- циометр ЭПП-180	Регулирующий блок 4РБ-32А	или ПРЗ-22
Концентрация отхо- дящего кислорода			
Температура	Термометр сопротив- ления ТСП-23 или ТСП-24 с преобра- зователем ПТ-ТП- 62	Электронный потен- циометр ЭПП-180	
Таблица 2
Аппаратура для автоматизации установок с регенераторами
Регулируемый параметр	Тип датчика	Тип вторичного прибора	Тип регулятора
Уровень в нижней колонне	Дифманометр ДМ, модели 3564, 3529	—	Регулирующий при- бор рпик-ш
Уровень в верхней колонне			
Концентрация азот- ной флегмы	Датчик газоанализа- тора МН 5130М	Вторичный прибор газоанализатора МН 5130М	Трехпозиционное ре- . гулирующее уст- ройство газоанали- затора МН 5130М
Концентрация отхо- дящего кислорода			
Соотношение пото- ков воздух—петля	Диафрагма. Дифма- нометр ДМ, моде- ли 3564, 3529	—	Регулирующий при- бор РПИК-Ш
Температура азота перед регенерато- рами	Термометр сопротив- ления ТСП-25	—	Регулирующий при- бор РПИК-С
Температура середи- ны насадки реге- нераторов		Электронный мост одной из марок эмд, эмп, кем	Специальное регули- рующее устройст- во
388
для регулирования любых величин. Поскольку процессы, происходящие
в воздухоразделительной установке, обладают большой инерцией, автома-
тические регуляторы должны иметь расширенные диапазоны настройки.
Специфика работы при низких температурах сказывается также на типах
датчиков и конструкциях исполнительных механизмов и регулирующих
органов, т. е. узлов, которые должны работать в условиях глубокого холода
и могут иметь непосредственный контакт с кислородом.
В качестве датчиков могут быть использованы приборы с пневматиче-
ским или хэлектрическим выходом. Систему пневматического регулирования
можно' построить, основываясь на автоматических приборах, в которые
встроено пневматическое регулирующее устройство.
В табл. 1 и 2 даны примерные перечни аппаратуры, которую целесооб-
разно использовать для автоматизации установок.
Для согласования работы регуляторов с моментами переключения реге-
нераторов,. а также для прерывистого регулирования объектов с большой
инерцией в систему автоматики установок с регенераторами вводится спе-
циальное устройство; это устройство, как правило, должно быть связано
с переключающим механизмом регенераторов, чтобы обеспечить строгую
синхронность работы автоматических регуляторов и переключения регене-
раторов.
Исполнительные механизмы и регулирующие органы
Наиболее ответственными узлами регуляторов являются исполнитель-
ные механизмы и регулирующие органы. Для установок с регенераторами
могут быть применены как пневматические (преимущественно мембранные),
так и электрические исполнительные механизмы.
Вследствие значительной инерции процессов в воздухоразделительной
установке исполнительный механизм автоматического регулятора должен
обеспечивать очень медленную перестановку регулирующего органа.
В автоматических регуляторах воздухоразделительных установок при-
меняются двухседельные клапаны, поворотные заслонки, дроссельные
и регулирующие вентили.
Выбор типа регулирующего органа, его проходного сечения и способа
Установки определяется свойствами регулируемого объекта. Чем большей
инерцией обладает объект, тем более пологую характеристику должен иметь
регулирующий орган. Уменьшить крутизну характеристики можно путем
установки регулирующего органа на байпасе. При этом достигается более
тонкое регулирование и появляется возможность корректировать пределы
регулирования, изменяя степень открытия основной арматуры.
Двухседельные клапаны предпочтительнее ставить на газовых потоках,
на трубопроводах диаметром от 50 до 300 мм.
При необходимости обеспечить весьма малое сопротивление потоку,
а также при диаметрах трубопроводов свыше 300 мм в качестве регулирую-
щих органов применяются поворотные заслонки. Последние имеют доста-
точно крутую нелинейную характеристику и их целесообразно использовать
для систем со сравнительно малой инерцией.
Для регулирования жидкостных потоков применяются дроссельные
или регулирующие вентили.
В табл. 3 дан примерный перечень автоматических регуляторов с ука-
занием типа применяемого регулирующего органа.
Условный диаметр клапана при установке его на байпасе может быть
найден после определения количества вещества, которое должно проходить
через регулирующий клапан, и определения перепада давления на клапане
при его полном открытии.
389
ogfidi
Рис. 12. Клапан двухседельный регулирую-
щий Dy = 150:
1 — электропривод; 2 — корпус; 3 — плунжер
Рис. 13. Заслонка регулирующая Dy = 350:
1 — электропривод; 2 — ^корпус; 3 — заслонка
Рис. 14. Вентиль дроссельный регулирующий Dy = 10:
1 — электропривод; 2 — корпус; 3 — плунжер
390
Таблица 3
Применение регулирующих органов
Регулируемый параметр	Регулирующий орган	Регулируемый параметр	Регулирующий орган .
Температура сере- дины насадки Уровень жидкости в верхней колонне	. Двухседельный кла- пан	Концентрация выда- ваемого кислорода	Двухседельный кла- пан
		Соотношение пото- ков воздух—петля Температура азота перед регенерато- рами	Поворотная заслон- ка
Уровень жидкости в нижней колонне Концентрация азот- ной флегмы	Дроссельный вен- тиль (на байпасе)		
		Уровень в выносном конденсаторе	Регулирующий вен- тиль
Для поворотных заслонок условный диаметр выбирается обычно равным
диаметру трубопровода и специально не рассчитывается.
Для подсчета сечения дроссельных вентилей можно применить эмпи-
рическую формулу
G = 0,1137/Г^Ар,
где G -у- расход через вентиль в кг!ч\
f — проходное отверстие вентиля в мм2;
рж — плотность жидкости в рабочих условиях в кг/м3;
' Др — перепад давления на вентиле в Мн!м2.
Эта формула справедлива лишь для жидкостей, переохлажденных не
менее чем на 2—3°.
На рис. 12, 13, 14 показаны типы регулирующей арматуры, приме-
няемой в системах автоматики воздухоразделительных установок.
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ, ГАЗИФИКАЦИЯ
Глава XII
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ ДЛЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР
•
Глава XIII
ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ, ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ
И ГАЗИФИКАЦИИ ЖИДКИХ КИСЛОРОДА И АЗОТА
•
ГЛАВА XIV
ОЧИСТКА ОТ ПРИМЕСЕЙ
•
Глава XV
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ О МАТЕРИАЛАХ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ В КИСЛОРОДНОМ МАШИНОСТРОЕНИИ
ГЛАВА XII
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ ДЛЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР
1.	ТРЕБОВАНИЯ К НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ТЕПЛОИЗОЛЯЦИИ
И МАТЕРИАЛАМ ДЛЯ НЕЕ
(^Теплоизоляция играет важную роль в технике низких температур,
защищая аппаратуру от притока тепла из окружающей средыТ^ Необходи-
мость в высокоэффективной теплоизоляции возрастает по мере понижения
температуры, так как при этом увеличивается теплоприток через изоляцию,
т. е. потери холода, и резко возрастает стоимость этих потерь.
Из сказанного ясно, что основное требование к теплоизоляционным
материалам, применяемым в технике низких температур, — минимальная
величина коэффициента теплопроводности.
Важная задача в условиях низких температур — предохранение тепло-
изоляции от увлажнения. Влага проникает в изоляцию путем диффузии,
«дыхания» и просачивания. Проникающая в изоляцию влага конденсируется
в холодной зоне, что приводит к постепенному увлажнению изоляционного
материала. В результате увлажнения увеличивается коэффициент тепло-
проводности материала, а в отдельных случаях, например у аэрогеля * крем-
ниевой кислоты, происходит необратимое изменение структуры материала.
Низкотемпературные изоляционные материалы, как правило, находятся
в контакте с металлическими стенками аппаратуры или кожуха, поэтому
они не должны химически взаимодействовать с металлами. Они должны
быть также биологически инертными, т. е. не поддаваться разрушению
плесенью, паразитами и грызунами.
Теплоизоляционные материалы должны быть негорючими, особенно это
важно в случае изоляции аппаратуры для получения и хранения кислорода.
[Существенное значение при выборе материала имеют также малая масса,
доступность, низкая стоимость.*^
2.	ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР
В технике низких температур для теплоизоляции применяют волокни-
стые, порошкообразные и ячеистые материалы.
Волокнистые материалы
С Волокнистые материалы используются в технике низких температур
большей частью для теплоизоляции аппаратуры установок ожижения и раз-
деления газов. Чаще всего применяется минеральная вата — один из деше-
393
вых и доступных материалов. Широко применяются также стеклянная вата
и другие изделия из стеклянного волокна.^
Волокна в минеральной и стеклянной вате не связаны жестко между
собой и удерживаются в общей массе вследствие частичного переплетения их.
Это позволяет£свободно загружать вату в изоляционное пространство слож-
ной конфигурации и выгружать ее в отдельных места_х) обнажая участки
промышленного агрегата, требующие ревизии и ремонта.
Минеральная вата вырабатывается, в основном, путем переплава шла-
ков и горных пород в'вагранке и раздува получаемого расплава паром (или
воздухом).основном вата изготовляется из металлургических шлаков
доменного или мартеновского производствен называется в этом случае
шлаковой ватой. Приводим типичный химический состав минеральной ваты:
SiO2 — 42%, А12О3— 11%, Fe2O3 — 7%, СаО_—32%, MgO — 7%, S —
до 1 % /Диаметр волокна равен в среднем 10 л^клГуСогласно ГОСТу 4640—66
минеральная вата выпускается марок: «75», «100» и «125» в зависимости от
содержания в вате «корольков» (стекловидных шариков) и плотности. Цифры
обозначают плотность под удельной нагрузкой в 1960 н/м2, (0,02 кПсм2).
Содержание «корольков» размером свыше 0,25 мм не должно превышать
соответственно 12, 20 и 25%.
Коэффициент теплопроводности минеральной ваты зависит от диаметра
волокон, содержания «корольков» и степени уплотнения. При темпера-
туре 180—190 °К величина коэффициента находится в пределах 0,03 —
0,04 вт!(м-град). Постепенное уменьшение плотности приводит сначала
к снижению, а затем к возрастанию теплопроводности. Минимальное значе-
ние коэффициента теплопроводности при 293 °К достигается при плотности
150—200 кг!м*. При температуре 180 °К минимум теплопроводности сдви-
гается к 300 кг/м* вследствие усиления конвекции в изоляции при низких
температурах. Поэтому набивку ваты в изоляционное пространство низко-
температурных установок следует производить до максимально возможной
плотности, т. е. до 300—400 ,кг!м2.
Гигроскопичность минеральной ваты незначительна, даже при относи-
тельной влажности воздуха 100% она не превышает 1%. Водопоглощение
велико и достигает 60% вес. В условиях эксплуатации воздухораздели-
тельных установок влажность ваты иногда доходит до нескольких процентов,
что приводит к значительному увеличению коэффициента теплопроводности,
а следовательно, и потерь холода через изоляцию.
Недостатком минеральной ваты является вредное воздействие волокон,
раздражающих дыхательные пути и кожный покров. Поэтому изоляционные
работы необходимо вести в респираторах и комбинезонах.
Минеральная вата представляет собой неорганический и, следовательно,
негорючий материал. Однако она обычно содержит до 1% масла, добавляе-
мого при изготовлении для уменьшения пыления. При таком содержании
масла вата горит в среде кислорода. Содержание 1,5% масла достаточно для
взрыва при контакте с жидким кислородом. Ввиду неравномерности распре-
деления масла в вате при небольшом среднем содержании его могут воз-
никать опасные местные концентрации. Поэтому для изоляции кислородных
установок применяют специально изготовленную вату, не содержащую масла
и других органических примесей.
Стеклянная вата изготовляется дутьевым способом или непрерывным
вытягиванием. Первый способ проще и дешевле. По этому способу можно
получать волокна диаметром от 3 до 30 мкм и длиной до 100 мм. По второму
способу получаются волокна тех же диаметров, но большой длины. Раздув
полученных таким образом непрерывных стеклянных волокон потоком горя-
чих газов позволяет изготовлять вату с диаметром волокон до 0,5 мкм.
394
Типичный химический состав стекловолокна: SiO2 — 64%, Fe2O3—
0,7%, А12О3 — 3,5%, СаО — 11%, MgO — 4%, щелочи — 14%, прочие при-
меси — 2,8%. В соответствии с ГОСТом 5174—49 стеклянная вата из непре-
рывного волокна имеет плотность 130 кг!м3 при нагрузке 1960 н/м2
(^0,02 кГ/см2), диаметр волокна не более 21 мкм.
Коэффициент теплопроводности этой ваты, по имеющимся данным,
при температуре 190 °К составляет 0,033 вт!(м-град).
Недостатком указанной стеклянной ваты является вредное воздействие
осколков волокна на кожу и дыхательные органы. Разрушение волокна
определяется его хрупкостью, зависящей от диаметра. Волокно толщиной
20 мкм колется легко, а менее 15 мкм — не колется. Тонковолокнистая стек-
лянная вата имеет еще одно преимущество — более низкую теплопровод-
ность. Коэффициент теплопроводности стеклянной ваты с диаметром волокна
7—10 мкм и плотностью 150 кг!м3 равен 0,028 вт1(м-град) при 190 °К.
Еще более эффективна вата У ТВ из супертонкого стекловолокна диамет-
ром около 2 мкм. Плотность этой ваты (без нагрузки) 8—12 кг!м3. При на-
бивке в изоляционное пространство низкотемпературного оборудования ее
следует уплотнять до 50—60 кг!м3. При этой плотности и средней тем-
пературе 190 ° К коэффициент теплопроводности ваты УТВ составляет
0,023 втЦм-град). Для изоляции блока установки ГЖА-2000М вместо 40 т
минеральной ваты потребовалось лишь 4 т УТВ.
Порошкообразные материалы
Порошкообразные материалы применяются в технике низких темпера-
тур, в основном, для изодяции сосудов с ожиженными газами. В последние
годы ими начали изолировать также установки для разделения воздуха.
Перлит — это стекловидный минерал вулканического происхождения.
Типичный химический состав перлита: 70—75% SiO2, 12—15% А12О3,
1—2% Fe2O3, 0,5—2,0% MgO, 0,5—2,5% СаО, 4—8% (Na2O + К2О),
4% Н2О. При нагревании измельченный перлит вспучивается и увеличи-
вается в объеме в 5—15 раз. В механизме вспучивания важную роль играют
распределение воды, содержание окислов калия и натрия. Плотность вспу-
ченного перлитового песка составляет 40—200 кг!м\ размер зерен колеблется
от 0,2 до 2,0 мм. Коэффициент теплопроводности при 190 °К—от 0,025
до 0,035 вт!(м- град).
Дополнительным достоинством перлита, кроме низкого коэффициента
теплопроводности и малой плотности, является его дешевизна вследствие
простоты технологии изготовления и низкой стоимости сырья.
Вспученный перлит — негорючий, химически инертный, легко текучий,
мало гигроскопичный материал. Гигроскопичность перлита обычно не пре-
вышает 1—2% даже при относительной влажности воздуха 100%. Однако
водопоглощение при попадании капельной влаги велико и составляет не-
сколько сот процентов весовых. Вспученный перлитовый песок — весьма
эффективный материал для вакуумно-порошковой изоляции. Он имеет низ-
кую теплопроводность в условиях вакуума и легко вакуумируется благодаря
низкой адсорбционной емкости в отношении паров воды и газов.
Для изоляции аппаратов и машин низкотемпературных установок исполь-
зуется вспученный перлитовый порошок, изготовляемый по техническим
условиям МРТУ 6-ЕУ-231—62. Плотность перлитового порошка при свобод-
ной засыпке 100 кг!м\ размер зерен не более 1 мм и коэффициент теплопро-
водности 0,031 втЦм-град) при 183 °К.
Аэрогель кремниевой кислоты — полупрозрачный белый тонкодисперс-
ный материал, состоящий в основном из двуокиси кремния. Он получается
395
путем удаления дисперсионной воды из гидрогеля кремниевой кислоты без
заметного сжатия пор. Гидрогель образуется при смешении жидкого стекла
и соляной кислоты. Образующуюся студенистую массу промывают водой
для удаления остатков кислоты и соли. Применяемый в промышленности
способ получения аэрогеля состоит в замещении воды гидрогеля жидкостью
с малым поверхностным натяжением, например, этиловым спиртом, и после-
дующем удалении этой жидкости при температуре и давлении выше крити-
ческих.
Благодаря большой пористости и чрезвычайно тонкой структуре остова
из двуокиси кремния (размер пор около 20 нм) аэрогель имеет самую низкую
теплопроводность из всех известных теплоизоляционных материалов. Коэф-
фициент теплопроводности при 183 °К равен 0,015—0,017 вт/(м-град), т. е.
даже меньше, чем теплопроводность спокойного воздуха. Плотность аэрогеля,
выпускаемого по техническим условиям МРТУ6 02-265—63, сравнительно
невелика, около 40 кг1м*. Аэрогель обладает большой текучестью (угол
естественного откоса равен 19°) и легко заполняет изоляционное пространство,
что значительно упрощает проведение изоляционных работ.
Гигроскопичность аэрогеля при относительной влажности воздуха 50—
70% составляет 2—3%, а при влажности 100% достигает 50—60%. Увели-
чение содержания влаги в аэрогеле выше 30% вызывает необратимое сжатие
его скелета и ухудшение теплоизоляционных свойств.
При создании вакуума в слое аэрогеля его коэффициент теплопровод-
ности быстро снижается. Аэрогель имеет наиболее пологую зависимость
теплопроводности от давления и является наиболее эффективным материалом
как для обычной, так и для вакуумно-порошковой изоляции.
Белая сажа и аэросил, представляющие собой разновидности тонкодис-
персной двуокиси кремния и отличающиеся от аэрогеля способом получе-
ния, также являются эффективными материалами для вакуумно-порошковой
теплоизоляции.
Ячеистые материалы
Ячеистые материалы могут быть получены как из органического, так
и из неорганического сырья. К материалам первого типа относится большая
группа пенопластов. Наиболее важный для техники низких температур
неорганический материал — пеностекло.
Пенопластами называются газонаполненные пластические массы пори-
стой структуры, получаемые из синтетических, природных или модифициро-
ванных полимеров. Их применение ограничивается в ряде случаев, в част-
ности в кислородной промышленности, огнеопасностью этих материалов,
имеющих органическое происхождение.
Мипора представляет собой отвердевшую пену мочевино-формальде-
гидной смолы. Мипору выпускают по МРТУ 6-05-1112—68 в виде блоков плот-
ностью 10—20 кг!м2. В изоляционное пространство она загружается обычно
в виде крошки с плотностью набивки 40—45 кг!м3. В обоих случаях тепло-
проводность мипоры не превышает 0,031 втЦм-град) при 293 °К и
0,022 вт!(м-град) при 190 °К- Таким образом, по теплозащитным свойствам
мипора близка к вате УТВ и уступает только аэрогелю.
Из многочисленных видов прочих пенопластов следует указать неко-
торые материалы, имеющие важные достоинства и применяемые в технике
низких температур.
Пенополистирол представляет собой ячеистый материал с замкнутыми
порами, йзготовляемый в виде плит. Он широко применяется для изоляции
холодильников. Основное преимущество этого материала — очень малое
396
водопоглощение. Так, например, пенополистирол ПС-1 МРТУ 6-05-1178—69
при выдержке в воде в течение месяца поглощает всего лишь около 0,05 кг
водь? на 1 м2 поверхности, причем величина водопоглощения практически
не изменяется со временем. Плотность этого материала составляет 60—
220 кг/м3, а коэффициент теплопроводности 0,030—0,050 вт/(м-град) при
293 ° К.
Путем вспенивания и спекания гранул полистирола получают материал
марки ПСБ-С (ВТУ 50—64). Его плотность 20—40 кг/м3, предел прочности
при сжатии 0,05—0,2 Мн/м2 и коэффициент теплопроводности 0,035—
0,040 втЦм-град) при 293 °К-
Пенополиуретан получают путем смешения полиэфира, диизоцианата
и воды в присутствии катализаторов и эмульгаторов. По сравнению с боль-
шинством известных пенопластов пенополиуретан обладает тем достоинством,
что композицией в жидком виде можно заполнить изоляционное пространство.
Это крайне упрощает технику изоляционных работ. Пенополиуретан марки
ППУ-305, изготовленный по техническим условиям ТУВ 121—68, имеет
плотность 35—55 кг/м\ предел прочности при сжатии 0,24 Мн/м2 и коэф-
фициент теплопроводности не более 0,035 вт/(м • град) при 293 °К. Его водо-
поглощение за 24 ч не превышает 0,1 кг/м2. У материала марки ППУ-Зс
(МРТУ 6-05-925—63) плотность больше (50—70 кг/м3) и несколько выше
теплопроводность (0,040 вт/(м-град) при 293 °К).
Пеностекло — ячеистый материал, получаемый путем термической обра-
ботки при 970—1120 ° К смеси порошкообразных стекла (95—99%) и газо-
образователя (5—1%). Получаемые жесткие плиты или блоки имеют согласно
техническим условиям СТ У 85-497—64 плотность 150—250 кг!м3 и предел
прочности при сжатии не менее 0,7 Мн/м2.
По сравнению с другими видами жестких неорганических тепло-
изоляционных материалов пеностекло отличается низким коэффициентом
теплопроводности, который при 293 °К находится в пределах 0,06—
0/, 10 вт/(м-град). Пеностекло легко поддается механической обработке.
Свойства и сравнительная характеристика
теплоизоляционных материалов
Все теплоизоляционные материалы имеют пористую структуру. Чем
больше объем пор, т. е. чем меньше плотность материала, тем ниже коэф-
фициент его теплопроводности. Эта закономерность наблюдается при сопо-
ставлении как различных материалов, так и отдельных образцов одного
и того же материала (рис. 1). Нанесенные на графике значения коэффициента
теплопроводности образцов вспученного перлита, различающихся по место-
рождению и технологии изготовления, хорошо укладываются на общую
прямую. Увеличение плотности изоляционных порошков на 100 кг/м3 при-
водит к повышению теплопроводности на 0,008 вт/(м-град). Поэтому для
теплоизоляции при низких температурах рекомендуется применять возможно
более легкие материалы. Особенно важное значение это требование приоб-
ретает в случае транспортируемого оборудования, где одновременное сни-
жение плотности и теплопроводности позволяет резко уменьшить толщину
слоя и массу изоляции.
Из рассмотренного общего правила имеются два исключения. Первое
состоит в том, что уменьшение массы изоляции вследствие снижения плот-
ности набивки таких материалов, как мипора, минеральная и стеклянная
вата, приводит к увеличению размеров пустот между частицами изоляцион-
ного материала. При этом значительно усиливается конвекция в изоляции
и возрастает кажущийся коэффициент теплопроводности. Поэтому при цзо-
397
Рис. 1. Зависимость коэффициента теплопро-
водности изоляционных материалов % при
средней температуре 190° К от плотности р:
Рис. 2. Зависимость коэффициента
теплопроводности , аэрогеля при
190° К и атмосферном давлении от
диаметра пор в зернах:
1 — при р = 80 кг/м\ 2 — при
9ср = 160
1 — минеральная вата; 2 — магнезия; 3 — проб-
ка; 4 — перлит и кремнегель
Рис. 3. Зависимость коэффициента тепло-
проводности изоляционных материалов
от их температуры:
1 —минеральная вата; 2 —вспученный пер-
лит; 3 — мипора; 4 — аэрогель
Рис. 4. Зависимость коэффициента теплопро-
водности изоляционных материалов при
средней температуре 223° К от влажности:
1 — минеральная вата; 2 — вспученный перлит;
3 — аэрогель
398
ляции низкотемпературного оборудования загружать материал следует
с максимально возможным уплотнением. По этой же причине размер частиц
изоляционных материалов должен быть по возможности небольшим.
Второе исключение относится к материалам с очень тонкими порами,
диаметр которых не превышает 0,1 мкм. В этом случае механизм теплопе-
редачи через изоляцию изменяется, и величина теплопроводности материала
определяется прежде всего размером его пор. Типичным представителем
таких материалов является аэрогель.
Данные по теплопроводности аэрогеля при 190 °К в зависимости от диа-
метра пор нанесены на рис. 2. Теплопроводность аэрогеля при уменьшении
размера пор стремится к предельному минимальному значению, зависящему
ст объема пор и размера зерен. Коэффициент теплопроводности крупнопо-
ристых образцов аэрогеля с плотностью 80 кг/м3 близок к коэффициенту
теплопроводности тонкопористых образцов более тяжелого аэрогеля с плот-
ностью 160 кг/м3.
Теплопроводность изоляционных материалов уменьшается при пониже-
нии температуры. В области температур ниже 273 °К уменьшение для боль-
шинства изоляционных материалов следует линейной зависимости. Данные
по теплопроводности некоторых материалов представлены на рис. 3. Отно-
шение значений теплопроводности при 183 и 293 °К близко для различных
материалов и находится в пределах 0,7—0,75.
Результаты измерений теплопроводности влажных изоляционных мате-
риалов при температуре 223 °К нанесены на рис. 4.
Характеристика ряда теплоизоляционных материалов, применяемых
в технике низких температур, дана в приложении 13.
3.	ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ БЛОКОВ РАЗДЕЛЕНИЯ
'Установки разделения воздуха изолируют в большинстве случаев шла-
ковой ватой. В последние годы для изоляции установок начали применять
стекловату и вспученный перлит. Изоляционный материал заполняет обычно
все пространство между кожухом и расположенными в нем аппаратами
и трубопроводами.
Приток тепла через изоляцию кислородных установок принято для
удобства расчетов относить к количеству перерабатываемого воздуха. С уве-
личением производительности установки уменьшается площадь поверхности
изоляции, приходящаяся на 1 м3 перерабатываемого воздуха, и, следова-
тельно, уменьшается и приток тепла через изоляцию, измеряемый в дж/м3.
Величина притока тепла в кислородных установках сос-
тавляет в кдж/м3:
при переработке воздуха в л!3/ч:
до 2000	................ 8,4
от 5 000	»	10	000 ................. ..................... 7,5—4,6
св. 10 000	»	30	000 ...................................... 5,4—3,3
» 30 000	»	100	000 ..................................... 4,2—2,5
По данным обследования нескольких установок КТ-3600 и БР-5, приток
тепла составил на установках первого типа 35—45 вт на 1 м2 поверхности
кожуха, а второго типа 30—35 вт/м2. Это соответствует 2,0—1,7 кдж на 1 м3
перерабатываемого воздуха.
Увлажнение изоляции вызывает значительное увеличение притока тепла
через нее. Это становится заметным по охлаждению кожуха и образованию
на его поверхности росы и инея. Изоляция может быть защищена от увлаж-
нения подачей в нее под небольшим избыточным давлением части отходящего
из блока разделения сухого азота, препятствующего проникновению влаж-
399
кого атмосферного воздуха. С этой целью в изоляционном пространстве поме-
щают несколько перфорированных трубок, в которые подают газ с помощью
специального вентиля на линии выхода из блока разделения. Конструкция
кожуха должна быть по возможности герметичной для уменьшения проник-
новения влажного воздуха или потерь азота через неплотности.
Способ изоляции путем заполнения всего пространства внутри кожуха
имеет существенные недостатки. Значительная часть изоляционного мате-
риала расходуется излишне на заполнение промежутков между основными
аппаратами, температуры которых близки между собой. Большое количество
изоляционного материала удлиняет пусковой период установки. При ремон-
тах приходится выгружать большие количества изоляции, что усложняет
и удорожает ремонт.
Рис. 5. Схема камерной теплоизоляции блоков разделения кислород-
ных установок:
а — установка БР-1 ВНИИКимаш; б — установка фирмы Линде (ФРГ)
В связи с этим в, крупных установках применяют двустенный кожух
(так называемую камерную изоляцию). Основные низкотемпературные аппа-
раты размещаются во внутреннем кожухе (холодной камере), свободном от
изоляции. Пространство между наружным кожухом и холодной камерой
заполняется изоляционным материалом. При проектировании холодной
камеры необходимо учесть наличие температурных деформаций, возникаю-
щих при ее охлаждении от температуры окружающей среды примерно
до 110 °К.
В отечественных установках как внутренний, так «и наружный кожух
изготовляются из стального листа толщиной 4 мм. Между ними устанавли-
ваются распорки, конструкция которых показана на рис. 5, а. Для умень-
шения притока тепла труба выполнена из стали Х18Н9Т. Толщину слоя
изоляции принимают равной 500—600 мм. В кожухе оставляют специальные
люки для прохода, закрываемые отдельными щитами.
На рис. 5, б показано устройство двустенного кожуха установки на
5000 м21ч кислорода фирмы Линде (ФРГ). К тавровым балкам крепятся спе-
циальные направляющие элементы, на которые навешиваются алюминиевые
листы наподобие кровельной черепицы. Такое устройство позволяет осуще-
ствлять местное удаление минеральной ваты, после того как будет вынуто
несколько алюминиевых листов.
400
Применение двустенного кожуха позволяет уменьшить массу изоляции
приблизительно в 2 раза по сравнению с обычными конструкциями. Это при-
водит к значительному сокращению пускового периода. Приток тепла через
изоляцию несколько увеличивается. По данным испытаний двух установок
производительностью 5000 м3/ч кислорода приток тепла в одной из них,
с обычной изоляцией, находился в пределах 10,1—17,5 вт!м\ а в другой,
с двустенным кожухом, составлял 9,9—27,5 вт!м2. На показателях работы
установок это практически не отразилось.
4.	ВАКУУМНАЯ ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ
Высокий вакуум может служить эффективным теплоизолятором. Этот
факт используется уже несколько десятков лет в сосудах для ожиженных
газов, названных по имени изобретателя сосудами Дьюара. Сосуды имеют
двойные стеклянные или металлические стенки, между которыми создано
разрежение. Тепло из окружающей среды притекает здесь к ожиженному
газу тремя путями: теплопроводностью остаточных газов, излучением и про-
водимостью твердых конструкционных элементов.
Перенос тепла теплопроводностью остаточных газов
Перенос тепла в газах может осуществляться, как известно, конвекцией
и теплопроводностью. Конвективный теплообмен практически отсутствует
в рассматриваемой нами области давлений ниже 1 мм рт. ст. В отношении
теплопроводности кинетическая теория газов обычно рассматривает два
крайних случая, а именно £»с!и L«d, где L —средняя длина свобод-
ного пробега молекул nd — расстояние между теплообменивающимися
поверхностями.
Средняя длина свободного пробега обратно пропорциональна давлению
газа. Она зависит также от рода газа и его температуры. Для воздуха при
293 °К
Т ’4,56-IO"3	/1Ч
L =-------- см,	(1)
где р — давление в мм рт. ст.
Расстояние между стенками сосудов с вакуумной изоляцией обычно
равно 1 см. При давлениях более 0,1 мм рт. ст. средняя длина пробега
молекул воздуха в соответствии с формулой (1) не превышает 0,05 см.
При условии L < d теплопроводность согласно теории не зависит от
величины давления газа и связана с другими параметрами газа соотношением
X = 8^,	(2)
где pi — вязкость;
cv — изохорная теплоемкость;
8 — постоянная.
При понижении давления средняя длина пробега молекул газа возрас-
тает, приближаясь по величине к расстоянию между стенками. Теплопро-
водность газа начинает при этих условиях уменьшаться и при достаточно
низких давлениях, когда L d, теплопроводность изменяется пропорцио-
нально давлению. Кинетическая теория газов объясняет это следующим
образом. Молекулы газа, служащие переносчиками тепловой энергии, про-
летают от одной стенки до другой, не сталкиваясь между собой («свободная
молекулярная проводимость»). В этом случае количество переносимого тепла
прямо пропорционально количеству его переносчиков, а последнее пропор-
26 П/р В. И. Епифановой	401
ционально давлению газа. Увеличение расстояния между стенками приводит,
с одной стороны, к удлинению пути молекул и, с другой стороны, к увеличе-
нию их количества, приходящегося на единицу поверхности. Результатом
является независимость скорости переноса тепла от расстояния между
стенками.
Кинетическая теория газов дает следующее решение для случая переноса
тепла между двумя поверхностями, которые расположены одна внутри другой
или параллельны, при L > d:

(3)
где Q количество переносимого тепла;
а = —।-----------\---приведенный коэффициент аккомодации;
ai ~ F2 \ С1г /
k — отношение изобарной и изохорной теплоемкостей;
R — универсальная газовая постоянная;
М — молекулярный вес;
р — давление;
F — площадь;
Т — абсолютная температура.
Индексы 1 и 2 относятся соответственно к внутренней и наружной поверх-
ностям.
Коэффициенты аккомодации 04 и а2 учитывают неполноту обмена энер-
гией между молекулами газа и поверхности. Коэффициент равец единице,
если устанавливается тепловое равновесие между стенкой и молекулами,
ударяющимися о нее. На практике его величина меньше единицы и зависит
от рода газа, обработки и температуры поверхности. Большое влияние на
коэффициент аккомодации оказывает наличие на поверхности адсорбирован-
ного газа. Величина коэффициента в этом случае приближается к единице,
тогда как тщательное удаление газов с поверхности снижает эту величину
до нескольких сотых. Для практических целей коэффициент аккомодации
для воздуха может быть принят равным 0,8 при 300 °К и 1 при 80 °К.
Постоянная ]/ 7?/8л в уравнении (3) равна 2,42-103, если q = Q/F
выражено в вш!м\ р в мм рт. ст. и Т в °К. Для случая переноса тепла возду-
хом между стенками сосуда Дьюара с жидким кислородом (температура вну-
тренней стенки 90 °К) при температуре наружной стенки 293 °К уравнение
приводится к следующему простому виду:
q= ~~ = 2,52- 10“4р вт/м2.
Рассмотрение процесса переноса тепла при промежуточных давлениях,
при которых средняя длина пробега молекул газа имеет тот же порядок,
что и расстояние между поверхностями, облегчается введением понятия тем-
пературного скачка. Между поверхностью твердого тела и газом при наличии
градиента температуры возникает температурный скачок
А7’ = рЛ-^- = ^-^—(4)
r dx 4 а ах	7
где Р — коэффициент температурного скачка;
dT/dx — градиент температуры, нормальный к поверхности.
402	'	'
Поэтому уравнение переноса тепла теплопроводностью газа принимает
вид
Х(т2-Л)
4 ~ d-\-2$L
(5)
Это выражение показывает, что температурный скачок влияет на пере-
нос тепловой энергии таким образом, как если бы происходило увеличение
расстояния между граничными поверхностями. В результате количество
переносимого тепла уменьшается. Область давлений, в которой наступает
это уменьшение, зависит от расстояния между граничными поверхностями.
Если расстояние незначительно, то уменьшение теплопередачи начинается
при сравнительно высоких давлениях. Это явление использовано при созда-
нии вакуумно-порошковой изоляции.
Рис. 6. Зависимость удель-
ного теплового потока через
воздух от критерия Кнудсена
I для сосудов Дьюара:
1 — емкостью 5 л; 2 — емко-
стью 15 л г
Уравнение (5) при высоких давлениях, когда L < d, сводится к обычной
форме уравнения теплопроводности, а при очень низких давлениях стано-
вится тождественным уравнению (3). Экспериментальные данные по зави-
симости q от критерия Кнудсена Kn = Lid для теплопередачи в воздухе
между полированными металлическими стенками с 7\ = 90 °К и Т2 = 293 ° К
приведены на рис. 6. Из графика следует, что уравнение (3) действительно
в области Кп >* 5, а при Kn <Z 0,05 перенос тепла становится постоянным.
Между этими пределами давления находится промежуточная область, в ко-
торой перенос тепла следует уравнению (5). В области давления выше
10 мм рт. ст. теплопередача быстро увеличивается вследствие возникнове-
ния конвекционных токов.
Перенос тепла излучением
Тепловое излучение представляет собой процесс переноса тепла электро-
магнитными волнами. Интенсивность теплового излучения абсолютно чер-
ного тела определяется законом Планка:
h =	,	(6)
*	1 ес2/\т _ | ’	v /
где 1к — интенсивность монохроматического излучения в вт1м\
к — длина волны в м\
Т — температура в ° К;
сг = 0,37413-10"15 вт-м2, и
с2 = 0,01438 м-град.
26*	403
Согласно уравнению (6) интенсивность достигает максимальной вели-
чины при определенной длине волны. Взаимосвязь между длиной волны
с максимальной интенсивностью излучения и абсолютной температурой
определяется соотношением, получившим название закона Вина:
КтахТ = 2897 мкм-°К.	(7)
Для области температур между 300 и 77 ° К максимум интенсивности
приходится на волны длиной приблизительно от 10 до 40 мкм, т. е. на инфра-
красные волны.
Суммарная энергия полусферического излучения черного тела опреде-
ляется путем интегрирования уравнения (6) и равна
Es = gsT\	(8)
где о$ = 5,77-10"8 вт1(м? - °К4). Уравнение (8) известно под названием закона
Стефана—Больцмана.
Практически все реальные тела являются нечерными. Их излучательные
свойства характеризуются степенью черноты
где Е — полная энергия полусферического излучения нечерного тела.
В условиях вакуумной теплоизоляции перенос тепла излучением про-
исходит большей частью между металлическими поверхностями. Металлы
относятся к телам с селективным излучением, у которых степень черноты
изменяется в зависимости от длины волны.
Степень черноты металлических поверхностей при инфракрасном излу-
чении согласно классической теории электромагнитного излучения равна
8 = 0,365	,		(9)
где р — удельное объемное электрическое сопротивление в ом-м\
% —длина волны в м.
Формула справедлива, если средняя длина свободного пробега электро-
нов в металле мала по сравнению с эффективной глубиной проникновения
электромагнитных волн. Это условие не соблюдается для чистых металлов
при низких температурах. Более общая теория показывает, что, например,
степень черноты серебра при температуре жидкого гелия по отношению к из-
лучению с длиной волны 96 мкм более чем в 100 раз превышает велйчину,
вычисленную по уравнению (9).
Измерения степени черноты металлов при низких температурах позво-
лили выявить существенные расхождения между экспериментальными
данными и вычислениями, основанными на уравнении (9). Измеренная полу-
сферическая степень черноты часто в несколько раз больше теоретически
вычисленной. Экспериментальные значения степени черноты полированной
поверхности для ряда металлов приведены в табл. 1.
При составлении таблицы предпочтение давалось не минимальным,
а средним значениям, которые могут быть реализованы в промышленных
условиях. Экспериментальные данные позволяют высказать общее положе-
ние: степень черноты металлов увеличивается при повышении их электри-
ческого сопротивления и температуры. Она возрастает также при загряз-
нении или окислении поверхности. Для достижения максимальной отража-
тельной способности по отношению к инфракрасному излучению (минималь-
ной степени черноты) поверхность должна иметь чистоту не менее 12-го
404
Таблица 1
Степень черноты некоторых металлических поверхностей
Металл	При температуре в °К		Металл	При температуре в °К	
	77—90	300		77—90 •	300
Алюминий	0,030	0,040	Серебро	0,010	0,015
Железо .	0,017	0,027	Хром ...	0,065	0,080
Золото .	0,015	0,025	Цинк ....	0,026	0,040
Медь	0,020	0,025	Латунь Л62	0,029	0,040
Никель	0,022	0,040	Сталь Х18Н9Т	0,055	0,075
Олово .	0,013	0,030			
класса по ГОСТу 2789—59. При обработке по 9-му классу чистоты степень
черноты возрастает почти в 2 раза.
Уравнение теплообмена излучением между двумя телами имеет следу-
ющий вид:
Q = «„,p,10« [(-Йг)'-	(Ю)
где епр — приведенная степень черноты;
Ji и Т2 — температуры поверхностей тел 1 и 2;
Я1>2 — взаимная поверхность излучения.
В случае, если одно из тел заключено внутри другого, причем внутрен-
нее тело не имеет вогнутостей, Н12 равна по величине поверхности внутрен-
него тела, а приведенная степень черноты
еп₽ - 1	гг /1 "у ’	<11)
81	\ е2 1)
тце и 82 — степень черноты поверхности соответственно внутреннего и
наружного тела.
Уменьшение теплопередачи излучением может быть достигнуто путем
установки непрозрачных экранов. Рассмотрим простейший случай двух
параллельных плоскостей, между которыми помещено п параллельных
экранов. Граничные плоскости имеют одинаковую степень черноты 80, а сте-
пень черноты обеих поверхностей каждого экрана равна еэ. В этом случае
для приведенной степени черноты системы
где
Ео = е +8е°еэ ее =	----- (13)
ео г &э-&0&Э	1__|_1___|
&э е0
и
=	(14)
Если 8.0 = 8Э, то Ео = Еэ = Е и ,
_ Е
гп”~ П + 1 •
Следовательно, установка одного экрана уменьшает теплопередачу
излучением вдвое, двух экранов — в три раза и т. д.
405
Перенос тепла теплопроводностью опор, подвесок и труб
Определение переноса тепла теплопроводностью твердых конструктивных
элементов обычно не представляет трудностей. Количество тепла, переноси-
мого теплопроводностью, дается уравнением Фурье, имеющим для рассматри-
ваемого случая следующий вид:
dQ = -KdF-^,	(15)
dT
где ------температурный градиент.
Уравнение (15) справедливо, если отсутствует теплообмен проводника
тепла с окружающей средой через боковую поверхность. Это условие выпол-
няется на практике тем точнее, чем лучше теплоизоляция, окружающая
конструктивные элементы. Величина поперечного сечения для труб посто-
янна. Она может быть также принята в первом приближении постоянной
в случае опор и подвесок сосудов для ожиженных газов. Коэффициент тепло-
проводности многих конструкционных материалов заметно изменяется с тем-
пературой. Интегрируя уравнение (15), получаем
Q = ^dT = ^F(T1-T2),	(16)
1
где I — длина проводника;
Л и Т2 — граничные температуры.
В случае линейной зависимости теплопроводности от температуры
лр 7\ “f" 7*2
равна теплопроводности при температуре Тср = ——— .
Если по трубе выходит в атмосферу пар, образовавшийся при испаре-
нии низкотемпературной жидкости, то приток тепла по этой трубе к жидкости,
заметно снижается. Это относится, в частности, к горловине сосудов Дьюара.,
В этом случае происходит сложный совместный теплообмен теплопровод-
ностью и конвекцией, характеризующейся тремя безразмерными пара-
метрами:
Я =	----параметр совершенного'(идеального) теплообмена в гор-
ист/ ст
ловине;
Р2 =----------------параметр теплообмена на наружной поверх-
Л г In
л ст! ст 111
ности горловины;
№ = 4Nu	-----параметр конвективного теплообмена r
\ Ucm / f^cmicm
в горловине,
где т — расход газа через горловину;
с — изобарная теплоемкость;
X — коэффициент теплопроводности;
D — диаметр;
f — площадь;
L — длина горловины;
Nu — критерий Нуссельта.
Индексы ст, из и г относятся соответственно к стенке горловины, изоля-
ции на ее наружной поверхности и газу.
Аксиальный тепловой поток по газу можно учесть подстановкой вели-
чины kcmfcm + Va вместо Kmfcm- Значения физических констант стенки и
газа берутся при среднеарифметической температуре стенки.
406
Теплоприток по горловине к жидкости вычисляется по формуле
Чж _. 11 I Уг Р2 \ Уа^1 Y1
Qm ~ \ Г % /С2 / 1+^-Т2
I Р2
На-^Г-
(17)
При Р2/Я <0,4, что наблюдается на практике в большинстве случаев,
можно найти с достаточным приближением:
= 0,5Я — V (0,5Я)2 + р2;
Ъ.> = --Й-±У'-5г+
Величина Qm находится по урав-
нению Фурье (16).
При условиях, имеющихся обыч-
но в горловине, расчеты можно про-
изводить по упрощенной формуле
с поправочным коэффициентом 0,9:
0,9	- Т1 + у2 -И.).
(18)
На рис. 7 опытные данные сопо-
ставлены с расчетами по формуле
(18). Сравнение показывает, что точ-
ность, получаемая по этой формуле,
вполне удовлетворительна для тех-
нических расчетов.
При больших расходах газа
{Н —> оо) теплоприток по горловине
стремится не к нулю, как это было
бы при идеальном теплообмене ме-
жду газом и стенкой, а к предель-
ному минимальному значению
= -<	(19)
\ Ч.т / min Л
Рис. 7. Сравнение расчетных и эксперимен-
тальных данных для охлаждаемой паром
горловины (трубка 18 X 0,3 мм из стали
Х18Н9Т):
1 — азот, L = 0,28 мм, изоляция горловины
высоковакуумная; 2 — азот, L = 0,28 м; 3 — во-
дород, L = 0,28 м; 4 — азот, L = 0,12 м\ 5 — во-
дород, L = 0,12 м\ кривые 2—5 — изоляция гор-
ловины вакуумно-многослойная, сплошные 1 ли-
нии — по уравнению (18), штриховая линия—по
уравнению (21)
Теплообмен на наружной поверхности горловины приводит к увеличе-
нию аксиального теплового потока. При больших значениях тепловой
поток по горловине может превышать значение Qm даже при охлаждении
горловины паром, причем зависимость теплового потока от длины горловины
становится довольно слабой, т. е. увеличение длины горловины не дает в этом
случае возможности существенно уменьшить теплоприток. При значитель-
ном снижении теплообмена на наружной поверхности горловины (Р2 <0,1)
формула (17) упрощается:
QotC =	?2
Qm е^2 — 1
(20)
Если при этом теплообмен между газом и горловиной4 можно считать
идеальным, то уравнение (20) сводится к более простой формуле, полученной
ранее Хоггом:
Qofc _
Qm ен — 1
407
Теплопередача через контакты между опорами и граничными стенками
представляет собой сложный процесс, зависящий от материала, обработки,
класса чистоты и температуры контактирующих поверхностей, давления
на них и ряда других факторов. Коэффициент теплообмена в условиях ва-
куума между поверхностями, контактирующими под давлением в несколько
Мн/м2, имеет величину порядка нескольких тысяч вт/(м2 - град). Поэтому
термическим сопротивлением единичных контактов во многих случаях можно
пренебречь. Однако наличие многократных контактов может привести к зна-
чительному снижению теплопередачи.
Было предложено использовать в сосудах для ожиженных газов много-
контактные опоры в виде стопки пластин из нержавеющей стали или другого
материала с низкой теплопроводностью. Проводимость такой стопки умень-
шается до 2% от теплопроводности сплошной опоры таких же габаритов.
Термическое сопротивление R контакта между двумя металлическими
пластинками с поверхностями по 5—8-му классам чистоты может быть вы-
числено по формуле
/? = 1,18^ (—У'3,	(22)
где X — коэффициент теплопроводности металла;
I и L — расстояние между соседними микровыступами в поперечном и
продольном направлениях шероховатости поверхностей пла-
стинок;
ов —предел прочности на разрыв материала контактов;
Руд^~ удельная нагрузка на пластины.
В подвесках контактное термическое сопротивление играет меньшую
роль вследствие сравнительно больших удельных нагрузок на подвески.
Поэтому выполнять подвески в виде цепей целесообразно лишь в тех случаях>
когда нагрузки на них невелйки.
5. ВАКУУМНО-ПОРОШКОВАЯ ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ
Вакуумно-порошковая изоляция представляет собой порошкообразный
материал, помещенный в вакуумированном пространстве. По сравнению
с вакуумной изоляцией здесь к двум механизмам переноса тепла (теплопро-
водностью газа и излучением) добавляется третий — теплопроводностью
порошка. Рассмотрим закономерности переноса тепла через дисперсный
материал в вакууме.
Перенос тепла в изоляции
Перенос тепла теплопроводностью газа описывается и в этом случае
уравнением (5). Различие состоит в том, что величина d представляет не рас-
стояние между граничными стенками изоляционного слоя, а характеристи-
ческий размер пустот в изоляционном материале. Структура изоляционных
порошков довольно сложна. Зерна, из которых состоят изоляционные по-
рошки, представляют собой конгломераты маленьких шаровидных частиц
диаметром 10—20 нм (100—200 Л), как, например, в случае аэрогеля или
белой сажи, или имеют ячеистую структуру, как в случае вспученного
перлита. Общий объем пор в теплоизоляционных материалах составляет
большей частью 90—95% от объема, занимаемого материалом. Примерно
половина этого объема приходится на пустоты между зернами (первичная
пористость), а вторая половина—на поры в зернах (вторичная пористость
или микропористость).
408
На основе уравнения (5) может быть получена следующая формула для
определения кажущегося коэффициента теплопроводности изоляционных
порошков при различных давлениях газа:
% — Н"
^1 I^2
. 2^!
pd2
(23)
где k0 — коэффициент теплопроводности при высоком вакууме, рав-
ный сумме проводимостей излучением и по твердому телу;
%! и Х2— постоянные;
L± —длина свободного про-
бега молекул газа
при давлении 1 мм
рт. ст., равная
0,04 мм для воздуха
при 190 °К; '
20 — постоянная,	равная
для двухатомных га-
зов 1,6 при коэффи-
циенте аккомодации
а = 1;
— средний диаметр мик-
ропрр в зернах;
d2 — средний диаметр пус-
тот между зернами.
Значения kj и Х2, как пра-
вило, близки между собой, что
соответствует приблизительно-
му равенству объемов микропор
и пустот между зернами. Эти
значения нетрудно оценить, если
известна теплопроводность ма-
териала при достаточно боль-
Рис. 8. Зависимость коэффициента теплопроводно-
сти изоляционных порошков от давления воздуха
(граничные температуры 293 и 90° К):
1 — мелкодисперсная двуокись кремния; 2 — магнезия;
3 — аэрогель; 4 — перлит; 5 — мипора
шом давлении (обычно атмосферном), при котором она перестает изме-
няться с давлением и становится постоянной. Зависимость теплопровод-
ности ряда материалов от давления воздуха показана на рис. 8.
Чем более тонкие поры имеет материал, тем меньше его теплопроводность
в области давлений ниже атмосферного. Кривые на графике построены по
формуле (23), опытные точки хорошо'ложатся на расчетные кривые.
Анализ формулы (23) показывает, что при давлениях ниже 1 мм рт. ст.
решающее влияние на величину коэффициента теплопроводности оказывает
диаметр пустот между зернами. Снижение диаметра зерна с 1—2 до 0,25 мм
значительно уменьшает % при низких давлениях.
Перенос тепла излучением — основной способ переноса тепла в изоля-
ционных материалах в условиях высокого вакуума. Теория приводит к сле-
дующему уравнению для определения лучистого теплового потока в дисперс-
ной среде:
М7!-7!)
-+--1+4
ег 1 е2 1 4
(24)
где 6 — толщина слоя;
у — коэффициент ослабления излучения.
409
При достаточно большой толщине слоя всеми членами в знаменателе
формулы (24) можно пренебречь, кроме последнего. Опыты показывают, что
это условие выполняется при толщине изоляции 20 мм и более, если е > 0,1.
В этом случае уравнение (24) принимает вид, аналогичный уравнению Фурье
для переноса тепла теплопроводностью, если вместо коэффициента теплопро-
водности подставить величину
_ 4as (Л+Тг) (ТН^)
(25)
Величина называется коэффициентом проводимости тепла излуче-
нием.
Коэффициент ослабления теплового излучения зависит от диаметра
частиц и пористости материала
равен
7=1,5^Ц^-,	(26)
Рис. 9. Зависимость коэффициента те-
плопроводности изоляционных мате-
риалов в вакууме от плотности (гра-
ничные температуры 293 и 90° К):
1 — аэрогель; 2 — перлит; 3 — мипора;
4 — стеклянная вата (диаметр волокон
1,15 мкм)
где т— пористость;
kd — коэффициент лучевого давления.
Рис. 10. Зависимость коэффициента кон-
тактной теплопроводности Кк аэрогеля
в вакууме от плотности при сжатии (гра-
ничные температуры 293 и 90° К):
1 — опытные данные; 2 — по уравнению' (27)
Величина kd достигает максимального значения при диаметре частиц^
близком к длине волны. При малых размерах частиц kd пропорционален
диаметру в третьей степени, а при размерах частиц, значительно превыша-
ющих длину волны, он становится постоянной величиной, близкой к 1.
На практике коэффициент ослабления теплового излучения изоляцион-
ными порошками достигает (2500—3500) Им.
Согласно опытным данным тепловое излучение является главным меха-
низмом переноса тепла в изоляционных порошках. Поэтому кажущийся
коэффициент теплопроводности вакуумно-порошковой изоляции сильно
зависит от температуры теплой граничной стенки, что проявляется в резких
изменениях потерь от испарения в резервуарах с вакуумно-порошковой
изоляцией при колебаниях температуры окружающей среды.
Как следует из формул (25) и (26), проводимость тепла излучением должна
уменьшаться при уменьшении пористости материала^ т. е. увеличении его
плотности. Это подтверждается результатами измерений коэффициента
теплопроводности изоляционных материалов, приведенными на рис. 9.
Величина А, уменьшается с увеличением плотнбсти, но это уменьшение про-
410
исходит не обратно пропорционально, как можно было ожидать, а заметно
медленнее. При плотности около 200 кг!м3 коэффициент теплопроводности
достигает минимального значения, после чего начинает возрастать. Причина
этого возрастания — повышение проводимости тепла по твердому телу.
Перенос тепла по твердому телу в вакуумно-порошковой изоляции
-обычно невелик, но при определенных условиях он становится основным
путем теплопередачи в изоляции.
Проводимость по твердому телу зернистого материала, в частности изо-
ляционного порошка, может быть вычислена по формуле
3,12(1 -т)^ЧтР^
—	£1/3	>
где — коэффициент теплопроводности вещества, из которого состоят
частицы;
Е — модуль упругости этого вещества;
Руд — удельное давление на материал.
Опытные значения контактной проводимости по твердому телу, найден-
ные по отрезку, отсекаемому прямой в координатах рис. 10, сопоставлены
на рис. 10 с расчетами по формуле (27). Значения для изоляционных порошков
могут изменяться в широких пределах от 0,1 до 1 мет!(м • град) в зависимости
ст их плотности и удельной нагрузки.
Применяемые материалы и их свойства
Опытные данные по теплопроводности зернистых материалов в вакууме
представлены в табл. 2. Из таблицы видно, что практически у любого мелко-
дисперсного материала с размером зерен менее 1 мм коэффициент теплопро-
водности при граничных температурах 293—300 и 77—90° К и достаточно
высоком вакууме не превышает 2—2,5 мвтЦм-град), т. е. в 6—7 раз меньше
по сравнению с теплопроводностью наилучшего изоляционного матери-
ала — аэрогеля — при атмосферном давлении. Коэффициент теплопровод-
ности ряда материалов достигает 0,9—1 мет! (м-град), а у синтетического
силиката кальция и белой сажи БС-280 — даже 0,55 мет! (м-град).
На практике основными материалами, применяемыми при выполнении
вакуумно-порошковой изоляции, являются аэрогель и перлит. Применяется
аэрогель марки В, имеющий плотность при утряске 40—60 кг!м3 и размер
частиц до 0,6 мм (из цих 80% до 0,315 мм). Этот материал дает большую
усадку при уплотнении под вакуумом, его плотность возрастает в зависимости
от величины разрежения при засыпке до 80—120 кг!м3. Последующая вибра-
ция не вызывает дополнительной усадки аэрогеля. Достоинством аэрогеля
является также сравнительно медленное возрастание теплопроводности при
ухудшении вакуума, недостатком — высокая стоимость.
Перлит для вакуумно-порошковой изоляции должен иметь размер зерен
не более 0,25 мм. Этот продукт получил название перлитовой пудры (техни-
ческие условия МРТУ ЕУ-232-62). Пудра имеет плотность при максимальной
утряске до 150 кг!м3 и влажность до 0,5%. Преимущества перлита — более
низкий коэффициент теплопроводности, меньшая стоимость и сравнительно
малое газовыделение при вакуумировании. Перлит дает усадку при вибра-
ции; этот его существенный недостаток следует учитывать при использовании
перлита для изоляции транспортируемых сосудов. В отличие от аэрогеля
засыпка перлита с уплотнением под вакуумом Hez предотвращает последу-
ющей усадки. Поэтому перлит загружают обычно следующим образом.
После засасывания перлита под разрежением около 400 мм рт. ст. изоли-
руемый сосуд подвергают вибрации (с частотой 50 гц при двойной амплитуде
411
Таблица 2
Коэффициент теплопроводности вакуумированных порошков (температура
граничных стенок 293—300 и 77—90° К, давление менее ЗЮ"3 мм рт. ст.)
Материал	Средний размер частиц в мм	Удельная поверхность в м2/г	Плотность в кг/м3	Коэффициент теплопровод- ности вмвт/(м-град)
Аэрогель кремниевой кислоты . .	<0,25	200	100	1,5
То же		<0,25	200	120	1,4
Аэросил А-380	—	380	60	1,9
Белая сажа У-333	0,0015	50	280	2,0
То же БС-50		0,002	50	230	1,4
»	БС-110 .	0,005	170	200	1,0
»	БС-150 ...	0,010	120	160	1,2
»	БС-280 .	...	0,015	280	150	0,7
»	БС-280 ...	0,015	280	220	0,55
Перлит вспученный	1—2	10—20	50	2,7
То же	0,5—1	10—20	50	2,1
»	0,25—0,5	10—20	100	1,5 '
»	<0,25	10—20	100	1,1
» ...	<0,25	10—20	250	0,9
Вермикулит вспученный	0,1—0,8	—	150	1,8
Магнезия углекислая	0,05—0,08	14	400	1,4
Мипора ...	—	19	50	2,1
Черная сажа	—	—	200	1,1
То же . . .	—	100	400	1,3
Диатомит 				0,1	—	250	1,4
Глинозем плавленый чешуйчатый . .	0,15—0,3	—	2000	1,8
То же		<0,01	—	70	2,3
Аэрогель окиси алюминия	0,025—0,1	—	50	1,9
Тальк 		—	—	1200	1,6
Фенольные шарики		0,025—0,1	—	200	1,3
Кальций кремнекислый (синтетиче-				
ский)	...	—	—	170	0,75
			360	0,55
Двуокись титана . .	—	—	350	1,6
Окись железа (Fe2O3)		—	—	190	1,4
0,4 мм) на виброплощадке в течение 1—2 ч. Затем в изоляционное простран*
ство под вакуумом засыпают новую порцию перлита, после чего описанная
процедура повторяется. Такой метод засыпки исключает усадку перлита
в процессе эксплуатации изделия.
Избежать необходимости применения вибрации при засыпке позволяет
добавка к перлиту аэрогеля. Смесь, содержащая приблизительно равные
по массе количества перлита и аэрогеля, не дает усадки при вибрации после
засыпки ее под разрежением 100—150 мм рт. ст.
Весьма низкий коэффициент теплопроводности в условиях вакуума
имеет белая сажа БС-280. Засыпка ее в изоляционный объем вместо аэро-
геля снижает в 2,5 раза тепловой поток через изоляцию. При этом белая
сажа дешевле аэрогеля.
Вакуумно-порошковая изоляция с экранированием излучения
Дальнейшее повышение эффективности изоляции может быть достиг-
нуто экранированием теплового излучения в вакуумированных порошках.
Было предложено с этой целью добавлять к изоляционному порошку метал-
лический порошок. Опыты подтвердили возможность уменьшения тепло-
передачи таким способом. Кажущийся коэффициент теплопроводности может
412
быть при этом снижен до 0,3 мет/(м - град), т. е. в 3—4 раза по сравнению
с вакуумно-порошковой изоляцией из аэрогеля или перлита.
Коэффициент лучевого давления для металлических частиц при эффек-
тивной длине волн теплового излучения 14 мкм (это соответствует темпера-
туре теплой граничной стенки 293 °К) достигает максимального значения
при диаметре частиц около 5 мкм. Наиболее выгодной формой металлических
частиц являются чешуйки диаметром 5 мкм и возможно меньшей толщиной
(на практике примерно 0,5 мкм).
Добавка металлических порошков приводит одновременно с уменьше-
нием теплопередачи излучением к увеличению проводимости по твердому
Рис. 11. Зависимость коэффициента теплопроводности смесей аэрогеля
с бронзовыми пудрами в вакууме от. содержания пудры (граничные тем-
пературы 293 и 90°К):
1 — пудра БПИ; 2 — пудра БПФ (средний размер чешуек d = 7 мкм, толщина
чешуек б = 0,7 мкм)', 3 — пудра БПФ (d = 10 мкм, б = 0,7 мкм)', 4 — пудра
ПБрБ (d = 9 мкм, 6 = 2 мкм)
телу. Зависимость теплопроводности смесей аэрогеля с металлическими порош-
ками от содержания последних в смеси (а кг/м3) нанесена на рис. 11. Наимень-
шую теплопроводность имеют смеси, содержащие около 100 кг металлического
порошка на 1 м3 изоляционного объема. Дальнейшее увеличение содержания
металлического порошка в смеси приводит к возрастанию кажущейся тепло-
проводности вследствие увеличения проводимости по твердому веществу.
На практике в сосудах с вакуумно-порошковой изоляцией применяется
в настоящее время смесь, содержащая 50% по массе аэрогеля и 50% брон-
зовой пудры БПИ. Эта пудра изготовляется по техническим условиям ТУ
124—66. Она имеет средний диаметр чешуек 5 мкм и площадь покрытия воды
не менее 1200 см2/г, что соответствует толщине чешуек не более 1 мкм.
Аналогичный эффект дает добавка бронзовой пудры к белой саже
БС-280 и аэросилу А-380. При этом смесь с белой сажей имеет несколько более
низкий коэффициент теплопроводности, чем смесь с аэрогелем, а смесь с аэро-
силом — несколько более высокий коэффициент. Учитывая значительно
меньшую стоимость аэросила, целесообразно применять его взамен аэрогеля
в большинстве изделий, изолированных смесью с пудрой БПИ.
Добавление металлических порошков к перлиту дает больщей частью
малый эффект. Коэффициент теплопроводности смесей в лучшем случае
достигает 0,7 мет/(м • град).
413
6.	ВАКУУМНО-МНОГОСЛОЙНАЯ ТЕПЛОИЗОЛЯЦИЯ
Существенного снижения переноса тепла излучением можно достигнуть
путем установки ряда металлических экранов. Однако практическая реали-
зация этого способа снижения потока тепла оказалась весьма сложной ввиду
необходимости подвешивания в вакуумируемом пространстве экранов, не
соприкасающихся между собой.
Совершенно новое решение проблемы было найдено в выполнении
экранов из тонкой металлической фольги или металлизированной пленки
и использовании прослоек из волокнистых материалов для разделения экра-
нов друг от друга. Такое устройство, получившее название многослойной
изоляции, оказалось весьма эффективным. Коэффициент теплопроводности
лучших образцов вакуумно-многослойной изоляции примерно в 5 раз ниже,
чем у вакуумно-порошковой изоляции, экранированной металлическими
порошками.
Перенос тепла в изоляции
Тепло через многослойную изоляцию передается излучением, теплопро-
водностью изолирующих прокладок и остаточных газов. Все же здесь, как
и в случае вакуумно-порошковой изоляции, пользуются из соображений
практического удобства формулами переноса тепла теплопроводностью и
характеризуют эффективность изоляции термином кажущийся коэффициент
теплопроводности, который будем называть для краткости «коэффициент
теплопроводности».
Перенос тепла излучением в многослойной изоляции зависит главным
образом от плотности укладки экранов п —, т. е. от числа экранов, при-
ходящегося на 1 см толщины изоляции. Проводимость тепла излучением
(без учета ослабления излучения прокладками) определяется по формуле
^ = «(2^8	+	(^ + ^)-	(28)
п Ъэ)
В частности, при температурах граничных стенок 293 и90°Киеэ<^ 1
Кзл = 10,7	мет/(м- град).	(29)
Перенос тепла теплопроводностью твердого тела определяется терми-
ческими сопротивлениями прокладочного материала и контактов между
ними и экранами. Оба сопротивления зависят прежде всего от величины
механического давления на изоляцию. При сравнительно больших нагрузках
на изоляцию второе сопротивление становится малым. В этом случае прово-
димость изоляции по твердому телу приблизительно равна проводимости
прокладок, которая для нетканых волокнистых материалов может быть
определена по формуле
ч __ 16(1 zn)2____________________ / ОА\
%м~~ л2 0,645 ,	1	(
Ар^ Т4(1 — т) л
где
Т Е (1 —т)2 ’
р. — коэффициент Пуассона.
414
При малых нагрузках, соответствующих обычным условиям эксплуа-
тации изоляции, решающую роль играет термическое сопротивление кон-
тактов между экранами и прокладками. Влияние нагрузки на теплопровод-
ность изоляции показано на рис. 12. Соответствующая зависимость может
быть выражена формулой
1 _ <^0'45
— KPyd •
(31)
Для ряДа текстур значение постоянной приблизительно одинаково и
равно 2,3, если руд выражено в Мн1м? и Ав вт!(м • град).
Для снижения до минимума переноса тепла по твердому телу следует
применять прокладочные материалы, изготовленные из волокна возможно
Рис. 12. Зависимость коэффициента теплопроводности вакуумно-
многослойной изоляции с экранами из алюминиевой фольги от
механического давления на нее (граничные температуры 293 и
90° К)
меньшего диаметра с малой плотностью. Материалы должны быть возможно
тоньше, что позволяет при одинаковой проводимости по твердому телу умень-
шить проводимость тепла излучением. Минимальная величина кажущегося
коэффициента теплопроводности изоляции достигается при оптимальном зна-
чении плотности, которое соответствует числу экранов 10—40 на 1 см. Опти-
мальная плотность достигается, как правило, при свободной укладке слоев.
При уплотнении изоляции даже весьма малыми нагрузками коэффициент
теплопроводности начинает возрастать.
Перенос тепла теплопроводностью газа в случае многослойной изоляции
играет большую роль даже при довольно высоком вакууме. Зависимость
коэффициента теплопроводности изоляции от давления газа может быть
получена на основе исходного уравнения (5). Применяемые прокладочные
материалы имеют обычно большую пористость, диаметр каналов между волок-
нами, как правило, превышает 40 мкм. Поэтому можно принять приближенно,
что молекулы газа свободно пролегают через прокладку, не сталкиваясь
с отдельными волокнами. В результате приходим к следующей формуле
для проводимости газа в изоляции:
р
(32)
где к°г — коэффициент теплопроводности газа.
415
Если остаточным газом является воздух и температуры граничных сте-
нок равны 293 и 90 °К, то уравнение для определения коэффициента тепло-
проводности многослойной изоляции может быть представлено в виде
% =	----------1-’4 _а 	мвт/(м-град),	(33)
1 + 1.28 10-2-—- —
а р
где Хо— коэффициент теплопроводности при высоком вакууме;
п — в \!см\
р — в мм рт. ст.
Рис. 13. Зависимость коэффициента теплопроводности многослойной изоляции с экранами
из алюминиевой фольги и прокладками из стекловолокнистых материалов от давления воздуха
(граничные температуры 293 и 90° К):
— стеклобумага СБР-0,05 (п = 14 экр/см); 2 — стеклохолст ЭВТИ-10 (п = 15); 3 — стеклосетка
ЭСТБ-40 (п = 26); 4 — стеклобумага СБР-0,05 (п = 50)
Среднее значение коэффициента аккомодации а согласно опытным дан-
ным равно 0,78.
Кривые на рис. 13 построены по уравнению (33). Опытные точки хорошо
укладываются на расчетные кривые.
Для эффективной работы многослойной изоляции необходимо поддер-
живать в изоляционном пространстве давление не более 1 • 10“4 мм рт. ст.,
причем чем меньше плотность укладки, тем’выше должны быть требования
в отношении вакуума. При повышении давления до 1-10“3 мм рт. ст.
коэффициент теплопроводности изоляции возрастает примерно в 2 раза.
Применяемые материалы и технология монтажа изоляции
Опытные данные по теплопроводности некоторых композиций многослой-
ной изоляции представлены в табл. 3. Коэффициент теплопроводности
большинства испытанных и применяемых на практике композиций не пре-
416
Таблица 3
Коэффициент теплопроводности композиций многослойной изоляции
(температуры граничных стенок 293—300 и 77—90° К, давление ниже
5* 10"5 мм рт. ст.)
Материал экранов	Материал прокладок		Количество экранов в 1 см	Коэффициент теплопровод- ности в мет/(м-г рад)
	Название и марка (характеристика)	Толщина в мкм		
Алюминиевая фольга, 10—14 мкм	Стеклобумага СБР-М	40	15-20 30	0,06 0,08
То же	Стеклохолст ЭВТИ-10	100	14—16	0,07—0,10
»	Стеклохолст ЭВТИ-15	150	7—8	0,11—0,13
Без экранов	Стеклобумага СБР-М	40	30—35	0,8—0,9
, » »	Стеклохолст ЭВТИ-15	150	10	1,9
Лавсановая пленка, 15 мкм То же, 12 мкм	Без прокладок Стекловуаль ЭВТИ-10 (10 г/м2)		60—80 25—30	0,08—0,10 0,09
То же, 5’ мкм, рифле- ная	Без прокладок	—	10—12	0,12
То же	Стекловуаль ЭВТИ-7 (7 г/м2)	—	10—15	0,06—0,09
вышает 0,1—0,12 мет/(м-град), а /для лучших образцов достигает
0,06 мет/(м - град). Наилучшие результаты для композиций с экранами из
алюминиевой фольги получаются при толщине прокладок менее 0,1 мм и
п = 15-^20 1/см.
В качестве материала для экранов применяют, как правило, алюминие-
вую фольгу, или алюминированную полиэтилентерефталатную (лавсановую)
пленку. Для -многослойной изоляции используют мягкую (отожженную)
фольгу из алюминия марки не ниже А1 чистотой 99,5%, толщиной 0,005—
0,02 мм, с качеством обработки поверхности не ниже 12-го класса чистоты.
На полиэтилентерефталатную пленку толщиной 0,005—0,015 мм напыляют
методом испарения в вакууме слой алюминия толщиной 0,01—0,02 мкм.
Наилучшими прокладочными материалами для многослойной изоляции
в настоящее время считаются стекловолокнистые. Стеклянное волокно можно
изготовить диаметром до 0,5 мкмг, оно прочно, не горит и не выделяет боль-
ших количеств газов в вакууме. Стекловолокнистые листовые материалы
изготовляют в виде бумаги или ткани.
Из нетканых стекловолокнистых материалов по типу бумаги для мно-
гослойной изоляции используется стеклохолст марок ЭВТИ-10 и ЭВТИ-15,
изготовляемый из штапельного волокна диаметром 14—16 мкм по МРТУ
6М-864—62. Его толщина соответственно 0,10 и 0,15 мм, масса 20 и 35 г/м2.
Из этого же волокна изготовляется по техническим условиям МРТУ
6-11-23-65 стекловуаль марок ЭВТИ-7 и ЭВТИ-10 (цифра обозначает
массу 1 ж2 в г) Стеклобумага СБР-М изготовляется по ТУ 02—68 из непре-
рывного волокна диаметром 5—7 мкм, толщиной 0,04—0,12 мм и массой
13-38 г/м2.
Алюминированная пленка имеет малый коэффициент теплопроводности,
благодаря чему может применяться без установки прокладок. В этом случае
пленку покрывают слоем алюминия только с одной стороны и поверхность
ее делают рифленой для уменьшения площади контактов между слоями.
Нашла применение текстура, состоящая из чередующихся слоев гладкой
и рифленой алюминированной пленки. В сосудах для жидкого кислорода
27 П/р. В. И. Епифановой	417
изоляцию из пленки применять не рекомендуется, так как она горит и взры-
вается в среде кислорода.
Реальная эффективность многослойной изоляции в значительной сте-
пени зависит от способа монтажа ее на сосуде. Монтажные зазоры, местные
обжатия, нарушения изотермичности отдельных слоев по всей поверхности
и другие недостатки монтажа приводят к увеличению теплового потока через
изоляцию. В результате кажущийся коэффициент теплопроводности много-
слойной изоляции, смонтированной на промышленном изделии, может.воз-
растать до 0,3—0,5 мвт!(м -град). При наилучших способах монтажа он
составляет около 0,1 мвтЦм • град), т. е. в 1,5—2 раза превышает минималь-
ную величину коэффициента теплопроводности, полученную на лаборатор-
ных образцах. Поэтому следует обращать особое внимание на обеспечение
правильного монтажа многослойной изоляции, учитывая, что ее эффектив-
ность зависит прежде всего от качества ее выполнения.
Лучший способ монтажа многослойной изоляции на цилиндрических
поверхностях — спиральная намотка экранов и прокладок между ними одно-
временно с двух рулонов. Существенные трудности возникают при изолиро-
вании эллиптических днищ сосудов для ожиженных газов. По одному из
разработанных способов намотку цилиндрической части выполняют с при-
пусками, достаточными для покрытия поверхности днищ. В припусках выре-
зают клинья таким образом, что оставшийся материал образует секторы,
которыми покрывают днища без просветов и складок. В результате слои изо-
ляции образуют изотермические поверхности, охватывающие полностью как,
цилиндрическую обечайку, так и эллиптические днища сосуда.
Еще труднее изолировать шаровой сосуд. Один из способов состоит
в бинтовании шара достаточно узкой лентой, состоящей из чередующихся
полос фольги и прокладки. Направление бинтования изменяется после каж-
дого витка на небольшой угол, пока изоляция не охватит всю поверхность
шара.
7.	СРАВНИТЕЛЬНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИИ
Анализ преимуществ и недостатков различных типов теплоизоляции
наряду с опытом их применения позволяет дать рекомендации по проекти-'
рованию изоляции различного оборудования в технике низких температур.
В блоках разделения установок для низкотемпературного разделения
газов применяют, как правило, обычную изоляцию. Использование вакуум-
ных типов изоляции здесь затрудняется проводкой через изоляционное про-
странство многочисленных трубопроводов, а также необходимостью частого
доступа к отдельным аппаратам для ремонта. Вакуумная и вакуумно-порош-
ковая изоляция находят здесь применение в отдельных случаях, в частности,
при изоляции отдельных аппаратов, а также в установках для получения
жидкого водорода и гелия. При использовании в этих установках обычной
(насыпной) изоляции производят замену воздуха в изоляционном пространстве
на водород или гелий во избежание конденсации газа на стенках аппаратуры.
В сосудах для хранения и транспортирования ожиженных газо^ приме-
няют различные виды изоляции в зависимости от емкости и назначения
сосудов.
Чем меньше размеры сосуда, тем больше величина поверхности сосуда,
приходящейся на единицу объема. Поэтому при уменьшении емкости сосуда
повышаются требования к качеству изоляции. В настоящее время сосуды
емкостью до 100 л, а иногда и до 1—2 м3 снабжаются вакуумно-многослойной
изоляцией или вакуумно-порошковой с добавкой металлических порошков.
418
В сосудах для жидкого кислорода емкостью более 100—200 л обычно»
используют вакуумно-порошковую изоляцию. Применение многослойной
изоляции становится нецелесообразным, если ширина межстенного простран-
ства в 2—3 раза и более превышает необходимую толщину изоляции ввиду
необходимости размещения ребер жесткости, труб, опор и подвесок. В этом
случае требуемое снижение потерь может быть достигнуто путем засыпки
всего межстенного пространства порошком.
Вакуумно-многослойная изоляция незаменима в тех случаях, когда
требуется наилучшая изоляция с минимальным весом и объемом. Ее целе-
сообразно использовать прежде всего в транспортируемых, а также в ста-
ционарных сосудах малой емкости с большой удельной поверхностью.
В крупных стационарных резервуарах для хранения жидкого кислорода
удобнее более дешевая вакуумно-порошковая изоляция. Выполнение ее
весьма просто и сводится к засыпке порошка, хорошо заполняющего любое
пространство сложной формы. Вакуум, необходимый для этой изоляции,
поддерживать сравнительно легко.
Сосуды для хранения сотен и тысяч тонн жидкого кислорода имеют
обычную изоляцию. Применяя большую толщину изоляции (1 м и более),
здесь удается снизить тепловой поток через единицу поверхности до такой же
величины, как и в небольших сосудах с вакуумной изоляцией. Учитывая,
что удельная поверхность на единицу объема при увеличении объема быстро
уменьшается, можно понять, почему в сосудах такой большой емкости дости-
гают при обычной изоляции потерь жидкого кислорода менее 0,15%, в сутки.
Предельная емкость сосудов с вакуумно-порошковой изоляцией, пол-
ностью изготовляемых на заводах, составляет примерно 200 м3. Сосуд такой
емкости еще может быть перевезен по железной дороге и, следовательно,
изготовлен и смонтирован на заводе. Сосуды емкостью до нескольких тысяч
кубических метров изготовляются непосредственно на месте эксплуатации.
Сосуды для жидкого водорода и гелия выполнялись до недавнего вре-
мени только с вакуумной изоляцией с применением экрана, охлаждаемого
жидким азотом. Применение вакуумно-многослойной изоляции, а также
экрана, охлаждаемого холодным паром, позволяет отказаться от использо-
вания жидкого азота в этих сосудах.
8.	ТЕХНОЛОГИЯ ПОЛУЧЕНИЯ И СОХРАНЕНИЯ ВАКУУМА
В ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫХ УСТРОЙСТВАХ
Основные трудности при практической реализации наиболее эффектив-
ных видов теплоизоляции с использованием вакуума заключаются в полу-
чении требуемого вакуума в изоляционном пространстве и сохранении его
в течение продолжительного времени.
Технология получения и сохранения вакуума в обычных вакуумных
системах, а также применяемое вакуумное оборудование подробно описаны
в ряде монографий и учебных пособий. Поэтому здесь эти вопросы не рас-
сматриваются, а излагаются лишь основные особенности технологии, свя-
занные с созданием изоляционных устройств, включающих применение
вакуума.
Проверка герметичности
Проверка герметичности аппаратуры является одной из основных тех-
нологических операций в вакуумной технике. От надежности проверки за-
висит успех всей дальнейшей работы с вакуумной аппаратурой.
Самый чувствительный метод отыскания течей основан на использовании
масс-спектрометра. Так, например, масс-спектрометрический гелиевый тече-
27*	-	419
искатель ПТИ-6 имеет чувствительность порядка 10"7 см?-мм рт. ст.1сек.
Аппараты с вакуумной изоляцией имеют часто большой объем и соединяются
с откачным агрегатом трубопроводом сравнительно небольшого"диаметра.
Это относится прежде всего к внутренней оболочке, которая обычно сооб-
щается с окружающей средой узкими и длинными трубами с целью умень-
шения притока тепла по ним. В этом случае чувствительность метода зна-
чительно снижается.
Один из способов повышения чувствительности метода, используемый
при проверке герметичности крупных резервуаров, состоит в покрытии со-
суда газонепроницаемым чехлом из полимерной пленки, в котором создается
атмосфера чистого гелия. В результате гелий поступает через течь длитель-
ное время, обеспечивающее ее обнаружение. Однако место течи определить
таким образом невозможно.
Другой способ заключается во временном присоединении к проверяемой
емкости короткого и широкого трубопровода. После окончания проверки
место присоединения трубопровода заглушается и проверяется отдельно,
например, с покрытием этого места чехлом, наполненным гелием.
Изоляционные устройства относятся, как правило, к системам с боль-
шим газовыделением. Это затрудняет проверку герметичности, вынуждая
откачивать большие количества газа даже при отсутствии течей. В отличие
от обычной методики здесь рекомендуется подключать течеискатель не между
механическим и пароструйным насосами, а между пароструйным насосом и
испытываемым объектом. Такой способ позволяет понизить давление на входе
в течеискатель, больше открыть дроссельный вентиль течеискателя, а иногда
и отключить откачной агрегат. В результате повышается чувствительность
способа.
Внутренний сосуд резервуара с вакуумной изоляцией находится обычно
в рабочих условиях под атмосферным или избыточным давлением. В соответ-
ствии с этим он рассчитан в ряде случаев только на избыточное давление,
теряет устойчивость и сминается при создании в нем вакуума. Для проверки
таких сосудов необходимо применять метод заполнения сосуда пробным газом
под избыточным давлением и отыскания течей путем определения содержания
пробного газа в воздухе, т. е. использовать разновидность метода опрессовки.
При наличии на внутреннем сосуде фланцевых соединений с прокладками
(например, люков для ревизии) следует учесть, что в соединении может
в рабочих условиях под избыточным давлением возникать течь, отсутству-
ющая или не обнаруживаемая при проверке герметичности под вакуумом.
В этом случае также нужна проверка под избыточным давлением. Для про-
верки используют специальный щуп, соединенный с вакуумной системой
гелиевого течеискателя.
Используемый в изоляционных устройствах адсорбент затрудняет
проверку герметичности. Его необходимо загружать в последнюю очередь,
перед началом откачки, и исключить, если это возможно, проверку после
его загрузки.
Крупные емкости с вакуумной изоляцией, в которых трудно обеспечить
надежную проверку всех возможных неплотностей течеискателем, проверяют
дополнительно на натекание. При этом между датчиком манометра и прове-
ряемой емкостью устанавливают ловушку, охлаждаемую жидким азотом,
ввиду наличия сравнительно большого газовыделения в емкостях.
Технология вакуумирования
Для получения требуемого вакуума при низкой температуре вакуумно-
порошковую изоляцию достаточно откачать в теплом состоянии до 0,1 —
0,3 мм рт. ст., а вакуумно-многослойную изоляцию — до 1 • 10"3 мм рт. ст.
420
При современном состоянии вакуумной техники получить такой вакуум не-
сложно. Тем не менее вакуумирование изоляции вызывает затруднения и
требует сравнительно большого времени ввиду сильного газовыделения изо-
ляционных материалов и значительного сопротивления, создаваемого ими
потоку откачиваемого газа.
При вакуумировании из теплоизоляционных материалов и полимерных
материалов для опор выделяются пары воды и органических веществ. При
влажности изоляционного порошка в 1% количество выделяющегося при
откачке водяного пара приблизительно равно количеству воздуха, содержа-
щегося в изоляционном пространстве. При этом вода, удерживаемая в порах
материала адсорбционными силами, удаляется при вакуумировании зна-
чительно медленнее, чем воздух. При содержании влаги более 0,5% изоля-
ционный порошок следует просушить в потоке горячего воздуха непосред-
ственно перед загрузкой в изоляционное пространство. Для более полного
и быстрого удаления паров из изоляции и адсорбента резервуар желательно
прогревать при вакуумировании. Небольшие сосуды прогревают при откачке
до 370 °К, в крупных резервуарах большей частью ограничиваются прогре-
вом внутреннего сосуда с помощью горячего воздуха. Для ускорения откачки
следует устанавливать ловушку, охлаждаемую жидким азотом, и служащую
насосом для откачки конденсируемых паров с большой быстротой действия.
В сосудах с вакуумно-порошковой изоляцией для предотвращения
уноса порошка и ускорения скорости откачки устанавливают в изоляционной
полости трубу или систему труб с перфорированной поверхностью, покрытой
фильтрующим материалом.
Первичное вакуумирование резервуаров с вакуумно-порошковой и
вакуумно-многослойной изоляцией емкостью до нескольких десятков куби-
ческих метров продолжается 50—100, а иногда'и 200 ч. Дальнейшее пониже-
ние давления до рабочего (не более 1 • 10“2 мм рт. ст. для вакуумно-порошко-
вой изоляции и не более I-IO'^mm рт. ст. для вакуумно-многослойной
изоляции) происходит после охлаждения сосуда.
Вакуумную полость небольших сосудов в конце откачки перекрывают
путем пережатия вакуумировочной трубки из свинца, меди или алюминия
специальными пуансонами с помощью гидравлического пресса. В крупных
резервуарах вакуумную полость перекрывают вакуумным вентилем, второй
конец которого затем заглушают.
Улучшение и сохранение вакуума с помощью газопоглотителей
Улучшение вакуума, полученного при откачке насосами, и его сохра-
нение может быть достигнуто адсорбцией остаточных газов (адсорбцией
называется поглощение газа путем удерживания его поверхностью твердого
тела). В условиях низкотемпературной теплоизоляции, например в сосудах
для ожиженных газов, используют явление физической адсорбции, вызывае-
мой молекулярными силами притяжения, действующими вблизи поверхности
адсорбента.
Изотермы адсорбции азота различными адсорбентами при 90 0К даны
на рис. 14. Согласно опытным данным силикагель марки КСМ, применяемый
для поглощения остаточных газов в резервуарах с вакуумно-порошковой
изоляцией, имеет сравнительно низкую поглотительную способность в усло-
виях высокого вакуума. Гранулированный силикагель этой марки является
несколько худшим адсорбентом, чем кусковой при давлениях 10"3—
10"1 мм рт. ст. (условия работы вакуумно-порошковой изоляции). Однако
более высокая механическая прочность и сферическая форма зерен гранули-
рованного силикагеля, улучшающие условия загрузки и эксплуатации
421
адсорбента, компенсируют указанный недостаток. Алюмогель А-2 и активный
глинозем, превосходящие силикагель по осушающей способности, заметно
уступают в рассматриваемых условиях силикагелю КСМ.
Высокие адсорбционные свойства имеет активированный уголь марки
СКТ-4. При давлении 1 • 10"5 мм рт. ст. он поглощает приблизительно
в 30 раз больше азота, чем силикагель КСМ. Недостатком угля является воз-
можность взрыва в случае попадания на него жидкого кислорода. Поэтому
в сосудах для жидкого кислорода применение активированного угля недо-
пустимо.
Рис. 14. Изотермы ^адсорбции азота при 90° К и давлениях до 1-10-5 мм рт. ст.:^
1 — шабазит; 2 — цеолит СаА; 3 — уголь СКТ; 4 — кусковой силикагель КСМ; 5 — гранулированный
силикагель КСМ; 6 — активный глинозем
Наибольшей поглотительной способностью при низких давлениях об-
ладает шабазит, представляющий собой минерал класса цеолитов. Кристал-
лическая решетка шабазита содержит нейтральные молекулы воды, удаляе-
мые без разрушения и деформации решетки при нагреве до 620—670 ° К.
В результате получается адсорбент с очень тонкими порами. При давлении
1-10“5 мм рт. ст. шабазит поглощает азота в 35 раз больше, чем уголь
СКТ-4, и в 100 раз больше, чем силикагель КСМ.
В настоящее время промышленностью выпускаются синтетические
цеолиты нескольких марок, из которых наибольшую поглотительную спо-
собность в условиях вакуума имеет цеолит СаА. Как видно из рис. 14, эти
адсорбейпы все же значительно уступают по эффективности при высоком
вакууме естественным цеолитам. При давлениях 10"1—10“3 мм рт. ст.
синтетический цеолит поглощает примерно столько же азота, как и уголь
СКТ-4, а при более низких давлениях заметно уступает последнему. Недо-
статком цеолитов является необходимость регенерации при 670 °К. Цеолиты—
неорганические вещества, поэтому их можно применять в сосудах для жид-
кого кислорода.
В сосудах для других ожиженных газов предпочитают применять акти-
вированный уголь, а в резервуарах для жидкого кислорода с вакуумно-
422
порошковой изоляцией — силикагель благодаря низкой температуре реге-
нерации.
Выделяющиеся из теплоизоляционных материалов газы содержат до-
вольно большое количество водорода. Этот газ поглощается адсорбентами
при температурах жидкого кислорода и азота в сотни и тысячи раз хуже, чем
азот и кислород. Поэтому во многих случаях ухудшение вакуума в изоляцион-
ной полости сосудов для жидкого кислорода и азота происходит в результате
накопления водорода. Это приводит к возрастанию потерь от испареция в со-
судах после непродолжительной эксплуатации, несмотря на герметичность
стенок сосуда.
^Для поглощения водорода в изоляционную полость помещают спе-
циальные поглотители, из которых наиболее эффективен палладий. Метал-
лический палладий хорошо поглощает водород при температуре жидкого
азота, а в виде окисла — при температурах выше 273 ° К. Палладий является
сравнительно дорогим и недостаточно доступным металлом. Поэтому целе-
сообразно применение более дешевых и доступных поглотителей, несколько
уступающих ему по поглотительной способности. К ним относятся окислы
серебра и меди. Эти поглотители, как и палладий, поглощают более 10 см3
(при 273 °К и 760 мм рт. ст.) водорода на 1 г металла при давлении 1 X
X 10”4 мм рт. ст. Для облегчения и ускорения поглощения водорода погло-
титель должен иметь развитую поверхность. С этой целью его применяют
в виде мелкодисперсного порошка или наносят на адсорбент.
ГЛАВА XIII
ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ, ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ
И ГАЗИФИКАЦИИ ЖИДКИХ КИСЛОРОДА И АЗОТА
1. ОСНОВЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ РЕЗЕРВУАРОВ
ДЛЯ ЖИДКОГО КИСЛОРОДА И АЗОТА
Основные элементы конструкции и схема резервуаров
При выборе материалов для изготовления резервуаров необходимо учи-
тывать механические свойства материалов (особенно при низких температу-
рах продуктов), их теплопроводность, степень черноты поверхности, сва-
риваемость и спаиваемость. Внутренний сосуд резервуаров изготовляют из
металлов, сохраняющих достаточную ударную вязкость при низких темпе-
ратурах — большей частью из меди и алюминия и их сплавов, а также из
легированных никелем сталей. В сосудах Дьюара с вакуумной изоляцией
применяют обычно медь, имеющую весьма малую степень черноты. К достоин-
ствам меди относятся, кроме того, легкость придания ей требуемой формы
и простота создания герметичных соединений пайкой.
Алюминий имеет высокую отражательную способность. Однако его
степень черноты на воздухе сравнительно быстро возрастает в 2—3 раза
вследствие образования окисной пленки. Сплавы алюминия применяют для
изготовления резервуаров с вакуумно-порошковой изоляцией. Широко ис-
пользуют сплав АМц, дающий вакуумно-плотные швы при электросварке
с защитной атмосферой из аргона или под слоем флюса. Освоено также изго-
товление сосудов из сплава АМг5, обладающего более высокой прочностью.
Аустенитные стали с содержанием 18% Сг и 9% Ni, в частности.сталь
марки Х18Н9Т, широко применяют для изготовления внутреннего сосуда
резервуаров. Эти стали характеризуются высокой прочностью, хорошей
свариваемостью и низкой теплопроводностью. Для изготовления подвесок
в резервуарах применяется сталь марки 000X21Н16АГ8.
Наружный кожух резервуаров можно делать, помимо указанных выше
металлов, и из обычной углеродистой стали. Наиболее пригодна для этой
цели сталь марки 20. Сталь Ст.З не всегда обеспечивает вакуумную плот-
ность кожуха из-за своей неоднородной структуры и большого количества
шлаковых включений.
Трубопроводы, пересекающие межстенное пространство и сообщающие
внутренний сосуд с окружающей средой, выполняют, с целью уменьшения
притока тепла к жидкости, из материала с низкой теплопроводностью,
например из стали Х18Н9Т, никелевых или титановых сплавов. Поэтому
важную проблему при изготовлении резервуаров для ожиженных газов пред-
ставляет создание вакуумно-плотного соединения алюминия и его сплавов,
применяемых для изготовления сосудов, с другими металлами, используе-
мыми для трубопроводов.
424
Прочно-плотное соединение алюминия (или алюминиевого сплава)
с нержавеющей сталью (или медью) большей частью осуществляют одним из
двух способов. По первому способу на алюминий наносят слой меди гальва-
ническим методом или плакированием, после чего спаивают с нержавеющей
сталью (медью) мягким или твердым припоем. По второму способу деталь
из нержавеющей стали покрывают слоем алюминия одним из методов алити-
рования, например, погружением: в ванну с расплавленным алюминием.
Затем алитированную деталь сваривают с алюминиевой. Коэффициент тер-
мического расширения алюминия сравнительно высок, поэтому во всех слу-
чаях алюминиевая деталь должна быть охватывающей, чтобы при охлажде-
нии в соединении возникали только напряжения сжатия.
Трубопроводы выполняют, как правило, длинными с применением
петлевых компенсаторов. Это позволяет исключить возникновение больших
напряжений при заливке жидкости или в случае небольших смещений вну-
треннего сосуда относительно кожуха, снижая одновременно приток тепла
по трубам. Короткие трубы большого диаметра соединяют с кожухом с по-
мощью тонкостенных сильфонов.
Внутренний сосуд крепят в кожухе с помощью подвесок и опор. К выбору
конструкции и материалов опор и подвесок необходимо внимательное отно-
шение, так как приток тепла по этим элементам часто достигает 50 и более
процентов от общего притока тепла к жидкому кислороду. Наилучшими
в данном случае будут материалы с максимальным отношением k = а/Л,
где о — допускаемое напряжение и к — коэффициент теплопроводности.
Если принять величину k для стали Х18Н9Т за единицу, обозначив
ее £0, то для других конструктивных металлов k' = klkQ будет меньше еди-
ницы. Так, например, у латуни Л62 и алюминиевого сплава АМц величина k'
близка к 0,05. Некоторые неметаллические материалы имеют довольно высо-
кие значения kr. Эта величина равна 2,5 у фторопласта-4, близка к пяти
у текстолита и достигает 15—20 для стекловолокнистого материала АГ-4С
и капрона.
Преимущество подвесок перед опорами состоит в возможности значи-
тельного увеличения длины «теплового мостика». В качестве подвесок боль-
шей частью применяют стержни или цепи из стали Х18Н9Т. Цепные подвески
целесообразно применять в транспортных резервуарах с большими инерцион-
ными нагрузками. Цепи, рассчитанные на максимальную нагрузку, значи-
тельную часть времени работают при малых усилиях растяжения, когда
термическое сопротивление контактов между звеньями цепи достаточно
велико для существенного снижения теплового потока по цепи по сравнению
с равнопрочным стержнем. Подвески выполняют возможно большей длины,
располагая их под малым углом к поверхности оболочек.
Опоры изготовляют обычно из неметаллических материалов, например,
текстолита или стекловолокнистых пластиков. Перспективный материал
для этой цели — стекловолокнистый пластик СВАМ, обладающий высокой
прочностью и малой теплопроводностью. Опоры могут передавать нагрузку
от веса жидкости непосредственно на фундамент. Это особенно удобно для
стационарных сосудов, позволяя значительно разгрузить кожух. Недостатки
опор — меньшее термическое сопротивление, чем достигаемое с подвесками,
и большее газовыделение в вакууме материалов, используемых для опор.
Некоторые элементы в резервуарах с вакуумно-порошковой изоляцией
крепят с помощью разъемных соединений. Уплотняющим материалом в со-
единениях на кожухе обычно служит резина. Резервуары эксплуатируются
большей частью на открытом воздухе, где возможны довольно низкие тем-
пературы окружающей среды. В этих условиях применяют морозостойкую
резину 14К-10 (МРТУ 38-5-11-66—64), которая выдерживает понижение
425
температуры до 208° К без потери своих уплотняющих свойств. Уплотнитель-
ные прокладки фланцевых соединений внутреннего сосуда, работающего
при температуре 90° К, выполняются из алюминия или меди. В этом случае
прокладка заменяется новой после каждого демонтажа соединения. Хоро-
шим прокладочным материалом для фланцевых соединений, работающих при
низких температурах, является индий.
Заполнение резервуара жидкостью производится обычно при помощи
трубы, входящей во внутренний сосуд сверху и достигающей нижней части
сосуда. Существуют три способа слива жидкости: самотек, передавливание,
подача насосом. Первый способ обычно применяют лишь в сосудах малой
емкости. В некоторых случаях и крупные резервуары имеют трубу для ава-
рийного слива самотеком. При сливе жидкости передавливанием резервуары
снабжают вспомогательным устройством для подъема давления. Устройство
представляет собой испаритель в виде змеевика или оребренной трубы, в ко-
торый жидкость может подаваться самотеком через специальный вентиль.
Образовавшийся при испарении жидкости газ подается в газовое простран-
ство резервуара, вследствие чего давление над жидкостью возрастает. Во
время слива жидкости вентиль подъема давления держат слегка приоткрытым
для поддержания требуемого давления. В некоторых случаях передавлива-
ние жидкого кислорода осуществляют при помощи вспомогательного газа,
например, азота или гелия. Применение азота экономичнее, но он раство-
ряется в кислороде и таким образом загрязняет его.
Слив жидкости с помощью насоса—наиболее эффективный способ, позво-
ляющий быстро опорожнить резервуар и подать жидкость под необходимым
давлением; обычно применяют центробежные насосы.
Все трубы, соединенные с жидкостным пространством резервуара,
выполнены таким образом, что при отсутствии потока образующийся при
испарении жидкости газ вытесняет ее в сосуд и теплый наружный конец
трубы содержит только газ. В крупных резервуарах предпочитают все трубы
выводить через верх сосуда во избежание необходимости опорожнения резер-
вуара при появлении течи в какой-либо линии.
К газовому пространству внутреннего сосуда присоединяется труба
с предохранительным клапаном, защищающим сосуд от возрастания давле-
ния выше допустимого.. Параллельно с предохранительным клапаном уста-
навливают обычно разрывную мембрану. Наружный кожух также снаб-
жается предохранительной мембраной на случай образования избыточного
давления в изоляционном пространстве в результате попадания в него жид-
кого кислорода при появлении течи.
Вентили на жидкостных трубах имеют обычную для таких условий кон-
струкцию с удлиненным штоком из металла с малой теплопроводностью.
Резервуары снабжают, как правило, указателем уровня жидкости. Чаще
всего применяют указатели, основанные на измерении разности давлений
между низом и верхом резервуара с помощью жидкостного или мембранного
дифференциального манометра.	>
Типичная схема резервуара для жидкого кислорода изображена на
рис. 1. Внутренний сосуд 1 и кожух 2 имеют обычно цилиндрическую форму
с эллиптическими днищами. Межстенное пространство шириной от 100 до
500 мм большей частью заполняется аэрогелем или перлитом и вакууми-
руется через вентиль 3. Давление в изоляции контролируют термопарным
манометром, датчик которого может отключаться вентилем 5. Кожух снабжен
предохранительной мембраной 6.
Резервуар заполняется жидкостью и опорожняется через трубу, выходя-
щую через верх сосуда и снабженную на конце вентилем 7 и гайкой Ротта 8
для присоединения гибкого шланга. Пары, образующиеся при заполнении
426
сосуда жидкостью, а также вследствие теплопритока через изоляцию, отво-
дятся в атмосферу через вентиль 9. После перелива жидкости и отключения
сосуда вентилем 7 давление в шланге может быстро увеличиться вследствие
испарения оставшейся в шланге жидкости. Для предотвращения этого явле-
Рис. 1. Схема резервуара для жидкого кислорода:
1 — внутренний сосуд; 2 — кожух; 3; 5 — вентили; 4 — датчик вакуумметра; 6 — предохранительная
мембрана кожуха; 7 — вентиль наполнения и слива; 8 — гайка Ротта; 9 — вентиль сброса газа; 10 —
вентиль сброса газа из шланга; 11 — предохранительная мембрана шланга; 12 — предохранительный
клапан сосуда; 13 — предохранительная мембрана сосуда; 14 — испаритель; 15 — вентиль подъема
давления; 16 — указатель уровня жидкости; /7; 18 и 19 — вентили указателя уровня; 20 —^манометр
ния резервуар снабжается вентилем 10 для сброса газа из шланга. Кроме
того, шланг защищается от разрыва в случае возрастания давления выше
допустимого предохранительным клапаном 12 и разрывной мембраной 13.
Подъем давления в сосуде для слива из него жидкого кислорода произ-
водят, подавая жидкость под действием статического столба в испаритель 14
через вентиль 15.
Эффективность хранения жидкости в резервуарах
в зависимости от их размеров и конструкции
Приток тепла к жидкости через изоляцию сосуда тем ниже, чем меньше
поверхность сосуда. С этой точки зрения наиболее выгодна шаровая форма
(наибольшее отношение объема к поверхности). Такую форму имеют обычно
сосуды Дьюара небольшой емкости. Резервуары емкостью в несколько куби-
ческих метров ранее также выполняли шаровыми. В настоящее время резер-
вуары емкостью более 100 л изготовляют, как правило, в виде цилиндра
с эллиптическими днищами.
Удельная поверхность цилиндра с длиной, равной диаметру, лишь на
10% больше, чем у шара такого же объема. Увеличивая длину резервуара
при заданном диаметре, мы практически не изменяем удельной поверхности,
а следовательно, и удельных потерь жидкости от испарения. При фиксирован-
ном диаметре кожуха минимальное значение потерь достигается, когда тол-
щина изоляции равна 40% величины радиуса внутреннего сосуда. Для шаро-
вой емкости оптимальная толщина изоляции составляет 33% радиуса сосуда.
На практике толщину слоя изоляции делают значительно меньше оптималь-
ной. Фактическое отношение толщины изоляции к диаметру возрастает
с уменьшением емкости сосуда и при емкости 200 л приближается к теоре-
тически найденной величине.
427
В случае вакуумной изоляции, где увеличение ширины изоляционного
пространства не дает уменьшения переноса тепла, уменьшение удельных
потерь от испарения, связанное с увеличением объема сосуда, не очень велико.
При вакуумно-порошковой изоляции увеличение объема сосуда и пропор-
циональное увеличение толщины изоляции
приводит к резкому снижению
удельных потерь. Зависи-
мость удельных потерь от
объема сосуда приведена на
рис. 2.
В действительности по-
тери от испарения из-за при-
токов тепла через изоляцию
являются сложной функцией
габаритов и конструкции ре-
зервуара. С увеличением ем-
кости сосуда толщина изоля-
ции обычно возрастает мед-
леннее, чем его диаметр.
Объем сосуда сначала увели-
чивают путем пропорцио-
нального увеличения диа-
метра и длины, а при дости-
жении диаметра» предельно
допускаемого железнодорож-
ными габаритами, — толь-
ко посредством увеличения
Объем резервуара, произвольные единицы
Рис. 2. Удельные потери от испарения в зависимости
от емкости резервуара:
/ — резервуары с фиксированным диаметром и различной
длиной; 2 — резервуары с постоянной толщиной изоляции
и геометрически подобными внутренними сосудами (вакуум-
ная изоляция); 3 — геометрически подобны^ резервуары
(вакуумно-порошковая изоляция)
длины.
Рис. 3. Зависимость потерь от испарения в резервуарах для ожиженных газов от емкости ре-
зервуаров:
для кислорода и азота: 1 — высоковакуумная изоляция; 2 — вакуумированные перлит и аэрогель;
____вакуумированный перлит в резервуарах с усовершенствованными подвесками; 4 — вакуумирован-
ная смесь аэрогеля с металлическим порошком; 5 — вакуумно-многослойная изоляция; для водорода:
6 — вакуумированный перлит; 7 — вакуумно-многослойная изоляция
428
т
Емкость резервуара
Рис. 4. Зависимость массы резервуаров для
жидкого кислорода и азота от их емкости:
1 — сосуды с вакуумной изоляцией; 2 — стацио-
нарные резервуары с вакуумно-порошковой изо-
ляцией; 3 — транспортные резервуары с вакуум-
но-порошковой изоляцией
Потери жидкости от испарения зависят в значительной мере и от притока
тепла по опорам, подвескам и трубам, Доля этого притока в общем притоке
тепла к жидкости зависит от емкости сосуда и его конструкции. Зависимости
потерь ожиженных газов в выпускаемых промышленностью сосудах с ваку-
умными видами изоляции от емкости сосудов представлены на рис. 3, откуда
видно, что увеличение емкости сосуда с вакуумной изоляцией с 10 до 100 л,
т. е. в 10 раз, приводит к уменьшению удельных потерь от испарения лишь
на х/3 *. При увеличении емкости сосуда с вакуумно-порошковой изоляцией
с 1 до 100 м3 потери снижаются приблизительно в 10 раз. Кривая 3 характе-
ризует потери в резервуарах с наи-
более совершенной системой крепле-
ния внутреннего сосуда в кожухе
на подвесках.
Отношение потерь от испарения
в резервуарах с вакуумно-порошко-
вой изоляцией из аэрогеля или пер-
лита к потерям при многослойной
изоляции мало зависит от емкости
резервуара и составляет приблизи-
тельно 2,5, т. е. почти в 10 раз мень-
ше отношения значений коэффициен-
тов теплопроводности изоляции. Мо-
жно указать на три причины такого
расхождения: 1) коэффициент тепло-
проводности смонтированной на со-
суде многослойной изоляции в 1,5—2
и более раз превышает лаборатор-
ный коэффициент теплопроводности;
2) толщину многослойной изоляции
делают обычно в несколько раз мень-
ше по сравнению с порошковой изо-
ляцией; 3) значительную долю общего
теплопритока составляет приток по
«тепловым мостам».
Таким образом, удельные потери жидкости от испарения при одном
и том же типе изоляции изменяются в широких пределах в зависимости от
размеров и конструкции резервуаров. Поэтому нельзя оценивать, как это
иногда делают, качество изоляции непосредственно на основании данных
по потерям. Следует всегда учитывать емкость резервуара и конструкцию
тепловых мостов.
Важной характеристикой резервуара для жидкого кислорода является
удельная масса резервуара, т. е. масса, приходящаяся на единицу полезной
емкости.
Зависимость между массой резервуаров, выпускаемых промышлен-
ностью, и их емкостью приведена на рис. 4. Относительная масса при увели-
чении емкости постепенно снижается с 0,8 кг!л для сосудов Дьюара на 5—
10 л жидкости до 0,5 кг!л для резервуаров емкостью 50—100 м3. Относитель-
ная масса транспортных резервуаров приблизительно в 1,5 раза больше, чем
стационарных, благодаря более мощным креплениям, воспринимающим
инерционные нагрузки.
* Здесь и далее величина потерь от испарения дана при атмосферном давлении и темпера-
туре окружающей среды 293° К,
429
Способы хранения ожиженных газов без потерь
В ряде случаев желательно длительное хранение жидкого кислорода
и других ожиженных газов без потерь. Испарение приводит не только к по-
терям жидкости, но и к накоплению в емкости тяжелолетучих примесей,
часто нежелательных.
Известны два способа хранения ожиженных газов без потерь — обрат-
ная конденсация испарившейся жидкости и поддержание в жидкости тем-
пературы, равной точке кипения или ниже ее (криостатирование).
Обратная конденсация осуществляется путем создания вспомогатель-
ного холодильного цикла, в котором рабочим веществом служит газ, обра-
зующийся при испарении хранящейся жидкости, или вспомогательный
газ с более низкой температурой кипения. Второй вариант более удобен,
так как в этом случае хранящаяся жидкость защищена от дополнительного
загрязнения. Некоторым недостатком является наличие вспомогательного
газа. Конденсацию образующегося при хранении пара осуществляют обычно
непосредственно в емкости, помещая змеевик, через который циркулирует
холодильный агент, в паровом пространстве над зеркалом жидкости.
Криостатирование может осуществляться путем помещения змеевика
с циркулирующим холодильным агентом в жидкостное пространство. Дру-
гой способ криостатирования состоит в охлаждении стенок емкости с ожижен-
ным газом до температуры ниже точки кипения. Таким путем хранят, напри-
мер, жидкий фтор.
2. СТАЦИОНАРНЫЕ РЕЗЕРВУАРЫ ДЛЯ ЖИДКОГО КИСЛОРОДА
И АЗОТА
Стационарные емкости для жидкого кислорода служат для хранения
жидкости, сливаемой из воздухоразделительных установок, и для отпуска
ее в транспортные емкости потребителей.
Сосуды, предназначенные для хранения жидкого кислорода, исполь-
зуются также для хранения жидких азота и аргона. При этом удельные по-
тери жидкого азота от испарения в процентах от емкости увеличиваются
в 1,6 раза, так как азот имеет меньшие теплоту парообразования и плот-
ность и более низкую температуру кипения. Потери аргона приблизительно
такие же, как и кислорода. Фактически аргон хранят без потерь с примене-
нием обратной конденсации.
Резервуары с обычной изоляцией
Выпускавшиеся ранее стационарные резервуары емкостью от 1200 до
7500 л имели шаровую форму и обычную изоляцию из магнезии. Значитель-
ное количество таких емкостей все еще находится в эксплуатации. На кисло-
родных заводах используются также стационарные цистерны для жидкого
кислорода емкостью 6,0; 13,5; 50; 75 и 2X75 т, имеющие обычную (насып-
ную) изоляцию.
В резервуарах емкостью до 100—200 ;и3 большей частью используют
вакуумно-порошковую изоляцию, тогда как резервуары большей емкости
выполняют с обычной изоляцией. В последнем случае важное значение имеет
защита изоляции от увлажнения. Существуют несколько способов защиты:
1)	устройство вентиляционной трубы с осушительным патроном, запол-
ненным алюмогелем или силикагелем;
2)	подача в изоляционное пространство сухого газа под небольшим избы-
точным давлением;
3)	создание парового барьера на теплой стороне слоя изоляции.
430
В США крупные хранилища изготовляют обычно в виде вертикального
цилиндра с плоским днищем, опирающимся на изолирующий фундамент
из пеностекла. Остальную поверхность изолируют порошком (в частности,
вспученным перлитовым песком) или шлаковой ватой. При эксплуатации
таких резервуаров необходимо принимать меры против промерзания грунта
под ними. Для этого применяют открытое вентилируемое пространство или
нагревательные устройства под резервуаром. Влага не допускается в изоля-
цию путем поддержания в изоляционном про-
странстве небольшого избыточного давления
сухим азотом, выходящим из воздухораз-
делительной установки. Большие размеры
сосуда позволяют увеличить толщину слоя
изоляции до 1 м и более. В результате по-
тери от испарения в процентах от емкости
становятся даже меньшими, чем в сосудах
е вакуумно-порошковой изоляцией. Напри-
мер, в резервуаре емкостью 935 т потери
кислорода от испарения составляют 0,15%
в сутки, а при емкости 2800 т снижаются
до 0,12% в сутки.
Хранение жидкого азота в сосудах
с обычной (насыпной) изоляцией предста-
вляет трудности из-за конденсации воздуха
на внутренней стенке. Это приводит к зна-
чительному увеличению потерь от испаре-
ния. Один из способов устранения указан-
ного явления заключается в поддержании
Рис. 5. Устройство резервуара для
жидкого азота, предотвращающее
накопление кислорода в жидкой
фазе:
2—чистая жидкость из колонны; 2,—
испарившаяся жидкость; 3 — чистая
жидкость для выдачи
избыточного давления в слое изоляции путем подачи в межстенное простран-
ство части испаряющегося азота. Второй способ состоит в хранении жидкого
азота под давлением выше 0,17 Мн/м2, при котором температура кипения
азота становится выше точки росы атмосферного воздуха.
Последний способ имеет при соответствующей конструкции дополнитель-
ное преимущество. Дело в том, что постепенное испарение жидкого азота
из резервуара приводит обычно к накоплению кислорода в жидкой фазе.
Этот нежелательный эффект устраняется устройством, показанным на рис. 5.
Испарившийся азот конденсируется на наружной поверхности змеевика,
расположенного в паровом пространстве, вследствие испарения пропускае-
мого через змеевик эквивалентного количества жидкости, дросселированной
до атмосферного давления. Таким образом потери от испарения происходят
полностью в относительно богатой кислородом фазе, что сохраняет чистоту
жидкого азота.
Резервуары с вакуумно-порошковой изоляцией
Максимальная емкость стационарных резервуаров с вакуумно-цорошко-
вой изоляцией, изготовляемых в заводских условиях, определяется из усло-
вий возможности перевозки их по железной дороге и составляет в настоящее
время около 230 ж3. Цистерны'для жидких кислорода, азота и окиси угле-
рода емкостью 190 м3 имеют следующие размеры: диаметр 3,66 м, длина
более 24 м, масса цистерны 55 т.
Поперечный разрез одного из крупных резервуаров емкостью 98 м3
дан на рис. 6. Внутренний сосуд и трубы выполнены из нержавеющей стали
типа Х18Н9Т, а наружный кожух — из углеродистой стали. Резервуар
имеет вакуумно-порошковую изоляцию из перлита с размером зерен менее
431
0,18 мм. Толщина слоя изоляции в цилиндрической части 215, на заднем
днище — 147 и на переднем — 915 мм. Внутренний сосуд подвешивается
в кожухе с помощью четырех стержней из нержавеющей стали (на рисунке
19360
18300
Рис. 6. Стационарный резервуар емкостью 90 м3 жидкого кислорода
с вакуумно-порошковой изоляцией:
1 — внутренний сосуд; 2 — кожух; 3 — опора; 4 — наружное опорное кольцо;
5 — внутреннее опорное кольцо
не показаны) диаметром 70 мм и длиной около 1270 мм. Внутренний сосуд
и кожух в местах крепления стержней имеют упрочняющие бандажи. Тру-
бопроводы включают трубу для слива жидкости диаметром 150 мм, трубу
Рис. 7. Резервуар емкостью 500 л для
хранения биологических материалов
в жидком азоте:
наполнения диаметром 100 мм и трубу
для выхода газа диаметром 75 мм. Из-
менения размеров при охлаждении ком-
пенсируются сильфонами из нержавею-
щей стали на каждой трубе.
Расчет дает следующие
величины притока тепла к
жидкости в вт:
через изоляцию при
0,025 мм рт. ст. . . .	337
по трубам ...	13
» подвескам.............. 27
общий приток................. 377
расчетные потери от ис-
парения ..............0,14%	9 сутки
1, 2 — крышка; 3— указатель максимального
уровня жидкости; 4—коллектор для вакууми-
рования; 5 — стеллаж для контейнеров с био-
продуктом; 6—опорная обечайка; 7—адсорб-
ционный карман; 8 — штуцер для засыпки
адсорбента; 9 — предохранительная мембрана;
10 — внутренний сосуд; 11 — кожух; 12 —
упоры
Фактические потери близки к рас-
четным и составляют для резервуара
емкостью 125 т (106 л*3) 0,16% в сутки.
Масса резервуара без кислорода
составляет примерно 46 т. Монтиру-
ется резервуар на специальном бетон-
ном фундаменте. Аналогичные резер-
вуары изготовляются емкостью при-
мерно 50 м3 (масса пустого сосуда около
25 т).
Стационарные резервуары емкостью
от 3 до 50 м3 изготовляются в виде ци-
линдров, устанавливаемых в горизон-
тальном или вертикальном положе-
нии. В первом случае они монтируются обычно на двух полозьях, во вто-
ром — на трех опорах. Резервуары с вакуумно-порошковой изоляцией из
перлита имеют потери кислорода от испарения 0,46% в сутки при емкости
3 м3 и 0,13% в сутки при емкости 50 лЛ
432
Для хранения биопродуктов в жидком азоте выпускают резервуары
специальной конструкции емкостью 400—600 л. Резервуар КВ6201 (рис. 7)
изолирован смесью аэрогеля с бронзовой пудрой БПИ. Внутренний сосуд из
стали Х18Н9Т подвешен в стальном кожухе на тонкостенной горловине диа-
метром 800 жж с толщиной стенки 0,3 жж. Для снятия с горловины перегру-
зок, возникающих при транспортировке порожнего хранилища, внутренний
сосуд снабжен тремя упорами 12 из стекловолокнита АГ-4С. Резервуар за-
крывается составной крышкой 1 и 2 из пенопласта. Контейнеры с биопродук-
том размещены на стеллаже 5.
Техническая характеристика резервуара КВ6201
Гидравлическая емкость (до нижней плоскости крышек) вл ............535
Количество жидкого азота, заливаемого при отсутствии контейнеров
с биопродуктом вл .................................................500
Потери жидкого азота от испарения за сутки вл ..................... 11
Максимально допустимый объем, занимаемый контейнерами для био-
продуктов, вл......................................................200
Размеры внутреннего сосуда в мм:
рабочая высота.................................................500
диаметр ................................................... .	. 1000
Размеры резервуара в мм:
высота........................................................... .	1200
наружный диаметр............................................ ...	1260
Масса порожнего резервуара в кг....................................535
Относительно высокая величина потерь от испарения в резервуаре этого
типа объясняется большим притоком тепла по широкой горловцне.
Резервуары с вакуумно-многослойной изоляцией
Резервуары с этой изоляцией аналогичны по конструкции резервуарам
с вакуумно-порошковой изоляцией и имеют обычно небольшую емкость. При-
мером может служить резервуар LS-1900 фирмы «Юнион Карбайд» (США),
вмещающий 2160 кг жидкого кислорода. Горизонтальный цилиндрический
сосуд из алюминия помещен в кожух из углеродистой стали, который опи-
рается четырьмя амортизирующими опорами на стальную раму с двумя по-
лозьями. Габаритные размеры резервуара: длина 2,54 ж, ширина 1,37 ж,
высота 1,60 ж; масса без жидкости 890 кг. Потери кислорода от испарения
составляют 7,2 ж3, или 0,45% в сутки.
Резервуар LS-600 той же фирмы вмещает 675 кг кислорода и имеет
аналогичную конструкцию. Его характеристика: длина 2,21 ж, ширина
0,915 ж, "высота 1,22 ж, масса без жидкости 345 кг, потери кислорода от испа-
рения 0,7% в сутки.
Резервуары для хранения биологических материалов в жидком азоте
имеют такое же устройство, как и резервуар КВ6201 (рис.7), отличаясь
меньшими габаритами и массой. Резервуар RCB400T фирмы Эр Ликид
(Франция) имеет емкость 420 л и потери жидкого азота от испарения 9 л
или 2,2% в сутки при ширине изоляционного пространства 50 жж и горловине
диаметром 800 жж. Масса пустого резервуара 225 кг.
3. ТРАНСПОРТНЫЕ РЕЗЕРВУАРЫ ДЛЯ ЖИДКОГО КИСЛОРОДА
И АЗОТА
Транспортные резервуары предназначены для перевозки жидкостей
к месту потребления. В зависимости от рода применяемых транспортных
средств различают железнодорожные, автомобильные и самолетные резер-
вуары. Все эти емкости представляют собой горизонтальные цилиндрические
28 П/р. В. И. Епифановой	433
сосуды с вакуумно-порошковой или вакуумно-многослойной изоляцией.
Для транспортирования и хранения небольших количеств жидкости приме-
няют сосуды Дьюара.
Железнодорожные цистерны
Железнодорожные цистерны для жидкого кислорода впервые появились
в годы Отечественной войны. Первые изготовленные в СССР цистерны имели
емкость немногим более 11 м3. Внутренний сосуд такой цистерны был выпол-
нен из латуни и представлял собой цилиндр с полусферическими днищами.
Кожух был изготовлен из углеродистой стали. Цистерну изолировали слоем
углекислой магнезии толщиной 350 мм. Потери кислорода от испарения сос-
тавляли около 3% в сутки.
Современные железнодорожные цистерны имеют обычно емкость от
30 до 60 м3 и снабжены вакуумно-порошковой изоляцией. Конструкция
Рис. 8. Железнодорожная цистерна емкостью 37,8 м3 жидкого
кислорода с вакуумно-порошковой изоляцией:
1 — кожух; 2 — внутренний сосуд; 3 — подвески; 4 — слив жид-
кости; 5 — вентиль слива
одной из цистерн изображена на рис. 8. Внутренний сосуд подвешивается
на стержнях из нержавеющей стали. Пружинящие устройства на продольных
стержнях компенсируют расширение и сжатие жидкостного контейнера при
его нагреве и охлаждении.
Продольные удары, которым могут' подвергаться железнодорожные
вагоны, передаются от кожуха цистерны на платформу при помощи специ-
альной плиты. Продольные стержни сделаны длинными и тонкими для сни-
жения притока тепла по ним. Точки 'крепления стержней к внутреннему со-
суду расположены симметрично во избежание эксцентричных нагрузок.
Предусмотрено несколько точек крепления, что позволяет сделать внутрен-
ний сосуд относительно тонкостенным и выполнить его из недорогих сплавов.
Цистерна выдерживает максимальную нагрузку до 6 G, где G—вес цистерны
с жидкостью.
Описанная цистерна имеет емкость 37,8 м3 и следующие габариты:
наружный диаметр 2,76 м, длина 11,9 м, высота от верхней точки цистерны
до пола платформы 3,04 м. Масса цистерны составляет 20,4 т, а цистерны
вместе с платформой — 52 т. Скорость испарения жидкого кислорода при
давлении в изоляционном пространстве 0,2 мм рт. ст. составляет 0,3%
в сутки.
434
Автомобильные и самолетные резервуары
Современные автомобильные (грунтовые) резервуары для жидкого-
цислорода представляют собой, как правило, горизонтальные цилиндри-
ческие сосуды с вакуумно-порошковой или вакуумно-многослойной изоля-
цией. Для расчета систем подвесок и опор принимают обычно следующие
величины инерционных нагрузок: вертикальные вниз 2G, вертикальные
вверх и продольные (осевые) 1 G, боковые 0,5 G, где G — вес цистерны с жид-
костью.
В зависимости от типа и емкости резервуар может быть установлен
в кузове грузового автомобиля, смонтирован на его шасси или полуприцепе.
При монтаже резервуара на шасси автомобиля здесь же часто устанавливают
жидкостный насос, приводимый в движение от двигателя автомобиля.
Рис. 9. Автомобильная цистерна-полуприцеп емкостью 9 м3 жидкого кислорода с вакуумно-
порошковой изоляцией:
1 — отсек для арматуры; 2 — сосуд; 3 — цапфа; 4 — приспособление для стоянки; 5 — центр тяжести;.
6 — подъемное кольцо; 7 — крюк прицепа
Полуприцеп используется для перевозки максимально возможного коли-
чества жидкости. В этом случае насос помещают обычно в пункте слива жид-
кости и приводится он в движение электродвигателем. Максимальная
емкость резервуара достигает в первом случае 8, а во втором—20 т жидкого
кислорода.
Конструкция полуприцепа видна из рис. 9, на котором изображен резер-
вуар емкостью 9 т жидкого кислорода. Объем внутреннего сосуда резервуара
равен 9100 л. Масса резервуара 8,1 /п, ас полуприцепом 15,6 т. Основные
размеры даны на чертеже. Кожух имеет центральный люк, обеспечивающий
доступ внутрь для ревизии и ремонта, а также два отверстия для наполнения
межстенного пространства перлитом. При вакууме 0,01 мм рт. ст. потери
от испарения не превышают 0,5% в сутки. Из резервуара можно сливать
жидкость со скоростью до 360 л!мин.
Транспортный резервуар ТРЖК-3 для жидкого кислорода (рис. 10)
устанавливается в кузове автомобиля. Внутренний сосуд в виде цилиндра
со сферическими днищами имеет емкость 7,3 м3 и выполнен из стали Х18Н9Т
толщиной 3 мм. Кожух толщиной 8 мм изготовлен из алюминиевого сплава
АМг-6. Изоляцйонное пространство шириной 147 мм заполняется аэрогелем
или перлитом. При заполнении аэрогелем потери жидкого кислорода от
испарения составляют 0,5% в сутки.
Резервуар рассчитан на рабочее давление 0,25 Мн/м2, масса резервуара
3150 кг, габариты 5000x2000x1950 мм.
23*	435
Транспортный резервуар ТРЖК-5 на 6000 кг жидкого кислорода пред-
назначен для использования в автомобильных газификационных установках
АГУ-4 и АГУ-6. Резервуар представляет собой горизонтальный цилиндри-
ческий сосуд с эллиптическими днищами. Внутренний сосуд выполнен свар-
Рис. 10. Транспортный резервуар емкостью 7,3 ж3 жидкого
кислорода с вакуумно-порошковой изоляцией
ным из стали Х18Н9Т, кожух — из сплава АМгб толщиной 8 мм. Габариты
резервуара 3840 X 200 X 1990 мм, масса 2860 кг. Внутренний сосуд резервуара
изолирован слоем аэрогеля или перлитовой пудры толщиной 150 мм. При
Рис. 11. Транспортный резервуар емкостью 1,1 м3 жидкого кислорода с вакуумно-порош-
ковой изоляцией:
1 — внутренний сосуд; 2 — кожух; 3 — изоляция; 4 — адсорбционная камера; 5 — крышка;
6 — вентиль для' откачки; 7 — цепь
давлении в изоляционном пространстве 0,01 мм рт. ст. потери кислорода
ют испарения составляют примерно 1,3 кг!ч или 0,5% в сутки.
Конструкция транспортного резервуара емкостью 1,1 м3 жидкого
кислорода с вакуумно-порошковой изоляцией изображена на рис. 11.
Внутренний сосуд 1 резервуара представляет собой цилиндрическую
436
ёмкость диаметром 940 мм с эллиптическими днищами, выполненную из
нержавеющей стали Х18Н9Т.
Сосуд опирается на четыре текстолитовые подушки, к которым он при-
тягивается четырьмя вертикальными цепями 7. Для восприятия продольных
инерционных усилий служат четыре продольные цепи, связывающие сосуд
< вертикальными стойками кожуха. Все цепи, вертикальные, продольные,
изготовляются из нержавеющей стали и снабжаются тарельчатыми пружи-
нами-амортизаторами.
Кожух 2 состоит из цилиндрической обечайки с эллиптическими дни-
щами и изготовлен из углеродистой стали 20. В местах прохода через днище
кожуха трубок наполнения, подачи жидкости к вентилю подъема давления,
газовой и к низу указателя уровня установлены сильфоны из нержавеющей
стали, компенсирующие температурные деформации и уменьшающие тепло-
приток. С целью уменьшения теплопритока сами трубки также выполнены
из нержавеющей стали Х18Н9Т. Газовая трубка соединяет паровое простран-
ство сосуда с коллектором, укрепленным на внутренней стороне крышки 5,
от которого идут трубки к вентилю сброса газа, манометру, предохранитель-
ному клапану и вентилю указателя уровня «верх». Такое выполнение умень-
шает количество выводов труб через вакуумное пространство и повышает
надежность конструкции.
Резервуар снабжен предохранительным клапаном и тремя разрывными
мембранами: на сосуде, на кожухе и на крышке. Манометр, указатель уровня
жидкости и все вентили смонтированы на крышке, которая своим фланцем
присоединяется к кожуху. Пространство между днищем кожуха и крышкой
забивается мипорой.
К нижней части внутреннего сосуда припаяна адсорбционная камера 4,
ъ которую загружается около 15 кг силикагеля КСМ. Пространство между
кожухом и сосудом имеет ширину приблизительно 150 мм. Оно засыпается
через специальные люки аэрогелем и после заварки люков вакуумируется
до давления 0,3—0,5 мм рт. ст. При откачке внутренний сосуд подогрева-
ется воздухом до 370 °К. После заполнения сосуда жидкостью давление
•снижается до 0,01—0,02 мм рт. ст. вследствие адсорбции остаточных га-
зов, охлажденным силикагелем.
Откачка производится с помощью коллектора из труб с перфорирован-
ной поверхностью, покрытой фильтрующим материалом (двумя слоями
сетки № 0071 и слоем фланели). Коллектор сообщен с вакуумным вентилем 6
с условным проходом dy = 25.
Резервуар имеет'следующую техническую характеристику:
Гидравлическая емкость сосуда вл...	. .	1155
Максимальное рабочее давление в Мн/м2,.............................0,2
Максимально допустимое количество заливаемого жидкого кислорода в кг 1250
Общая масса резервуара без кислорода в кг.........................1120ч
Габаритные размеры в мм:
длина ......................................................... .	2510
ширина .	. 1275
высота......................... .	. 1430
Производительность испарителей в кг/ч.............................37
Время подъема давления до 0,2 Мн/м2 при наличии в резерв уаре 300 кг
жидкого кислорода в мин.......................................... 8
Допускаемый угол наклона без выплескивания жидкости из полного
резервуара в угловых градусах:
вдоль оси ................................................... ....	30
поперек оси.............. .45
Потери кислорода от испарения составляют 0,5—0,7 кг!ч, или 0,9—1,3%
от полной емкости в сутки. При полной потере вакуума в резервуаре, изо-
лированном аэрогелем, испаряется 2,5 кг!ч кислорода.
437
Согласно данным расчетов и испытаний, приток тепла по опорам, под-
вескам и трубам равен 19,5 т, что соответствует 0,33 кг/ч кислорода, или
около 50% общих потерь.
Резервуар ТРЖК-4М емкостью 320 л показан на рис. 12. Внутренний
сосуд представляет собой цилиндрическую обечайку диаметром 800 мм с ко-
робовыми днищами. Сосуд сваривается из листов алюминиевого сплава АМгб
Рис. 12. Транспортный резервуар ем-
костью 320 л жидкого кислорода с ва-
куумно-порошковой изоляцией
толщиной 3 мм, кожух — из того же ма-
териала толщиной 5 мм. Сосуд вертикаль-
но подвешен в кожухе на верхней опоре.
Горизонтальные нагрузки,' возникающие
при движении резервуара, воспринимает
нижняя опора. Обе опоры выполнены из
текстолита. Трубы изготовлены из стали
Х18Н9Т и припаиваются к медным шту-
церам из сплава АМгб, приваренным
к сосуду и кожуху. В нижней части вну-
треннего сосуда приварена адсорбционная
камера объемом около 6 л. Ширина цилин-
дрической части межстенного пространства
составляет 70 мм. Резервуар рассчитан
на рабочее давление 0,2 Мн/м2’, его высота
1270 мм, габариты в плане 1070 X 1150 ммг
масса 180 кг.	-
Потери кислорода от испарения при
заполнении изоляционного пространства
аэрогелем составляют 0,3—0,4 <кг/ч, или
2,0—2,4% в сутки.
В модернизированном варианте этого
резервуара улучшены изоляция и кон-
струкция опор. При засыпке смеси аэрогеля с бронзовой пудрой БПИ
потери жидкого азота от испарения составляют 0,11 кг/ч, или 1,0% в сутки,
что соответствует потерям жидкого кислорода 0,6—0,65% в сутки.
Описанные резервуары снабжены вакуумно-порошковой изоляцией.
Транспортные резервуары с вакуумно-многослойной изоляцией не имеют
существенных конструктивных отличий, за исключением меньшей толщины
изоляционного слоя. Потери от испарения в них близки к потерям в сосудах
с вакуумно-порошковой изоляцией.
Самолетные резервуары для жидкого кислорода отличаются от авто-
мобильных более жесткой конструкцией, рассчитанной на повышенные
нагрузки. Инерционные и ударные нагрузки достигают 5G. Кроме того,
самолетные резервуары подвергаются вибрации частотой до 70 пер/сек.
Сосуды Дьюара
Для хранения и транспортирования небольших количеств кислорода
и других ожиженных газов пользуются сосудами простой конструкции,
получившими название сосудов Дьюара, по имени изобретателя сосудов
с вакуумной изоляцией. В этих сосудах контейнер с жидкостью подвешен
в кожухе на горловине, служащей одновременно для заливки и слива жид-
кости и выхода пара. Сосуды Дьюара изготовляют емкостью от 5 до 100 л.
Сосуды Дьюара с вакуумно-порошковой изоляцией типа АСД выпуска-
ются емкостью от 5 до 100 л. Конструкция сосуда емкостью 15 л показана
на рис. 13. Сосуд цельносварной из алюминиевого сплава АМц. Горловина 3
из нержавеющей стали диаметром 25 мм и толщиной 0,3 мм присоединена
438
к внутреннему и наружному сосудам 1 и 2 на припое ПОС-61 через омеднен-
ные втулки из алюминиевого сплава АМц. Сравнительно большой диаметр
горловины позволяет сократить время наполненйя и опорожнения. Для
фиксации внутреннего сосуда в наружном при транспортировке и наклонах
предусмотрена скользящая опора 4. Межстенное пространство шириной
30 мм заполнено смесью аэрогеля с бронзовой пудрой БПИ в количестве
2—2,5 кг. В адсорбционную ка-
меру засыпается 500—700 г це-
олита СаА. Вакуумирование
производится через отожжен-
ную алюминиевую трубку диа-
метром 12x2 мм, которая со-
единена с помещенной в изоля-
ции свернутой в кольцо перфо-
Рис. 13. Сосуд АСД-15 емкостью 15 л с вакуум-
но-порошковой изоляцией:
7 — внутренний сосуд; 2 — кожух; 3 — горловина;
4 — опора
Рис. 14. Сосуд типа ЦСД:
/—внутренний сосуд; 2 — кожух; 3—ад-
сорбционная камера; 4 — крышка
рированной трубкой, покрытой снаружи фильтрующим материалом. После
окончания откачки вакуумировочная трубка пережимается и заваривается.
Сосуд АСД-25 отличается от АСД-15 включением цилиндрической
обечайки высотой 130 мм. Сосуд АСД-100 имеет цилиндрическую форму.
Техническая характеристика сосудов АСД дана в табл. 1. В таблице приве-
дена гарантийная величина потерь жидкости от испарения, фактические же
потери значительно меньше. Например, средняя величина потерь жидкого
азота в сосудах АСД-15 составляет 20 г/ч, т. е. приблизительно в 2 раза ниже,
чем в сосуде АСД-15 с вакуумной изоляцией. В течение 12 мес. допускается
увеличение потерь не бодее чем на 50%.
Сосуды Дьюара с вакуумно-многослойной изоляцией имеют примерно
такие же потери от испарения, причем толщина изоляции у них в 2—3 раза
меньше.
439
Таблица 1
Техническая характеристика сосудов типа АСД
Тип сосуда	Полезная емкость в л	Масса сосуда без жидкости в кг	Габаритные размеры в мм		Потери жидкости от испарения в г/ч		Технические условия на поставку
			Наружный диаметр	Высота	Кисло- род	Азот	
АСД-5	5	5,5	284	512	20	22,5	ТУ 26-04-158—67
АСД-15	15	10	386	690	30	33	ТУ 26-04-111—66
АСД-25	25	13	386	820	35	39	ТУ 26-04-111—66
АСД-100	100	63	600	1145	—	90	ТУ 26-04-158—67
Цилиндрические сосуды Дьюара типа ЦСД (рис. 14) предназначены
для проведения экспериментов,' требующих охлаждения испытываемых
объектов в азоте или кислороде, а также для кратковременного хранения
биологических продуктов в среде жидкого азота. Потери от испарения в ци-
линдрических сосудах сравнительно велики вследствие большого теплопри-
тока по стенке внутреннего сосуда. Поэтому такие сосуды не применяются
для длительного хранения и перевозки жидкости.
Внутренний сосуд 1 (рис. 14), выполненный в виде трубы из нержаве-
ющей стали толщиной 0,5 мм с приварным эллиптическим днищем, припа-
ивается к бортшайбе наружного кожуха 2. На днище внутреннего сосуда
закреплена адсорбционная камера 3, заполняемая цеолитом СаА. Детали
кожуха изготовлены из алюминиевого сплава АМц и соединены аргоно-ду-
говой сваркой. Сосуд закрывается крышкой 4, внутренняя сторона которой
отполирована для уменьшения теплопритока излучением. Техническая
характеристика сосудов ЦСД приведена в табл. 2.
Таблица 2
Техническая характеристика сосудов типа ЦСД
Тип сосуда	Полезная емкость в Л	Масса сосуда без жидкости в кг	Размеры в мм				Средние потери жидкого азота от испарения в г/ч	Время полного испарения жидкого азота (с закрытой крышкой)' в ч
			Диаметр внутрен- него сосуда	Высота внутрен- него сосуда	Диаметр наруж- ного сосуда	Высота наружно- го сосуда		
ЦСД-5	5	6	149	380	206	515	85	50
ЦСД-10	10	8	169	495	231	640	80	100
ЦСД-15	15	1Д	169	720	231	865	80	150
ЦСД-50	50	35	281	880	356	1160	180	220
Для хранения различных биологических материалов в жидком азоте
разработаны специальные сосуды (табл. 3). Такой вертикальный цилиндри-
ческий сосуд, выполненный из нержавеющей стали или алюминиевого сплава,
подвешен в кожухе на тонкостенной горловине из нержавеющей стали диа-
метром 70—100 мм. Межстенное пространство заполнено смесью аэрогеля
с бронзовой пудрой; в одном из типов сосудов использована вакуумно-мно-
гослойная изоляция. Внутри сосуда размещены кассеты с ампулами, содер-
жащими биологические материалы. Для уменьшения теплового притока
к сосуду горловина закрывается пенопластовой пробкой.
440
Таблица 3
Техническая характеристика сосудов для хранения
биологических материалов в жидком азоте
Тип сосуда	Полезная емкость в л	Масса сосуда без жидкости в кг	Размеры в мм					Потери жидкого азота от испарения за сутки в %
			Диаметр внутрен- него сосуда	Высота внутрен- него сосуда	Диаметр наруж- ного сосуда	Высота наруж- ного сосуда	Диаметр горлови- ны	
АТ-4	42	30	353	450	400	653	95,4	4,1
«Харь- ков-15»	48	52	328	590	456	1000	68,0	2,9
СД-50	52	35	400	350	508	872	95,4	2,2
4. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ГАЗИФИКАЦИИ ЖИДКОГО КИСЛОРОДА
Жидкий кислород превращают в газообразный в специальных газифи-
кационных устройствах. Различают два типа газификационных устройств
высокого и низкого давления. Преобразование жидкого кислорода в газ
высокого давления производится<с помощью насосов. Схема газификацион-
ной установки с насосом представлена на рис. 15. Жидкость подается в насос
из резервуара под избыточным давлением ^0,05 Мн/м?. После сжатия в на-
сосе жидкость поступает в испаритель, где образующийся пар нагревается
примерно до 290 °К. Испаритель представляет собой змеевик из медной или
латунной трубки, погруженный в стальной бак с водой, где вода подогрева-
ется трубчатыми электронагревателями. Температура воды регулируется
в пределах 330—360 °К путем выключения части электронагревателей вруч-
ную или автоматически.
При расходе кислорода от 80 до 150 м3/ч целесообразно применять ста-
ционарную газификационную установку (СГУ) и подавать газ в сеть через
реципиент, служащий для создания запаса газа и сглаживания неравномер-
441
пости потребления. Мелким потребителям, расходующим до 80 м?!ч кислорода,
следует доставлять жидкий кислород и газифицировать его на автомобиль-
ных газификационных установках (АГУ).
Основные технические данные газификационных установок с насосами
приведены в табл. 4. Стационарная газификационная установка состоит
из насосов, испарителя, электрощита управления и щита арматуры. Они
комплектуются кабелем для подсоединения электрощита к источнику
электроэнергии, всасывающими шлангами с переходником для подсоеди-
нения насоса к стандартным транспортным и станционарным хранилищам,
нагнетательным трубопроводом и запасными частями. Стационарные уста-
новки предназначены для работы в крытом помещении при температуре
не ниже 218° К с питанием от внешнего источника электроэнергии напряже-
нием 220/380 в.
Таблица 4
Основные технические данные газификационных установок с насосами
Тип установки	Давление нагне- тания в Мн/м2	Производитель- ность в м?/ч	Запас жидкого кислорода в кг	Комплектующее оборудование			Габаритные размеры в мм			Потребляемая мощность в кет
				Насос	Резер- вуар	Автомо- биль	Длина	Ширина	Высота	
СГУ-1	24	200			НЖК-1М					2200	1500	1616	36
СГУ-4	2	300	—	нжк-зо	—	—	3570	ИЗО	1360	59
СГУ-5	3,9	800	—	НЖК-31		—	3800	1250	1750	173
СГУ-7	41	200	1400 (азот)	НЖА-34М	ТРЖК-7М	—	3500	2900	2070	62
АГУ-2	16,2	200	2000	НЖК-28	ТРЖК-7М	ЗИЛ-130	6700	2470	3446	37
АГУ-2М	22	400	2000	НЖК-29	ТРЖК-7М	ЗИЛ-130	6700	2470	3446	80
АГУ-4	22	400/800	6000	НЖК-32	ТРЖК-5	КрАЗ-219Б	9660	2650	3600	93/186
АГУ-6	3,9	240/280	6000	нжк-зо	ТРЖК-5	Полуприцеп МАЗ-5245	—	—	—	49/90
Оборудование автомобильных газификационных установок, состоящее
из резервуара для жидкости, насоса жидкого кислорода погружного типа,
испарителя, электрощита управления и контрольно-измерительных при-
боров, размещается на автомобиле и защищается фургоном. Насос погруж-
ного типа обеспечивает постоянную готовность установки к действию, а
также позволяет газифицировать кислород без потерь. Для подсоединения
к реципиентам потребителя имеются шланги. Обслуживает установку один
человек. Внешний вид установки АГУ-6, смонтированной на полуприцепе,
показан на рис. 16.
Установка СГУ-4 предназначена для получения газообразного кисло-
рода под давлением 2 Мн/м2. Для снабжения потребителей газообразным
кислородом под таким давлением во многих случаях применяются газифи-
кационные установки без насоса (холодные газификаторы).
Широкое распространение получили газификаторы с вакуумно-порош-
ковой изоляцией. Применение эффективной изоляции устранило потребность
в большом ресивере газообразного кислорода. Схема современного холод-
ного газификатора приведена на рис. 17. Подъем давления осуществляется
путем подачи жидкости самотеком в испаритель, в отличие от прежней кон-
струкции, в которой давление в газификаторе поднимают с помощью спе-
циального электроподогревателя. Газификаторы такого типа изготовляют
емкостью до 60 т и снабжают вспомогательным оборудованием для выдачи
газа в количествах до 17 000 мЧч,.
442
В ряде случаев (для снабжения кислородом отдельных сварочных пос-
тов, в авиации для дыхания) применяют газификаторы сравнительно неболь-
шой емкости с вакуумными видами изоляции.
Рис. 16. Автомобильная газификационная установка АГУ-6
Схема газификатора емкостью 28 л с вакуумной изоляцией изображена
на рис. 18. Газификатор предназначен для хранения жидкого кислорода и
выдачи газообразного кислорода под избыточным давлением 0,8—1,0 Мн/м2.
Резервуар для хранения жидкого кислорода состоит из внутреннего сосуда 1
и кожуха, выполненных из медных полу-
шарий и спаянных припоем ПОС-50. Вну-
тренний сосуд подвешен в кожухе на цен-
тральной горловине и снабжен в нижней
части упором для защиты от боковых
Рис. 17. Схема холодного газификатора
жидкого кислорода:
1 — сосуд с вакуумно-порошковой изоляцией;
2 — вентиль подъема давления; 3 — змеевик
для подъема давления; 4 — вентиль сброса
газа; 5; 7 — вентили наполнения; 6 — присо-
единение линии наполнения; 8 — вентиль вы-
дачи жидкости; 9 — испаритель
Рис. 18. Схема газификатора
емкостью 28 л с вакуумной изо -
ляцией:
1 — внутренний сосуд; 2 — вентиль;
3 — автоматический клапан подъ-
ема давления; 4 — вентиль сброса
давления; 5 — датчик указателя
уровня жидкого кислорода; 6—об-
ратный клапан; 7 — ресивер; 8 —
предохранительный клапан; 9 —
змеевик испарителя; 10 — запор-
ный вентиль; 11 — перепускной
клапан; 12 — манометр
перемещений. Концентрично расположенные трубки упора, одна из кото-
рых имеет бугорчатую поверхность, соприкасаются при наклоне газифи-
катора лишь в нескольких точках.
С целью уменьшения габаритов аппарата при сохранении значительной
длины горловины она расположена частично внутри сосуда. Через горловину
443
в сосуд введены жидкостная и газовая трубки. В нижнюю часть сосуда
впаяны мельхиоровый змеевик, заканчивающийся тройником, от которого
отводятся две трубки к автоматическим клапанам 3 подъема давления.
Газовая и жидкостная полости сосуда соединяются с верхней и нижней по-
лостями датчика 5 дистанционного указателя уровня жидкого кислорода.
В верхней части газификатора расположен кольцевой ресивер 7, выполнен-
ный из медной трубы диаметром 42 мм. Жидкий кислород, подаваемый из
внутреннего сосуда через клапаны подъема давления, испаряется в ресивере,
а образовавшийся газ поступает в коллектор, сообщающийся с газовой по-
лостью сосуда.
Газификаторы описанной конструкции надежны в работе и безотказно
обеспечивают подачу до 6 кг!ч газообразного кислорода под давлением
0,8—1,0 Мн!м2 при температуре газа на 5—6° ниже температуры окружаю-
щей среды.
Потери кислорода от испарения при атмосферном давлении в сосуде
составляют. 80—100 г/ч, из которых 70% приходятся на потери вследствие
притока тепла излучением. Потери значительно уменьшаются при использо-
вании вакуумно-порошковой изоляции, экранированной металлическим
порошком. Потери кислорода от испарения в газификаторе емкостью 25 л
аналогичной конструкции с вакуумно-порошковой изоляцией составляют
60 г!ч, а в газификаторе емкостью 100 л — 100 г!ч.
ГЛАВА XIV
ОЧИСТКА ОТ ПРИМЕСЕЙ
В главе рассматриваются способы очистки воздуха от двуокиси углерода,
водяного пара, ацетилена, масла и продуктов его разложения.
А. ОЧИСТКА ВОЗДУХА ОТ ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА И ОСУШКА ВОЗДУХА
1. СОДЕРЖАНИЕ ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА В ВОЗДУХЕ
В атмосферном воздухе содержится в среднем 0,03% двуокиси углерода
(СО2) по объему. Это соответствует парциальному давлению СО2 в воздухе
около 760x0,0003 = 0,23 мм рт. ст.
В воздухоразделительных аппаратах двуокись углерода выделяется
в твердом состоянии, может забить отдельные части аппаратов и нарушить
режим их работы, поэтому воздух необходимо очищать от двуокиси углерода.
Давление насыщенных паров над твердой СО2 приведено в приложении 14.
Для воздуха низкого давления, сжатого до 0,6 Мн!м\ парциальное дав-
ление двуокиси углерода составляет 1,32 мм рт. ст. В соответствии с дан-
ными указанного приложения переход СО2 в твердое состояние начинается
при температуре около 139,5 °К.
В воздухе, сжатом до более высоких давлений, равновесная концентра-
ция двуокиси углерода вследствие ее растворимости больше рассчитанной
по закону Дальтона для идеального газа, если исходить из равновесного
давления паров над твердой СО2. Действительное содержание СО2 в воздухе
в равновесии с твердой СО2 для различных температур и давлений воздуха
было установлено экспериментально Вебстером [71]. Результаты исследова-
ния приведены в табл. 1. Получены также данные для растворимости СО2
в жидком воздухе при температурах 90 и 77 °К, равной соответственно 12 и
0,3 см2 СО2 в 1 м3 воздуха (в пересчете на газ при давлении 760 мм рт. ст.
и температуре 273 ° К) и практически не зависящей от давления.
Результаты опытов представлены также в виде коэффициента F (табл. 2),
равного отношению ptpSi где р — парциальное давление СО2 в воздухе
при условиях опыта; р5 — давление пара чистой двуокиси углерода над
твердой фазой при той же температуре; величина р получена как произведе-
ние давления воздуха на молярную концентрацию двуокиси углерода,
соответствующую состоянию насыщения.
Данные Вебстера позволяют определить допустимую температуру
охлаждения воздуха без выделения твердой СО2 при заданном давлении.
445'
Таблица 1
Концентрация СО2 в воздухе, при которой
наступает состояние насыщения, в зави-
симости от температуры и давления
воздуха (в ои3Ли3 воздуха)
Давле- ние в Мн/м2	Температура в °К					
	163	152	143	133	128	123
1	4 920	1280	419	77	30	10
2	3 360	865	292	62	32	13
3	2 810	833	354	87	67	55
4	2 850	933	519	546	415	380
5	3 060	1220	739	721	581	430
6	3 650	1510	1310	782	616	—
7	4 330	2220	1710	865	688	—
8	5 290	2800	1880	979	670	478
10	6 950	3900	2290	1200	714	486
15	9 490	5200	2730	1390	769	550
20	12 300	5810	3020	1530	849	590
Таблица 2
Величина коэффициента F при различных
температурах и давлениях воздуха
Давление в Мн/м1	Температура в °К					
	163	| 152	| 143	1 133	1 1281	123
	Давление пара СО2 над твердой фазой в мм рт. ст.					
	34,63	8,57	2,31	0,431	0,168	0,06
1	1,19	1,25	1.5	1,5	1,5	1,4
2	1,55	1,61	2,02	2,3	3,0	3,4
3	1,92	2,28	3,61	4,6	9,4	21,3
4	2,6	3,4	7,0	39,5	78	195
5	3,4	5,5	12,4	65,0	134	275
6	4,9	8,2	26,3	84	169	—
7	6,7	14	40	108	220	—
8	9,4	20,1	50,1	140	245	485
10	15,4	34,9	76,1	215	327	611
15	31,2	69 2	136	370 •	527	1040
20	54	103	200	542	775	1481
Очистка воздуха от СО2 в зависимости от схемы установки производится
различными способами. Перерабатываемый воздух, подаваемый на установку
под высоким и средним давлением, очищается от двуокиси углерода хими-
ческим и физическим способами. К последним относится адсорбционный
Рис. 1. Номограмма для определения
влагосодержания в сжатом воздухе
способ и вымораживание. На установках
двух давлений и установках низкого да-
вления воздух, подаваемый под низким
давлением, перед разделительным аппара-
том проходит регенераторы, где одновре-
менно с процессом теплообмена протекает
процесс удаления из воздуха водяного
пара и двуокиси углерода выморажива-
нием при низких температурах. В неко-
торых схемах при этом очистка части
воздуха низкого .давления от СО2 произ-
водится в адсорберах и в отдельных слу-
чаях — в теплообменниках-выморажива-
телях.
2. СОДЕРЖАНИЕ ВОДЯНОГО ПАРА В ВОЗДУХЕ
Относительная влажность атмосфер-
ного воздуха обычно составляет 50—70%.
При сжатии и последующем охлаждении
атмосферного воздуха значительная часть
водяного пара конденсируется и собира-
ется во влаго-маслоотделителях, которые
устанавливаются после каждой ступени
компрессора. Воздух, сжатый в компрес-
соре, почти всегда находится в состоянии
насыщения при температуре 293—303 °К.
Водяной пар, содержащийся в сжатом
воздухе, во время охлаждения до темпе-
ратуры 153—143 °К конденсируется и
446
Таблица #
Влагосодержание в насыщенном воздухе в зависимости от температуры
при давлении 760 мм рт. ст.
Температура в °К	6й м Я ф а я я Я С Я а> Е( Я % О кД О е£	Температура в °К	' и о я Я ф о. S Я к с (Я So О. и <О ° и о к Д О ЕС	Температура в °К	Содержание водяного пара в г/м3		Температура в °К	Содержание водяного пара в г/м3		Температура в °к	Содержание [- водяного пара | в г/м3	?	
					2 о о << Я Л я Ч	ф Ф i _ Е Я О « Я Е О ЧЧ я ЕС С5 X Ф О Я О		надо льдом	О О. • Ф Я ® „ О XS С Я X О Ч^Я tt Я X ф О я о tC и		надо льдом	Ф СХ ' ад <У « о _ « о ад с я х о ЕС Ч К < Я X Ф О я О сСй
\ 313	50,91	289	13,59	272		4,54	248			0,708'	224	—	0,069
312	48,40	288	12,82	271	4,14	4,23	247	0,504	0,649	223	0,038	0,060
311	46,00	287	12,03	270	—	3,94	246	—	0,595	222	—	0,053
310	43,71	286.	11,32	269	3,52	3,67	245	0,414	0,546	221	0,030	0,048
309	41,51	285	10,64	268	—	3,42	244	—	0,500	220	—	0,043
308	39,41	284	10,01	267	3,00	3,17	243	0,314	0,457	219	0,024	0,040
307	37,40	283	9,39	266	—	2,94	242	—	0,416	218	—	0,036
306	35,48	282	8,82	265	2,54	2,73	241	0,277	0,380	217	0,018	0,032
305	33,64	281	8,28	264	—	2,53	240	—	0,347	216	—	0,028
304	31,89	280	7,76	263	2,14	2,34	239	0,226	0,316	215	0,014	0,025
303	30,21	279	7,28	262	—	2,18	238	—	0,287	214	—	0,022
302	28,62	278	6,82	261	1,81	2,02 -	237	0,184	0,260	213	0,011	0,019
301	27,09	277	6,39	260	—	1,88	236	—	0,237	212	—	0,016
300	25,64	276	5,98	259	1,52	1,74	235	0,149	0,215	211	0,0085	0,014
299	24,24	275	5,60	258	—	1,61	234	—	0,195	210	—	0,013
298	22,93	274	5,23	257	1,27	1,49	233	0,120	0,177	209	0,0065	0,012
297	21,68	273	4,85	256	—	1,38	232	—	0,164	208	—	0,011
296	20,48			255	1,06	1,276	231	0,096	0,146	207	0,0050	0,0098
295	19,33			254	—	1,138	230	—	0,131	206	—	0,0088
294	18,25			253	0,888	1,080	229	0,077	0,118	205	0,0037	0,0077
293	17,22			252	—	0,990	228	—	0,107	204	—	0,0068
292	16,25			251	0,736	0,910	227	0,061	0,096	203	0,0028	0,0058
291	15,31			250	—	0,838	226	—	0,086	202	—	0,0050
290	14,43			249	0,590	0,770	225	0,049	0,076	201 к	0,0021	0,0042
вымораживается на поверхности трубок теплообменников, в результате
чего увеличивается сопротивление, ухудшается теплообмен и происходит
забивка теплообменника. Поэтому водяной пар должен быть удален
осушкой.
Зависимость влагосодержания
в насыщенном воздухе от темпера-
туры при давлении 760 мм рт. ст.
приведена в табл. 3. В табл. 4 приве-
дены экспериментальные значения
коэффициента К,' представляющего
собой отношение влагосодержания
в насыщенном сжатом воздухе к вла-
госодержанию при атмосферном да-
влении для данной температуры [70].
На рис. 1 приведен график вла-
госодержания в воздухе при темпе-
ратурах от 227,5 до 366,3 °К и да-
влениях до 100 Мн!м2.
На воздухоразделительных уста-
новках для осушки воздуха высо-
кого и среднего давления применя-
Таблица 4'
Значение коэффициента К при различных
температурах и давлениях воздуха
Давление в Мн/м2	Температура в °К				
	238	253 |	273 |	288	323
	Влагосодержание при давлении 760 мм рт. ст. в г/м3				
	0,2052	0,8866	4,849	12,8	82,77
1,о 2,5 5,0 7,5 10,0 15,0 . 20,0	1,6 2,17 2,92 3,14	1,36 1,82 2,24 2,39	1,24 1,48 1,78 2,01	1,10 1,19 1,29 1,36 1,58 1,77	1,02 1,14 1,28 1,42 1,56
447
ются методы вымораживания влаги и адсорбционный. Химический способ
осушки в батареях с едким натром не применяется в современных возду-
хоразделительных установках, так как длительность кампании воздухо-
разделительной , установки в этом случае не превышает 15—20 суток.
3.	ХИМИЧЕСКИЙ СПОСОБ очистки ВОЗДУХА ОТ ДВУОКИСИ
УГЛЕРОДА
Для химической очистки воздуха от СО2 можно использовать растворы
едкого натра (NaOH) и едкого калия (КОН). В промышленности применя-
ется раствор NaOH, как более дешевый продукт. На поглощение 1 кг СО2
расходуется 1,82 кг NaOH. В летнее время применяется более крепкий рас-
твор (15—17° Боме), в холодное время года во избежание кристаллизации
раствора крепость его обычно снижается до 13—12° Боме.
Поглощение СО2 щелочными растворами осуществляется в аппаратах
двух типов — декарбонизаторах и скрубберах, различающихся по харак-
теру контакта между газом и жидкостью. В декарбонизаторах воздух барбо-
тирует через слой щелочного раствора, в скрубберах подаваемый снизу
вверх воздух соприкасается с принудительно циркулирующим раствором,
орошающим насадку.
Кислородные установки большей частью комплектуются двумя после-
довательно работающими декарбонизаторами или скрубберами. Декарбо-
низаторы включаются после второй ступени, скрубберы — после первой
или второй ступени компрессора. Применяют два типа декарбонизаторов —
с горизонтальными барабанами и вертикального типа.
Эффективная очистка воздуха в одном декарбонизаторе возможна при
использовании щелочи в растворе примерно до 70%; поэтому в промышлен-
ных системах очистки щелочь в одном аппарате используют максимально
на 80%. В двух последовательно работающих декарбонизаторах и одном
скруббере эффективная очистка достигается при использовании щелочи
на 85%, в двух последовательно работающих скрубберах — на 90%. Оста-
точное содержание СО2 в воздухе после щелочной очистки доходит до 10 см? 1м?
и более (микродолей) 1 *. При правильном подборе скорости воздуха, плотно-
сти орошения, тщательном наблюдении за состоянием насадки, а также
за работой щелочных насосов и сменой щелочи системы щелочной очистки
могут обеспечить более высокую очистку воздуха — до 1—3 см3!м3.
В практике эксплуатации установок известны случаи, когда вслед-
ствие сильного пенообразования щелочь из декарбонизатора вместе с возду-
хом попадала в компрессор. Усиленное пенообразование вызывается попа-
данием в раствор поверхностно-активных веществ, какими на кислородных
установках могут быть продукты разложения и окисления смазочных ма-
сел, образующиеся в воздушных компрессорах. Пенообразование в Декарбо-
низаторах можно предотвратить добавлением небольших количеств тран-
сформаторного масла, примерно 0,5 см? на литр раствора щелочи.
Химическая очистка в скрубберах и декарбонизаторах, не обеспечивая
полного удаления двуокиси углерода из воздуха, требует сложного и гро-
моздкого оборудования, значительного расхода щелочи, периодической
замены раствора в скрубберах и декарбонизаторах, промывки их водой и
растворителем масла (дихлорэтаном или четыреххлористым углеродом).
В связи с этими недостатками химической очистки на большинстве совре-
1 Под микродолей здесь понимается содержание примесей в газах, выраженное в см3
примеси на 1 м3 газа.
448
менных воздухоразделительных установок применяют другие способы очи-
стки воздухд; основные из них — адсорбционный и вымораживание СО2
(на насадке регенераторов или в теплообменниках).
4.	ОЧИСТКА ВОЗДУХА ОТ ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА
МЕТОДОМ НИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЙ АДСОРБЦИИ
В низкотемпературных адсорберах двуокиси углерода используется
мелкопористый силикагель марки КСМ. Характеристика его приведена
в приложении 15.
Из табл. 1 следует, что атмосферный воздух, содержащий 0,03% СО2,
можно охлаждать до температуры 143 °К при давлениях до 4 Мн/м2 и до
более низких температур при давлениях выше 4 Мн!м2 без выделения СО2
в твердом виде.
Изотермы адсорбции двуокиси углерода кусковым силикагелем КСМ
при температурах от 163 до 123 °К и давлениях воздуха от 0,1 до 14,5 MhIm2
показаны на рис. 2, где статиче-
ская емкость выражена в кубиче-
ских сантиметрах СО2 (при тем-
пературе 293 °К и давлении
760 мм рт. ст.) на 1 г адсорбента.
Ход изотерм показывает, что с по-
вышением давления воздуха ем-
кость адсорбента вначале возра-
стает, ’ проходит через максимум,
а затем уменьшается и при да-
влениях выше 12,5 Мн!м2 остается
0 2,43 4,64 9,06	13,5	17,9	22,3 рсо? ммрт.ст
практически постоянной.Изотермы
дают возможность выбрать наи-
более выгодные условия работы Рис. 2. Изотермы адсорбции СО2 кусковым
промышленных адсорберов СО2. силикагелем кем при низких температурах
Оптимальное давление сжатого	и высоком давлении воздуха
газообразного воздуха для погло-
щения СО2 находится в интервале давлений от 1 до 3 MhIm2. В этом
интервале понижение температуры адсорбции больше влияет на емкость
адсорбента, чем при других величинах давления воздуха.
Для определения размеров промышленных адсорберов СО2 учитывают
следующие рекомендации.
Кусковой силикагель КСМ имеет прочность 92%. Имея в виду воз-
можность измельчения адсорбента при прохождении воздуха через адсорбер,
скорость воздуха в зависимости от давления воздуха целесообразно прини-
мать в следующих пределах:
Давление в адсорбере в Мн/м2,	18—20
Скорость воздуха в рабочих
условиях, отнесенная ко
всему сечению адсорбера,
в л! (мин • см2) ....... 0,05—0,1
5,0—7,5	1,5—3,0	0,5—0,6
0,1—0,2	0,2—0,4	0,5—0,8
По расходу воздуха и скорости его в адсорбере можно определить по-
перечное сечение адсорбера. Высоту слоя адсорбента следует принимать не
менее 500 мм. Обычно в промышленных адсорберах она составляет около
1 м и более.
Для указанных условий по скорости воздуха и высоте слоя адсорбента
динамическую емкость силикагеля КСМ в расчетах адсорберов низкого
-9 П/р. В. И. Епифановой	449
давления (0,5—0,6/Л1н/л/2) можно принимать равной 60% от статической
емкости, для адсорберов среднего давления (1,5—3 Л1н/ж2) — 80% и для
адсорберов высокого давления (5 Мн!м2 и выше) — 90% от статической
емкости, приведенной на рис. 2. По динамической емкости адсорбента можно
рассчитат!» массу кускового силикагеля КСМ, необходимую для работы
в течение времени, предусмотренного между переключениями; по насыпной
массе силикагеля, которая в промышленных условиях составляет в среднем
0,75 кг!л, можно определить объем адсорбера.
Для обеспечения надежной работы адсорберов в промышленных усло-
виях, учитывая возможные отклонения в качестве адсорбента и колебания
температур поступающего в адсорбер воздуха, массу (объем) адсорбента
целесообразно увеличить в 1,2—1.3 раза по сравнению с расчетным количе-
ством.
Адсорберы переключают обычно не чаще чем через 16—20 ч работы.
Воздух в адсорбер как при адсорбции СО2, так и при ее десорбции следует
подавать сверху, чтобы уменьшить износ силикагеля.
Десорбция двуокиси углерода из адсорбента. По окончании процесса
поглощения СО2 из воздуха давление в адсорбере понижается до атмосфер-
ного и десорбция двуокиси углерода проводится практически при атмо-
сферном давлении. Вследствие гидрофильности силикагеля десорбцию дву-
окиси углерода из него следует проводить только сухим газом, чтобы исклю-
чить возможность уменьшения емкости по отношению к СО2 в результате
поглощения влаги. На воздухоразделительной установке для этих целей
могут быть использованы сухой азот или сухой воздух, имеющие положи-
тельные температуры. Десорбция СО2 из силикагеля начинается практи-
чески при температуре отходящего из адсорбера воздуха 188—203° К и
заканчивается при температуре 253° К. Исходя из этого, в промышленных
условиях о конце десорбции можно судить по температуре отходящего из
адсорбера газа; ее можно принять равной 253° К.
Опыты по десорбции двуокиси углерода из полупромышленных адсорбе-
ров показали, что при температуре греющего воздуха 283—293° К на де-
сорбцию затрачивается 2,5—6 ч в зависимости от скорости потока воздуха
и температуры адсорбента. Следовательно, период десорбции, даже при
наиболее медленном его протекании, не является лимитирующим в пол-
ном цикле работы адсорбера.
Скорость греющего газа, во избежание заметного измельчения адсор-
бента, не следует допускать выше 2 л/(мин-см2) (при 293° К и давлении
760 мм рт. ст).
Охлаждение адсорбента. Охлаждение адсорбента (адсорбера) перед
включением его в работу обычно производят небольшим потоком неочищен-
ного от СО2 воздуха при параллельной работе другого адсорбера. После
адсорберов воздух соединяют в один поток. В охлаждаемый адсорбер по-
дают такое количество воздуха, чтобы температура общего потока воздуха
после адсорберов отличалась не более чем на 5—7 град от температуры посту-
пающего в адсорбер воздуха. При этих условиях режим работы воздухо-
разделительного аппарата заметно не нарушается и обеспечивается практи-
чески полная очистка расходуемого на охлаждение воздуха от СО2. На охла-
ждение затрачивается, примерно, 7—8% от количества перерабатываемого
воздуха. Как показали опыты, при этих условиях охлаждение занимает
примерно 5—7 ч.
Эффективность способа очистки. Воздух после адсорберов практически
не содержит двуокиси углерода: ее содержание находится в пределах 0,1—
0,5 сж3/ж3. В адсорберах двуокиси углерода одновременно практически
полностью поглощается ацетилен, содержащийся в атмосферном воздухе.
450
Повышается взрывобезопасность работы воздухоразделительных аппара-
тов. Десорбция ацетилена происходит при более высоких температурах,
чем десорбция двуокиси углерода — в пределах температур отходящего
газа от 253 до 273° К; поэтому периодически, например, один раз в 15 дней,
адсорберы необходимо нагревать до положительных температур (до темпе-
ратуры отходящего газа при-
мерно 278° К), чтобы полно- ;
стью удалить из них ацетилен.
Адсорбционная очистка воз-
духа от СО2 сравнительно со
щелочной имеет ряд преиму-
ществ: обеспечивается более
полное удаление двуокиси угле-
рода из воздуха; адсорберы за-
нимают значительно меньше
места и более удобны в эксплу-
атации, чем оборудование для
щелочной очистки; отпадает рас-
ход щелочи. Недостатком яв-
ляется потеря холода на охла-
ждение адсорбента после десорб-
ции СО2.
Устройство адсорберов. На
рис. 3 показан адсорбер высо-
кого давления, рассчитанный на
очистку 150 м?!ч воздуха в те-
чение 20 ч при температуре
воздуха 123° К Й давлении
17 Мн1м?. Он представляет со-
бой цилиндрический сосуд, за-
полненный силикагелем КСМ;
высота слоя адсорбента соста-
вляет 1,65 м. Воздух входит
в адсорбер сверху и выходит
снизу как при адсорбции дву-
окиси углерода, так и при реге-
нерации адсорбента. Для пре-,
дотвращения уноса пыли из
адсорбера воздух выводится че-
рез перфорированную трубу,
обтянутую фильтровой сеткой.
Такая же труба установлена на
входе для равномерного распре-
деления воздуха по сечению
адсорбера. Для загрузки адсор-
бера и выгрузки адсорбента пре-
дусмотрены специальные шту-
цера.
Рис. 3. Адсорбер высокого давления:
1 — корпус; 2; 3 — днища; 4\ 5 — перфорированные
трубы; 6; 7 — фильтровая сетка; S; 9 — штуцера для
заполнения и выгрузки силикагеля; 10 — кусковой си-
ликагель
Адсорбер низкого давления по конструкции также представляет собой
цилиндрический сосуд, заполненный адсорбентом. Слой силикагеля рас-
положен между двумя решетками, на которых уложена фильтровая сетка.
Схемы адсорбционной очистки воздуха. На рис. 4 дан пример схемы
блока адсорбционной очистки воздуха для установок высокого и низкого
давления. После блока осушки воздух делится на две части. Одна часть
29*
451
проходит основной и рекуперативный теплообменники, где охлаждается
до температуры адсорбции и далее поступает в адсорбер СО2 высокого давле-
ния. Вторая часть расширяется и охлаждается в детандере и после детан-
дерного фильтра поступает в адсорбер СО2 низкого давления.
Воздух низкого давления после адсорбера проходит детандерный тепло-
обменник и дальше направляется на разделение в нижнюю колонну. Воздух
высокого давления после очистки охлаждается в змеевике кубовой жидко-
стью и дальше часть его после дросселирования поступает в нижнюю колонну,
Азот
в атмосферу
Рис. 4. Схема блока адсорбционной очистки воздуха от двуокиси углерода:
1 — основной теплообменник; 2 — детандер; 3 — детандерный фильтр; 4 — электроподогреватель азота;
5 — рекуперативный теплообменник; 6 — адсорберы СО2 высокого давления; 7 — детандерный тепло-
обменник; 8 — адсорберы СО2 низкого давления; 9 — нижняя колонна; 10 — верхняя колонна
а часть отбирается в рекуперативный теплообменник для охлаждения воз-
духа перед адсорбером. После рекуперативного теплообменника этот воздух
проходит по второму змеевику куба нижней колонны, охлаждается в нем,
проходит дроссельный вентиль -и также поступает в нижшрю колонну на
разделение.
Азот на десорбцию, отбираемый из верхней колонны, проходит детан-
дерный и основной теплообменники, нагревается в них, после чего часть
его направляется в электронагреватель и дальше на десорбцию СО2. После
адсорберов азот отводится в атмосферу.
На установках низкого давления одним из способов создания несбалан-
сированного потока воздуха является отвод части воздуха из азотных реге-
нераторов и очистка его от двуокиси углерода в переключающихся адсорбе-
рах, заполненных кусковым силикагелем КСМ. Воздух в адсорберы отби-
рается при температуре начала выделения двуокиси углерода в твердом
виде или несколько ниже ее. Из адсорберов воздух направляется дальше
в турбодетандер, после расширения и охлаждения в котором поступает
в верхнюю колонну.
452
5.	АДСОРБЦИОННЫЙ СПОСОБ ОСУШКИ ВОЗДУХА
Адсорбционный способ осушки воздуха является наиболее совершен
ным и позволяет получить точку росы в воздухе от 223 до 203° К. Длитель
ность непрерывной работы воздухоразделительных установок при использо
вании этого способа достигает 120 и
более суток.
Для адсорбционной осушки при-
меняют гидрофильные адсорбенты — си-
ликагель, активную окись алюминия,
активный глинозем и цеолиты. Харак-
теристика этих адсорбентов приведена
в приложении 15. Перед загрузкой
адсорбенты просушивают при соответ-
ствующих температурах до постоянной
насыпной массы и отсеивают от пыли.
Силикагель марки КСМ обеспечи-
вает точку росы 223° К и обладает
высокой механической прочностью на
истирание, однако в промышленных
условиях капельная влага вызывает
растрескивание его частиц, пыль уно-
сится потоком воздуха и засоряет аппа-
ратуру и арматуру воздухораздели-
тельной установки.
Соединения на основе активной
Рис. 5. Изотермы адсорбции водяного
пара силикагелями при температуре
293° К:
1 — кусковой силикагель марки КСМ; 2 —
кусковой силикагель марки КСК; — давле-
ние насыщения
окиси алюминия не имеют указанного
недостатка и обеспечивают осушку воздуха до точки росы 213° К.
ВНИИКимаш разработал простой и дешевый способ получения адсорбента
на основе активной окиси алюминия — активного глинозема из побочного
Рис. 6. Изотермы адсорбции водяного пара адсорбен-
тами при температуре 293° К:
1 — активный глинозем; 2 — цеолит марки NaX; 3 — актив-
ная окись алюминия марки А-2
продукта производства алю-
миния. Освоен промышлен-
ный способ производства син-
тетических цеолитов, обеспе-
чивающих точку росы в воз-
духе ниже 203° К.
На рис. 5 приведены изо-
термы адсорбции водяного
пара силикагелями. Изотерма
для мелкопористого силика-
геля марки КСМ представля-
ет собой кривую, выпуклую
по отношению к оси абсцисс.
S-образный вид изотермы для
силикагеля марки КСК ха-
рактеризует крупнопористую
структуру адсорбента. Для
осушки используют силика-
гель марки КСМ.
На рис. 6 приведены
изотермы адсорбции влаги активным глиноземом (МРТУ 6-08-84—68),
активной окисью алюминия марки А-2 (ГОСТ 8136—56) и цеоли-
том NaX (МРТУ ,6-01-906—66). Изотерма адсорбции влаги в области
малых давлений для цеолита марки NaX расположена много выше и имеет
453
почти прямоугольную форму, что указывает на более глубокую осушку и
большую влагоемкость по сравнению с двумя другими рассмотренными
адсорбентами. Однако, чтобы получить такую адсорбционную характери-
стику для цеолитов, необходимо нагревать их при регенерации до более высо-
ких температур, чем активный глинозем и активную окись алюминия
марки А-2. Обычно в блоках осушки воздуха используется дешевый активный
глинозем, который обеспечивает точку росы осушенного* воздуха не выше
218° К.
Время защитного действия адсорбционного слоя т сильно зависит от тем-
пературы и скорости воздуха. Как показали лабораторные исследования, при
Рис. 7. Длительность работы адсорбера
длиной 100 см в зависимости от скорости .
воздуха при температуре насыщения
300° К:
высоте слоя активного глинозема 100 см
и скорости воздуха 0,5 л/(мин-см2)
повышение температуры с 278 до 293° К
уменьшает время защитного действия
в 3 раза; при дальнейшем повышении
температуры от 293 до 303° К вели-
чина т уменьшается в 2,3 раза и от
303 до 313° КН в 2,2 раза. На основа-
нии экспериментальных данных уста-
новлено, что увеличение скорости при-
водит к уменьшению т.
В промышленных условиях адсор-
бент наряду с адсорбцией водяного пара
может поглощать водяной туман, про-
дукты разложения масла, углеводороды
и другие примеси.
В процессе поглощения водяного
пара под давлением выделяющаяся те-
плота адсорбции отводится, в основ-
ном, сжатым воздухом и поэтому не
вызывает существенного снижения ад-
сорбционной емкости. Влагосодержа-
1 — при давлении 7,5 — 10 Мн/м2; 2 — при
атмосферном давлении (по лабораторным
данным)
ние в воздухе под давлением значи-
тельно больше, чем при атмосферном
давлении, поэтому время защитного
действия промышленных адсорберов меньше, чем лабораторных.
На основании результатов исследований (рис. 7) для промышленных
адсорберов с активным глиноземом в рабочих условиях рекомендуется ско-
рость воздуха не более 0,2 л/(мин-см2). При этой скорости время защитного
действия активного глинозема может быть определено из выражения
т = К (L — h) ч,
(1)
где L — высота слоя адсорбента в см;
h — высота неиспользованного слоя в см;
К — коэффициент защитного действия в ч!см.
В зависимости от температуры рекомендуется применять следующие
значения величин h и К:
t в °К........................
/г в см.......................
К в ч/см......................
278	293	303	313
5	15	20	40
0,41	0,17	0,10	0,06
При меньшей скорости воздуха время защитного действия, подсчитан
ное по уравнению (1), соответственно увеличивается.
454
Для кускового силикагеля марки КСМ адсорбционная емкость и время
защитного действия слоя примерно в 2 раза больше, чем для активного
глинозема.
Регенерацию адсорбента производят подогретым газом, обычно азотом.
Для нагревания адсорбента не обязательно нужен сухой газ, а для охлажде-
ния необходим только сухой газ. Количество тепла, вносимое греющим газом,
можно подсчитать лишь приближенно, так как регенерация обусловлена
нестационарным процессом массо- и теплообмена. Приближенно можно счи-
тать процесс стационарным и	'
составить материально-тепло-
вой баланс с учетом затрат те-
пла по элементам: 1) нагрева-
ние массы адсорбента; 2) нагре-
вание адсорбера; 3) десорбция
влаги; 4) потери тепла с отхо-
дящим азотом; 5) потери тепла
в окружающую среду; 6) потери
тепла в печи.
Для практических расчетов
принимают, что в процессе реге-
нерации адсорбент и адсорбер
нагреваются до одинаковых тем-
ператур, а изменение темпера-
тур по высоте адсорбера проис-
ходит по линейному закону.
Для десорбции водяного
пара из активного глинозема
температура азота на входе
в адсорбер должна быть 533—
553° К, а для силикагеля марки
КСМ она составляет 453—
473° К. Регенерацию можно
считать практически закончен-
Рис. 8. Технологическая схема блока осушки:
/; 2 — адсорберы; 3 — фильтр-влагоотделитель; 4\ 5 —
керамические фильтры; 6 — щит приборов; 7 — элек-
тронагреватель; 8 — терморегулятор; 9 — предохрани-
тельный клапан; 10 — 18 — вентили; 19 — диафрагма
ной, когда температура азота
на выходе из адсорбера дости-
гает 353—363° К для активного
глинозема и для активной окиси
алюминия, а для силикагеля
марки КСМ — 333—343° К.
Опыт показывает, что десорбцию водяного пара из адсорберов высокого
давления можно производить в течение 4 ч при условии подачи азота со ско-
ростью 1,2—2,0 л/(мин-см2). Охлаждение адсорбера протекает примерно
за то же время, что и десорбция водяного пара.
Непрерывная осушка газа осуществляется в двух адсорберах. Чередо-
вание адсорбции и десорбции влаги повторяется многократно без изменения
свойств адсорбента. Для удобства эксплуатации обычно период между пере-
ключениями адсорберов составляет 8 ч, что соответствует сменной работе
аппаратчиков.
Десорбцию можно проводить прямотоком и противотоком. Прямоток
обеспечивает меньший износ адсорбента, но эффективность осушки при этом
несколько снижается. При противотоке адсорбент может изнашиваться осо-
сенно сильно в момент переключения адсорберов, поэтому снижать давление
следует в течение 8—10 мин. Эффективность осушки при этом варианте де-
сгрбции выше.
455
Можно также проводить десорбцию влаги нагреванием адсорбента с от-
качкой водяного пара вакуум-насосом. Такой способ применим для адсор-
беров небольшого диаметра.
На рис. 8 дана технологическая схема блока осушки. Блок состоит из
двух адсорберов 1 и 2, керамических фильтров 4 и 5, электронагревателя 7
Вход воздуха
Рис. 9. Адсорбер:
1 — корпус; 2 — крышка; 3 — уплот-
нение; 4 — трубки; 5 — решетка;
6 — штуцер для выгрузки адсор-
бента; 7 — плавающая решетка;
8 — накидная гайка
с терморегулятором 8 и щита приборов 6. Пе-
ред блоком осушки установлен фильтр-влаго-
отделитель 3, заполненный активным глино-
земом, который заменяется через 6—12 мес.
Азот, подаваемый для регенерации из бло-
ка разделения, подогревается до температуры
533—553° К- Когда температура,азота на выходе
из адсорбера достигает 353—363° К, регене-
рация считается законченной и адсорбент охла-
ждают сухим азотом до температуры 303° К-
Адсорбер, рассчитанный на осушку 10 м3/ч
воздуха при рабочем давлении, представляет
собой стальной вертикальный толстостенный
сосуд (рис. 9). В верхний конец корпуса 1
ввинчивается крышка 2, уплотняемая проклад-
кой при- помощи шайбы 3. На входе воздуха
в нижней части адсорбера установлены трубки 4
с отверстиями, прикрытые решеткой 5. Такая
конструкция улучшает распределение воздуха
высокого давления на входе в адсорбер. Верх-
няя плавающая решетка 7 с уложенной в ней
сеткой уплотняет слой адсорбента и уменьшает
возможность уноса его пыли. Адсорбент загру-
жают через крышку 2 и выгружают через ниж-
ний штуцер 6 с накидной гайкой 8.
Аналогичные блоки применяются для осуш-
ки воздуха в транспортных и стационарных
установках различной производительности при
среднем и высоком рабочем давлении, а также
для осушки кислорода. В настоящее время
компрессоры небольшой производительности
высокого давления выпускаются в комплекте
с блоками осушки. При больших производи-
тельностях можно применять кольцевые адсор-
беры.
На современных установках высокого и
среднего давления применяются цеолитовые
блоки комплексной очистки воздуха, описан-
ные в следующем разделе данной главы. Эти
блоки обеспечивают осушку воздуха до точки
росы около 203° К-
6. КОМПЛЕКСНАЯ ОЧИСТКА ВОЗДУХА СИНТЕТИЧЕСКИМИ
ЦЕОЛИТАМИ
Синтетические цеолиты (молекулярные сита) используются для комплекс-
ной очистки воздуха высокого и среднего давления от влаги, двуокиси угле-
рода, ацетилена и других углеводородов. По своим адсорбционным свой-
ствам синтетические цеолиты отличаются от других адсорбентов (силикагелей
456
и активной окиси алюминия) высокой адсорбционной емкостью при неболь-
ших концентрациях адсорбата и при повышенных температурах, сохраняя
ее в значительной степени в динамических условиях, сродством с полярными
молекулами, особенно с водой, свойством избирательно адсорбировать не-
а см3/г '
25
20
15
10
О
4	8	12	16р6 Мн/м2
Рис. 10. Изотермы адсорбции СО2 цеолитом NaX
из сухого воздуха под давлением при положи-
тельных температурах
насыщенные органические соединения (ацетилен и др.). Промышленность
Советского Союза выпускает цео-
литы типов А и X. Характеристика
цеолитов NaA и NaX приведена
в приложении 15.
Примеси воздуха—влага, дву-
окись углерода, ацетилен — имеют
различные коэффициенты адсорб-
ции на цеолитах. Самый низкий
коэффициент адсорбции у СО2,
поэтому величина адсорбции СО2
определяет 4 продолжительность
цикла работы адсорбера и его
размеры. Наиболее эффективно
очистка воздуха от двуокиси угле-
рода протекает'на цеолите NaX.
Цеолит этой марки используется
в блоках комплексной очистки^
воздуха.
Адсорбционная емкость цеолита NaX по СО2. На рис. 10 показаны
изотермы адсорбции СО2 из сухого (точка росы 213° К) сжатого атмосферного
воздуха, содержащего 0,03% СО2. Величина адсорбции заметно падает
с повышением температуры, особенно в йнтервале от 273 до 293° К. Поэтому
Время
Рис. 11. Десорбция СО2 из цеолита:
1 — концентрация СО2 в воздухе; 2 — температура
в середине слоя; 3 — температура на выходе из ад-
сорбера
воздух в блоки очистки целесооб-
разно подавать с наиболее низкой
температурой, возможной по тех-
нологической схеме, например
после ожижителя, когда темпера-
тура воздуха не превышает 283° К.
Ход процесса десорбции СО2
из цеолита NaX иллюстрируют
данные, показанные на рис. 11.
Цеолит нагревался горячим сухим
воздухом при температуре на вхо-
де в адсорбер 723° К- За слоем
цеолита в регенерирующем газе
: определялась концентрация дву-
! окиси углерода (кривая 1) и изме-
 рялась температура в середине
слоя и на выходе из адсорбера
(кривые 2 и 3). Десорбция СО2
практически закончилась при тем-
пературе в середине слоя 433° К
и на выходе из адсорбера 353° К-
Влагоемкость цеолита NaX. Изотерма адсорбции влаги из воздуха цео-
литом NaX показана на рис. 6. Она характеризует величину адсорбции влаги
в зависимости от относительной влажности воздуха при атмосферном давле-
нии и температуре 293° К. Характер изотермы указывает наибольшую по
сравнению с другими адсорбентами величину влагоемкости цеолита NaX
и на большую глубину осушки воздуха.
457
Температура десорбции Влаги
Рис. 12. Зависимость влагоемкости (/), времени
защитного действия (2) и точки росы воздуха
от (3) температуры десорбции влаги; высота
слоя 500 мм, скорость потока воздуха
0,5 л!(мин • см2), давление воздуха атмосферное
Рис. 13. Изотермы адсорбции 'углеводородов
цеолитом NaX из сухого и очищенного от
СО2 воздуха под давлением при концентра-
ции углеводородов 1 см3/м3:
1 — этилен при температуре 293 °К; 2 — пропи-
лен при температуре 293° К; 3, 4, 5 — ацетилен
соответственно при 303, 293 и 283 °К; 6; 7;
8 — бутилен при температурах 303, 293 и 283° К
Влияние температурных усло-
вий на полноту десорбции влаги
установлено опытным путем на
предварительно просушенном при
различных температурах цеолите,
с которым проводились опыты по
адсорбции влаги из потока воз-
духа при атмосферном давлении.
При этом определялась точка росы
осушенного воздуха, время работы
до проскока и влагоемкость цео-
лита. Зависимость адсорбцион-
ных характеристик от темпера-
туры регенерации приведена на
рис. 12. Кривые рис. 12 показы-
вают, что для практически полной
десорбции влаги цеолит необхо-'
димо нагреть до температуры не
менее 573° К.
Адсорбция углеводородов цеоли-
том NaX. В атмосферном воздухе
наиболее часто встречаются углево-
дороды С2—С4. Изотермы адсорбции
ацетилена, этилена, пропилена и бу-
тилена из сухого (точка росы 203 ° К)
и очищенного от СО2 воздуха (оста-
точное содержание СО2 составляет
1—1,5 см3/м3) приведены на рис. 13.
При снятии изотерм концентрация
углеводорода в воздухе в'каждом от-
дельном случае была около 1 см3!м3.
Величина адсорбции уменьшается
в такой последовательности: бути-
лен, ацетилен, пропилен и этилен.
На примере ацетилена и бутилена
видно, что понижение температуры
воздуха с 293 до 233° К существенно:
увеличивает емкость цеолита NaX
по углеводородам.
Двуокись углерода, присутству-
ющая в атмосферном воздухе, зна-
чительно снижает величину адсорб-
ции углеводородов. На рис. 14 при-
ведены изотермы адсорбции • ацети-
лена и бутилена из сухого воздуха,
не очищенного от СО2 (концентрация
углеводородов, как и ранее, соста-
вляла 1 см3!м3). Наличие двуокиси
углерода в воздухе (0,03% объемных)
привело к снижению адсорбционной
емкости по ацетилену в 2 раза почти
во всей области исследованных да-
влений, а изотерма адсорбции бути-
лена проходит через максимум в об-
458
ласти давлений 1,5—3,0 Мн/м1 2, после чего наблюдается снижение адсорб-
ционной емкости цеолита по бутилену с ростом давления воздуха и соответ-
ственно парциального давления СО2.
В атмосферном воздухе, как правило, присутствуют одновременно не-
сколько углеводородов. Взаимное влияние углеводородов при адсорбции
видно из данных рис. 15, на котором приведены йзотермы совместно адсор-
бирующихся ацетилена и бутилена из сухого и очищенного от СО2 врздуха
(содержание каждого углеводорода 1 см3/л/3). В области давлений от атмо-
сферного до 3—4 Мн/м2 происходит неза-
висимая адсорбция углеводородов, а при
более высоких давлениях заметно взаим-
ное влияние углеводородов на их адсор-
бируемость цеолитом NaX.
0	2^6 РвоздМн/м2
Рис. 15. Изотермы совместной адсорб-
ции ацетилена и бутилена цеолитом
NaX из сухого и очищенного от СО2
воздуха под давлением при концентра-
ции каждого углеводоррда 1 см31м3
и температуре 293° К:
Рис. 14. Изотермы адсорбции ацетилена и
бутилена из сжатого сухого воздуха, содер-
жащего 0,03% СО2 при концентрации угле-
водородов 1 сыР/м3 и температуре 293° К:
1 — ацетилен; 2_—'бутилен
1 — ацетилен; 2 — бутилен
На установках разделения воздуха регенерация адсорбентов обычно
производится нагреванием их потоком сухого горячего газа (воздуха или
азота). При таких условиях регенерации десорбция углеводородов с цео-
лита NaX протекает в следующем порядке: этилен и пропан выделяются,
практически, при температуре адсорбента около 293° К; десорбция бутана
заканчивается, примерно, при 313° К; основная масса пропилена удаляется
в интервале температур 308—323° К, а бутилена — от 318 до 353° К; аце-
тилен выделяется при температурах от 313 до 343° К. Следовательно, десорб-
ция углеводородов С2—С4 закончится раньше, чем из цеолита будет удалена
двуокись углерода и влага.
Блоки комплексной очистки воздуха. Разработан номенклатурный ряд
типовых блоков комплексной очистки воздуха цеолитами для воздухораз-
делительных установок, перерабатывающих от 120 до 2400 м3/ч воздуха
под давлением от 3,5 до 20 Мн/м2. Оптимальный Диапазон температуры
адсорбции принят от 278 до^283° К.
Типаж блоков приведен в табл. 5. На ряде заводов отрасли освоен серий-
ный выпуск цеолитовых|блоков. Принципиальная схема блока показана
459
на рис. 16. Воздух высокого давления с температурой не выше 283° К посту-
пает во влагоотделитель, а затем в один из адсорберов блока очистки, на вы-
ходе из которого установлен фильтр. Регенерирующий газ перед входом в ад-
сорбер проходит через электроподогреватель. Конструкция одного из адсор-
беров, рассчитанного на очистку 1000 м3!ч воздуха при давлении 20Л4н/л2,
показана на рис. 17 (блок ЦБ-1000/200).
Для изготовления адсорбера использо-
ван баллон высокого давления, в который
загружено 360 кг цеолита. На входе и вы-
ходе воздуха в баллоне предусмотрены филь-
тры, предотвращающие попадание цеолито-
вой пыли в потоки газа во время работы
адсорбера и при регенерации цеолита в нем.
Греющий газ при регенерации подается
в адсорбер с температурой не ниже 573 °К;
десорбция примесей из цеолита заканчивается
при достижении температуры газа на выходе
473—493 °К. Затем охлаждается цеолит пото-
ком сухого газа до температуры, близкой
к рабочей.
ь Воздух высокого
! давления
465
[Воздух Высокого
I давленая
Регенерир унзщий
газ
Газ
в атмосферу
1
давления
в блок разделения
Рис. 16. Схема блока комплексной очистки воздуха
цеолитом NaX:
1 — адсорберы; 2 — влагоотделитель; 3 — электронагрева-
тель; 4 — фильтр
Рис. 17. Адсорбер высокого давле-
ния для комплексной очистки воз-
духа цеолитом:
Г, 2 — фильтры на входе и выходе воз-
духа из баллона; 3 — баллон; 4 — цео-
лит марки NaX
При использовании блоков комплексной очистки воздуха цеолитами
упрощается технологическая схема воздухоразделительной установки и повы-
шается взрывобезопасность ее работы. Цеолит в адсорберах обеспечивает
высокую степень очистки воздуха от примесей. Содержание водяного пара
соответствует точке росы около 203 ° К. Остаточное содержание СО2 находится
в пределах 0,5—1,5 см31м3. Концентрация ацетилена, пропилена, бутилена
и других более тяжелых углеводородов ниже 0,005 см3!м3 при исходной кон-
центрации до 1 см3!м3. Углеводороды — этан, этилен, пропан и бутан появ-
460
Типаж цеолитовых блоков комплексной очистки воздуха
для воздухоразделительных установок
Таблица 5
Тип блока	Количество воз- духа в м3/ч	едавление в Мн/м,2		Размеры (диа- метр х длина) в мм и количество сосудов	Масса цеолита NaX ъ кг	Тип блока	Количество воз- 1духа в м3/ч	бочеедавление 4^- в Мн!м2 нп		Размеры (диа- метр X длина) в мм и количество сосудов	Масса цеолита Nax в кг
		5" О х \О га со р СХ с	Е								
								«Е CU	Е		
ЦБ-120/200	120	20 10		325X1380 2 шт.	115	ЦБ-1000/200	1000	20 10		465X3790 2 шт.	720
ЦБ-400/200	400	20 10		377X1970 2 шт.	230	ЦБ-2400/64	2400	0,4 3,5		750X4200 2 шт.	2060
ЦБ-1000/64	1000	6,4 3,5		530X3000 2 шт.	820	ЦБ-2400/200	2400	20 10		465X3790 6 шт.	2160
ляются в воздухе за слоем цеолита несколько раньше, чем наступает' пере-
ключение адсорберов, но растворимость этих углеводородов в жидком кисло-
роде относительно велика и вероятность выпадения их в твердом виде незна-
чительна.
7. ВЫМОРАЖИВАНИЕ ВОДЫ И ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА
В ТЕПЛООБМЕННИКАХ
Один из способрв очистки технологических потоков воздуха от паров
воды и двуокиси углерода — вымораживание этих примесей в теплообмен-
никах, служащих одновременно для охлаждения воздуха и нагревания про-
дуктов разделения.
Агрегатное состояние примесей в воздухе после вымораживателей может
быть различным в зависимости от условий охлаждения. При движении паро-
газовой смеси над охлаждающей поверхностью вымораживателя в результате
тепло- и массообмена происходит охлаждение смеси и изменение агрегатного
состояния пара. Если температура стенки равна или ниже температуры насы-
щения воздуха примесью при данном содержании ее в смеси, то пар высажи-
вается на холодной поверхности в виде кристаллического инея. Газ может
быть ненасыщенным, насыщенным или перенасыщенным вымораживаемым
компонентом при температуре смеси. В последнем случае возможна кристал-
лизация в потоке и тогда парогазовая смесь насыщена паром и содержит снег,
т. е. кристаллы данной примеси, взвешенные в объеме. Наличие снега или
смеси, перенасыщенной паром, нежелательно, так как приводит к нарушению
нормальной работы аппаратов, расположенных за вымораживателями. ’
Кроме того, при движении перенасыщенной смеси к холодному концу
теплообменника возможно высаживание кристаллов в зонах с более низкой
температурой. Если вымораживатели освобождаются от инея при значитель-
ном повышении температуры от внешнего источника тепла, то такое переме-
щение слоя инея не представляет опасности. Если же иней удаляется обрат-
ным потоком, то в этом случае возможна преждевременная забивка теплооб-
менника.
На состояние парогазовой смеси при ее охлаждении влияет разность
температур между газом и холодной поверхностью AT, физические свойства
компонентов смеси, начальное паросодержание, гидродинамический режим
461
потока и форма поверхности. Чем больше разность, температур, тем более
вероятно образование перенасыщенного пара, причем понижение температур-
ного уровня способствует перенасыщению [55]. Чем выше начальное паро-
содержание, тем более благоприятны условия для возникновения перена-
сыщения. Ламинарный режим больше способствует перенасыщению, чем
турбулентный. Развитая поверхность, части которой могут служить центрами
кристаллизации, уменьшает перенасыщение.
Теплообмен в вымораживателях воздухоразделительных установок осу-
ществляется при турбулентном режиме. Поэтому протекание процесса
массообмена зависит в основном от разности температур и начального содер-
жания паров воды и двуокиси углерода. Во избежание увеличения концен-
трации примесей в потоке из-за срыва кристаллов со стенок труб скорость
воздуха, как показывает опыт, не должна превышать 3 м/сек [3, 55].
Поверхность теплообмена нужно выбирать с учетом влияния слоя выса-
живающегося инея на интенсивность теплообмена. Слой инея создает доба-
вочное термическое сопротивление при теплопередаче от воздуха к стенке.
Величина этого сопротивления зависит от толщины слоя и теплопроводности
инея, которые являются функцией плотности слоя кристаллов. Изменение
интенсивности теплопередачи от воздуха к стенке, обусловленное появле-
нием слоя инея, одновременно связано и с увеличением скорости потока
(вследствие уменьшения его живого сечения), и с повышением турбулент-
ности потока (из-За шероховатости поверхности инея), улучшающих теп-
лообмен.
Теория и испытания различных вымораживателей показывают, что
интенсивность теплоотдачи от воздуха к стенке по мере высаживания инея
может быть и больше и меньше, чем для чистой стенки. Опытная величина
коэффициента теплопередачи от газа к стенке через слой инея не опускалась
ниже половины расчетного значения коэффициента теплоотдачи от газа
к чистой стенке. При проектировании вымораживателей воздухораздели-
тельных установок рекомендуется коэффициент теплоотдачи от воздуха
к стенке уменьшать вдвое по сравнению с величиной, найденной по обычным
формулам.
В воздухоразделительных установках очистка воздуха вымораживанием
производится в следующих аппаратах:
а)	в переключающихся вымораживателях, которые освобождаются от
инея Н2О или СО2, путем нагрева и продувки нетехнологическим потоком;
б)	в регенераторах и реверсивных теплообменниках при сублимации
высадившегося инея обратным потоком азота или кислорода;
в)	в вымораживателях холодильно-газовых машин, работающих перио-
дически и отогреваемых при остановке машины.
Переключающиеся вымораживатели
Переключающиеся вымораживатели различаются по методу охлажде-
ния и по конструкции. Охлаждение воздуха может осуществляться либо
жидким хладагентом, например, аммиаком в вымораживателях влаги, либо
вследствие подогрева продуктов разделения. Вымораживатели высокого
давления в большинстве случаев выполняются с витыми трубками, внутри
которых проходит подлежащий очистке воздух. В вымораживателях низкого
давления неочищенный воздух обычно подается в межтрубное' пространство
кожухотрубных аппаратов.
Основными показателями работы вымораживателей являются содержа-
ние вымораживаемого компонента в охлажденном воздухе и продолжитель-
ность их работы между переключениями, ограничиваемая величиной до-
462
пустимого падения давления при прохождении воздуха или же повыше-
нием его температуры.
Наличие перенасыщения практически не влияет на чистоту воздуха после
вымораживателей. Поэтому можно принимать, согласно опытным данным [3],
что при разности температур до 20 °К концентрация Н2О и СО2 в воздухе
после вымораживателей близка к концентрации насыщения. Период работы
вымораживателей до забивки тем больше, чем больше поверхность вымора-
живания и свободный объем аппарата.
Плотность инея зависит от многих факторов. По опытным данным [61 ],
средняя плотность инея Н2О может быть принята 0,25-10“3 кг/ж3, а инея
СО2— 1,0-10“3 кг!м?. В работе [72] приводится метод определения сопро-
тивления при условии одинаковой толщины слоя инея по длине вымора-
живания.
Вследствие того, что иней высаживается неравномерно, для оценки
лродолжительности работы вымораживателей можно воспользоваться ве-
личиной максимальной удельной нагрузки по инею [3, 55]. Удельная на-
грузка, характеризующая массовое количество инея, высаживающегося
в час на одном квадратном метре поверхности вымораживания, меняется
по длине аппарата. Для любого участка длины аппарата удельная нагрузка
по инею может быть подсчитана по выражению
^ = (P1^LVP°	(2)
где Pi, р2 — парциальные давления пара в начале и конце участка в н/(ж2);
V — количество воздуха, проходящего через вымораживатель,
в ж3/ (ч);
Ро — плотность пара Н2О или СО2 в кг/ж3;
Рв — давление воздуха в н1м2\
d — диаметр труб в лс;
п — количество труб;
I — длина труб на расчетном участке в м.
Распределение удельной нагрузки по длине аппарата зависит в основном
от изменения парциального давления пара.
Решение общих уравнений тепло- и массопередачи при некоторых до-
пущениях дает изменение парциального давления пара примеси в зависи-
мости от температуры [2]. Метод расчета освещен в работах [36, 3].
Зависимость давления насыщенного пара от температуры такова, что
на теплом конце аппарата при понижении температуры воздуха на 1 °К
высаживается значительно больше Н2О и СО2, чем на холодном. Поэтому
рекомендуется обеспечивать такой режим охлаждения воздуха, чтобы па-
дение температуры воздуха по длине аппарата в зонах с высокой концен-
трацией примесей было наименьшим. Однако, если значительная часть инея
высаживается у холодного конца (рис. 18), то с повышением скорости, на-
пример, при переключении регенераторов, возможен унос кристаллов, сры-
вающихся со стенок труб. Это приводит к ухудшению очистки, что под-
тверждается опытными данными [5].
В основе оценки длительности работы вымораживателей по максималь-
ной нагрузке лежит допущение, что плотность инея Н2О или СО2 при оди-
наковых температурах в разных аппаратах различается незначительно,
поскольку вымораживатели воздухоразделительных установок работают
в подобных гидродинамических режимах и примерно с одинаковыми на-
чальными концентрациями. При этом период между переключениями вымо-
раживателей одинакового типа обратно пропорционален их максимальным
удельным нагрузкам по инею. Если для вымораживателей определенной
463
конструкции имеются данные о продолжительности их работы т0 при мак-
симальной удельной нагрузке qmax 0, можно расчетным путем определить
продолжительность работы аппарата подобного типа (т) для других вели-
чин максимальной нагрузки
Вымораживатели влаги применялись в некоторых воздухоразделитель-
ных установках на потоках низкого и высокого давления. В воздухоразде-
лительных установках очистка воздуха от СО2 методом вымораживания
производится только при низких давлениях, так как высаживание СО2 из
Рис. 18. Изменение концентрации СО2 и удельной нагрузки
по длине вымораживатели:
1 — концентрация СО2 в воздухе при первом режиме; 2 — концентра-
ция СО2 в воздухе при втором режиме; 3 — удельная нагрузка при
первом режиме; 4 — удельная нагрузка при втором режиме
воздуха высокого давления согласно экспериментальным данным начина-
ется при температуре ниже критической [69, 71]. В установках низкого
давления (ВНИИКимаш БР-6) вымораживатели применяются для очистки
части воздуха, которая отводится из середины регенераторов с целью обеспе-
чения их незамерзаемости. Отбор воздуха должен производиться на таком
температурном уровне, чтобы содержание Н2О было уже незначительным,
а СО2 еще не начинала вымораживаться. На основании проведенных иссле-
дований рекомендуется отбирать воздух при температуре 180.—160 °К.
Из условий обеспечения полной очистки воздуха температура его после
вымораживателей не должна превышать 115 °К.
Вымораживатель выполнен в виде кожухотрубного аппарата. В меж-
трубном пространстве, по которому проходит охлаждаемый воздух, имеются
поперечные сегментные перегородки, предназначенные для задержания
инея СО2, срывающегося со стенок вследствие повышения скорости воздуха
при переключениях регенераторов. Как показали расчеты, подтвержден-
ные опытными данными, вымораживание осуществляется в нижней, более
холодной половине аппарата, верхняя часть аппарата служит только для
охлаждения воздуха.
Вымораживатели переключаются при повышении сопротивления на
прямом потоке до 1000 мм вод. ст. Продолжительность периода между пе-
реключениями составляет 4—5 суток. Отогрев вымораживателей произво-
464
дится очищенным подогретым воздухом. . По опытным данным основное ко-
личество СО2 выносилось при постоянной температуре греющего воздуха
на выходе в 170 °К. Общее количество вынесенной СО2 составляло примерно
350 кг,'
'	Регенераторы и реверсивные теплообменники
В регенераторах и реверсивных теплообменниках высадившиеся на
холодных поверхностях примеси удаляются сублимацией обратным пото-
ком холодного газа. Период между переключениями потоков в регенерато-
рах определяется теплоаккумулирующей способностью насадки, а в ре-
версивных теплообменниках — допустимым повышением сопротивления на
обратном потоке. На продолжительность работы этих аппаратов до забивки
влияет темп накапливания примесей в случае неполной возгонки их в пе-
риод холодного дутья.
Регенераторы и реверсивные теплообменники подробно рассмотрены
в'гл. V и VI 1-го тома этой книги.
Сетчатые вымораживатели
В холодильно-газовых машинах воздух перед конденсацией должен
быть освобожден от воды и двуокиси углерода. Воздух из атмосферы про-
ходит по каналу (рис. 19), где он предварительно охлаждается, и затем по-
ступает к цилиндру из тонкой медной сетки. Эта сетка, которая должна
иметь высокую теплопроводность и
достаточную поверхность, натянута на
охлаждаемые гелием радиальные мед-
ные пластины головки машины и имеет
температуру около 108 °К. Пройдя
через холодную сетку, воздух охла-
ждается, а на поверхности сетки в виде
инея остаются кристаллы Н2О и СО2.
При пуске машины вследствие боль-
шой разности температур в потоке
воздуха образуются кристаллы, часть
которых проходит через сетку, а часть
задерживается на сетке, что увеличи-
вает поверхность теплообмена и коли-
чество центров кристаллизации. Пер-
воначальный слой инея состоит из длин-
Рис. 19. Головка холодильно-газовой ма-
шины с вымор аживателем:
1 — регенератор; 2 — канал для предвари-
тельного охлаждения воздуха; 3 — охлаждае-
мые медные пластины; 4 — цилиндр из медной
сетки; 5 — слой инея
ных кристаллических иголок, простран-
ство между которыми затем заполня-
ется мелкими кристаллами. На по-
верхности этого слоя вновь высажива-
ются
игольчатые кристаллы и процесс все время повторяется с обра-
зованием на сетке пористого слоя инея. Верхний основной слой этого инея
застоит из кристаллов'воды, а ближе к холодной поверхности сетки выса-
живаются кристаллы двуокиси углерода.
По опытным данным [65, 68], за 6 дней работы в вымораживателе ма-
шины производительностью 5—7 л/ч жидкого воздуха высадился слой инея
тзлщиной около 0,1 м. Внутренний слой толщиной примерно 0,005 м со-
стоял наполовину из СО2. Плотность зинея воды по замерам была в преде-
лах 0,4-10"3 кг!м? и инея двуокиси углерода — 0,9-10"3 кг/ж3. Сопротивле-
ние этого слоя было невысоким — при полной производительности машины
П р. В. И. Епифановой
465
оно, не превышало 200 мм вод. ст. Машину останавливали из-за повышения
сопротивления на потоке воздуха, когда в вымораживателе накапливалось
около 5 кг снега. Сопротивление отчасти определялось количеством СО2
в слое инея воды.
Для увеличения срока работы вымораживателя вокруг цилиндрической
сетки, на внешней стороне ее, был смонтирован кожух из гофрированной
Рис. 20. Время работы вы-
мораживателя
дильно-газовой машиной,
онной колонной. Сетка
металлической сетки. Иней воды высаживался на
наружной стороне сетки, а иней двуокиси угле-
рода — во внутреннем полом пространстве. Про-
должительность работы вымораживателя имеет
квадратичную зависимость от удельного расхода
воздуха (рис. 20). Эта зависимость подтверждается
опытными данными для предельной температуры
верхнего слоя 230 °К и начальной точки росы
воздуха 283 ° К-
Удовлетворительная степень осушки воздуха
с начальной точкой росы 283 ° К обеспечивается
до тех пор, пока температура наружного слоя
инея не превышает 230 °К. При этом 99% всей
поступающей с воздухом воды будет высажи-
ваться в верхних слоях. Двуокись углерода
начинает высаживаться в тех слоях, где тем-
пература ниже 130 ° К. Для возможно полной
очистки от СО2 температура сетки должна быть
не выше 108 ° К-
В азотных установках, работающих с холо-
вымораживатель монтируется под ректификаци-
вымораживателя припаивается к трубам, через
которые жидкий кислород выводится из колонны. В крупных холодильно-
газовых машинах производительностью, например, 30 л/ч жидкого воздуха
вымораживатель выполняется в виде набора из плоских секций.
Анализ работы сетчатых вымораживателей и расчетные зависимости
приведены в работе [55].
8. ОЧИСТКА ВОЗДУХА ОТ ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА
ПРОМЫВКОЙ И ФИЛЬТРАЦИЕЙ ТВЕРДОЙ СО2
Растворимость двуокиси углерода в сжатом воздухе позволяет охлаж-
дать воздух высокого давления до низких температур без выделения твер-
дой СО2. Дросселирование охлажденного воздуха высокого давления при-
водит к выделению всей двуокиси углерода в твердом виде с образованием
суспензии ее в жидкой фазе. Последующая фильтрация суспензии является
основным процессом в способе очистки воздуха от СО2, получившем приме-
нение в промышленности [55]. Одна из схем установки для получения
жидкого кислорода, в которой используется фильтрация СО2 из жидкости,
как способ очистки воздуха от двуокиси углерода, показана на рис. 21.
Воздух, сжатый в компрессоре до давления 15—20 Мн/м2, после адсорб-
ционной осушки и предварительного охлаждения до 258—243 ° К делится
на две части: одна часть направляется в детандер, а другая — в теплообмен-
ник, где воздух охлаждается до 123 °К без выделения твердой двуокиси
углерода. В детандере воздух расширяется до давления 0,55—0,6 Мн/м2
и достигает температуры около 113 °К. Это конечное состояние воздуха ле-
жит уже в области существования твердой СО2. Двуокись углерода, выпа-
466
дающая при расширении до конечного давления, выносится вместе с возду-
хом в нижнюю колонну.
Вторая часть воздуха после теплообменника проходит дроссельный
вентиль, после чего получается примерно 65% жидкости, с которой твердая
двуокись углерода образует суспен 
зию; парожидкостная смесь также
направляется в нижнюю колонну.
В нижней колонне воздух после
детандера промывается на колпачко-
вых тарелках флегмовой жидкостью,
к которой присоединяется жидкость
после дроссельного вентиля. Вся
твердая СО2 собирается в жидкости
испарителя и затем отделяется на
фильтре из пористого металла. Жид-
кость испарителя через адсорбер
поступает в верхнюю колонну. После
фильтра в жидкости испарителя со-
держатся около 30 см3/м3 двуокиси
углерода (в пересчете на газ); при-
мерно через 3 дня концентрация СО2
начинает увеличиваться и фильтр
с адсорбером переключают. Частые
переключения адсорберов создают
благоприятные условия работы уста-
новки в отношении взрывобезопас-
ности.
Пуск установки осуществляется
на замкнутом цикле.
Рис. 21. Схема установки для получения
жидкого кислорода с фильтрацией дву-
окиси углерода:
1 — детандер; 2 — теплообменник; 3 — дроссель-
ный вентиль; 4 — нижняя колонна; 5 — фильтр;
6 — адсорбер; 7 — конденсатор; 8 — верхняя
колонна
9. ОЧИСТКА ЖИДКОСТИ ИСПАРИТЕЛЯ
ОТ ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА ФИЛЬТРАЦИЕЙ
Практика показывает, что в очищенном воздухе, поступающем в ректи-
фикационную колонну, все еще содержится заметное количество двуокиси
углерода. В ректификационной колонне основное количество двуокиси
углерода находится в жидкости испарителя, с которой она и выводится
из испарителя. Незначительное количество СО2 уходит с жидким азотом.
Содержание СО2 в жидкости испарителя различно в зависимости от
типа установки и практики ее эксплуатации. По имеющимся данным, ко-
личество СО2 (в пересчете на газ) в жидкости испарителя находится в пре-
делах от 2—5 до 25—40 см3!л. Если исходить из опубликованных данных
по растворимости СО2 в жидком азоте, кислороде и их смесях, в раствор
может перейти не более 5—6 см3 СО2 на один литр жидкости испарителя.
Избыточное количество двуокиси углерода находится в жидкости испари-
теля в виде твердых частиц.
Твердые частицы СО2 ухудшают работу воздухоразделительного аппа-
рата (снижают качество продуктов разделения воздуха, забивают дроссель-
ные вентили, отверстия ректификационных тарелок) и приводят к необхо-
димости преждевременно останавливать аппарат на отогрев. Кроме того,
присутствие в жидкости испарителя мельчайших твердых частиц СО2 при-
водит к уменьшению ацетиленоемкости адсорбентов и к сокращению вре-
мени защитного действия слоя адсорбента в адсорберах ацетилена. Очистку
жидкости испарителя, а в ряде случаев и жидкого кислорода от твердых
частиц двуокиси углерода производят фильтрацией.
30*	467
Характеристика фильтрующих материалов и данные для расчета
фильтров
В отечественных установках для фильтрации жидкости испарителя
и жидкого кислорода с целью очистки их от твердых частиц двуокиси угле-
рода применяют фильтрующие перегородки из пористой керамики и по-
ристого металла.
Фильтры из пористой керамики представляют собой утрамбованную
вибратором и обожженную массу, состоящую из наполнителя (шамота или
кварцевого песка), связующего и ускорителя затвердевания (кремнефто-
ристого натрия). Фильтры из пористого металла изготовляются методом
порошковой металлургии путем
Размер часгтгии, исходного
порошка
Рис. 22. Размер пор фильтров (в микро-
нах) из пористой бронзы в зависимости
от размера частиц исходного порошка
спекания при высокой температуре по-
рошка оловянистой или фосфористой
бронзы. Фильтры из этих материалов
обладают достаточной механической
прочностью, способны выдерживать
резкие колебания температур, не кор-
родируют в среде жидкого кислорода
и не засоряют фильтруемый поток
частицами материала фильтра.
Опыт эксплуатации керамических
фильтров показал, что в них иногда
образуются трещины, особенно при
уплотнении фильтрующего элемента
в корпусе фильтра. Фильтры из пори-
стого металла в этом отношении более
надежны. Их предел прочности при
сжатии равен в среднем 200 Мн1м\
а керамических фильтров — всего
10—20 Мн!м2 при размерах частиц
исходного порошка 0,3—0,4 мм.
Основными характеристиками филь-
трующего материала является размер
пор и пористость. Фильтры можно из-
готовлять различной толщины и с тре-
буемым размером пор. От среднего размера пор непосредственно за-
висят как удерживающая способность фильтра, так и его гидравлическое
сопротивление — с уменьшением размера пор повышается эффективность
очистки, но увеличивается сопротивление фильтра.
На рис. 22 приведена зависимость среднего размера пор фильтров из
пористого металла с объемной массой 5,4—5,8 г!см2 от размера частиц исход-
ного порошка оловянистой бронзы. Средний размер пор фильтров опреде-
лялся измерением давления, необходимого для того, чтобы протолкнуть
воздух через поры фильтра, заполненные жидкостью с известным поверх-
ностным натяжением. Пористость фильтров обычно находится в пределах
от 35 до 48 %.
Фильтрующие элементы из керамики и металла могут изготовляться
различных форм и размеров. Для очистки жидкости испарителя от СО2
применяются элементы трубчатой формы. Керамические фильтры имеют
длину от 220 до 1100 мм и наружный диаметр от 70 до 400 мм\ керамические
трубки можно склеивать жидким стеклом. Фильтрующие элементы из по-
ристого металла представляют собой трубку с небольшой конусностью дли-
ной 300 мм со средним внешним диаметром 40 мм. Если требуется значи-
тельная поверхность фильтрации, то фильтр составляется из ряда фильтрую -
468

с>
Ь 80
I
60
^40
£	30	50	70	90	110	130 150 МК
Средний размер пор срильгпров
Рис. 23. Коэффициент очистки фильтров в зависимо-
сти от среднего размера пор фильтров (в микронах)
щих элементов. Трубки из пористого металла можно соединять друг с Дру-
гом при помощи пайки или свинчивания «припеченной» арматуры. Послед-
ний способ требует особого внимания к качеству уплотнения. При пайке
металлических фильтров необходимо следить за тем, чтобы не залить при-
поем лоры на слишком большой поверхности и не вызвать коррозии ме-
талла затекшим в поры флюсом. Фильтрующую поверхность металлических
фильтров нельзя подвергать механической обработке.
Расчет фильтров сводится в основном к определению достаточной по-
верхности фильтрации и выбору характеристики фильтрующего материала.
Поверхность фильтрации определяют исходя из расхода фильтруемой жидко-
сти и скорости фильтрации. На основании данных лабораторных опытов
и практики эксплуатации промышленных фильтров скорость фильтрации
(расход жидкости в единицу времени, отнесенный к единице поверхности
фильтрующей перегородки) ре-
комендуется выбирать в преде-
лах 0,5—0,8 л1(ч-см2). Скорости
<0,5л1(ч-см2) принимают в тех
случаях, когда в фильтрующей
жидкости присутствует масло
и продукты его разложения.
Значения >0,8 л/(ч-см2) можно
принимать для фильтров устано-
вок низкого давления при сжа-
тии воздуха турбокомпрессора-
ми и содержании двуокиси
углерода в жидкости испари-
теля не более 10—12 см2/л.
При выборе размеров пор
фильтрующих элементов исходят из следующих соображений:
а)	для тщательной очистки жидкости испарителя рт СО2 в установках,
где воздух загрязнен маслом, следует использовать фильтрующие элементы
со средним размером пор 30—40 мкм;
б)	для установок низкого давления, если не требуется особо тщательная
очистка, целесообразнее применять фильтрующие элементы со средним
размером пор 50—70 мкм;
в)	для кислородных установок, в которых весь воздух или его часть
может загрязняться маслом, средний размер пор фильтрующих элементов
должен быть около 80—100 мкм.
При выборе толщины фильтров надо иметь в виду, что эффективность
очистки при увеличении толщины фильтра улучшается весьма незначительно.
Рекомендуемая толщина фильтрующих элементов составляет: для пористой
керамики 15—30 мм, для. пористой бронзы 3—5 мм. Чтобы предупредить
образование слишком больших пор в виде щелей, толщина стенки фильтрую-
щего элемента из пористого металла не должна быть меньше 4 мм для исход-
ного порошка с размером частиц 0,5—0,4 мм и 3 мм для частиц порошка
0,35—0,10 мм.
Начальное сопротивление фильтрующей перегородки при рекомендуе-
мой скорости фильтрации незначительно. Его можно определить на основа-
нии опытных данных по гидравлическому сопротивлению фильтров при
прохождении через них потока чистого газа или жидкости [3].
Переключение фильтров производится через 10—15 суток или раньше,
если гидравлическое сопротивление достигает 0,1 Мн/м2.
Эффективность очистки характеризуется коэффициентом очистки, кото-
рый представляет собой отношение количества задержанной фильтром дву-
469
окиси углерода к количеству ее, содержащемуся в жидкости, испарителя.
Коэффициент очистки в сильной степени зависит от размера пор фильтрую-
щей перегородки (рис. 23). Эта зависимость изучена при лабораторных
опытах с керамическими и металлическими фильтрами. Скорость фильтра-
ции при этом составляла 1,5—2 л/(ч-сж2) при содержании СО2 в жидком
кислороде 10—20 см?!л.
Конструкции фильтров и место их включения
в воздухоразделительный аппарат
Для обеспечения непрерывной работы обычно устанавливаются два
фильтра, работающие попеременно. Фильтры включаются на линии подачи
жидкости испарителя из колонны высокого давления в колонну низкого
давления.
В некоторых кислородных установках
фильтры жидкости испарителя конструк-
тивно соединены с адсорберами ацетилена.
Такое решение позволяет уменьшить ко-
личество вентилей и сделать аппараты
более компактными, однако при этом воз-
Рис. 24. Групповой фильтр жидкости испарителя:
1 — крышка; 2 — фланцы; 3 — корпус; 4 — керамиче-
ский стакан
испарителя
Рис. 25. Фильтр-адсорбер жидкости
испарителя:
1 — верхний корпус; 2 — внутренний кор-
пус для адсорбента; 3 — нижний корпус;
4 — керамический стакан
470
никает ряд неудобств, связанных с различной длительностью работы филь-
тров и адсорберов до отогрева. Кроме того, несколько затруднены кон-
троль за работой аппаратов, осмотр и замена фильтрующих элементов и
адсорбента.
Крепление и уплотнение фильтрующих элементов (керамических или
металлических) в корпусе фильтра осуществляется между днищем и крышкой
корпуса или между специальными решетками. Для лучшего уплотнения
и амортизации возможных ударов в корпусе фильтра обычно предусматри-
вается установка пружин. Керамические фильтрующие элементы очень
чувствительны к перекосам, поэтому при монтаже и эксплуатации фильтров
необходимо добиваться точной установки керамических стаканов. Существен-
ное значение имеет также применение соответствующего прокладочного
материала; хорошо себя зарекомендовали прокладки из кожи и прессован-
ного асбеста толщиной 4—5 мм.
Направление потока очищаемой жидкости в корпусе фильтра должно
обеспечивать равномерную работу всей поверхности фильтра, так как обра-
зующийся при дросселировании пар при неудачном направлении потока
может затруднить течение жидкости в порах.
Изготовление фильтрующих элементов больших размеров ограничи-
вается технологическими возможностями. Поэтому фильтры с большой филь-
трующей поверхностью делаются групповыми — из трех и более фильтрую-
щих цилиндров, установленных в одном корпусе. Одна из конструкций
группового фильтра представлена на рис. 24.
Конструкция фильтра, совмещенного с адсорбером ацетилена, приве-
дена на рис. 25. Жидкость испарителя сначала фильтруется через керами-
ческий пористый элемент, а затем поступает в другую часть аппарата, запол-
ненную силикагелем.
В зарубежной практике фильтрующие элементы из пористого металла
иногда изготовляют спеканием порошка из нержавеющей стали с последую-
щей прокаткой в листы. Листы затем нагибают и сваривают в трубы эллипсо-
видного сечения, крепящиеся в трубных решетках. Средний размер пор
таких фильтрующих элементов равен 35 мкм.
Б. ОЧИСТКА ВОЗДУХА ОТ ОРГАНИЧЕСКИХ (ВЗРЫВООПАСНЫХ)
ПРИМЕСЕЙ1
\
10. ВЗРЫВЫ В ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВКАХ
И ИХ ПРИЧИНЫ
При эксплуатации воздухоразделительных установок иногда возможны
взрывы, которые могут приносить большой материальный ущерб, а в отдель-
ных случаях приводить к человеческим жертвам. Некоторые из этих взры-
вов связаны с накоплением в аппаратах блока разделения взрывоопасных
веществ; другие вызываются нарушениями правил эксплуатации или ре-
монта, неправильным применением материалов и т. п.
Взрывы, относящиеся к первой группе, происходят, как правило, во
время нормальной работы аппаратов. Известны несколько взрывов, слу-
чившихся во время остановки аппаратов в период слива жидкого кислорода
и при пусках аппаратов после кратковременных остановок.
Определенной связи между длительностью непрерывной работы аппа-
рата и взрывами не обнаруживается. Взрывы происходили как в аппаратах
1 В составлении этой части гл. XIV принимал участие В. И. Файнштейн.
471
работающих относительно непродолжительное время, так и в аппаратах,
непрерывно работающих в течение многих суток. Слабые взрывы могут
быть даже не замечены обслуживающим персоналом, так как они лишь
незначительно ухудшают работу установки и обнаруживаются только во
время ремонта аппаратов. При сильном взрыве происходит разрушение
не только аппарата, в котором он произошел, но и соседних аппаратов, а так-
же кожуха блока разделения.
Обследования разрушенных частей аппаратов (в ряде случаев с при-
менением металлографического анализа) показывают, что взрыв имеет ха-
рактер местного, резко ограниченного, с бризантным действием.
Взрывы происходили на установках всех типов с холодильными циклами
как высокого, так и низкого давления. Расположение очагов взрыва в не-
которой степени зависит от типа установки. Например, на установках, вы-
рабатывающих жидкий кислород, не было взрывов в основных конденса-
торах, так как они являются проточными аппаратами и в них не происхо-
дит значительного накапливания опасных примесей. В установках же,
вырабатывающих газообразный кислород, конденсаторы являются основ-
ным очагом взрывов.
По конструкции конденсаторы различаются на: прямотрубные с меж-
трубным кипением жидкого кислорода; прямотрубные с кипением кислорода
внутри трубок; прямотрубные оросительного типа; витые с кипением кисло-
рода внутри трубок.
Очаг взрыва в конденсаторах с межтрубным кипением кислорода обычно
расположен у нижней трубной решетки в одном или нескольких местах
трубного пучка, прилегающих чаще всего к обечайке. Однако известны
случаи, когда наряду с взрывом в нижней части конденсатора происходили
взрывы в зоне высоты трубок, соответствующей уровню кипящей жидкости,
а также у верхней трубной решетки. Наружные стенки конденсатора обычно
бывают выпучены и разорваны, трубки конденсатора сплющены. При силь-
ном взрыве трубки конденсатора бывают срезаны у трубной доски и вееро-
образно разведены в стороны, а края их в месте среза — сплющены, скру-
чены и разорваны.
Взрывы в прямотрубных конденсаторах с естественной циркуляцией
жидкости стали известны только в последнее время. Наиболее часто они
носят характер локальных взрывов, происходящих в одной трубке, и в этом
случае приводят только к повышению содержания азота в продукционном
кислороде. Однако известны случаи одновременных взрывов значительного
числа трубок. Такие взрывы происходили, в частности, в конденсаторах
дополнительных блоков, предназначенных для получения криптонового
концентрата. Характер разрушения конденсатора после одного из таких
взрывов свидетельствовал о том, что взрыв произошел и в трубном простран-
стве и над верхней трубной решеткой. В зоне разрушений трубного пучка
было значительное число сплющенных и одновременно разорванных труб.ок.
Внутренняя часть разорванных трубок была покрыта копотью.
Известно несколько взрывов в нижней части конденсаторов ороситель-
ного типа, в которых кислород испаряется при его стекании тонким слоем по
внутренней поверхности трубок; повреждения трубок свидетельствовали
о внутренних взрывах.
Витые конденсаторы предназначены для испарения продукционного
кислорода, поступающего в виде жидкости из основного конденсатора. За по-
следние годы было очень мало взрывов в трубках этих конденсаторов, что,
очевидно, можно объяснить большими скоростями кислорода в трубках
(около 7 м/сек), препятствующими отложению опасных примесей на стенках
трубок.
472
Конденсаторы не являются единственными аппаратами воздухораз-
делительных установок, в которых происходят взрывы. Происходили взрывы
и в отделителях жидкости (инерционных сепараторах), предназначенных
для отделения жидкости из парожидкостного потока, выходящего из ви-
того конденсатора.
Взрывы в нижних частях адсорберов ацетилена также происходили
при систематическом содержании в жидкости испарителя сравнительно
больших количеств взрывоопасных примесей или при расположении сливной
коммуникации, способствующей накоплению опасных примесей.
За последнее время стали известны случаи взрывав клапанных коробках
кислородных регенераторов, в отделителе жидкости, расположенном между
пластинчатым теплообменником и низкотемпературным газовым адсорбером.
Происходили единичные взрывы и в некоторых других местах воздухо-
разделительных аппаратов, характерных тем, что в них происходит выпари-
вание жидкого обогащенного кислородом воздуха или жидкого кислорода.
Очень редкие взрывы в детандерных фильтрах носят несколько иной
характер. Они возможны в тех случаях, когда в детандерные фильтры (при
падении в них давления) попадает жидкость из испарителя или в них соби-
рается жидкость, образующаяся при слишком низкой температуре воздуха
перед детандером.
Взрывы в насосах жидкого кислорода в основном связаны с загрязне-
нием жидкого кислорода органическими примесями, с применением нека-
чественных растворителей для обезжиривания деталей и непригодного
чешуйчатого графита, а также отступлениями от инструкций при изготовле-
нии сальниковых набивок.
При эксплуатации воздухоразделительных установок происходят иногда
взрывы, не связанные с накоплением взрывоопасных примесей в аппара-
тах, а вызванные утечками жидкого кислорода и образованием взрывоопас-
ной смеси: жидкий кислород — органическое вещество. К таким взрывам
можно отнести взрыв пропитанного жидким кислородом деревянного фунда-
мента под блоком разделения; взрывы изоляции (шлаковой ваты), пропитан-
ной маслом или спиртом, взрывы пропитанных жидким кислородом асфальта,
шпал, загрязненной маслом земли и др.
Для возникновения взрыва необходимо наличие горючего вещества и
некоторого импульса, способного сообщить взрывоопасной системе достаточ-
ное количество энергии. Горючие вещества поступают в разделительный аппа-
рат вместе с воздухом, который может содержать ничтожные доли опасных
примесей,-которые благодаря большим объемам перерабатываемого воздуха
могут при определенных условиях накопиться в количествах, достаточных
для создания взрывоопасной системы. В установках, работающих по циклу
высокого и среднего давлений, воздух дополнительно загрязняется маслом,
которым смазываются цилиндры поршневых компрессоров, и продуктами
разложения этого масла (образующимися в цилиндрах компрессоров при
взаимодействии масла с кислородом воздуха под влиянием больших давле-
ний и температур). Загрязняется воздух маслом и в поршневых детандерах.
Ни в одном из известных случаев взрывов в конденсаторах воздухо-
разделительных аппаратов не мог быть выявлен импульс взрыва. Имеются
предположения, что основным начальным импульсом взрывов в воздухо-
разделительном аппарате следует считать импульс давления, проявляю-
щийся в виде удара газовой волны, гидравлического удара и явлений ка-
витации. В процессе работы воздухоразделительной установки вполне воз-
можно возникновение ударов газовой волны и гидравлических ударов.
Явления кавитации возможны при кипении и передавливании низкокипя-
щих жидкостей.
473
К возможным импульсам могут быть отнесены такие импульсы, как
механические воздействия в виде трения или удара, трение твердых частиц
ацетилена между собой и о стенки аппаратов. Не исключена возможность
и такого импульса, как разряд статического электричества. Жидкий кисло-
род при наличии примесей и при определенной скорости их движения мо-
жет электризоваться как в конденсаторе ректификационной колонны, так
и в процессе его дросселирования.
Отсутствие достаточной ясности в вопросе о механизме инициирования
взрыва тем не менее не может служить препятствием к изысканию доста-
точно эффективных средств обеспечения безопасной работы установок.
Никакой импульс не может привести к взрыву систему, которая является
невзрывоопасной.
Пути обеспечения взрывобезопасности воздухоразделительных аппа-
ратов лежат в направлении выявления опасных примесей, содержащихся
в воздухе, изучении их физико-химических свойств, их поведения в системе
с жидким кислородом и в разработке методов удаления этих примесей из
воздуха или предотвращения их накопления в местах возможного выпарива-
ния кислорода и воздуха.
Возможные загрязнения воздуха и их свойства
В современных условиях атмосферный воздух промышленных районов,
где обычно работают воздухоразделительные установки, сильно загрязнен
различными веществами.
Основной углеводородной примесью воздуха промышленных районов
является метан, содержание которого в среднем составляет 1 см,31м3 и обычно
не превышает 5 см?1м?. Содержание метана в количестве, большем, чем
30 см3/м3, является очень редким исключением, хотя известны случаи,
когда содержание метана в засасываемом воздухе достигало 5000 микродолей.
Ацетилен в воздухе промышленных районов обычно содержится в ко-
личестве 0,001—1 см3/м3, увеличиваясь иногда до 3 см3/м3 (вблизи ацети-
леновых станций, сварочных цехов, заводов по производству карбида каль-
ция и т. д.).
За последнее время в СССР и за рубежом с помощью хроматографических
газоанализаторов проведен ряд работ по определению содержания угле-
водородных примесей в воздухе. В табл. 6 представлены данные, характе-
ризующие загрязнение воздуха углеводородами на 16 заводах [3].
f	Таблица 6
Содержание углеводородов в воздухе (микродоли)
Этан	Эти- лен	Про- пан	Бутан	Аце- тилен	Про- пилен	Бути- лен	Примечание
0,10 1,27	0,08 0,59	0,03 0,32	0,03 . 0,49	0,04 0,33	0,02 0,17	0,08 0,57	Средняя величина из 85 анализов Максимальная величина
Обследование воздушного бассейна нескольких металлургических и
химических предприятий [8] показало, что в воздухе всех этих предприятий
независимо от их месторасположения и характера производства содержится
группа углеводородов, включающая легкие углеводороды (метан, этан,
этилен, пропан, пропилен, изо- и н-бутан), ацетилен и метилацетилен, бу-
тены (бутен-1, изобутилен, бутен-2транс, бутен-2цис) и тяжелые углеводо-
роды С5—С6. Количество этих углеводородов в воздухе зависит от характера
474
производства и местных условий. Состав и количество более тяжелых угле-
водородов оказались специфичными для каждого предприятия.
Обследование показало, что среднее содержание углеводородов в воз-
духе химических и металлургических предприятий изменяется в пределах
от 0,0002 до 0,1 мг С/л/3, причем содержание в воздухе легких углеводородов
(этана, этилена, пропана, пропилена и бутана) на 1,5—2 порядка больше,
чем содержание тяжелых углеводородов группы Cs—С7.
Кроме указанных примесей, в воздухе некоторых химических пред-
приятий и ТЭЦ, работающих на сернистых углях, содержится большое
количество сероуглерода. Так, по литературным данным, в воздухе на терри-
тории предприятия по производству искусственного волокна содержится
0,25—0,4 мг/м3 сероуглерода, а на расстоянии 1 км от предприятия — до
0,05 мг/м3. В воздухе промышленных районов могут присутствовать также
окислы азота, в основном закись азота (до 0,5 сж3/л/3), озон (до 0,005 см3/м3),
окись углерода (до 35 см3/м3), H2S, SO2 и некоторые другие вещества. В за-
сасываемом в установку воздухе содержится также различного рода пыль.
В последние годы как в СССР, так и за рубежом было выполнено сравни-
тельно обширное изучение взрывчатых свойств смесей различных углево-
дородов и органических веществ с жидким кислородом [18]. Наиболее
подробно изучены взрывчатые свойства смеси жидкого кислорода с основными
углеводородами парафинового ряда, олефинами и ацетиленом. В частности,
опыты фирмы Линде (ФРГ) показали, что с помощью удара могут быть взор-
ваны все исследованные системы (смеси углеводородов с жидким кислоро-
дом), если они являются двухфазными [3]. Наибольшей чувствительностью
•к удару обладает смесь жидкого кислорода с ацетиленом, далее следует
этилен, пропилен, бутилен, затем идут насыщенные углеводороды: пропан,
бутан и на большом удалении — этан. Данные опытов показали, что до-
бавление ацетилена к более тяжелым углеводородам повышает чувствитель-
ность к удару их смесей с жидким кислородом. Присутствие же в смеси
больших количеств льда и твердой двуокиси углерода оказывает флегма-
тизирующее действие и снижает вероятность взрыва.
Методом возбуждения взрыва импульсом давления была исследована
чувствительность к взрыву смесей жидкого кислорода с ацетиленом, этиле-
ном, пропиленом, метаном, бутаном, цилиндровым маслом П-28, веретенным
маслом, легкими фракциями продуктов разложения цилиндрового масла,
ацетальдегидом, дихлорэтаном, ацетоном, асфальтом. С целью сравнения
исследованных смесей с известными взрывчатыми веществами были прове-
рены тем же методом взрываемость газовой сажи в среде жидкого кислорода
(наиболее чувствительный оксиликвит) и взрываемость нитроглицерина.
Оказалось, что исследованные смеси обладают более высокой чувствительно-
стью к импульсу давления, чем газовая сажа в жидком кислороде и нитро-
глицерин. При сравнении с нитроглицерином следует учитывать, что в испы-
танных системах чувствительность к взрыву значительно увеличивалась
большим количеством пузырьков, возникающих при кипении жидкого
кислорода.
Наибольшей чувствительностью к импульсу давления обладает смесь
твердого ацетилена с жидким кислородом, для которой величина минималь-
ного избыточного давления разрыва диафрагмы составляет 0,61 Мн/м2.
К ней приближаются смеси с пропиленом (0,81 Мн/м2) и пропаном (1,9 Мн/м2),
образующие расслаивающиеся системы. Для взрыва системы с цилиндро-
вым маслом П-28 (6,2% по весу) требуется уже 9,3 Мн/м2. Системы с фрак-
циями продуктов разложения этого масла взрываются от разрыва диафрагмы
при избыточных давлениях 5,74 и 6,6 Мн/м2. Для взрыва же испы-
танного оксиликвита (газовая сажа в жидком кислороде) требуется мини-
475
м альное избыточное давление разрыва диафрагмы, равное 10,98 Мн!м2.
Ненасыщенные кислородные растворы ацетилена и пропилена импульсом
давления не взрываются.
За последнее время получены данные по взрываемости пропитанных
кислородом древесины и изоляционных материалов, доказана взрывобе-
зопасность в среде жидкого кислорода силикагеля и активного глинозема
с адсорбированными ацетиленом и продуктами разложения масла [18].
Обширные исследования последних лет позволяют сделать вывод, что
все углеводороды и органические вещества, образующие с жидким кислоро-
дом двухфазные системы, могут быть взорваны в среде жидкого кислорода
при наличии импульса соответствующей силы. Наибольшей чувствительно-
Рис. 26. Растворимость насыщенных углеводо-
родов в жидком кислороде в зависимости от
температуры
Рис. 27. Растворимость ненасыщенных
углеводородов в жидком кислороде в за-
висимости от температуры
стью почти ко всем видам импульсов обладает двухфазная смесь твердого
ацетилена с жидким кислородом. Ненасыщенные гомогенные кислородные
растворы ацетилена, пропилена и более тяжелых углеводородов не взры-
ваются до тех пор, пока не превышен предел их растворимости в жидком
кислороде.
Этими положениями определяется важность данных по растворимости
углеводородов в жидком кислороде. На рис. 26 и 27 представлена раство-
римость насыщенных и ненасыщенных углеводородов в жидком кислороде
в зависимости от температуры. Для тех систем, где существуют две жидкие
фазы, приведенная зависимость относится к богатой кислородом фазе.
В приложении 16 приведены значения растворимости, плотности и давле-
ния насыщенного пара углеводородов и некоторых других веществ [18].
Данные о растворимости в жидком кислороде многих потенциально
возможных примесей воздуха в совокупности с данными о давлении насы-
щенного пара и другими свойствами дают возможность оценить взрыво-
опасность того или иного вещества для воздухоразделительной установки.
Из всех примесей воздуха наиболее опасным для воздухоразделитель-
ных установок считали и продолжают считать ацетилен. Он химически очень
активен, является практически почти постоянной примесью воздуха про-
мышленных районов, растворяется в жидком кислороде в незначительных
количествах, обладает сравнительно низкой упругостью пара при темпе-
ратуре жидкого кислорода. В смеси с жидким кислородом твердый ацети-
лен наиболее чувствителен к импульсу удара из всех исследованных угле-
476
водородов. Высказывают предположения об опасности даже сильно разве-
денных растворов ацетилена в жидком кислороде, так как при кипении
такого раствора кристаллы ацетилена могут постепенно откладываться
на поверхности трубок конденсатора в местах, где жидкий кислород только
периодически с ним соприкасается. Образовавшиеся кристаллы время от
времени покрываются тонким слоем жидкого кислорода, а наблюдениями
установлено, что именно при таких условиях наиболее легко возникает
взрывная стехиометрическая реакция.
Местами, где легко может образоваться
взрывоопасная смесь, являются щели, обра-
зующиеся при плохой пайке между труб-
кой и трубной доской прямотрубного кон-
денсатора с межтрубным кипением кисло-
рода, широко применяющегося в установ-
ках небольшой и средней производительно-
сти. Последствия происшедшего в такой щели
взрыва изображены на рис. 28. Возмож-
ность накопления в подобной щели ацетилена
при среднем небольшом содержании его
в жидком кислороде бйла подтверждена
модельными опытами, проведенными во
ВНИИКимаше.
Ацетилен — не единственная взрыво-
опасная примесь воздуха. Опасно накопле-
ние в аппаратах воздухоразделительных
установок и других горючих веществ, в том Рис- 28, Участок нижней решетки
J	г	основного конденсатора после
числе смазочного масла и продуктов его	взрыва
разложения. Наибольшую опасность пред-
ставляют реакционноспособные и малорастворимые в жидком кислороде
горючие вещества, имеющие небольшое давление насыщенных паров при
низкой температуре.	-
Попадание в установку метана, этилена и этана практически не опасно,
так как они довольно хорошо растворяются в жидком кислороде, обладают
сравнительно большой упругостью пара при низких температурах и в обыч-
ных условиях не могут накопиться в аппаратах установки до взрывоопасных
пределов.
Поступление же в установку гомологов ацетилена, бутилена, ^пропана,
пропилена и более тяжелых углеводородов, продуктов разложения смазоч-
ных масел, сероуглерода, сероводорода, сероокиси углерода и т. п. следует
считать опасным.
11. СПОСОБЫ ЗАЩИТЫ ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
ОТ НАКОПЛЕНИЯ ОПАСНЫХ ПРИМЕСЕЙ
Загрязнение воздуха промышленных районов опасными примесями
весьма усложняет задачу обеспечения взрывобезопасной эксплуатации воз-
духоразделительных установок. Проводимые исследовательские и опытно-
конструкторские работы направлены в основном на повышение эффективно-
сти очистки технологических потоков от углеводородов в существующих
аппаратах установок, изыскание и разработку новых способов защиты уста-
новок от опасных примесей, а также регламентирование технологического
процесса разделения воздуха таким образом, чтобы содержание взрыво-
опасных примесей в жидкости испарителя и жидком кислороде не превы-
шало допустимых величин.
477
Подача в установку чистого воздуха
Правильный выбор места расположения воздухоразделительной станции
на территории предприятия или места забора воздуха тшеет большое значе-
ние. Учитывая загрязненность воздуха промышленных районов, самым
правильным решением является расположение воздухоразделительных стан-
ций в местах с наиболее чистым воздухом и подача продуктов разделения
воздуха по трубопроводам в газообразном виде или доставка их в жидком
виде с газификацией у потребителя.
При расположении воздухоразделительной станции в промышленном
районе, как показали недавние исследования [8], сооружение дальних возду-
хозаборов не способствует снижению количества примесей в перерабаты-
ваемом воздухе и, по-видимому, не целесообразно. Во всяком случае места
установки удаленных воздухозаборов должны выбираться на основании
результатов систематического и длительного аэрологического обследования
местности с одновременным определением содержания в водухе взрыво-
опасных примесей.
По имеющимся рекомендациям в воздухоразделительную установку
можно подавать воздух, содержание ацетилена в котором не превышает
величин, приведенных в табл. 7.
Таблица 7
Предельно-допустимое содержание ацетилена в воздухе,
поступающем на переработку	——
Тип воздухоразделительной установки	Содержание ацетилена	
	в см3 /м3	в мг С/м3
Установка низкого давления, имеющая регенераторы: с металлической насадкой		0,25	0,27
» каменной насадкой 		0,40	0,43
Установка с холодильными циклами высокого, среднего и двух давлений: с адсорбционными блоками осушки 		0,25	0,27
» цеолитовыми блоками очистки		1,0	М
» аппаратами каталитической очистки воздуха от аце- тилена 		5,0	4,6
Предельно-допустимое содержание других взрывоопасных примесей
в воздухе, поступающем на переработку в воздухоразделительные установки
всех типов, указанных в табл. 7, принимается следующим (с некоторыми,
указанными ниже изменениями для установок с цеолитовыми блоками очи-
стки):
Высшие ацетиленовые углеводороды в сумме, в мг С/м3, не более . .	0,01
Предельные и непредельные углеводороды С5—С6 в сумме, в мг С/м3,
не более ....................................................... 0,05
Предельные и непредельные углеводороды С3—С4 (кроме пропана)
в сумме, в мг С/м3, не более.................................... 0,30
Этан, этилен, пропан в сумме, в мг/м3, не более ...	10,00
Сероуглерод, в мг/м3, не более...........'..................... .	0,03
Окисли азота, в мг/м3, не более . .	.............. . .	1,25
Для установок с цеолитовыми блоками очистки воздуха допускается
несколько большее содержание в воздухе высших ацетиленовых углево-
дородов — до 0,5 мг С/м3, суммы углеводородов С3—С6 (кроме пропана) —
до 2,0 мг С/м3.
478
Очистка жидкости испарителя от растворенного ацетилена
,	адсорбцией
Основным способом защиты установок от ацетилена является адсорбция
его из жидкости испарителя.
К недостаткам этого способа следует отнести возможность проникно-
вения ацетилена в нижнюю ректификационную колонну воздухораздели-
тельного аппарата; при больших содержаниях ацетилена в жидкости испа-
рителя происходили взрывы адсорберов, по.-видимому, вследствие накопле-
ния в них твердого ацетилена.
Для адсорбции ацетилена из жидкости испарителя могут быть использо-
ваны крупнопористый и мелкопористый силикагели (кусковые). Ацетиле-
ноемкость обоих этих силикагелей на единицу объема адсорбента практи-
чески одинакова. Кусковой силикагель КСК обладает меньшей механи-
ческой прочностью и поэтому адсорберы ацетилена рекомендуется заполнять
кусковым силикагелем КСМ.
Ацетиленоемкость кускового силикагеля КСМ при средней концентра-
ции ацетилена в жидкости испарителя 0,2 см3!л составляет около 2,2 л С2Н2
на литр адсорбента. Ацетиленоемкость гранулированных силикагелей КСК
и КСМ на 20—40% меньше.
Установлено также, что ацетиленоемкость одного и того же образца
адсорбента сильно зависит от содержания примесей в жидкости испарителя,
т. е. от степени предварительной очистки воздуха. Присутствие частиц твер-
дой СО2, образующихся при содержании СО2, превышающем ее раствори-
мость, приводит к уменьшению ацетиленоемкости адсорбента и к сокраще-
нию времени его работы. Органические примеси также в большой степени
ухудшают ацетиленоемкость адсорбентов. Например, при практически оди-
наковом содержании двуокиси углерода, но значительном увеличении со-
держания органических примесей время работы силикагеля КСМ уменьши-
лось с 66 до 17 ч.
Наибольшая ацетиленоемкость силикагеля КСМ (2,2 л С2Н2/л адсор-
бента) обеспечивается при условии, если с воздухом в нижнюю колонну
поступает не более 3,5 см31м3 двуокиси углерода, а также, если осушка
воздуха высокого давления производится твердыми адсорбентами в блоках
осушки, где одновременно воздух частично очищается от масла и продуктов
его разложения, а также осуществляются мероприятия по тщательной очи-
стке воздуха от смазочного масла.
При подготовке силикагеля КСМ для загрузки в адсорберы ацетилена
его следует, как и в случаях использования в других адсорберах, просушить
до постоянной насыпной массы при температуре 453—473 °К и просеять
от пыли. Регенерация силикагеля в адсорбере ацетилена производится после
удаления жидкости испарителя из свободного объема адсорбера. Процесс
десорбции протекает наиболее быстро и полно, если через адсорбер про-
пускать поток азота или воздуха. Регенерирующий газ должен быть сухим
и свободным от всяких органических примесей, в частности, от масла и про-
дуктов его разложения. В процессе регенерации и после нее необходимо
тщательно предохранять адсорбент от попадания водяного пара.'
Опытным путем установлено, что ацетилен полностью десорбируется
из силикагеля КСМ при температуре 273—278 °К. Рекомендуется сначала
продувать адсорбер газом с температурой 293—298 ° К и давлением 0,12—
0,15 Мн1м? и только после того, как температура регенерирующего газа
в выходном трубопроводе достигает 268—273 °К, продолжать регенерацию
газом, подогретым до 333—348 ° К- Регенерацию можно считать законченной,
когда выходящий из адсорбера газ будет иметь температуру 283—288 °К.
479
Указанное повышение температуры необходимо для обеспечения полноты
десорбции ацетилена. Рекомендуется не повышать скорость регенерирую-
щего газа больше 2 л!(мин-ел*2), чтобы не измельчать заметно адсор-
бент.
Адсорберы ацетилена включаются на потоке кубовой жидкости из
нижней колонны в верхнюю (перед дроссельным вентилем). Скорость те-
чения жидкости через адсорбер принимают 25—60 см2!(мин -см2).
Обычно в аппаратах небольшой производительности (до 100 мЧч) с не-
продолжительным периодом непрерывной работы устанавливают один адсор-
бер ацетилена, чтобы исключить относительно большие потери холода,
I
Рис. 29. Адсорбер ацети-
лена для воздухораздели-
тельных установок сред-
ней и большой производи-
тельности
I
возникающие при переключениях адсорберов в ап-
парате небольшой производительности. Кроме того,
арматура для переключения адсорберов усложняет
конструкцию аппарата и увеличивает возможность
утечек жидкости.
Для установок производительностью 100 мЧч
и более кислорода целесообразно устанавливать два
переключающихся адсорбера ацетилена.
Для уменьшения холодопотерь адсорберы аце-
тилена обычно размещают в кожухе воздухоразде-
лительного аппарата.
Все современные воздухоразделительные уста-
новки, снабженные адсорберами ацетилена, не имеют
обводной линии, по которой жидкость испарителя
может поступать непосредственно в верхнюю колон-
ну, минуя адсорбер. Опыт эксплуатации показал,
что наибольшее загрязнение жидкости конденса-
тора ацетиленом наблюдается в пусковой период
аппаратов, особенно при подаче жидкости испари-
теля мимо адсорбера.
, Адсорберы для аппаратов небольшой произво-
дительности выполняются в виде цилиндрического
латунного сосуда со сферическими крышками,
впаиваемыми в цилиндрическую обечайку, и двумя
решетками; на нижней решетке закрепляется сетка
№ 24, а на верхней — сетка № 68 (ГОСТ 3187—65).
Верхнюю решетку с сеткой монтируют во время сборки адсорбера таким
образом, чтобы она плотно прилегала к слою адсорбента, нажимая на него
с некоторым усилием. Адсорберы аппаратов средней и большой производи-
тельности имеют специальное нажимное приспособление для обеспечения
плотного прилегания решетки с сеткой к слою адсорбента и уменьшения
его истираемости.
Общий вид адсорбера ацетилена показан на рис. 29. Подобная конструк-
ция позволяет производить замену адсорбента без демонтажа коммуникаций.
Чтобы исключить возможность утечки жидкости через фланцевые соеди-
нения, предлагаются бесфланцевые конструкции адсорберов, не имеющие
нажимных приспособлений. Конструкция такого адсорбера представлена
на рис. 30.
В аппаратах диаметром больше 800 мм предусмотрен люк для осмотра
и удаления адсорбента. Недостатком аппаратов такой конструкции явля-
ется необходимость применять промышленный пылесос для создания вакуума
при выгрузке адсорбента через верхнюю горловину.
Применяется также конструкция адсорбера, совмещенного в одном
корпусе с фильтром жидкости испарителя.
480
Количество засыпаемого в адсорберы кускового силикагеля КСМ опре-
деляется содержанием ацетилена в потоке очищаемой жидкости, допусти-
мой скоростью потока, количеством очищаемой жидкости, поглотительной
способностью адсорбента в динамических условиях и продолжительностью
работы адсорбера между регенерациями.
В настоящее время все воздухоразделительные установки выпускаются
с адсорберами ацетилена, которые обеспечивают практически полное уда-
ление ацетилена из жидкости испарителя при концентрациях, обычно наблю-
даемых в атмосферном воздухе и не превышающих предельно-допустимые
нормы (см. табл. 7).
Необходимым условием эффективной
работы адсорберов ацетилена является
строгое соблюдение правил их эксплуата-
ции, изложенных в соответствующих ин-
струкциях и «Основных положениях по
защите от взрывов станционарных возду-
хоразделительных установок» [33].
В жидкости испарителя воздухораз-
делительных установок наряду с ацетиле-
ном обычно содержатся и другие угле-
водороды, которые также представляют
опасность для установок. Изучение защит-
ного действия адсорберов ацетилена в от-
ношении углеводородов [8] показало, что
при существующих условиях регенерации
силикагеля в адсорбере последний обеспе-
чивает защитное действие, в основном,
только от ацетилена.
Удерживаемый объем силикагеля по
углеводородам С2—С4 (кроме ацетилена)
значительно меньше, чем по ацетилену, Рис 30 Бесфланцевый адсорбер аце.
вследствие чего адсорбент быстро насы- тилена диаметром свыше 600 до
щается этими углеводородами. Несколько	1900 мм
лучше адсорбируются более тяжелые
углеводороды (выше С4), но и в их отношении защитное действие адсор-
бера невелико.
Изучение гаммы углеводородов, десорбирующихся с силикагеля КСМ
в процессе его регенерации, показало, что при проведении обычной низко-
температурной регенерации, рассчитанной на десорбцию ацетилена (темпе-
ратура газа на выходе 283—288 °К), десорбируются только ацетилен и не-
которые легкие углеводороды. Тяжелые углеводороды в этих условиях
не десорбируются и при включении отрегенерированного адсорбера в работу
может происходить процесс хроматографического вымывания этих угле-
водородов с адсорбента.
При дальнейшем повышении температуры греющего азота (при темпе-
ратуре газа на выходе из адсорбера 373 °К и выше) происходила десорбция
значительного количества тяжелых углеводородов от С4 до С7, накопленных
в адсорбере за предыдущие циклы работы. В отдельных случаях в отходя-
щем азоте обнаруживали до 70 углеводородов различных классов.
Значительное влияние оказывает направление потока греющего газа.
Если регенерация проводится прямотоком по отношению к направлению
движения жидкости испарителя, то в слое адсорбента на выходе из адсорбера
концентрируется часть углеводородов, особенно тяжелых, и при включении
адсорбера в работу эти углеводороды вымываются из адсорбента. За адсор-
31 лП/р. В. И. Епифановой
481
€ером в первые дни его работы может наблюдаться более высокое содержа-
ние углеводородов, чем на входе в адсорбер.
Для некоторого повышения защитного действия адсорберов ацетилена
на потоке жидкости испарителя в отнршении других углеводородов, кроме
ацетилена, в настоящее время «Основными положениями по защите от взры-
вов стационарных воздухоразделительных установок» рекомендуется:
1)	регенерацию проводить в направлении, обратном потоку очищаемой
жидкости;
2)	повысить температуру газа, выходящего из адсорбера при регене-
рации, до 308—323 ° К и поддерживать эту температуру в течение 2 ч;
3)	сократить длительность непрерывной работы адсорберов до 10 су-
ток;
4)	периодически, не реже одного раза в квартал, проводить высоко-
температурную регенерацию адсорбента газом, подогретым до 473 °К, за-
канчивать регенерацию при температуре газа на выходе около 423 °К\
Высокотемпературную регенерацию на действующих установках можно
проводить только в том случае, если это допускает конструкция адсорбера.
Указанные мероприятия способствуют повышению эффективности очи-
стки жидкости испарителя от обнаруженных в воздухе углеводородов в су-
ществующих адсорберах, но не являются коренным решением вопроса.
Очистка газообразного воздуха от углеводородов адсорбцией
Очистку воздуха от ацетилена и других углеводородов перед поступле-
нием его в ректификационную колонну можно осуществлять путем погло-
щения примесей твердыми адсорбентами. В связи с незначительным содержа-
нием углеводородных примесей' в воздухе адсорбция их обычными адсор-
бентами (силикагелем и алюмогелем) идет эффективно только при низких
температурах.
Изотермы адсорбции ацетилена силикаге-
лем КСМ при температурах от 113 до 194,5 °К
приведены на рис. 31, где по оси абсцисс отло-
жены концентрации ацетилена в смеси, а по
оси ординат — количество поглощенного ацети-
лена в см3 при нормальных условиях на 1 г
силикагеля. z
Промышленные испытания на установках
производительностью 30 и 100 м31ч кислорода
при средних и высоких давлениях подтвер-
дили, что адсорбционный способ очистки газо-
образного воздуха от ацетилена может быть
применен для воздухоразделительных уста-
новок.
Наиболее эффективно возможности этого способа реализуются на уста-
новках высокого и среднего давления с адсорбционной очисткой воздуха
от двуокиси углерода. Испытания показали, что в низкотемпературных адсор-
берах двуокиси углерода одновременно практически полностью поглощается
ацетилен, содержащийся в атмосферном воздухе. Подробнее об этом же
сообщалось в п. 4 этой главы.
Низкотемпературные адсорберы для очистки воздуха от ацетилена и
других углеводородов применяют в зарубежных установках. В одной из
исследовательских работ отмечалось, что теоретически концентрация угле-
водорода за адсорбером никогда не бывает нулевой, в связи с чем для уда-
ления остатков углеводородов необходима дополнительная очистка жидкого
кислорода.
482
Рис. 31. Изотермы адсорбции
ацетилена силикагелем КСМ при
низких температурах
Очистку газообразного воздуха от ацетилена и других углеводородов
при температурах выше 273 °К можно вести на адсорбентах с порами моле-
кулярных размеров (цеолитах).
Подробное описание комплексного метода очистки газообразного воз-
духа цеолитами от влаги, двуокиси углерода и углеводородов приведено
в п. 6 этой главы.
В 1953 г. за рубежом был предложен способ так называемой регенера-
тивной или «обратимой» адсорбции, заключающийся в том, что очищаемый
воздух при давлении около 0,6 Мн!м2 и температуре около 293 °К пропуска-
ется через один из двух попеременно работающих адсорберов, заполненных
активированным углем. В этих адсорберах воздух очищается от влаги,
двуокиси углерода, ацетилена и других углеводородов. Переключение
производится через 20 мин. Процесс десорбции осуществляется подачей
в адсорбер азота, отбираемого из блока разделения.
Обратимость процесса массообмена достигается благодаря большему
объему обратного потока. Обратимость тепловых процессов обеспечивается
аккумулированием теплоты адсорбции и холода десорбции на насадочных
массах, расположенных по концам адсорберов. Этот способ в чистом виде
не нашел пйцэокого применения.
Очистка воздуха от опасных примесей в регенераторах
Исследования, проведенные в 1961 г. во ВНИИКимаше на полу-
промышленной установке, показали, что на насадке регенераторов воз-
духоразделительных установок наблюдается обратимая адсорбция ацетилена.
Было установлено, что наибольшей эффективностью обладает каменная
насадка из кускового базальта, на которой задерживалось до 90% ацетилена,
поступающего в регенераторы. На насадке из рифленой алюминиевой ленты
степень очистки достигала 35—40%. Была определена также эффективность
очистки воздуха от ацетилена в регенераторах, где только нижняя часть
заполнена насадкой из кускового базальта. При работе в режиме кислородных
регенераторов (с избытком обратного потока до 3,5%) степень очистки воз-
духа от ацетилена составила 80%, а при работе в режиме азотных регенера-
торов (с отбором до 12% воздушного потока) —85%.
Изучение защитного действия регенераторов крупных промышленных
установок в отношении других предельных й непредельных углеводородов
показало, что в воздухе после регенераторов сохраняется та же гамма
углеводородов, что и до регенераторов, но содержание их уменьшается
в среднем на 30—40% [8].	. '
Очистка воздуха от углеводородов в регенераторах обусловлена, по-ви-
димому, процессом адсорбции углеводородов на поверхности насадки ре-
генераторов и, возможно, на кристаллах двуокиси углерода и влаги, а также
процессом конденсации углеводородов в холодной части регенераторов.
Сопоставление данных о содержании углеводородов в воздухе перед
регенераторами с концентрациями, соответствующими давлению насыщен-
ных паров, показывает, что в условиях работы регенераторов легкие угле-
водороды (этан, этилен, пропан, пропилен), а также ацетилен не могут кон-
денсироваться (образовывать кристаллы). Уменьшение содержания их про-
исходит, по-видимому, в результате процесса адсорбции на насадке регенера-
торов. Тяжелые углеводороды (от С4 и выше) могут конденсироваться в реге-
нераторах, так как равновесные концентрации их ниже, чем содержание угле-
водородов в поступающем воздухе. Однако следует отметить, что в регенера-
торах не происходит полной конденсации тяжелых углеводородов и в воз-
духе за регенераторами содержание углеводородов во много раз превышает
31*	483
равновесное. В отдельных случаях содержание углеводородов в воздухе
за регенераторами оказывалось даже несколько большим, чем содержание
их перед регенераторами. Подобные явления наблюдались в следующих
случаях:
1) при нарушении температурного режима работы регенераторов, когда
вследствие переохлаждения насадки происходила частичная конденсация
воздуха в регенераторах и опасные примеси могли смываться с насадки и
выноситься воздухом с каплями жидкости;
2) при применении «тройного дутья» для обеспечения незамерзаемости
регенераторов, при котором к началу подачи воздуха прямого потока насадка
холодной части регенератора уже содержит углеводороды, адсорбирован-
ные и сконденсированные из воздуха петлевого потока.
С точки зрения повышения взрывобезопасности работы воздухораздели-
тельных установок схема обеспечения незамерзаемости регенераторов путем
отбора части воздуха при температуре 153—143 °К на адсорбер двуокиси
углерода является наиболее благоприятной. С этой же точки зрения нежела-
тельна продувка регенераторов «сверху—вниз», когда примеси с насадки
выносятся потоком воздуха в блок разделения.
Обработка результатов анализов обратных потоков показала наличие
процессов самоочистки насадки регенераторов от углеводородов. Однако
при неблагоприятных условиях (значительное содержание углеводородов
в воздухе в течение длительного времени) процессы самоочистки несколько
отстают от процессов длительного накопления углеводородов на насадке,
что в конечном счете может привести к проскоку их в установку.
Другие способы защиты воздухоразделительных аппаратов
от накопления опасных примесей
Достаточно полезным мероприятием, уменьшающим степень концентри-
рования примесей в конденсаторах, является обеспечение проточности по-
следних, т. е. удаление некоторого количества кислорода в жидком виде.
Кислород этот затем выпаривается в выносном прямотрубном ^конденсаторе
или конденсаторе змеевикового типа.
Более эффективным.и проверенным длительной эксплуатацией решением
является выпаривание жидкого кислорода в выносном конденсаторе змее-
викового типа. Схема включения выносного конденсатора приведена на
рис. 32.
В выносной конденсатор из основного отводят жидкий кислород в нес-
колько большем количестве, чем количество кислорода, выдаваемое потре-
бителю. Выпаривание жидкого кислорода происходит в трубках путем кон-
денсации в межтрубном пространстве газообразного азота, отводимого из
верхней части нижней колонны. Испарившийся в трубках выносного кон-
денсатора кислород проходит через отделитель жидкости (абшайдер), а1 затем
направляется в кислородные регенераторы. Небольшая неиспарившаяся
часть жидкого кислорода, содержащая основное количество примесей, от-
деляется в отделителе жидкости и периодически сливается наружу или выво-
дится в специальный испаритель-подогреватель.
Конструкция выносного конденсатора и расположение коммуникаций
должны обеспечивать возможность проведения отогрева конденсатора без
отогрева всего аппарата, обезжиривание трубной части конденсатора и пол-
ное удаление растворителя после обезжиривания. Жидкость поступает из ос-
новного конденсатора в выносной обычно самотеком. Трубопровод между
основным и выносными конденсаторами должен быть возможно короче,
без изгибов и других участков, где возможно накопление опасных примесей.
484
Рис. 32. Схема непрерывного слива
жидкого кислорода из основных
конденсаторов установок техноло-
гического кислорода:
1 — основной конденсатор; 2 — вынос-
ной конденсатор; 3 — отделитель жид-
кости
Испарение кислорода в выносном конденсаторе происходит в трубках при
непрерывном промывании их жидким кислородом, что затрудняет выделение
и накапливание примесей в твердом виде. Если в случае накопления опасных
примесей все же произойдет взрыв, он будет локализован и не приведет к раз-
рушению всего аппарата.
При эксплуатации выносных конденсаторов оказалось затруднительным
поддерживать необходимый «мокрый» режим, часть трубок почти всегда
остается сухой, что способствует созданию в них опасных условий.
Следует отметить, что при таком способе обеспечения проточности конден-
саторов возникает некоторая опасность взрыва в отделителе жидкости, в ко-
тором осуществляется сепарация парожид-
костной смеси, выходящей из выносного кон-
денсатора и обогащенной взрывоопасными
примесями. Отделившуюся в отделителе жид-
кость следует отводить (желательно непре-
рывно) и испарять в специальных испари-
телях, обеспечивающих безопасность этого
процесса. Такой испаритель представляет
собой сосуд, погруженный в ванну с горячей
водой и обеспечивающий полное испарение
жидкости [18].
Обеспечение проточности конденсаторов
приобрело в настоящее время особое значе-
ние для крупных установок, эксплуатирую-
щихся в промышленных районах с сильно
загрязненным воздухом.
В крупных отечественных установках
технологического кислорода получили рас-
пространение прямотрубные конденсаторы
с внутритрубным кипением кислорода и
естественной циркуляцией. Для нормальной
и взрывобезопасной работы конденсаторов
этого типа количество жидкости, циркули-
рующей в конденсаторе, должно значи-
тельно ^превышать количество пара, образующегося в нем, так как при
этом условии осуществляется интенсивная проточность всех парогенери-
рующих трубок.
Накопление взрывоопасных примесей в одной (или нескольких) трубках
таких конденсаторов возможно в связи с прекращением циркуляции жидкости
в этой трубке и переходом ее на работу в режиме кипения без циркуляции.
Поэтому обеспечение взрывобезопасной работы таких конденсаторов заклю-
чается в создании достаточной кратности циркуляции и равномерном рас-
пределении жидкости по трубкам.
Под кратностью циркуляции понимают отношение массы жидкдго кис-
лорода, поступающего в трубки, к массе образующегося пара.
Неравномерное распределение жидкости по трубкам является следствием
тепловой и гидравлической неравномерности трубного пучка и зависит от
качества изготовления конденсаторов. Тепловая неравномерность харак-
теризуется сближением и касанием трубок, а гидравлическая — увеличе-
нием сопротивления отдельных трубок.
Проведенные лабораторные исследования показали, что работа длин-
нотрубных конденсаторов с достаточной кратностью циркуляции обеспе-
чивается при условии, что тепловая нагрузка на конденсатор' со стороны
кипения должна быть не менее 1400—1630 вт1м\ а значение относительного
485
кажущегося уровня кислорода должно быть равным 0,6—0,7. Кратность
циркуляции при этом составляет 7—10.
Большое влияние на циркуляцию кислорода в конденсаторе оказывают
условия работы опускной системы. Оценочные расчеты показали, что раз-
меры встроенной опускной трубы длиннотрубных конденсаторов должны
выбираться из условия, что скорость жидкости не превышает .0,15 м/сек.
В ходе промышленных испытаний [8] была подтверждена возможность
устойчивой (без существенного снижения паропроизводительности) работы
конденсаторов в режиме кипения с циркуляцией с увеличением относитель-
ного уровня до значения 0,6. Были также проверены и рекомендованы спо-
собы регулирования режима работы конденсаторов при условии небольшого
изменения кратности циркуляции.
Для обеспечения работы всех конденсаторов крупных воздухоразде-
лительных установок в режиме кипения с циркуляцией важно правильное
распределение тепловых нагрузок по основным и выносным конденсаторам,
конденсаторам криптоновых колонн и колонн технического кислорода.
Должно обязательно выполняться требование, чтобы тепловая нагрузка на
вспомогательную группу конденсаторов была больше тепловой нагрузки
на основную группу конденсаторов примерно на 5—10%.	t
С некоторыми другими предложениями по улучшению конструкций
конденсаторов с точки зрения обеспечения их взрывобезопасности можно
ознакомиться в литературе.
Следует отметить, что при загрязненности перерабатываемого воздуха
и недостаточной эффективности очистки воздуха в регенераторах и адсор-
берах даже при работе конденсаторов в режиме кипения с циркуляцией
происходит концентрирование опасных примесей и содержание их в жцдком
кислороде может достигать взрывоопасных- пределов. Поэтому в настоящее
время непременным условием безопасной работы конденсаторов считают
осуществление их проточности.
Проточность основных конденсаторов крупных воздухоразделительных
установок, не имеющих оборудования для получения криптоно-ксенонового
концентрата, осуществляется путем подачи жидкости из этих конденсаторов
в выносной конденсатор, рассчитанный на испарение всего или почти всего
продукционного кислорода. Из выносного конденсатора часть жидкости,
наиболее обогащенная опасными примесями, выводится и выбрасывается
совсем из блока. Количество этой жидкости не превышает 1—2%.
В установках с оборудованием для получения криптонового концентрата
обеспечение проточности конденсаторов осложняется, необходимостью сох-
ранения криптоно-ксенонового концентрата, который при сливе жидкого
кислорода теряется. В действующих установках такого типа понижение
концентрации взрывоопасных примесей в кислороде достигается установкой
адсорбера на потоке жидкого кислорода перед выносным конденсатором.
Однако обследование действующих установок показало, что этим не обес-
печивается взрывобезопасность конденсаторов.
С целью повышения взрывобезопасности таких установок был оп-
робован и внедрен способ адсорбционной очистки жидкого кислорода
в циркуляционном контуре [8]. Сущность этого способа заключается
в том, что часть жидкого кислорода отбирается из конденсатора в цир-
куляционный контур, на котором установлен адсорбер. После адсорбера
жидкий кислород вновь поступает в конденсатор. Жидкость может циркули-
ровать в контуре с помощью' насоса, газлифта или благодаря циркуляции в
самом конденсаторе. Схема циркуляционного контура показана на рис. 33.
Основное преимущество этого способа в том, что исключается
накапливание взрывоопасных примесей в конденсаторе до опасных коццен-
486
траций даже при низком защитном действии адсорберов в отношении этих
примесей.
Количество циркулирующего кислорода устанавливается в зависимости
от содержания взрывоопасных примесей в жидком кислороде, поступающем
в конденсатор, и от защитного действия
адсорбера по отношению к этим примесям.
Расчетным путем было показано [8],
что при отключении адсорбера, например
на 8 ч, содержание примеси в кипящем
кислороде существенно повысится. Поэтому
целесообразнее устанавливать два адсорбе-
ра, в противном случае нужно принимать
специальные меры для предупреждения
опасного, накопления примесей в конденса-
торе за время, необходимое для регенерации
адсорбента.
Рассмотрение возможностей этого спо-
соба позволяет сделать вывод, что введе-
ние в технологические схемы крупных воз-
духоразделительных установок адсорбцион-
ной очистки жидкого кислорода в цирку-
ляционном контуре в сочетании с проточно-
Рис. 33. Схема установки адсор-
бера в циркуляционном контуре:
/ — конденсатор; 2 — отделитель жид-
кости; 3 — адсорбер; 4 — форсунка
газлифта
стью конденсаторов позволит исключить на-
капливание взрывоопасных примесей в этих
аппаратах. Адсорбер в циркуляционном
контуре внедрен на установках БР-2 и
БР-2М. Циркуляция, жидкости в контуре
осуществляется системой газлифта.
Очистка воздуха от опасных примесей методом
каталитического окисления
Каталитический метод очистки воздуха от ацетилена впервые был разра-
ботан советскими исследователями в Институте физической химии (ИФХ)
АН УССР. Сущность метода заключается в каталитическом окислении аце-
тилена кислородом воздуха на серебряно-марганцевом катализаторе при
температуре 433—453 °К- Продукты реакции — двуокись углерода и вода.
Катализатор представляет собой природную марганцевую (пиролюзи-
товую) руду зернением 1,5—3 мм, обработанную раствором соли серебра.
Адсорбированное рудой серебро (0,5% от массы катализатора) служит акти-
вирующей добавкой.
Очистка от ацетилена при всех возможных его содержаниях в воздухе
обеспечивается при объемной скорости воздуха 15 000 1/ч. Катализатор дос-
таточно устойчив по отношению к парам воды, двуокиси углерода, окислам
азота и серы. В то же время он быстро теряет свою активность, если в воз-
духе содержится относительно большое количество масла и продуктов его
разложения. Поэтому в воздухоразделительных установках высокого и сред-
него давления аппараты каталической очистки воздуха обычно устанавлива-
ются после блоков осушки, в которых одновременно с влагой удаляется
капельное масло и частично пары масла.
В настоящее время существуют два проекта аппаратов каталитической
очистки воздуха от ацетилена. Один из аппаратов ^рассчитан на очистку
960 м3/ч воздуха при максимальном давлении около 7 Мн1м2. Этот аппарат
может быть включен в схему установок среднего давления типа УКГС-100
и КГСН-150. Рабочее давление в аппарате составляет 3,5—5,5 Мн!м\ Дру-
487
2
$219
Рис. 34. Аппарат каталитической
очистки:
1 — теплоизоляция; 2 — катализатор;
3 — электроподогреватель; 4 — теплооб-
менник
$950
гой аппарат рассчитан на очистку 200 лг3/ч воздуха при максимальном дав-
лении 20 Мн!м2 и может включаться в схему установки высокого давления
типа КГН-30. Рабочее давление в аппаратах составляет 9—-15 MhIm*. Эти
блоки каталитической очистки изготовляются серийно.
Аппарат каталитической очистки (рис. 34) включает в себя рекупе-
ративный теплообменник, электроподогреватель и камеру с катализатором.
Эти узлы аппарата смонтированы в одном
корпусе, рассчитанном на рабочее давле-
ние. Аппарат изолирован. В нижней части
корпуса размещен рекуперативный тепло-
обменник. Над теплообменником находят-
ся катализатор и электроподогреватель.
Рекуперативный теплообменник вы-
полнен в виде витой трубчатки из медных
трубок. Электроподогреватель состоит из
набора готовых нагревательных элемен-
тов, смонтированных на одной плите и
вставленных в центральную трубу. Регу-
лирующее устройство, включенное в элек-
трическую схему электроподогревателя,
позволяет изменять его мощность и тем
самым поддерживать нужную температуру
воздуха перед поступлением его на ката-
лизатор.
Сжатый атмосферный воздух после
блока осушки поступает в теплообменник,
где нагревается теплом отходящего (очи-
щенного) воздуха. После теплообменника
воздух проходит в электроподогреватель,
подогревается там до нужной температуры
и поступает сверху вниз на катализатор
для очистки от ацетилена. Очищенный
горячий воздух охлаждается в теплооб-
меннике и выходит из аппарата.
Вследствие недорекуперации в тепло-
обменнике воздух на выходе из каталити-
ческого аппарата может быть недостаточно
охлажден. Поэтому после каталитического
аппарата дополнительно устанавливается
водяной холодильник.
В схеме воздухоразделительных уста-
- новок, оснащенных аппаратами каталити-
ческой очистки, рекомендуется оставлять
и адсорберы ацетилена на потоке жидко-
сти испарителя. Эти адсорберы включа-
ются в работу только в случае вынужден-
ного отключения каталитического аппа-
рата.
Пуск воздухоразделительной установки и накопления жидкости в ко-
лонне следует осуществлять при включенном аппарате каталитической очи-
стки. Необходимый уровень температуры в катализаторе поддерживается
в зависимости от содержания ацетилена в перерабатываемом воздухе. При
содержании в воздухе ацетилена до 1 см?1м2 достаточно иметь в массе ка-
тализатора температуру в пределах 423—433 ° К. При больших содержаниях
488
ацетилена в воздухе необходимо поддерживать температуру катализатора
443—453 ° К. В исключительных случаях можно увеличить температуру до
463—473 °К. При снижении температуры катализатора ниже 423 °К срок
его службы уменьшается.
При температуре 443—453 °К срок службы катализатора принимается
равным одному году. В соответствии с «Временной инструкцией по обслу-
живанию аппарата каталитической очистки воздуха от ацетилена для ус-
тановок типа КГН-30 и КГСН-150»1 катализатор рекомендуется заменять
только после того, как будет установлено, что он потерял активность и не очи-
щает воздух от ацетилена.
Как показали лабораторные и модельные заводские опыты, на се-
ребряно-марганцевом катализаторе при температуре около 523 °К и объем-
ной скорости воздуха 10 000 \!ч можно Достичь практически полной очистки
воздуха от всей гаммы предельных и непредельных углеводородов С2—С6
при исходных концентрациях, обычно наблюдаемых в атмосферном воздухе
(не превышающих одной микродоли). Этот катализатор может быть исполь-
зован и для очистки воздуха от микропримесей сероуглерода, практически
полная очистка от которого обеспечивается при температуре 363—373 °К.
Каталитическая очистка воздуха может быть применена и на установках
низкого давления большой производительности. В этом случае по сравне-
нию с установками высокого и среднего давления возникают трудности,
связанные с необходимостью подогрева больших количеств воздуха.
Каталитическая очистка воздуха низкого давления осуществлена на ряде
крупных кислородных установок в США. Температура воздуха перед ката-
литическим блоком поддерживается в пределах 500—573 ° К. Подогрев
воздуха до указанной температуры производится паром. При такой темпера-
туре происходит окисление почти всех углеводородов. В качестве катализа-
тора применяется гопкалит, содержащий двуокись марганца и окись меди.
Этот катализатор непригоден для очистки воздуха с примесью масла.
Защита воздухоразделительных установок от масла
Источниками поступления масла в воздухоразделительные аппараты
являются воздушные поршневые компрессоры и поршневые детандеры,
где применяется масляная смазка цилиндров.
В цилиндрах воздушных компрессоров при высоких температурах и
давлениях масло под влиянием кислорода воздуха подвергается окислитель-
ному разложению, насыщая воздух продуктами разложения, содержание
которых заметно возрастает с повышением температуры и давления в ци-
линдрах компрессора.
Наряду с продуктами разложения в сжатом воздухе может содержаться
значительное количество капельного масла, увлекаемого воздухом со сте-
нок цилиндров в холодильники и нагнетательный трубопровод. Небольшое
количество масла содержится в воздухе в растворенном состоянии. Раство-
римость масла в воздухе увеличивается с повышением давления.
Содержание масла в воздухе после компрессоров может достигать
20 мг!м?.
Заметные количества смазочного масла и продуктов его разложения
не задерживаются во влаго-маслоотделителе, установленном после концевого
холодильника компрессора, и уносятся потоком воздуха в теплообменники
и разделительный аппарат.
В цилиндрах поршневых детандеров расширяющийся воздух дополни-
тельно загрязняется маслом.
1 № 3140, ВНИИКимаш.
489
Некоторое загрязнение воздуха маслом происходит также в масляных
фильтрах для очистки воздуха от пыли. Анализы воздуха перед регенера-
торами установок БР-6, БР-9 и БР-1 А показали, что содержание масла в нем
достигает иногда 0,05 мг!м?.
Масло и продукты его разложения, попадая с воздухом в холодную часть
блока и ректификационную колонну, отрицательно влияют на работу аппара-
тов. Как уже отмечалось выше, продукты разложения масла существенно
снижают ацетиленоемкость адсорбентов, ухудшая тем самым очистку жид-
кости испарителя от примесей. Продукты эти служат причиной резкого,
неприятного запаха, появляющегося при испарении жидкого кислорода, и
исключают применение загрязненного маслом жидкого кислорода в медицин-
ских целях. Наличие масла в жидком кислороде создает взрывоопасные ус-
ловия эксплуатации газификационных устройств и другого оборудования,
в котором происходит испарение жидкого кислорода. Кроме того, масло и
особенно продукты его разложения, накапливаясь в конденсаторе раздели-
тельной колонны, могут явиться причиной взрыва самого воздухораздели-
тельного аппарата.
Полное исключение поступления масла в разделительный аппарат устано-
вок, где используются поршневые компрессоры и детандеры, является весьма
трудной задачей. Кардинальным решением было бы создание установок,
в которых для сжатия и расширения воздуха применяются турбомашины;
использование в компрессорах и детандерах несмазываемых антифрикцион-
ных материалов; создание установок с замкнутым циркуляционным холо-
дильным циклом. В этих направлениях ведутся соответствующие
конструкторские работы, например, разрабатываются поршневые детан-
деры с несмазываемыми поршневыми уплотнениями. Прошли испы-
тания опытные образцы детандеров среднего давления Д-6/50; Д-11/50;
Д-18/40. Эти детандеры предназначены для комплектования воздухо-
разделительных установок К-0,15; А-0,6; АК-0,6; К-0,4; АК-1,5.
По детандерам высокого давления работы ведутся в направлении сок-
ращения расхода смазки путем применения специальных поршневых колец
и применения антифрикционных материалов, не требующих смазки.
В настоящее время все еще находится в эксплуатации и выпускается
большое количество воздухоразделительных установок с поршневыми,
смазываемыми маслом машинами.
Борьба с поступлением масла в аппараты воздухоразделительной ус-
тановки должна начинаться с уменьшения загрязнения воздуха маслом в пор-
шневых компрессорах. При выборе смазочного масла для воздушных ком-
прессоров необходимо учитывать склонность масла к нагарообразованию
и термоокислительную стабильность масла при повышенных давлениях и
температурах.
«Основными положениями по защите от взрывов стационарных воз-
духоразделительных установок» рекомендуется применять масло П-28 и
К-28 (ТУ 38-1-6 — 66). Было проведено исследование еще нескольких
марок масел и рекомендовано масло Орского нефтеперегонного за-
вода (НПЗ) марки ИСТ-28 по типу П-28 (ВТУ 38-1-167 — 68) и масло
КС-19 (ГОСТ 9243—59). Особое внимание следует обращать на выполне-
ние требований по количеству и качеству смазки, подаваемой в цилиндры и
сальники (см. гл.III этой книги). Не менее важно обеспечить минимальные
температуры сжатия в компрессорах. Содержание масла и влаги в сжатом
воздухе в значительной степени зависит от температуры воздуха. Поэтому
необходимо обеспечить охлаждение воздуха после сжатия до температуры
не выше 293 ° К улучшением работы имеющихся холодильников и установкой
дополнительных холодильников, работающих на воде с температурой
490
277—285° К. При отсутствии на предприятии естественного источника
холодной зоды следует организовать ее получение, используя с этой целью
водоиспарительный скруббер для охлаждения воды отходящим из установки
азотом.
Очистка воздуха от капельного масла происходит во влаго-маслоот-
делителях. Наблюдения за работой прозрачных моделей различных влаго-
маслоотделителей показали, что в них образуются воздушные вихри, под-
хватывающие? уже отделившуюся жидкость и
увлекающие ее из модели? Такое явление (вто-
ричный унос) было обнаружено в аппаратах
как с центральным, так и с боковым вводом
газа. По имеющимся данным [18], достаточно
эффективным средством борьбы с вторичным
уносом является непрерывная продувка влаго-
маслоотделителей посредством автоматических
конденсатоотводчиков.
Итоги сравнительных испытаний показа-
ли, что для грубой очистки воздуха от ка-
пельной влаги и масла наиболее эффективен
простейший вид влаго-маслоотделителя с тан-
генциальным вводом воздушного потока и спе-
циальным устройством, предотвращающим вто-
ричный унос жидкости, которое состоит из
отбойной решетки и насадки под ней. Схема
такого влаго-маслоотделителя приведена на
рис. 35.
При проектировании подобных аппаратов
производительностью до 1500 м3/ч (в рабочих
условиях) скорость воздуха на входе следует
принимать 10—15 м/сек при соотношениях ме-
жду основными размерами аппарата:
D/dmp = 5-5,5; Н = 4-50; h = 1,50;
= /2 = 1 -1,50. 4
Достигаемая в таком влаго-маслоотдели-
теле степень очистки воздуха от капельного
масла находится в пределах 98—99% и сущест-
венно не меняется при увеличении скорости
потока в 2 раза. Последовательная установка
двух таких сепараторов не улучшила степень
Охлаждение воздуха до 279—280 ° К перед входом его во влаго-маслоотдели-
тель позволяет получить наибольшую степень очистки. Одна сепарация
не обеспечивает полной очистки воздуха от масла, так как в воздухе нахо-
дится много мелких капель жидкости с размером менее 5—10 мкм (туман),
которые не могут быть уловлены влаго-маслоотделителем. Этим способом
не могут быть удалены из воздуха также пары масла, продукты его
разложения и растворенное масло.
Очистку воздуха от капельного масла можно производить также путем
фильтрации. Производительность фильтра,/а значит и его размеры зависят
от скорости фильтрации (количество газа, проходящего через единицу по-
верхности фильтрующей перегородки в единицу времени), которая связана
с давлением газа и сопротивлением фильтрующей перегородки. Для очистки
воздуха от масла применяют асбест, войлок, различные ткани, стеклянную
491
итр
Кольца Рашига
А-А 8x8
Рис.’35. Схема влаго-маслоот-
делителя с насадкой
очистки
от масла.
вату, пористую керамику, пористые металлы и другие фильтрующие ма-
териалы.
Изучение очистки воздуха от масла при давлении ^0,8 Мн!м2 показало,
что наилучшую очистку (80—84%) дает применение двух последовательно
установленных фильтров из пористого металла с размерами пор 100 и 40 мкм
или последовательно установленных фильтров из пористого металла (40 мкм)
и стеклянной ваты [3]. Сопротивление фильтров из пористого металла от-
носительно невелико и с течением времени меняется незначительно. Пер-
воначальное сопротивление фильтра из стеклянной ваты зависит от плотности
набивки и резко увеличивается в процессе работы. Это — серьезный не-
достаток фильтров из стеклянной ваты. Кроме того, стеклянную вату не-
возможно очистить от масла и она может сильно измельчиться при вибра-
циях и пульсациях потока. Фильтры из пористого металла можно регенери-
ровать, погружая их в растворитель с последующей продувкой чистым сухим
воздухом. Эту операцию следует повторить несколько раз до полного ис-
чезновения следов масла в стекающем растворителе.
Применение фильтров из пористого металла и стеклянной ваты не дает
полной очистки воздуха от капельного масла. Фланель, асбестовая ткань,
войлок лучше очищают воздух от капельного масла, но также не исключают,
как показывает опыт эксплуатации, поступление масла в блок разде-
ления.
Трудность улавливания капельных жидкостей (в частности, масла),
очевидно, состоит в том, что они содержатся в воздухе в виде мельчайших
частиц, которые свободно проходцт через поры фильтрующего материала.
Уменьшение же размеров пор фильтров ведет к увеличению сопротивления
последних. Скорость фильтрации для мелкопористых материалов должна
быть небольшой, что обуславливает большие габариты фильтров. Получен-
ные опытным путем данные о допустимой скорости фильтрации следующие:
для пористого металла (размер пор 40—200 мкм) 2,4 л/(мин-см2); для стеклян-
ной ваты (размер пор 18—25 мкм) 1,8—2,1 л/(мин-см2); для плотной
фильтровальной бумаги (размер пор 5 мкм) 0,8—1,3 л/(мин-см2);
для ультратонкого стеклянного волокна (размер пор ^1 мкм)
0,6 л/(мин-см2).
Хорошую степень очистки (больше 85%) при сравнительно небольшом
гидравлическом сопротивлении дал фильтр, фильтрующий слой в котором
располагался на трех вертикальных цилиндрических дырчатых стаканах
и состоял из слоя стекловолокна, обмотанного снаружи одним слоем шинель-
ного сукна. В нижней части фильтра помещено специальное сепарацион-
ное устройство для устранения вторичного уноса.
Хорошая фильтрующая способность шинельного сукна подтвердилась
при испытании на действующей установке фильтра, выполненного из де-
сяти рядов шинельного сукна с металлической сеткой. Коэффициент очистки
колебался от 62 до 90%. Содержание масла в воздухе до фильтра составляло
1,88—2,37 jwa/jw3, а после фильтра — 0,16— 0,99 мг!м*. Лучшая степень
очистки воздуха от капельного масла была достигнута в случае укладки
между рядами шинельного сукна (после семи рядов) одного слоя ультратон-
кого стекловолокна толщиной (до затяжки) 8—10 мм. При вскрытии такого
фильтра после 15 суток работы оказались замасленными только ряды ши-
нельного сукна, предшествующие слою стекловолокна, и сам слой стекло-
волокна. На последующих рядах сукна масла не было заметно.
Из сказанного выше следует, что применение соответствующих фильтров '
позволяет существенно снизить содержание масла в воздухе, однако
полностью очистить воздух от масла методом фильтрации так же, как
и сепарацией, не удается.
492
Существенно очищается воздух от масла и продуктов его разложения
в адсорбционных блоках осушки и очистки воздуха, если они включены
в схему воздухоразделительной установки.
На Балашихинском кислородном заводе ряд мероприятий для защиты
аппаратов от масла, в том числе и установка блоков осушки, позволил сни-
зить содержание масла в жидком кислороде с 0,1—0,8 мг!л до незначитель-
ных еледов, не регистрируемых конденсационно-нефелометрическим методом
анализа и изредка'обнаруживаемых в виде запаха, появляющегося в конце
испарения пробы жидкого кислорода. Испытания показали, что если в воз-
духе до блока находилось 0,077—0,156 мг!м^ масла, то после блоков осушки
масло в воздухе конденсационно-нефелометрическим методом не обнаружи-
вали. Блоки осушки были загружены активным глиноземом и скорость про-
хождения воздуха в рабочих условиях в них составляла 0,2 л/мин-см2.
Адсорберы являются также механическими фильтрами, в той или иной мере
удерживающими и капельное масло.
х Следует, однако, иметь в виду, что унос значительного количества ка-
пельного масла в адсорбционные блоки осушки и очистки приводит к тому,
что адсорбент очень быстро становится неработоспособным. Периодическая
регенерация адсорбента, производимая для удаления водяных паров, не
обеспечивает сколько-нибудь существенной десорбции продуктов разложе-
ния масла, поэтому адсорбент надо чаще заменять новым.
Поршневые детандеры являются серьезным, а на некоторых установках—
основным источником загрязнения ректификационной колонны и других
аппаратов маслом. Установлено, что загрязнение воздуха маслом в детан-
дерах обуславливается в основном попаданием в цилиндры машинного
масла из картера. Особенно интенсивно происходит затягивание машинного
масла в цилиндр в горизонтальных детандерах при наличии больших зазо-
ров между поршнем и цилиндром (0,6—1 мм на сторону). В связи с этим при
конструировании детандеров необходимо полностью исключать возможность
попадания машинного масла в цилиндры. В эксплуатирующихся детандерах
рекомендуется устанавливать маслосъемные кольца.
На потоке воздуха, выходящего из детандеров, должны быть установлены
переключающиеся фильтры для очистки воздуха от масла с фильтрующими
перегородками из фланели, шинельного сукна или войлока. По истечении
определенного времени (обычно 10 суток) фильтр следует разбирать и очи-
щать ткань от масла промывкой ее в четыреххлористом углероде.
Надо учитывать потенциальную возможность загрязнения воздуха
маслом и в турбодетандере. Масло, использующееся для смазки переднего
подшипника, может пройти по валу и попасть в поток воздуха.
Как уже отмечалось выше, в воздущных фильтрах крупных воздухораз-
делительных установок происходит некоторое загрязнение воздуха маслом,
которым смазываются кассеты или сетки фильтра. В связи с этим .решено
было заменить в воздушных фильтрах масло водо-глицериновой смесью.
Испытания показали [8], что эта замена не приводит к снижению степени
очистки воздуха от пыли и в то же время исключает загрязнение воздуха
взрывоопасными веществами.
Допустимые содержания опасных примесей
Безусловно, необходимым условием защиты воздухоразделительных
установок от взрывов является строгое осуществление тщательного контроля
за содержанием в аппаратах опасных примесей. Четкое проведение такого
контроля позволяет не только установить эффективность работы системы
очистки воздуха, но и, что более важно, указать на приближение опасных
моментов в эксплуатации аппаратов.
493
Наиболее разработан вопрос о контроле за содержанием ацетилена,
который производится на воздухоразделительных установках уже более
30 лет. Методика анализа жидкости испарителя и жидкого кислорода на
содержание ацетилена химическим методом с помощью реактива Илосвая
хорошо освоена на практике. Следует, однако, отметить, что большим недо-
статком этой методики является длительность проведения анализа (около 2 ч)
и невозможность осуществить на ее основе непрерывный контроль.
В настоящее время как у нас в стране, так и за рубежом используют
способ хроматографического раздельного определения содержания угле-
водородов в поступающем на разделение воздухе, в кислороде и других
технологических потоках воздухоразделительных установок.
Метод хроматографического определения углеводородов был разрабо-
тан во ВНИИКимаше [3]. Пламенно-ионизационный детектор в сочетании
с предварительным накоплением анализируемых компонентов позволил
обеспечить пороговую чувствительность метода по ацетилену 10 ~10 объемных
долей, а по пропану — 3-10"п мольных долей.
Применение аналитической методики, обследование содержания при-
месей в технологических потоках установок и -анализ физико-химических
свойств опасных примесей позволили установить величины предельно-допу-
стимого содержания взрывоопасных примесей в жидком кислороде воздухо-
разделительных установок, приведенные в табл. 8.
Таблица 8
Величины предельного содержания взрывоопасных примесей
в жидком кислороде
Группы примесей	Содержание примесей не более	
	в см3/л	в мг С/л
Ацетилен 		0,2	0,22
Высшие ацетиленовые углеводороды в сумме . . Предельные и непредельные углеводороды с рас- творимостью в жидком кислороде при 90° К	0,1 при пересчете на метилацетилен	0,15
до 100 микродолей (С5—Сб)	 Предельные и непредельные углеводороды с рас- творимостью в жидком кислороде при 90° К свыше 100 до 10 000 микродолей (пропилен,	0,3 при пересчете на н-гексан	1,0
изобутан, бутен-1, н-бутан, изобутилен) в сумме Предельные и непредельные углеводороды с рас- творимостью в жидком кислороде при 90° К свыше 10 000 микродолей (метан, этан, эти-	5,0 при пересчете на изобутилен	11,0
лен) в сумме 	 Сероуглерод	... Масло		800 при пересчете на метан 0,04	430 0,12 мг/л 0,40 »
Для примесей с растворимостью 50 000 и менее микродолей предельное
содержание в жидком кислороде установлено равным от предела раство-
римости, а для примесей с растворимостью более 50 000 микродолей пре-
дельное содержание в жидком кислороде установлено равным ^зо от ниж-
него предела взрываемости смеси. В зависимости от растворимости углево-
дороды разбиты на несколько групп.
494
Исследовательские и опытно-конструкторские работы по защите возду-
хоразделительных установок от взрывов продолжаются в направлениям
•определения физико-химических и взрывчатых свойств опасных примесей,
изучения закономерностей их распределения по аппаратам, усовершенство-
вания известных и разработки новых способов удаления этих примесей
из воздуха и других потоков воздухоразделительных установок, обеспечения
взрывобезопасных условий работы конденсаторов и т. д.
Организационные усилия должны быть направлены на строгое соблюде-
ние «Основных положений по защите от взрывов стационарных воздухораз-
делительных установок», модернизацию действующих установок и повыше-
ние квалификации обслуживающего персонала.
ГЛАВА XV
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ О МАТЕРИАЛАХ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ В КИСЛОРОДНОМ МАШИНОСТРОЕНИИ
Номенклатура материалов, применяемых в кислородном машинострое-
нии, достаточно разнообразна. Кроме обычных видов конструкционных мате-
риалов, все более широкое применение находят новые материалы, металлы
и неметаллы, удовлетворяющие специфическим требованиям этой отрасли
промышленности. При эксплуатации кислородного оборудования приходится
иметь дело с такими специфическими условиями службы материалов, как низ-
кие температуры (до 50 °К), контакт с газообразным и ожиженным кислоро-
дом, особые коррозионные условия, возникающие при периодическом охла-
ждении и отогреве аппаратов, трение при низких температурах без смазки..
1. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Большой объем накопленных опытных данных позволяет сделать неко-
торые общие выводы о характере изменений механических свойств металлов,
при снижении температуры.
В условиях низких температур механические свойства металлов зави-
сят от типа их атомно-кристаллической решетки. Металлы с атомно-кри-
сталлической решеткой гранецентрированного куба (медь, никель, алюми-
ний, свинец) сохраняют свою пластичность до очень низких температур.
Металлы другого атомно-кристаллического строения (железо а, магний,,
вольфрам, цинк) становятся при низких температурах хрупкими. Механиче-
ские свойства сплавов зависят от атомно-кристаллического строения фаз,,
входящих в их структуру, и определяются как процентным отношением,
так и характером распределения фаз. Например, в стали с аустенитно-
ферритовой структурой появление хрупкости при низких температурах
связано с количеством и формой ферритной .фазы, имеющей атомно-кристал-
лическую решетку железа а. Аустенит с решеткой железа у придает пла-
стичность и вязкость стали при низких температурах.
Показатели прочности (пределы прочности, текучести и упругости),,
а также твердость и модуль упругости, как правило, увеличиваются с пони-
жением температуры.
Основным методом оценки прйгодности металла для работы при низких
температурах остается метод серийных испытаний ударной вязкости при
понижающейся температуре. На получаемых таким образом кривых в ряде
496
случаев наблюдается особый температурный интервал, в котором ударная
вязкость металла резко понижается. Этот интервал носит название интер-
вала хрупкости, или порога хладноломкости. Выявление порога хладнолом-
кости особенно важно для конструкционных ферритных и мартенситных
сталей, где он наблюдается, очень отчетливо. У ряда металлов и сплавов
ударная вязкость с понижением температуры уменьшается постепенно,
а для некоторых (медь, алюминий) ударная вязкость сохраняется на доста-
точно высоком уровне до температур,
близких к 3 °К.
На рис. 1 даны примеры зависимо-
сти ударной вязкости от температуры
для некоторых металлов. Вопрос ох-
рупчивания металлов и сплавов рас-
сматривается многими исследователями
[49]. Установлено, что это явление свя-
зано с рядом факторов, среди которых
основное значение имеют:
а) характер напряженного состоя-
ния и наличие концентраторов напря-
Рис. 1. Зависимость ударной вязкости от
температуры для некоторых металлов
жений;
б) условия нагружения детали
(ударные или плавные нагрузки);
в) металлургические факторы (размер зерна, термическая обработка
изделия, наличие и характер загрязнений металла и др.).
Положение порога хладноломкости зависит также от сечения образца
или изделия (масштабный фактор). Для крупных сечений хрупкость насту-
пает раньше (при более высоких температурах), чем для малых сечений.
Рассматривая конкретные вопросы выбора материалов для конструк-
ций, работающих при низких температурах, очень важно учитывать изме-
нения соотношений между отдельными характеристиками прочности и
пластичности при снижении температуры.
Понижение температуры вызывает значительное увеличение предела
текучести углеродистой стали при сохранении ее хрупкой прочности прибли-
зительно на одном уровне, в то время как для 'алюминиевых и медных спла-
вов увеличение предела текучести относительно меньше и поэтому они сохра-
няют запас Пластичности до самых низких температур.
Углеродистая конструкционная сталь
Углеродистая конструкционная сталь широко применяется при изго-
товлении воздухоразделительных установок, в основном для конструкций,
работающих при положительных температурах: наружные кожухи, трубо-
проводы, .аппараты предварительной очистки воздуха. Однако в ряде слу-
чаев, как показала практика, углеродистая сталь может быть использована
и при отрицательных температурах.
Здесь прежде всего следует отметить применение углеродистой стали
для различных сварных несущих конструкций (опоры, стойки) из профиль-
ного металлопроката. Чтобы избежать растрескивания при охлаждении,
для подобных конструкций рекомендуется низкотемпературный отжиг,
снимающий напряжения сварки. Углеродистая сталь используется для
внутренних, холодных стенок двухстенных кожухов, для накидных флан-
цев и некоторых крепежных деталей, работающих при низких темпера-
турах.
На рис. 2 представлена зависимость механических свойств низкоугле-
родистой конструкционной стали при низких температурах. Здесь харак-
32 П/р. В. И. Епифановой	497
терно изменение крутизны кривых временного сопротивления <ув и предела
текучести и сближение их значений при температуре около 123 °К- Одно-
временно наблюдается крутое падение показателей пластичности стали
Рис. 2. Механические свойства нормали-
зованной углеродистой стали с содержа-
нием углерода в пределах 0,05—0,15%
при низких температурах ,
(удлинения б и сужения тр). Очень на-
глядно изменение свойств стали можно
проследить на графике растяжения
образцов углеродистой котельной стали
марки 15К, приведенном на рис. 3.
Для углеродистой стали характерно
существование порога хладноломкости
в виде резкого, ступенчатого пони-
жения значения ударной вязкости
при определенной низкой температуре.
В отдельных случаях это падение
ударной вязкости соответствует неко-
торому температурному ' интервалу и
проявляется в виде разброса значений.
В качестве примера на рис. 4 при-
водятся кривые зависимости ударной
вязкости от температуры для кипящей
и хорошо раскисленной стали марки
Ст.З после нормализации [9]. Как
правило, раскисленная (спокойная) сталь является более хладостойкой.
В ряде исследований показано, что термообработкой, а также регулиро-
ванием режимов прокатки можно существенно понизить порог хладнолом-
кости обычной конструкционной углеродистой стали [14].
б Мн/м2
Удлинение
Рис. 3. График растяжения образцов
стали марки 15К при низких темпе-
ратурах
Рис. 4. Зависимость ударной вязко-
сти от температуры для стали трех
марок
Низколегированная сталь с улучшенной хладостойкостью
Многие отрасли техники, использующие «умеренный холод», а также
создающие металлические конструкции для условий севера (судостроение),
применяют в настоящее время конструкционные низколегированные стали,
498
которые по свариваемости и технологичности близки к углеродистым, но
имеют пониженный порог хрупкости. В ряде случаев использование таких
сталей целесообразно и в кислородном машиностроении, особенно при
создании крупных аппаратов и конструкций, работающих в температурном
интервале от 273 до 173 ° К. Здесь прежде всего следует иметь в виду группу
сталей, разработанных на основе низкоуглеродистой марганцовистой стали
марок 09Г2, 09Г2С и др. (ГОСТ 5058—65).
На рис. 4 приведена кривая ударной вязкости стали 09Г2 в нормали-
зованном состоянии. Примером использования стали этой группы может
служить изготовление крупных реге-
нераторов,' верхняя часть которых, ра-
ботающая при температуре выше 193°К,
изготовлялась из стали 09Г2С, а ниж-
няя, более холодная часть — из аусте-
нитной нержавеющей стали.
Никелевая сталь с повышенной
хладостойкостью
Из всех легирующих элементов
наиболее эффективно повышает хладо-
стойкость ферритных сталей добавка
никеля. Это проявляется в увеличении
абсолютных значений ударной вязко-
сти и в смещении температурного интер-
вала хрупкости к более низким темпе-
ратурам. На рис. 5 представлены полу-
ченные в ЦНИИЧМ1 результаты опре-
деления ударной вязкости нормализо-
ванной низкоуглеродистой никелевой
стали с разным содержанием никеля,
&н кдж/м2
Температура, испытания
Рис. 5. Значения ударной вязкости нор-
мализованных образцов никелевой стали
в зависимости от температуры испыта-
ния. Цифры на кривых означают содер-
ИЗ которых следует, ЧТО при содержа-	жание никеля в процентах
нии 6—9% Ni и температуре ^>77 °К
достигается ударная вязкость 800 кдж!м2 [15]. На основе этих работ в на-
стоящее время предлагаются для использования при изготовлении хладо-
стойкой аппаратуры две низкоуглеродистые никелевые стали марок 0Н6А
(6% Ni) и 0Н9А (9% Ni), которые хорошо свариваются и высоко техноло-
гичны при операциях горячей и холодной деформации (выдавливание днищ,
гибка обечаек).
Следует также иметь в виду разработанную ранее ВНИИКимашем и
ЦНИИЧМ более доступную низкоуглеродистую никелевую сталь марки
06НЗ, обладающую хорошей хладостойкостью до температуры 113 °К-
Данные по стали этой марки приведены в приложении 17.
Сталь аустенитного класса
Как было показано ранее, сталь, имеющая структуру аустенита (ос-
нова — железо у), сохраняет пластичность и вязкость йо температур, близ-
ких к температуре жидкого гелия (3 °К); поэтому аустенитная сталь является
важнейшим конструкционным материалом для аппаратов и машин, рабо-
тающих при самых низких температурах.
Основным, получившим признание во всех странах мира, является
состав, отвечающий близким маркам Х18Н9Т и Х18Н10Т. Титан сообщает
1 Центральный научно-исследовательский институт черной металлургии.
32*	499г
аустениту устойчивость к нагревам при различных технологических опера-
циях (штамповка, сварка, горячая гибка). Сталь этих марок является важ-
нейшим конструкционным материалом для нержавеющей, кислотостойкой
и жаростойкой аппаратуры и одновременно — прекрасным хладостойким
материалом для сварных аппаратов, не требующим последующей термообра-
ботки. Сталь марки 0Х18Н10, имеющая более высокую пластичность, нахо-
дит большое применение для изготовления тонкостенной аппаратуры мето-
дами глубокой вытяжки и холодной штамповки. Из стали этой марки при-
готовляется и сварочная проволока для сварки сталей аустенитного класса.
Установлено, что сталь марок Х18Н9Т и Х18Н10Т обладает значитель-
ной способностью сопротивляться хрупкому разрушению в местах кон-
центрации напряжений даже при температуре жидкого водорода (20 ° К).
Основные недостатки этой стали — относительно невысокие показатели
прочности (ов = 550 Мн/м2 и от = 200 Мн/м2); кроме того, сталь содержит
до 11 % никеля, поэтому в последние годы проведены большие работы по изы-
сканию заменителей стали типа 18-9 в направлении уменьшения содержа-
ния Ni с соответствующим увеличением содержания марганца, а также
легирования азотом.
Из появившихся многочисленных заменителей представляет интерес
сталь марки Х14Г14НЗТ, успешно используемая в ряде отраслей промыш-
ленности, где от нее не требуется высоких антикоррозионных свойств, так
как по этому признаку она уступает стали Х18Н9Т. Однако по прочности
сталь Х14Г14НЗТ значительно превосходит сталь Х18Н9Т (ав = 750 Мн/м2,
= 300 Мн/м2), обладает хорошей ударной вязкостью при низких тем-
пературах, хорошо сваривается и дает сварные швы со значительным запа-
сом пластичности и вязкости при низких температурах.
Использование аустенитных сталей с низким содержанием никеля
в технике глубокого холода вполне оправдано, несмотря на их пониженную
коррозионную стойкость и несколько худшую технологичность по сравне-
нию со сталью классического состава 18-8. В последнее время стала использо-
ваться еще более высокопрочная сталь такого же типа марки Х21Г7АН5
(ЭП222), которая в термообработанном состоянии обеспечивает ударную
вязкость ан = 1200 кдж/м2 при температуре 20 °К.
Рассматривая аустенитные стали как конструкционный материал, необ-
ходимо отметить их низкую теплопроводность и более высокий коэффициент
линейного расширения по сравнению с другими марками конструкционной
стали.
Некоторые вопросы прочности сварных соединений из стали
Стальные корпусы аппаратов, трубопроводы, несущие конструкции и
кожухи изготовляются с применением сварки. Прочность сварной конструк-
ции зависит от следующих основных факторов: а) от прочности основного
металла и сварного шва; б) от конструктивных форм сварного соединения;
в) от технологии сварки и последующей термообработки.
На прочность конструкции, работающей при низкой температуре, осо-
бенное влияние оказывают концентраторы напряжений, как в виде различ-
ных конструктивных надрезов и острых переходов, так и в виде дефектов
металла. Концентраторы в виде трещин, непроваров, подрезов и других
дефектов сварки обычно сосредоточены в наплавленном металле шва и в око-
лошовной зоне, причем чаще они наблюдаются в местах скрещения швов.
Наибольшей чувствительностью к' концентрации напряжений вблизи ука-
занных дефектов обладают материалы хрупкие при рабочих температурах
и, наоборот, наличие таких концентраторов способствует переходу кон-
500
струкции из вязкого состояния в хрупкое при снижении температуры.
Поэтому, рассматривая вопрос о работоспособности данной конструкции
при низких температурах, надо учитывать возможность возникновения
дополнительных термических напряжений, возникающих при сварке, и
характер рабочих напряжений в конструкции или корпусе аппарата.
Особенно опасен при наличии концентраторов напряжений вибрацион-
ный характер нагрузок (периодические удары, пульсация давления, вибра-
ции). Наблюдавшиеся случаи хрупких разрушений сварных корпусов реге-
нераторов из углеродистой стали подтверждают это положение.
Сварной шов представляет собой сложный комплекс структур и по меха-
ническим свойствам отличается от основного металла. Обычно хрупкое
состояние наступает раньше в сварном шве или в зоне термического влияния.
На основании имеющихся опытных данных можно привести следующие
ориентировочные пределы положения порога хладноломкости для сварных
соединений конструкционной углеродистой стали, выполненных как авто-
матическим, так и ручным способом:
а)	для марки Ст.З кп (кипящая) — выше 230 °К;
б)	, для марки Ст.З сп (спокойная) — в пределах от 220 до 230 °К;
в)	для марки 15К (котельная) — от 200 до 230 °К.
Нормализацией сварного соединения можно сдвинуть порог хладно-
ломкости в сторону более низких температур.
Низколегированная сталь типа 09Г2 успешно сваривается присадкой
идентичного состава как автоматическим, так и ручным методом с получе-
нием удовлетворительных значений ударной вязкости шва при темпера-
туре до 200 ° К.
Для сварки никелевой стали марок 0Н6А и 0Н9А рекомендуется исполь-
зовать присадочную проволоку из стали Св-10Х16Н25АМ6 (тип электродов
ЭА-ЗМ6), а для марки 06НЗ — из стали Св-07Х25Н13 (электроды ЭА-2
и ЭА-2Б). При этом получается очень вязкий шов с высокой хладостойкостью,
не требующий термической обработки.
Сварка стали Х18Н9Т осуществляется с присадкой идентичного состава
или состава стали марки 0Х18Н10. Можно считать, что сварные швы этой
стали вполне надежны до температур 20 °К.
Некоторые конструкционные среднеуглеродистые
легированные стали
При создании кислородных аппаратов и машин часто возникает необ-
ходимость использования конструкционных сталей с высокой прочностью
и твердостью в условиях низких температур. Речь идет о деталях разъемных,
без применения сварки или пайки, упрочняемых термической обработкой.
В отдельных случаях (детали клапанов, плунжерные пары насосов) приме-
няется химико-термическая обработка, цементация или азотирование для
получения высоких поверхностной прочности и твердости.
Из среднеуглеродистой стали прежде всего следует отметить марки
12ХНЗА и ЗОХНЗА, обладающие высокой прочностью и вязкостью при
хорошей прокаливаемости. 3% никеля дают возможность сохранить значи-
тельный запас пластичности при низких температурах.
Наиболее распространена в кислородном машиностроении сталь марки
12ХНЗА, из которой изготовляют баллоны адсорберов высокого давления,
работающие при температуре до 103 °К, цилиндры детандеров и многие дру-
гие части машин. Сталь этой марки хорошо цементируется и после двукрат-
ной термообработки сохраняет высокую вязкость сердцевины при низкой
температуре. Сталь марки ЗОХНЗА рекомендуется для более массивных
501
деталей. В табл. 1 приводятся усредненные данные механических свойств
стали этих двух марок.
Подбором режима термообработки можно получить структуру стали,
дающую максимальную вязкость при низких температурах. Это хорошо
иллюстрируется зависимостью ударной вязкости от температуры отпуска,
полученной для стали 12ХНЗА (рис. 6).
Из стали других ^марок, упрочняе-
мых термообработкой, нашли приме-
нение в технике низких температур:
пружинная сталь 60С2А, хромистая
Рис. 6. Зависимость ударной вязкости
закаленной стали 12ХНЗА при ком-
натной и низких температурах от тем-
пературы отпуска
Таблица 1
Механические свойства сталей марок
12ХНЗА и ЗОХНЗА, достигаемые
на образцах и изделиях после закалки
и высокого отпуска
Показатели при растяжении	Температура испытания в’ °К	
	293	90
Предел прочности ов в Мн!м2 		794	1160
Предел	текучести ог в MhIm2, 		557	920
Ударная вязкость ан в кдж/м2		1960	590
нержавеющая сталь марок 2X13 и 3X13 для отдельных деталей запорных и
регулирующих механизмов, сталь 18Х2Н4ВА для ответственных деталей
быстроходных турбодетандеров и крепежных деталей. Заслуживает внима-
ния азотируемая сталь марки 38ХМЮА, применяемая для изготовления
деталей, работающих в условиях трения при низких температурах (плун-
жерные пары насосов жидкого кислорода и азота). Заготовки таких пар
проходят предварительное улучшение, состоящее из закалки в масле и отпу-
ска, и после механической обработки подвергаются азотированию по обыч-
ному режиму. Твердость азотированного слоя получается в пределах HV
900ч-1000 при глубине слоя 0,4—0,5 мм с удовлетворительной ударной
вязкостью сердцевины изделий.
Медь и сплавы меди
Медь и ее сплавы (латуни и бронзы) являются наиболее распространен-
ными материалами для изготовления аппаратов воздухоразделительных
установок, работающих при самых низких температурах. Можно сделать
обобщенный вывод о том, что все механические свойства меди и большинства
ее сплавов улучшаются при понижении температуры. Наиболее значительно
увеличиваются предел прочности и твердость. Менее интенсивно растет
предел текучести, что обеспечивает достаточный запас пластичности и вяз-
кости меди и медных сплавов при низких температурах. Для иллюстрации
на рис. 7 и 8 приводятся кривые изменения прочности и относительного
удлинения некоторых медных сплавов с понижением температуры.
Механические свойства некоторых применяемых в кислородном машино-
строении медных сплавов приведены в приложении 18.
Сплавы меди могут поставляться в нагартованном, полунагартованном
или отожженном состоянии. В нагартованном состоянии тенденция к повы-
502
тению всех механических характеристик при снижении температуры выяв-
ляется еще более отчетливо. Медь и латунь применяются для изготовления
аппаратов, испытывающих наиболее низкие рабочие температуры (3 ° К).
Медь используется для трубок теплообменников и внутренних шаровых
емкостей сосудов Дьюара. Для обечаек, днищ, ректификационных тарелок
воздухоразделительных аппаратов применяется главным образом латунь Л62,
а для таких напряженных деталей, как фланцы или седла клапанов — более
прочная латунь марки ЛЖМц 59-1-1.
Для литых деталей — корпусов холодной арматуры (клапанов, венти-
лей), корпусов турбодетандеров, насосов жидкого кислорода, широко приме-
Температура испытания
Рис. 7. Предел прочности некото-
рых медных сплавов при низких
температурах
Температура испытания
Рис. 8. Относительное удлинение
медных сплавов при низких темпе-
ратурах
няется литейная (кремнистая) латунь ЛК80-ЗЛ. Хорошие литейные свой-
ства сочетаются в этом сплаве с достаточно высокими механическими свой-
ствами при комнатной и при низких температурах (см. приложение 18).
Отсутствие хрупкости при низких температурах и высокая устойчивость
к воспламенению в среде кислорода делает необходимым использование ряда
бронз для деталей кислородных машин и аппаратов, испытывающих статиче-
ские и динамические нагрузки, а также истирание (пружины, мембраны,
седла клапанов, втулки плунжерных пар и др.). Для упругих элементов
широкое применение нашли бронзы марок Бр.КМц 3-1, бериллиевая бронза
Бр.Б2 и никельалюминиевые бронзы. Для деталей трения могут использо-
ваться сложнолегированные термически обрабатываемые бронзы Бр.АЖН
10-4-4 или Бр.АЖМц 10-3-1,5.
Алюминий и сплавы алюминия
Механические свойства алюминия и большинства его сплавов улуч-
шаются при понижении температуры. Как и для сплавов меди, у сплавов
алюминия сохраняется запас пластичности и вязкости до температур ниже
73 °К, который характеризуется разностью между пределом прочности и
пределом текучести (рис. 9). Лучше изучены механические свойства при
низких температурах конструкционных свариваемых сплавов алюминия
с марганцем и магнием (АМц и АМг1—АМгЗ). Они хорошо деформируются
и свариваются аргоно-дуговой сваркой и автоматической сваркой под слоем
503
флюса. Выпускается также сплав АМцС с улучшенной свариваемостью.
Пайка алюминиевых сплавов затруднена, однако в последнее время в этой
области достигнуты некоторые успехи, в частности при разработке конструк-
ций и технологии изготовления пластинчатых теплообменных аппаратов.
Более прочные алюминиево-магниевые сплавы АМг5 и АМгб несколько труд-
Рис. 9. Характеристики проч-
ности некоторых ‘ сплавов
алюминия при низких тем-
пературах
нее обрабатываются давлением, но по прочности
в ряде случаев могут вполне заменить медь и
латунь при одновременном значительном сниже-
нии веса аппаратов и их стоимости.
Ряд зарубежных фирм считает сплавы алю-
миния основным конструкционным материалом
для производства кислородных установок. Из
алюминиевых сплавов изготовляют разделитель-
ные колонны, трубчатые теплообменники и те-
плообменные аппараты сложной конструкции
с развитой теплообменной поверхностью.
Алюминиевые сплавы нашли также широкое
применение при изготовлении емкостей для ожи-
женных газов (кислорода, азота, водорода и ге-
лия).
Ковочные алюминиевые сплавы (АК6, АК8
и др.) служат основным материалом для цельно-
фрезерованных рабочих колес турбодетандеров.
При изготовлении литых корпусов холодной
арматуры (вентилей и задвижек), а также дета-
лей кислородных компрессоров (поршни, блоки
цилиндров) нашли применение литейные алюми-
ниевые сплавы АЛ2 и АЛ9. Данные исследований
и опыт эксплуатации показали их полную надеж-
ность в условиях низких температур. В приложении 19 приводятся со-
бранные из литературных источников [40, 42 и др. ] данные по меха-
ническим свойствам некоторых сплавов алюминия.
Механические свойства припоев и паяных соединений
В кислородном машиностроении самое широкое применение находит
пайка, преимущественно мягкими припоями. Наиболее полное исследование
свойств мягких припоев и соединений на их основе при низких температурах
было произведено А. С. Медведе-
вым.
При понижении температуры
прочность оловянно-свинцовых
припоев увеличивается, но одно-
временно сильно уменьшается их
пластичность. При температуре
ниже 243 ° К оловянно-свинцовые
припои с высоким содержанием
олова (выше 30%) заметно сни-
жают ударную вязкость. На рис. ГО
приводится характерная зависи-
мость ударной вязкости припоя
ПОС-40 от температуры испыта-
кдн</м2
Температура.
Рис. 10. хВлияние низких температур на удар-
ную вязкость припоя ПОС.-40 •
ния образцов. Присутствие в спла-
ве свинца в известной степени
504
компенсирует снижение вязкости и сохраняет достаточно высокую проч-
ность припоя.
Широкое применение находят также медно-цинковые припои ПМЦ36,
ПМЦ48 и ПМЦ54, а для наиболее ответственных соединений — серебряные
припои ПСр45 и ПСр25.
2.	НЕКОТОРЫЕ ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ
ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Теплоемкость
На рис. 11 приведена зависимость атомной теплоемкости от темпера-
туры для ряда чистых металлов. Характерно приблизительное постоянство
Температура
Рис. 11. Зависимость атомной теплоемкости некоторых метал-
лов от температуры
Дюлонга и Пти. Для сплавов в твердом состоянии атомная теплоемкость
может быть высчитана по правилам смешения компонентов
С = С±р + C2q дж/(моль -град),
где р и q — молярные доли веществ в сплаве, а Сг и С2 — их атомные
теплоемкости.
Необходимо отметить, что при низких температурах теплоемкость метал-
лов весьма резко падает. Эта зависимость изучена очень мало.
Теплопроводность
Теплопроводность сильно зависит от чистоты металлов. Теплопровод-
ность сплавов, как правило, ниже, чем у чистых металлов. На величине
коэффициента теплопроводности сказывается способ предварительной обра-
ботки сплава. Так, установлено, что теплопроводность деформируемых спла-
вов несколько выше, чем литейных. В области низких температур для неко-
торых чистых металлов наблюдается резкое увеличение теплопроводности.
Однако при температурах, близких к температуре жидкого гелия, тепло-
проводность снижается еще более резко до весьма малых значений.
505
На рис. 12—14 приведены зависимости коэффициента теплопроводности
от температуры для основных групп сплавов, применяемых в кислородном
аппаратостроении. Температурный коэффициент теплопроводности зависит
Температура
Рис. 12. Изменение теплопроводности железа и неко-
торых сталей при низких температурах:
от типа>сплава. Так, для ста-
лей ферритного класса в об-
ласти положительных темпе-
ратур он отрицательный, а
для стали аустенитной — по-
ложительный. Кроме того,
сама величина коэффициента
теплопроводности для аусте-
нитных сталей значительно
ниже, чем для ферритных и
перлитных, что в отдельных
случаях очень важно иметь
в виду при расчете тепловых
потоков. Высоколегирован-
ные чугуны также менее те-
плопроводны, чем обычные
литейные. Все цветные ме-
таллы имеют положитель-
1 — железо чистое; 2 — сталь с 0,15% углерода; 3 — сталь
с 1% углерода; 4 — аустенитная сталь Х18Н9Т
ный температурный коэффи-
циент теплопроводности. Для
алюминия и его сплавов весьма характерно значительное снижение
теплопроводности при температуре жидкого гелия.
Термическое расширение металлов и сплавов
Здесь следует напомнить, что различают средний коэффициент линей-
ного расширения, вычисляемый по формуле
Температура.
Рис. 13. Изменение теплопроводности меди
и медных сплавов при низких темпера-
турах:
1 — медь; 2— бронза оловянистая; 3— латунь
1г — Zj. 1
~ Т2 — Ту
Температура
Рис. 14. Изменение теплопроводности
алюминия и его сплавов при низких тем-
пературах:
1 — алюминий; 2 — АМц; 3 — АМг; 4 — Д16-
506
где 1г и /2 — длина образца при температурах соответственно 7\ и Т2 и
истинный коэффициент расширения, который может быть представлен
выражением
_ dl 1
^ист А'р I >
где 1т — длина образца при температуре Т.
В практической работе чаще пользуются средним коэффициентом линей-
ного расширения для определенного (рабочего) интервала температур.
Однако при выборе матеоиала полезно знать и общую закономерность а =
= /(Т).
Температура
Рис. 16. Относительное линейное расшире-
ние ковара 29НК и стекла в зависимости
от температуры
На рис. 15 показан характер
изменения истинного коэффициента
линейного расширения для некото-
рых металлов [26].
Рис. 15. Изменение коэффициентов линей-
ного расширения в зависимости от темпера-
туры для некоторых чистых металлов
При фазовых превращениях в металлах коэффициент расширения скач-
кообразно изменяется. В отдельных системах. сплавов наблюдаются анома-
лии в зависимости коэффициента линейного расширения от состава сплава,
например, в сплавах железа, никеля и кобальта коэффициент линейного
расширения имеет очень широкий диапазон значений в зависимости от со-
става, что позволило создать ряд сплавов с заданными значениями коэффи-
циента линейного расширения. Характерным примером такого сплава
является ковар 29НК (29% N1; 18% Со, остальное— Fe), у которого тем-
пературная зависимость расширения одинакова со стеклом в широком интер-
вале температур (рис. 16).
Ковар применяется для изготовления промежуточных деталей, уста-
навливаемых между металлическим корпусом и стеклянными деталями
(окна, трубки и т. д.) в различной, главным образом вакуумной, аппаратуре.
Следует иметь в виду, что при низких температурах (ниже 203 ° К) ковар
мод<ет претерпевать фазовое превращение с образованием мартенсита, нару-
шающее герметичность спая со стеклом.
3.	ЗАЩИТА ОТ КОРРОЗИИ КИСЛОРОДНЫХ АППАРАТОВ И МАШИН
По условиям коррозии можно выделить две группы аппаратов воздухо-
разделительных установок. Аппараты первой группы работают при низких
температурах (до 77 °К) с периодическими отогревами (до 340 °К) при кон-
507
такте их наружной поверхности с тепловой изоляцией (шлаковой ватой,
мипорой). Сюда можно отнести корпусы колонн, теплообменных аппаратов,
внутриблочные коммуникации и сосуды для хранения и транспортировки
жидкого кислорода и азота. Внутренняя поверхность таких аппаратов
обычно почти не корродирует, так как проникновение влаги внутрь уста-
новки незначительно. Коррозионные явления развиваются в основном на
наружной поверхности, где в период охлаждения выделяется лед, а в пе-
риод отогрева происходит увлажнение как поверхности аппарата, так и
соприкасающейся с ней тепловой изоляции.
Ко второй группе относятся аппараты, работающие при нормальной
температуре в атмосфере газообразного влажного кислорода (трубопроводы,
кислородные газгольдеры, ресиверы).
При оценке влияния повышенных концентраций кислорода на ход корро-
зионных процессов на поверхности металлов необходимо учитывать двой-
ственную роль кислорода в коррозионном процессе [47]. С одной стороны,
кислород усиливает коррозию, как катодный деполяризатор, а с другой
стороны, тормозит ее развитие, повышая защитные свойства окисной пленки
на поверхности металла.
Для первой группы аппаратов существенно влияние теплосмен (охлаж-
дений и отогревов) на коррозионные процессы. При низких температурах
коррозия полностью прекращается, но периодические охлаждения и ото-
гревы могут вести к нарушению сплошности защитных окисных пленок на
поверхности металла и снижению его коррозионной устойчивости.
Наиболее сильно в указанных условиях корродирует углеродистая
конструкционная сталь. Небольшие добавки легирующих элементов заметно
повышают сопротивляемость стали атмосферной коррозии, например, по-
вышение содержания марганца и добавка меди увеличивают устойчивость
стали к атмосферной коррозии. Легирование никелем (до 3%) уменьшает
скорость атмосферной коррозии в 4 раза по сравнению с обычной углеро-
дистой сталью. Эти данные говорят в пользу применения низколегирован-
ных сталей, имеющих одновременно и более высокую хладостойкость.
Однако необходимо отметить, что ржавление как углеродистой, так и
низколегированной стали в условиях работы кислородных аппаратов доста-
точно велико, и применение средств защиты от коррозии является обяза-
тельным.
Крепежные детали, а также многие другие детали машин подвергаются
гальваническому покрытию хромом, цинком, кадмием.
Из употребляемых в настоящее время лакокрасочных покрытий боль-
шинство легко растрескивается и отслаивается при охлаждении до темпе-
ратуры ниже 173 °К. Более устойчивы при охлаждении эмали и лаки на
основе перхлорвиниловой смолы.
Обследование действующих аппаратов, изготовленных из сплавов алю-
миния (АМц и АМг), показало, что основным видом коррозии является
язвенная коррозия, особенно сильно развивающаяся в местах контакта со
шлаковой ватой. Наиболее подвержены язвенной коррозии горизонтальные
поверхности и поверхности, контактирующие с медными или латунными
трубами. Отмечается, что алюминиевое литье и наплавленный металл свар-
ных швов более устойчивы к коррозии, чем обычный прокат из алюминиевых
сплавов. Для аппаратов с тонкими стенками из алюминиевых сплавов
следует считать обязательной химическую обработку по типу фосфатиро-
вания или лакокрасочное покрытие.
При конструировании следует учитывать, что контакты металлических
деталей могут вызвать интенсивную коррозию одной из них, изготовленной
из металла с более отрицательным потенциалом растворения. Например,
508
надо избегать контактов стальных и чугунных деталей с медными, латунными
или бронзовыми при возможных увлажнениях поверхности или при нали-
чии охлаждающей воды (холодильники).
Особую опасность представляет коррозионное растрескивание изделий.
Этот вид разрушения наиболее часто наблюдается в латунных аппаратах,
но он возможен и в изделиях из других сплавов. Коррозионное растрески-
вание появляется при наличии на поверхности изделия постоянно действую-
щих растягивающих напряжений, которые могут быть вызваны разными
причинами (внутренние напряжения, полученные при холодной деформа-
ции или сварке, монтажные напряжения или напряжения от рабочего дав-
ления). Коррозионное растрескивание возникает при. наличии влаги и сле-
дов агрессивных газов в атмосфере (NH3, SO2 и др.).
Основными направлениями борьбы с коррозионным растрескиванием
являются: а) снятие внутренних напряжений путем отжига; б) примене-
ние мер изоляции от доступа атмосферы путем окраски или лакировки.
4.	ЗАГОРАНИЕ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ В АТМОСФЕРЕ
ЧИСТОГО КИСЛОРОДА И ВОЗДУХА, ОБОГАЩЕННОГО КИСЛОРОДОМ
В практике эксплуатации воздухоразделительных установок наблю-
даются случаи загорания машин и аппаратов.
Изучение обстоятельств аварий обычно приводило к заключению, что
загорание связано с воспламенением веществ органического происхождения
(фибровый или кожаный манжет, текстолитовая деталь, продукты смазки).
Однако при продолжающемся поступлении в рабочий объем кислорода го-
рение распространяется на металлические детали и может сгореть значи-
тельная часть машины.
Известно, что сталь загорается легче и сгорает энергичнее, чем сплавы
меди и алюминия. Горение стали в струе кислорода исследовалось в связи
с разработкой теоретических основ газовой резки ВНИИАвтогеном и рядом
других организаций. Было установлено, что температура начала горения
низкоуглеродистой стали в струе кислорода приблизительно одинакова для
всех марок стали и равна 1570 °К-
В результате работы, выполненной во ВНИИКимаше, установлено,
что средние температуры начала горения в кислородно-азотных смесях
(от 99 до 70% О2) при атмосферном давлении и отсутствии газового потока
для стали всех исследованных марок (углеродистых и ^легированных)
находятся в пределах 1420—1520 °К. Для углеродистых сталей эта темпе-
ратура несколько ниже, чем для сталей с высоким содержанием легирующих
элементов (Х18Н9Т и 1X13).
С повышением скорости потока кислорода и увеличением давления
наблюдается значительное снижение температуры начала горения углеро-
дистой стали и сравнительно небольшое снижение для нержавеющих сталей.
Так, при давлении 2,5 Мн/м2 и скорости 180 м/сек температура начала го-
рения углеродистой стали определена в пределах 970—1020 °К, а нержа-
веющей стали 1420—1450 ° К- Эти опыты подтверждают вывод о большей
устойчивости к загоранию в атмосфере кислорода нержавеющих сталей,
содержащих значительный (13—18%) процент хрома.
5.	ПЛАСТМАССЫ В КИСЛОРОДНОМ МАШИНОСТРОЕНИИ
Применение пластических масс позволяет по-новому решать ряд вопро-
сов машиностроения, благодаря некоторым свойствам пластмасс, недости-
жимым в металлах и их сплавах.
509
Пластмассы имеют более низкую плотность и, следовательно, сравни-
тельно высокую удельную прочность, иногда значительно превосходя-
щую удельную прочность металлов. Пластмассы обладают хорошими элек-
троизоляционными свойствами и низкой теплопроводностью. С помощью
пластмасс можно получить широкий диапазон антифрикционных свойств
и значительную износостойкость в разнообразных условиях работы, напри-
мер при низких температурах, при отсутствии смазки. Наконец, пластмассы
обладают хорошими антикоррозионными свойствами и химической устойчи-
востью.
Хладостойкость и устойчивость к воспламенению в кислороде являются
важнейшими свойствами, определяющими пригодность пластмасс в усло-
виях работы кислородных машин и аппаратов. Эти свойства для большин-
ства пластмасс исследованы недостаточно.
В приложении 20* приводятся механические и физические свойства
некоторых пластмасс с ориентировочной оценкой горючести на воздухе и в
кислороде. При понижении температуры у большинства пластмасс равно-
мерно возрастают прочность и твердость и равномерно понижаются пла-
стичность и динамическая вязкость. Непревзойденным по хладостойкости
является фторопласт. Имеются сообщения [56] о возможности использования
фторопласт-4 при температуре 4 ° К.
Механические свойства пластмасс с наполнителем в значительной сте-
пени зависят от свойств и количества наполнителя. Для некоторых' типов
пластмасс (текстолит, гетинакс, стеклопластики) важное значение имеет
ориентация волокон, слоев ткани или бумаги, составляющих наполнитель.
Из пластмасс с наполнителем необходимо особо 'отметить стеклопла-
стики, которые следует считать перспективным материалом кислородного
машиностроения.
Большое применение получили пластмассы при изготовлении быстро-
изнашивающихся деталей машин, так как они могут обеспечить совершенно
новые условия работы трущихся поверхностей (самосмазываемость, хорошую
прирабатываемость, низкий коэффициент трения). В этом отношении особенно
ценны фторопласты.
В настоящее время в промышленности широко внедряются различные
виды армированных стеклянным и металлическим волокном фторопластов,
а также материалы на основе пористой бронзы, пропитанной фторопластом,
для изготовления подшипников скольжения и других трущихся деталей,
работающих при сравнительно высоких удельных давлениях.
Широкое применение находят также прессовочные массы (фенопласты)
для изготовления разнообразных изделий, работающих при положительной
или немного пониженной (до 253 ° К) температуре.
Пластмассы применяются также для изготовления различных видов
уплотнительных прокладок, колец, манжет, работающих как при низких,
так и при положительных температурах. В кислородном машиностроении
для этой цели широко используются специальная фибра ФПК, паронит
и фторопласты.
* Приложение составлено на основании данных ГОСТов и справочников («Справочник
по пластмассам» под ред. М. П. Гарбара и др. Изд-во «Химия», М., 1967; справочник «Физиче-
ские и механические свойства стеклопластиков» под ред. Ю. М. Молчанова. Изд-во «Зинатне»,
Рига, 1969).
510
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ i
SIS.
ХАРАКТЕРИСТИКА УСТАНОВОК ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЙ ТЕХНИЧЕСКОГО И ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО КИСЛОРОДА
Тип установки	„	м?/сек Производительность в					Чистота продук- тов разделения в % об.		Количество перера- батываемого воз- м?1сек духав мНч	Удельный расход Мдж/м?	□ ПСМ1 ПП D	, Л квт-ч/м?	Продолжительность рабочей кампании в сутках	Комплектующее оборудование
	Технический кислород	Технологиче- ский КИСЛО- РОД	Сырой аргон	Криптоно- ксеноновый концентрат (0,1-0,2%)	Неоно- гелиевая смесь (50%)	Технический кислород	Технологиче- ский кисло- род					
‘ КГН-30 (К-0,04)	0,0083 — 0,0097 30 — 35	—	—	—	—	99,5	— .	0,05 180	5,4-5,76 1,5—1,6		25- 30	Воздушный компрессор 2Р-3/220. Насос жидкого кислорода 1НСГ-1
КГН-ЗОТ (К-0,047’)	0,0069-0,0083 25 — 30	—	—	—	—	99,5	—	0,05 180	6,5 1,8		30	Воздушный компрессор 2РВ-3/220Т. Насос жидкого кислорода НЖК-ИМ
УКГС-100	0,0282 — 0,0334 105-120	—	—	—	—	99,5	—	0,217 780	7,2 2,0 ‘		30	Воздушный компрессор 2СГ-50. Поршневой детан- дер ДСД-5. Два кисло- родных	компрессора 2 Р К-1,5/220
КГСН-150 (К-0,15)	0,042 150 X	—	—	— '	—	99,5	—	0,267 970	5,0 1,4		30	Воздушный компрессор 205ВП-16/70. Насос жидко- го кислорода НЖК-200/230. Турбодетандер РТ-0,3/40
кг-зоом (К-0,3)	0,083 300	—	—	—	—	99,5	—	0,445 1 600	4,32 1,2		60	Поршневой компрессор 205ВП-30/8. Дожимающий компрессор	КД-8/5-220. Поршневой детандер ДВД- 70/180. Кислородный ком- прессор КЗР-5/165
кг-юоом (К-1,0)	0,3 — 0,32	—	—	—	—	98,5	—	1,89	2,3 0,65		100	Воздушный^ турбоком- прессор ЦК-ЮО-61. Воз- душный компрессор 5Г- 14/220. Поршневой детан- дер ДВД-70/180
	1100-1150							6 800				
БР-14 (K-L4)	0,39 1400	—	—	—	—	99,5	—	2,47 8 900	2,4 0,67		180	Воздушный турбоком- прессор ЦК-135. Два тур- бодетандера ТДР-3-65
КТ-3600 (К-3,6)	—	1,0 — 0,92	—	0,0042	—	—	95,0 — 98,0	5,56	2,0 0,55		180	Воздушный турбоком- прессор К-350-61. Дожи- мающий компрессор 4Г- 40-5,5/220. Турбодетандер КТ-3600
		3600 — 3300		15				20 000				
												

33 П/р. В. И. Епифановой
КТ-ЗбООАр (КАр-3,6)	0,083 300	0,972 3500	0,028 — 0,033 100 — 120'	0.0042 15	—	1 99,5	98,5	5,56 20 000	2,16 0,6	180	Воздушный	турбоком- прессор К-350-61-1. Дожи- мающий компрессор 4Г- 40-5,5/220. Поршневой де- тандер ДВД-6. Насос жид- кого аргона НЖК-12
БР-5М (Кт-5.0)	0,042 150	1,39 5000	—	0,006 20	—	99,5	95,0	7,78 28 000	1,83 0,51	360	Воздушный турбоком- прессор К-500-61. Два тур- бодетандера ТДР-15. Насос жидкого кислорода НЖК- 200/230
БР-1 (Кт-12)	0,083 • 300	3,47 12 500	—	0,0153 55	—	99,5	95,0	18,39 66 200	1,69 0,47	360	Воздушный турбоком- прессор К-1500-61. Два тур- бодетандера ТДР-19-6. На- сос жидкого кислорода НЖК-200/230
БР-1М	0,972 3500	2,64 9500	—	0,0153 55	—	99,2	95,0	17,85 62 500	1,69 0,47	360	Воздушный турбоком- прессор К-1500-61. Два тур- бодетандёра ТДР-19-6
БР-1К (КтК-12)	0,972 3500	2,5 9000	—	0,0153 55	0,0003 1,1	99,5	95,0	17,85 62 500	1,83 0,51	360	Воздушный турбоком- прессор К-1500-61. Два турбодетандера ТДР-19-6
БР-1 Кч (К-И)	3,1 11 150	—	—	0,0153 55	0,0003 1,1	99,5	—	18,2 65 500	1,83 0,51	360	Воздушный Турбоком- прессор К-1500-61. Два турбодетандера ТДР-19-6. Насос жидкого кислорода НЖК-200/230
БР-1КАр (КтКАр-12)	0,972 3500	2,36 8500	0,0334 120	0,0153 55	—	99,5	97,9	17,85 62 500	1,83 0,51	360	Воздушный турбоком- прессор К-1500-61. Два турбодетандера ТДР-19-6
БР-2 (КтК-35)	3,15 11 000	6,39 23 000	—	0,022 80	—	99,5	95,0	47,22 170 000	1,44 0,4	360	Воздушный турбоком- прессор К-3000-61. Два тур- бодетандера ТДР-50-5 и ТДР-42-5. Газодувка АТГ- 24. Насос жидкого кисло- рода НЖК-19
БР-2М	3,15 11 000	6,667 24 000	—	0,0236 85	0,0008 , 2,9	99,5	95,0	50,0 180 000	1,44 0,4	360	Воздушный	турбоком- прессор К-3000-61. Два тур- бодетандера ТДР-42-5М. Насос жидкого кислорода НЖК-19
514
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
ХАРАКТЕРИСТИКА УСТАНОВОК ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ГАЗООБРАЗНОГО ЧИСТОГО АЗОТА И КИСЛОРОДА
Тип установки	„	м3/сек Производительность в	-					Чистота продуктов разделения в % об.			Количество.перера- батываемого воз- м?1сек духав м’/ч	Удельный расход Мдж/м*		Продолжительность рабочей кампании в сутках	Комплектующее оборудование
	Технический кислород	Технологиче- ский кисло- род	Азот	Криптоно- ксеноновый концентрат (0,1- 0,2%)	Неоно- гелиевая смесь (50%) 		Технический кислород	Технологиче- ский кисло- род	Азот					
А-30	0,0033 12	—	0,0069 — 0,0083 25 — 30	—	—	99,5	—	99,9	0,0278 100	10,8 3,0		20 — 30	Воздушный компрессор КВ-100У. Насос жидкого кислорода НЖК-И /
АКГ-115/18	0,005 18	—	0,0322 115	—	—	99,2	— •	99,8	0,05 180	1,44 0,4		25	Воздушный компрессор 2Р-3/220
АКГН-115/18 (А К-0,1)	0,005 18		0,0264 95	—	—	99,2	—	99,9	0,05 180	1,44 0,4		30	Воздушный компрессор 2Р-3/220. Насос жидкого кислорода НЖА-22М
УАКГС-780	0,0208 75	—	0,089 320	—	—	99,5	—	99,8	0,217 780	1,08 0,3		30	Воздушный компрессор 2СГ-60. Порш- невой детандер ДСД-5
АКГСН-960 (А К-0,5)	0,024 85	—	0,139 500	—	—	99,5	—	99,9	0,267 960	0,9 0,25		30	Воздушный компрессор 205ВП-16/70. Поршневой детандер ДСД-70/180. На- сос жидкого кислорода НЖА-22М
А-0,6	—	—	0,16 600	—	—	—	—	99,9995	0,267 960	1,15 0,32		90	Воздушный компрессор 205 ВП-16/70. Турбодетандер РТ-0,3/40
СП
СП
А К-0,6	0,024 85	—	0,16 600	—	—	99,8	—	99,9995	0,267 960	3,5 0,98	90	Воздушный компрессор 205ВП-16/70. Турбодетандер РТ-0,6/40. Насос жид- кого кислорода НЖА-22М
АК-1,5	0,6 215	—	0,417 1500	—	—	99,8	—	99,9995	0,667 2400	3,1 0,89	90	Воздушный компрессор 4М10-40/70. Тур- бодетандер РТ-1,3/40
Г-6800	—	0,333 1200	1,39 5000	—	—	—	92,2	99,9	2,08 7500	3,0 0,86	40	Воздушный компрессор 3/4Г-125/200
БР-4А	—	0,93 3350	0,244 880	0,0042 15	—	—	99,0	99,9	5,56 20 000	2,34 0,65	180	Воздушный турбокомпрессор К-350-61. Дожимающий компрессор 4Г-40- 5,5/200. Турбодетандер ТД-3100-6/1
BP-IA (КтА-12)	0,083 300	3,47 12 500	0,833 3000	0,153 55	0,0003 1,1	99,5	95,0'	99,98	19,3 69 500	1,51 0,42	360	Воздушный турбокомпрессор- К-1500-61. Два турбодетандера ТДР-19-6. Насос жидкого кислорода НЖК-19
БР-6 (АКт-15)	0,0444 160	2,18 7840	4,17 15 000	—	—	99,5	95,0	99,998	11,94 43 000	1,97 0,547	360	Два турбокомпрессора К-3 50-62. Два турбодетандера ТДР-19
БР-6М (АКт-16)	0,0417 150	2,46 8850	4,44 16 000	—	0,00022 0,8	99,5	95,0	99,998	13,45 48 500	1,97 0,547	360	Воздушный турбокомпрессор К-905-61. Два турбодетандера РТ-17/6
БР-9М (АКт-16)	0,0417 150	4,44 16 000	5 18 000	—	0,00039 1,4	99,5	95,0	99,998	23,47 84 500	1,73 0,48	360	Воздушный турбокомпрессор К-1500-61. Два турбодетандера ТДР-19-6
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
ХАРАКТЕРИСТИКА УСТАНОВОК ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ГАЗООБРАЗНОГО И ЖИДКОГО КИСЛОРОДА И АЗОТА
Тип установки	Производительность					Чистота про- дуктов разде- ления в % об.		Количество перера- батываемого воздуха м3/сек в —Tt— м3/ч	Удельный расход энер- гии в				Продолжительность рабочей кампании в сутках	Комплектующее оборудование
	Газообраз- ный кислород м3/сек \ В Л£3/Ч	Жидкий кислород кг/сек кг/ч	Газообраз- ный азот м3/сек в 	— м3 ч	Жидкий азот кг/сек кг/ч	Сырой аргон м3/сек В	„ , м3/ч	Кислород	Азот		3 3	<0 £ <»	5	i		
ГЖАК-20	0,00278 10	—	0,00556 20	0,00417 15	—	99,2	99,9	0,03 110	6,84 1,9 '		6,84 1,9		10	Воздушный компрессор КВ-100У. Порш- невой детандер ДВД-11. Насос жид- кого кислорода НЖК-П
ЖА-20	—	—	—	0,00556 20	—	—	99,9	0,03 110	— •		6,84 1,9		10	Воздушный компрессор КВ-100У. Порш- невой детандер ДВД-11
ЖАК-80	—	0,00275 9,9	—	0,00417 15	—	99,2	99,9	0,018 65	—		9,1 2,54		10	Воздушный компрессор 1 КУ-65. Детан- дер-компрессор ДК-50
АЖК-0.02М	0,00472 17	—	0,00556 20	0,0046 16,5	—	’99,2	99,9	0,03 110	8,05 2,24		8,05 2,24		10	Воздушный компрессор КВ-100У. Порш- невой детандер ДВД-11. Насос жидкого кислорода НЖК-11
СКАДС-17	0,00472 17	—	—	0,00417 15	—	99,2	99,9	0,03 ПО	7,2 2,0		9,1 2,54		10	Воздушный компрессор КВ-100У. Порш- невой детандер ДВД-11. Насос жидкого кислорода НЖК-4
скдс-зо	0,0097 35	0,0097 35	—	—	—	99,5	J	0,0556 200	7,73 2,15		JUS 2,6		10	Воздушный компрессор КВ-2М. Поршне- вой детандер ДВД-9. Насос жидкого кислорода НЖК-4
КЖАЖ-0,04	0,01 36	0,00945 34	0,01 36	0,00945 34	—	99,7 »	99,5	0,061 220	—		—		30	Воздушный компрессор 202ВП-4/220. Поршневой детандер ДВД-9. Насос жидкого кислорода 1НСГ-1
СКДС-70	0,0092 33	0,0195 70	0,0089 32	0,0187 67,5 •	—	99,2	99,5	0,122 440	4 —		—		20	Два воздушных компрессора АВШ-3,7/200. Поршневой детандер ДВД-13. Насос жидкого кислорода НЖК-П
1931
КЖ-150	0,0347 125	0,0417 150	—	0,039 140	—	99,2	99,0	0,222 800	4,14 1,15	5,4 1,5	30	Воздушный компрессор 5Г-14/220. Порш- невой детандер ДВД-70/180
ЖА-300М: 1-я модификация	—	—	—	0,075 270	—	—	99,0	0,222 800	—	5,3 1,47	30	Воздушный компрессор 5Г-14/220
2-я модификация ч	—	—	—	0,0486 175	—	—	99,0	0,222 800	—	5,3 1,47	30	Поршневой детандер ДВД-70/180
ГЖА-2000М	0,112 400	—	0,556 2000	—	—	98,5	99,98	0,833 300	4,32 1,2		60	Воздушный компрессор ВП-50/18. Дожи- мающий компрессор ДВУ-20-6/220. Поршневой детандер ДВД-80/180
КЖ-1600	—	0,445 1600	—	—		99,2	—	1,87 6740	—	4,3 1,2	45	Воздушный компрессор 50Т-130/200. Два поршневых детандера ДВД-6
КЖ-1	—	0,445 1600	—	0,445 1600	—	99,2	99,5	1,87 6740	—	4,3 1,2	45	То же
КЖ-1Ар	0,042 150	0,445 1600	—	0,445 1600	0,0125 45	99,2	99,5	1,87 6740	—	4,3 1,2	45	»
КЖГ-1	0,306 1100	—	—	0,445 1600	—	99,5	98,0	1,87 6740	4,32 1,2	—	45	»
КЖА-1	0,042 150	0,334 1200	1,39 5000	—	0,0125 45	99,5	99,9	1,87 6740	—	4,3 1,2	45	>
ЖА-1	—	—	0,194 700	0,445 1600	—	—	98,0	1,87 6740	—	4,3 1,2	45	
К-0,4	0,117 420	0,0485 175	—	—	—	99,8	—	0,667 2400	3,6 1,0	—	90	Воздушный компрессор 4М.10-40/70. Тур- бодетандер РТ-1/40
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
СИ
оо
ХАРАКТЕРИСТИКА ВОЗДУШНЫХ ПОРШНЕВЫХ КОМПРЕССОРОВ ДЛЯ КИСЛОРОДНЫХ УСТАНОВОК
Марка	Тип	Производительность в м3/ч	Давление в Мн/м3		Давле- ние в кГ/см2		Число ступеней сжатия	Число оборотов в секунду	Ход поршня в мм	Средняя скорость поршня в м/сек	Мощность в кет		Диаметры цилиндров в мм						Масса в кг	Габаритные размеры в мм
			начальное	конечное	начальное	конечное 1					на валу компрессора	электро- двигателя	1	2	3	4	5	6		
КВ-0,7/220		42	0,1	21,6	1,0	220	4	12,1	120	2,9	17,5	25	140	80	36	20					800	1 900X 890X1 927
1 КУ-65		65	0,1	19,6	1,0	200	4	8,35	170	2,8	37	55	172	90	62	32	—	—	1 400	4 000Х 1 800Х 2 000
КВ-100У		120	0,1	19,6	1,0	200	4	10,1	170	3,5	49	55	200	ПО	55	28	—	—	1 970	3 500Х 2 200Х 2 000
кв-юот 2РЗ/220	Верти-	125 180	0,1 0,1	19,6 21,6	1,0 1,0	200 220	6 4	8,75 6,7	170 150	3,5 1,86	48 68	55 75	330	170	80	40	—	—	2 030 3 500	2 020X 4 250X 2 300 2 700X2 900X2 560
2РВ-3/220Т	кальные	180	0,1	21,6	1,0	220	6	5,35	200	2,16	60	75	310	240	90	70	30	27	5 400	2 250X3 180X3 050
КВ-2М		210	0,1	21,6	1,0	220	4	9,2	100 185	1,08 3,4	70	75	260	175	76	36				1 300	1 410X 950X1 565
КВ-2-6		215	0,1	21,6	1,0	220	6	9,2	185	3,4	70	75	270	160	100	65	38	25	1 900	1 410X950X1 780
КД-8/5,5-220		480	0,54	21,6	1,0	220	4	8,35	170	2,8	95	100	175	115	65	40	—	—	4 230	3 550X 3 900X 2 130
АВШ-3,7/200		220	0,1	19,6	1,0	200	5	24	80	3,85	68	75	165	130	80	45	30	—	1 200	1 410X1 520Х 1 120
202-ВП 4/220		240	0,1	21,6	1,0	220	5	12,3	125	3,10	72	75	210	165	90	50	28	—	2 000	1 800Х 1 500Х 2 030
205-ВП 12/220		720	0,1	21,6	1,0	220	6	8,35	220	3,67	195	200	340	215	175	120	68	45	8 400	3 150X1 650X2 895
205-ВП 16/70		960	0,1	6,8	1,0	70	4	8,35	220	3,67	195	200	500	270	135	100	—	—	6 400	2 520Х 1 660Х 2 560
ДВУ-20/6-220	Угловые	1200	0,58	21,6	6,0	220	4	12,3	130	3,20	220	230	240	160	95	62	—	—	12 600	5 600X6 300X2 650
7ВП-20/220		1200	0,1	21,6	1,0	220	—	6,25	300	3,7	290	300							15 500	8 000X4 000X8 750
ВП-20/8М		1200	0,1	0,8	1,0	8	2	8,35	210	3,5	120	125	460	280	—	—	—	—	2 660	2 355X 1 590X2 230
205-ВП 30/8		1800	0,1	0,8	1,0	8,0	2	8,35	220	3,67	159	200	480	285	—	—	—	—	6 600	2 425Х 1 660Х 2 470
ВП-50/8М		3000	0,1	0,8	1,0	8,0	2	6,25	300	3,7	295	300	630	360	—	—	—	—	7 730	3 850X2 440X3 390
5Г-14/220		745	0,1	21,6	1,0	220	5	2,8	550	3,0	218	250	460	380	210	ПО	58	—	18 000	5 000X10 500X2 450
4Г-40/5,5-220		2400	0,54	21,6	5,5	220	4	2,8	550	3,0	380	400	440	245	170	90	—	—	23 600	8 600X4 000X2 200
6М10-40/200	Горизон-	2580	0,1	19,6	1,0	200	5	8,35	220	3,67	380	630	600	330	190	140	70	—	27 700	9 800X8 000X3 100
4М10-40/70	тальные	2610	0,1	6,8	1,0	70	4	8,35	220	3,67	630	600	600	300	190	140	—	—	23 600	8 400X7 820X2 600
4Г-80/5,5-220		4800	0,54	21,6	5,5	220	4	2,8	550	3,0	760	840	440	245	170	90	—	—	44 500	8 700X5 500X2 200
50Т-130/200		7200	0,1	19,6	1,0	200	5	5,0	400	4,0	1760	2000	840	840	370	200	45	—	85 000	5 000X10 500X2 650
619
ЗГП-12/35 ГрВП-20/8М ЗГП-20/8	s ~ ~ ~	s	% Ф»	•—	4^	ND	ел	' § О S	* to о ел	о			Марка компрессора		ПРИЛОЖЕНИЕ 5 ХАРАКТЕРИСТИКА КИСЛОРОДНЫХ ПОРШНЕВЫХ КОМПРЕССОРОВ
Угловые	Вертикальные			Тип		
720 1200 1200	ND Ф-	О	00	ND	ND	— OOO4^4^NDO-4 ОООООООСП			Производитель- ность в м3/ч		
I ‘0			о	начальное	Давление в Мн/м2	
о	О	W 00	00	4^ nd	•—	ND	ND 00	00	CD j—	о	О J—	— 4^ONDCDCn4^CDCD ND			конечное		
О			70	начальное	Давление в кГ/см2	
со 00	00	СП	—	ND	ND 00	O0	О	•—	ND	ND СПОСПСЛСП4^ОО			конечное		
nd	00	ND	—	—	4^	—		Число ступеней		
8,33	b0	ND	00	СП	ND	_4^ ND—‘	00000000 4-4-40000СЛОСЛ			Число оборотов в секунду		
300		150 	I	l 60	Ход поршня в мм		
3,5	—	J—	ND	О	J—	О 00	00	СЛ	|	00	ND	О ел	О	ND			Средняя скорость поршня в м/сек		
NDNDNDCH	—	CD4^ND	—	00 NDNDOOCnCnNDCnCnOO				на валу компрессора	Мощность в кет.	
•—	•—	—‘	СП	•— NDNDNDONDNDCHOOND	Ф- СП	СП	СЛ	О	СП	СП	СП	О	4^	О	00				электро- двигателя		
4^	.	,	4^	4^	ND	.	ND	ND о о	оо а> оо	оо оо ю О	О	1	1	О	О	О	1	О	О	ОО				—	Диаметры цилин- дров в мм	
150 140 200 370 230 200				го		
1	1	1	1 g gi 1	1	1 s 1				со		
1	1	1	1	1	1	1	1	1	8?	1				4^		
со ио	о —	•— оо nd nd nd — ООО»—	СП	ND	4^	CD	СП	oo	о ООООООСПООООО ооооооооооо				Масса без двига- теля в кг		
00	СО	ф*	со	00	•—	ND	ND	. . —	•—	00	СО	СО	О	4^	41	Jr* CD	CD	О	О.О	СП	00	о	S 4^	Ф-	О	ООО	О	О	2 XXX	XXX	XX? ND	ND	ND	ND	ND	ND	сД 00	00	4^	I	ND	ND	00	1	О	CO	2 ND	ND	00	I	4^	4^	О	1	О	О	2 00	00 о	слепо	О о г? XXX	XXX	XXх ND	ND	ND	СО	00	ND	ND	ND 04^0	-4000	О	4^	S' 00	4^	00	ОСПСП	CD	4^	2 СП	О	О	ООО	о	ел	°				Габаритные размеры в мм		
520
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
ХАРАКТЕРИСТИКА ВОЗДУШНЫХ И КИСЛОРОДНЫХ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОМПРЕССОРОВ ДЛЯ КИСЛОРОДНЫХ СТАНЦИЙ
		Номинальный режим						Привод			Габаритные размеры агрегата в мм			6 я
	<и о.	о в со S о	<и S я ф Ч	Условия на входе		п о	§			0 О	мента	со	Расход охлаждающе воды в м3/ч 1		(V Си о 3
Тип	Сжимаемая с]	Объемная npi дительность в м3/мин	Конечное дав в Мн/м2	начальная температура в °К (°C)	начальное давление в Мн/м2	Число оборот в минуту	. Расходуемая МОЩНОСТЬ B*Ki 1	Тип	Номинальная мощность в к	Число o6opoi в минуту	Длина фунда:	Ширина фун/ мента		Масса машин: ром в т
К250-61-1		250	0,9		0,1	11 230	1 470	Электродвигатель СТМ 1500-2	1 750	3000	8 700	2 660	220	12,6
К350-61-2		370	0,735		0,097	8 600	1 850	Электродвигатель СТМ 3500-2	2 500	3000	9 800	3 150	243	15,5
К500-61-2		510	0,75		0,097	7 400	2 650	Электродвигатель СТМ 3500-2	3 400	3000	10 000	3 400	253	24,6
К1900-62-1		1290	0,75		0,097	4 370	6 300	Электродвигатель СТМ 12000-2	12 000	3000	14 100	5 100	850	62,0
К1500-62-2 К3000-61-1	Воздух	1590 3200	0,75 0,66	293 (20)	0,097 0,097	4 470 3 175	7 600 13 700	Электродвигатель СТМ 12000-2 Паровая турбина В КВ-18-11	12000 18 000	3000 2500 3350	14 100 19 400	5100 10 000	850 4800	62,0 120,0
ЦК 100-61		100	0,65		0,1	15 200	575	Электродвигатель АТД-630-2	630	2975	7 500	3 650	90	8,0
ЦК 135/8 (ТК-8)		135	0,78		0,1	13 640	900	Электродвигатель ATM 1000-2	1 000	2980	9 000	4 600	120	15,0
КТ К-12,5/35	Кисло-	236	3,4	298	0,1	13 800	2 900	Электродвигатель СТМ 3500-2	3 400	3000	14 000	. 5 000	250	28,5
КТК-7	род	117	1,4	(25)	0,1	13 640	1 000	Электродвигатель СТМ 1500-2	1 500	3000	11 000	4 000	140	15,2
ПРИЛОЖЕНИЕ 7
ХАРАКТЕРИСТИКА ПОРШНЕВЫХ ДЕТАНДЕРОВ
Тип	Расход газа в кг/ч	Температура газа до машины в °К	Начальное давле- ние		Противодавление		Число оборотов в минуту	Диаметр цилиндра в мм	Ход поршня в мм	Мощность генератора в кет	Масса агрегата в кг
			в Мн/м2	в кГ/см2	в Мн/м2	в кГ/см2					
ДК-50	70	293	20	200	1,5	15	•400	28	130	—	430
ДВД-11	70	293	20	200	0,6	6	320	28	130	. 2,8	480
ДВД-9	140	293	20	200			325	36	130	4,5	650
ДВД-13	300	293	. 20	200			300	50	160	14.	865
ДВД-2М	680—400	303	20—12	200—120			200	70	180	18,7	3 300
ДВД-7	760	303	20	200			200	80	180	40	3 300
ДВ Д-70/180	400 v	303	20	200			200	70	180	14	3 300
ДВД-12	960	288	20	200			290	80	180	55	2 710
ДВД-6	3600	238	17	170			145	155	290	130	10 000
ДВД-10	3000	293	19	190			350	85	190	125	5 400
ЗаД-6/50	280	220	5	50 А				187	85	190	14	2 120
ЗаД-11/50	800	170	5	50			187	130	190	40	2 120
ЗаД-18/40	1300	170	4	40			250	130	190	40	2 120
ПРИЛОЖЕНИЕ 8
ХАРАКТЕРИСТИКА НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ВОЗДУШНЫХ ТУРБОДЕТАНДЕРОВ
а) Турбо детандеры низкого давления					
Индекс машины^ ...	ТДР-3/6Б	РТ-10/5,3	РТ-17/6	РТ-29/6	РТ-50/6
Рабочий газ	. .	Воздух	Воздух	Воздух	Воздух	Воздух
Давление рабочего газа:					
на входе в Мн/м2			0,60	0,53	0,58	0,56	0,57
в кг!см2		6,0	5,3	5,8	5,6	5,7
на выходе в Мн/м2	0,14	0,14	0,16	0,16	0,14
в кг/см2 . .	1,4	1,4	1,6	1,6	1,4
Температура газа на входе в °К	130	122	125	120	138
Расход газа в кг/ч-.					
максимальный			4 000	10 000	17 000	29 000	50 000
минимальный	2 000	6 300	8 000	1.8 000	35 000
Температура газа на выходе в °К	95	88	90	87	91
Адиабатический к. п. д. в %	75	80	84	84	85
Число оборотов ротора турбины в об/мин		28 000	18 500	14 900	13 500	11 600
Мощность максимальная в кет . .	. . ..	40	100	160	250	600
Габаритные размеры агрегата в мм\					
длина	 		1 870	2 770	2 900	3 100	4 300
ширина 	 		1 000	1 300	1 700	1 700	2 080
высота	. . ;	1 000	-	1 400	1 450	1 450	2 080
Масса агрегата с электрогенератором в кг 		1 170	3 350	4 200	4 500	8 100
Продолжение прилож, 8
б) Турбодетандеры среднего давления				
Индекс машины . .	РТ-1,3/40	РТ-1/40	v РТ-0,6/40	РТ-0,3/40
Рабочий газ ...	Воздух	Воздух	Воздух	Воздух
Давление рабочего газа:				
на входе в Мн/м2,	4,0	4,0	4,0	4,0
в кГ/см2	40	40	40	40
на выходе в Мн/м2	0,6	0,6	0,6	0,66
в кГ/см2	6,0	6,0	6,0	6,6
Температура газа в °К				
на входе	170	170	175	175
» выходе .	НО	ПО	113	113
Адиабатический к. п. д. в %	71	71	70	70
Расход газа в кг/ч ... .	1 300	1 000	600	300
Число оборотов ротора турбины в об/мин	135 000	135 000	164 000	164 000
Мощность в кет			16	13	6,5	4
Максимальное давление газа на входе в Мн/м2	. .	6	6	6	6
Габаритные размеры агрегата в мм\				
длина 		800	800	800	800
ширина	. . .	750	750	750	750
высота 		1 800	1 800	1 800	1 800
Масса турбодетандера в кг		80	80	75	75
Масса турбодетандера с агрегатом смазки в кг ....	410	410	380	380
ХАРАКТЕРИСТИКА ПОРШНЕВЫХ
И ндекс	Давление		Произво- дитель- ность в л/ч	Электродвигатель			Габаритные раз- меры: длина, ширина, высота в мм	Масса в кг	Кон	
	в Мн	в кГ см2		Тип	Мощность в кет	Число оборотов в минуту			Число двой- ных ходов в минуту	
НЖК-1М	24	240	А. 250+ 20 170± 10	Насосы для пе] А052—4Щ2 А052—6Щ2	эеохлан 7 4,5	[денной 1440 950	и непере 1080 1070 1610	юхлажд 780	енной 185 122	
НЖК-27	42	420	45±5 90±20	А052—6Щ2 А052—4Щ2	4,5 7	950 1440			122 185	
НЖК-19	16,5	165	375±25	А052—6Щ2	4,5	950			122	
НЖА-24	42	420	200±50	А052—4Щ2	7	1440			185	
НЖК-4	16,5	165	46 25	А041—4Щ2	1,7	1420 -	Б. Нас 1240 525 680	:осы дл 155	[я пе 90	
нжк-им	24	240	50± 10	А42—4Щ2	2,8			160		
НЖА-22М	42	420	90±20	А052—4Ф2	7	1440	1410 580 1070	480	185	
нжк-з	16,5	165	75± 10	А041—4Ф2	1,7	1420	В. Насос 1400 630 900	:ы для 290	непере 90	
нжк-ю	4	40	400±50	А041—2Ф2		2880		250	185	
НЖК-30	2,5 4 i	25 40	300+25 570±50	А062—8/4Ф2	3,5 5	750 1500	1595 525 1300	590	92 185	
НЖК-29М	22	220	500±50	А2—61—4Щ2	13	1440	1100 790 1875	520	1 155 !	1 1
НЖА-34М	42	420	300±50	А2—61—4Щ2						i	
524
ПРИЛОЖЕНИЕ 9
НАСОСОВ ДЛЯ ОЖИЖЕННЫХ ГАЗОВ
структивные данные						Диаметральный зазор в мм		Описанный объем в л/ч		Примечание
	Диаметр плунжера в мм		Ход в мм	Усилие по линии		I ступень	II ступень	I сту- пень	П сту- пень	
	I сту- пень	II сту- пень		' в КН	в кГ					
жидкости (на базе механизма движения НЖК-1М)										
	45	26		12,7	1270	0,06—0,08	0,04—0,05	704 468	352 234	Для непереохлаж-
	32	18	1 60	10,7	1070	0,05—0,06	0,025—0,03	220 338	113 170	денной жидко- сти
	—	28		10,0	1000	—	0,04—0,05	—	550	Для переохлаж- денной жидкости
	—	18		10,7	1070	—	0,025—0,03	—	340	
	реохла.	«денно 15	й жид» 70 40	[ОСТИ ДО	300	/	Уплотнение сальником	—	66,5 38	На базе механиз- ма движения НЖК-4
	—	18	70	7,5	750	—	0,025—0,03	—	100	
	—	15	90	7,4 t	740	—	0,025—0,03	—	175	—
	охлаж 35	денной 20	жидко 70	сти 5,2	520	0,09—0,12	0,035— 0,045	226	122	На базе механиз- ма движения нжк-з
	40	—		5,0	500	0,04—0,05	—	980	—	
	50	—	100	7,9	790	0,05—0,06	—	865 1730	—	На базе механиз- ма движения НЖА-22М
	40	—	75	28	2800	—	0,05—0,06	815	—	На базе механиз- ма движения НЖК-29М
	30	—				—	0,04—0,05	457	—	
525
ПРИЛОЖЕНИЕ 10
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ КОНТРОЛЬ НА БЛОКЕ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
Пара- метр	Контролируемый поток илй аппарат	Примерное зна- чение параметра		Тип датчика	Тип вторичного прибора	Пределы измере- ний
Давление	Воздух низкого давления до блока	в Мн!м2 0,5—0,6	в кПсм2 5—6	МП-Э4 МП-П	ОБМ-160, ДС, 1РЛ-29А, ПВ.4.2э	в кГ/см2 0—10
	Воздух' высокого давле- ния до блока	5—22	50—220	—	ОБМГН-ЮО	0—80 0—400
	Воздух на теплом конце каждого регенератора	0,5—0,6	5—6	—	ОБМ-160	0—10
	Воздух в теплообмен- никах	5—22	50—220	—	ОБМГН-ЮО ОБМГН-160	0—80 0—400
	Нижняя колонна	0,5—0,6	5—6	—	ОБМ-160	0—10
	Жидкость до. и после фильтров-адсорберов	0,5—0,6	5—6	—		0—10
	Верхняя колонна	0,05— 0,07	0,5—0,7	—	ОБМ-160	0—1
	Газ до и после детандера	20— 0,05	200— 0,5	МП-Э4 МП-П	ОБМГН-160 ДС, ПВ.4.2э, 1РЛ-29А	0—1 0—400
Сопротивление в мм вод. ст.	Кислородные регенерато- ры	1000—2000		дм модели 3564, 3529	ЭИВ, ВМД ДС, гампсо- метр	0—2500
	Азотные регенераторы	1000—2000				
	Детандерный теплообмен- ник	100—200				0—250
	Нижняя колонна	1000				0—1600
	Верхняя колонна	1000				
	Отбойные тарелки	200—350				0—630
526
Продолжение прилож. 10
Пара- метр ,	Контролируемый поток или аппарат	Примерное зна- чение параметра	Тип датчика	Тип вторичного прибора	Пределы измере- ний
Температура в °К	Воздух низкого давления Воздух высокого давле- ния	303	ТСП-23 ТСП-24	Л Пр-53 Д, ЭМВ-2, СП-15А	От 50 до —200 °C
	Воздух после каждого те- плообменника	278—107			
	Воздух в середине каж- дого регенератора	200	ТСП-25	ЛПр-53Д, ЭМВ-2, МС, ЭМП-209	От 30 ДО —120 °C
	Воздух после каждой па- ры регенераторов	107		МС, ЭМП-209	От —70 ДО —200 °C
	Азот и кислород на хо- лодных концах регене- раторов	100	ТСП-23	Л Пр-53 Д ЭМВ-2	От 50 ДО —200 °C
	Азот и кислород на теп- лых концах регенера- торов	298	ТСП-25	ЛПр-53Д, ЭМВ-2	От 50 ДО —200 °C
				СП-15А	0—50 °C
	Азот после каждого теп- лообменника	283—107	ТСП-23	Л Пр-53 Д, ЭМВ-2	От 50 До —200 °C
	Петлевой поток после ре- генераторов	175	ТСП-25	МС, ЭМП-209	От —70 ДО —200 °C
	Азот до и после переох- ладителя	93—90	ТСП-23	Л Пр-53 Д, ЭМВ-2	50— —200 °C
	Газ до и после детандера	148—125			
	Корпус турбодетандера	153	ТСП-591		
	Греющий газ	—	ТСП-441	Л Пр-53	От 200 до —50 °C
527
Продолжение прилож. 10
Пара- метр	Контролируемый поток или аппарат	Примерное зна- чение параметра	Тип датчика	Тип вторичного прибора	Пределы измере- ний!
Уровень в см	Испаритель нижней ко- лонны	30—100	дм модели 3564, 3529	дс, эив, ВМД, гампсо- метр	—
	Сборник верхней колонны	50—200			—
	Мерник азота	20—50			—
	Выносной конденсатор	40—200 >			—
	Отделитель жидкости	30—40			—
Расход в м?!ч	Воздух низкого давления	—	Диаф- рагма, ДМ	ЭИВ, дс, гампсометр	—
	Воздух высокого давле- ния	—			—
	Петлевой воздух	—			—
	Кислород на выходе из блока /	—	дм модели 3564, 3529		—
	Газ после детандера	—			—
	Азот на выходе из блока	—			—
	Кислород из верхней ко- лонны	—			—
Концентрация в % об.	Кислород в жидкости ис- парителя	38—40	—	МГК-348, МН-5130М, прибор Гемпеля	—
	Кислород в азотной флег- ме	1—5			—
	Кислород из верхней ко- лонны	95—99,5	—	МГК-б, МН-5130М, прибор Гемпеля	—
	Кислород после регенера- торов	95—99	—		—
	Ацетилен в жидкости ис- парителя и конденса- торов	г	—	Конденса- ционно-коло- риметриче- ский метод	—
528
ПРИЛОЖЕНИЕ 11
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ КОНТРОЛЬ В ПРОИЗВОДСТВЕ АРГОНА
Параметр	Контролируемый поток, или аппарат	Примерное значение параметра		Тип датчика	Тип вторичного прибора	Пределы измере- ний
Давление .	"					Колонна сырого ар- гона	В Мн/м2,	В кГ/см2	—	ОБМ-160	в- кГ/см2 0—1
		0,04—0,07	0,4—0,7			
	Нижний конденса- тор (трубное простран- ство)	0,5—0,6	5—6	—		0—10
	Верхний конденса- тор (межтрубное про- странство)	0,04—0,07	0,4—0,7	—		0—1
	Колонна тонкой очи- стки	0,1—0,2	1—2	—		0—4
	Нижний конденса- тор колонны очистки (трубное пространство)	0,5—0,6	5—6	—		0—10
	Верхний конденса- тор колонны очистки (межтрубное простран- ство)	0,05—0,07	0,5—0,7	—		0—1
	Технический и чи- стый аргон до и после испарителя	10—15	100—150	—	ОБМГН-160	0—250
	' Воздух до и после теплообменников			—		
	Переохладите ль (трубное и межтрубное пространство)	0,05—0,2	0,5—2	—	ОБМ-160	0—1 0—4
	Сырой аргон на вхо- де в цех очистки	0,05	0,5	—		0—1
	Аргон после газо- дувки	0,07—0,15	0,7—1,5	—		0—2,5
	Аргон в контактном аппарате	0,03—0,07	0,3—0,7	—		0—1
	Аргон на компрес- сию	0,05—0,07	0,5—0,7	—		
	Аргон в реципиенты	16	16	—	ОБМГН-160	
34 П/р В. И. Епифановой
529
Продолжение прилож. 1Г
1 Параметр	Контролируемый поток или аппарат	Примерное значение параметра		Тип датчика	Тип вторичного прибора	Пределы измере- ний
Давление I	Аргон в наполни- тельной	16,5	165	мп-п	1РЛ-29А, ПВ.4.2э	0—250
	Водород в контакт- ных аппаратах	0,07—0,15	0,7—1,5	—	ОБМ-160	0—2,5
1 Сопротивление- в мм вод. cm. 1	Колонна сырого ар- гона	600—800		—	Г ампсометр	0—1000
	Колонна тонкой очи- стки	200—500		—		0—800
Температура в °К	1	Воздух до и после теплообменника	—		ТСП-25	ЛПр-53Д, ЭМВ-2	От 50 ДО —200 °C
	Воздух после детан- дера	—		ТСП-23		
	Азот и кислород по- сле теплообменников	—				
	Сырой аргон после кислородного теплооб- менника	—				
	Чистый аргон -после испарителя	—		ТСП-25		
	Чистый аргон до на- соса	—		ТСП-23		
	Сырой аргон на вхо- де в цех	303		—	СП-15А	0—50 °C
	Аргон в газодувку			—		
	Аргон до и после компрессии	353—373		—		0— 150 °C
	Водород в контакт- ный аппарат	303		—		0— 50 °C
	Контактный аппарат (катализатор)	523—723		TXK-VIII	ЭПП-09	0— 800 °C
530
Продолжение прилож. 11
Параметр	Контролируемый поток или аппарат	Примерное значение параметра	Тип датчика	Тип вторичного прибора	Пределы измере- ний
|	Уровень в см	Нижний конденса- тор (трубное и меж- трубное пространство)	40—70	—	Г ампсометр	0—100
	Конденсатор колон- ны сырого аргона		—		
	Нижний конденса- тор колонны очистки (трубное и межтрубное пространство) Верхний конденса- тор колонны очистки	у 30—50	—		0—80
	Переохладитель	20—30	—		0—50
I	Расход в м3!ч	. |	Кубовый пар из ко- лонны сырого аргона Кубовый пар в кис- лородную и азотную линию	—	Диафрагма	Г ампсометр	—
	Аргон на компрес- сию Аргон в контактный аппарат	—	Диафрагма,, ДМ моде- лей 3564, 3529	ДС, ЭИВ-2, ВМД, гампсометр	—
	Водород в контакт- ный аппарат	—	Диафрагма, ДС-П2-4	1РЛ-29В, ПВ4.2э	—
Концентрация в % об.			Кислород в аргонной фракции	80—90	—	МГК-б, прибор Гемпеля	90—100
	Кислород в сыром аргоне	3—15	—	МН 5130М, прибор Гемпеля	0—10 0—20
	Азот и аргон в ар- гонной фракции	1—5	—	ТКГ-4, га- зовые весы	0—15
	Азот и аргон в сыром аргоне	80—90	—		80—100
	Кислород	перед контактным аппаратом	1—2	—	МН 5130М	0—5
	Кислород в техни- ческом аргоне	0,005	—	ТХГ-6, прибор Мугдана	0—0,01
	Водород в техниче- ском аргоне	0,5—1	—	ТКГ-5	0—5
	Азот в чистом ар- . гоне.	0,05	—	СФ-4102	0—0,1
34!
531
ПРИЛОЖЕНИЕ 12
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ КОНТРОЛЬ В ПРОИЗВОДСТВЕ КРИПТОНА
Параметр	Контролируемый’поток или аппарат	Примерное значение параметра		Тип датчика	Тип вторичного прибора	Пределы измере- / ний
|	Давление	,	1	Криптоновая колонна	В Мн/м*	В кГ/см2	—	ОБМ-160	в кГ/см2
		0,05—0,07	0,5—0,7			0—1
	Нижний конденсатор	0,6	6	—		0—10
	Верхний конденсатор	0,07	0,7	—		0—1
	Воздух до и после теп- лообменника	0,6	6	—		0—10
	Жидкость после насоса	15	150	—	ОБМГН-160	0—250
	Криптоновый концен- трат после контактных пе- чей*	0,5—0,6	5—6	—	ОБМ-160	0—10
	Криптоновый концен- трат до блока концентри- рования	0,6—0,8	6—8	—		0—12
	Колонна блока концен- трирования	0,2	2	—		0—4
	Воздух до блока кон- центрирования	12	120	—	ОБМГН-160	0—250
Сопротивление в мм вод. ст.\	Криптоновая колонна	400—600		—	Г ампсометр	0—1000
	Колонна концентриро- вания	200—400		—		0—600
Температура в °К	Воздух до теплообмен- ника	303		ТСП-23	ЛПр-53Д, ЭМВ-2	От 50 ДО —200 °C
	Кислород до насоса Газ после рубашки на- коса	103				
	Криптоновый концен- трат на холодильниках печей	293—303		—	СП-15А	0— 50 °C
	Контактные печи выжи- гания	—		TXK-VIII	ЭПП-09, КСП-4	—
532
Продолжение прилож. 12
Параметр	Контролируемый поток или аппарат	Примерное значение . параметра	Тип датчика	Тип втдричного прибора	Пределы измере- ний
Температура в ° К	|	Концентрат до блока концентрирования	293—303	—	СП-15А	0— 50 °C
	Криптоновый концен- трат на теплообменниках печей	—	TXK-VIII	ЭПП-09, КСП-4	—
	Воздух до и после блока концентрирования	263—283	—	СП-15А	От —50 ДО 30 °C
	Кислород после блока концентрирования		—		
	Печь для сжигания	—	TXK-VIII	ЭПП-09 КСП-4	—
	Печь с медью и окисью меди	—			—
Уровень в см 1	Верхний конденсатор	50—70	ДМ модели 3564, 3529	ДС, ЭИВ-2> ВМД, гампсо- метр ,	0—100
	Нижний конденсатор	150—200			0—250
	Отделитель жидкости	80—100			0—160
	Конденсатор колонны концентрирования	30—60		Г ампсометр	0—60
	Испаритель колонны концентрирования	30—50	—		
I	Расход в м3/ч	I	Пары кубовой жидкости	—	Диафрагма	Г ампсометр	—
	Криптоновый концен- трат	—	Диафрагма, дифманометр ДМ модели 3564, 3529	ДС, ЭИВ-2, ВМД	—
	Воздух до блока кон- центрирования	—			—
	Криптоновый концен- трат после блока разде- ления	—	—	ГСБ-400	—
	Криптон-продукт		—	Ротаметр РС-3	—
. Концентрация в % об.	|	Криптон и ксенон в пер- вичном концентрате	0,2	—	ХТД, волюмо- манометр	—
	Криптон и ксенон в хи-, мически чистых продуктах	99	—	Газовые весы	—
	Углеводороды в первич- ном концентрате, концен- трате после выжигания, в криптоно-ксеноновой смеси	0,1	—	ГИП-7, титро- метрирование	0—0,1
	Ацетилен в первичном концентрате и в воздухе из верхнего конденсатора	—	—	Конденсацион- но-колоримет- рический метод	—
	Кислород в кубовой жидкости, в сыром крип- тоне и в криптоно-ксено- новой смеси	—	—	Прибор Гемпеля	—
	Криптон и ксенон в криптоно-ксеноновой смеси	80—98	—	ХТД, волю- моманометр	—
533
ПРИЛОЖЕНИЕ 13
ХАРАКТЕРИСТИКА ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
Наименование материала	виг/гз/ я ч1эоню1гц	Коэффициент теплопроводности при атмосферном давлении и температуре								Теплоем- кость при 293 °К				Гигроскопич- ность в % вес. при относи- тельной влажности воздуха		Водопоглощение в об. %
		293°К в				183 °К в										
		g	ф	1 ккал	| (м-ч-грвд)	g ф	(м-град)	ккал	(м-ч-град)	кдж	(кг-град)	ккал	‘ (кг-град) |	о СО	100%	
1	2	3		4		5		6		7		8		9	10	11
Вата минераль- ная	200 300	0,055 0,064		0,047 0,055		0,030— 0,040		0,026— 0,034		0,75		0,18		—	0,1—1,0	70 
	400	0,070		0,060		0,049		0,042								
Вата минераль- ная, гранули- рованная	100 200	0,038 0,044		0,033 0,038		0,028 0,033		0,024 0,028		0,75		0,18		—	—	—
Вата стеклянная (диаметр воло- кон 18—20 мкм)	100 150	0,047 0,051		0,040' 0,044		0,038		0,033		0,84		0,20		—	—	40
Вата стеклянная УТВ (диаметр 1—2 мкм)	50	0,030		0,026		0,023		0,020		0,84		0,20		0,2	0,5	—
Магнезия «Альба»	130	0,040		0,034		0,030		0,026		1,00		0,24		—	—	— *
Магнезия угле- кислая	400	0,070		0,060		0,050		0,043		—		—		4	30	—
Аэрогель крем- ниевой кислоты	30 100	0,021		0,018		0,017 0,015		0,015 0,013		0,92		0,22		3	50	—
Вспученный пер- литовый песок	50 100 150	0,039 0,045 0,050		0,034 0,039 0,043		0,028 0,033 0,036		0,024 0,028 0,031		0,84		0,20		0,5	1—2	30—50.
Мипора (крошка)	20 40 60	0,031 0,031		0,027 0,027		0,028 0,022 0,022		0,024 0,019 0,019		1,42		0,34		10	40	10—25
Пенополистирол ПСБ-С	40	0,035		0,030		0,025		0,021		—		—		1	1,5—5	0,5— .2,0
Пеностекло	200 300 400	0,058		0,050		0,041 0,046 0,052		0,035 0,040 0,045		0,84		0,20		—	1	6—9
534
ПРИЛОЖЕНИЕ 14
ДАВЛЕНИЕ НАСЫЩЕННЫХ ПАРОВ ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА
НАД ТВЕРДОЙ ФАЗОЙ
°к	0	1	2	3	4	5	6	7	8	9
80			-		В мкм 0,0003	рт. ст. 0,0005	0,0007	0,0011	0,0017	0,003
90	0,004	0,006	0,008	0,013	0,018	0,026	0,037	0,052	0,074	0,10
100	0,14	0,20	0,27	0,37	0,50	0,67	0,90	1,19	1,58	2,1
НО	2,7	3,6	4,6	5,9	7,6	9,8	12,4	15,8	19,9	25,1
120	31,4	39,2	48,8	60,5	75	92	113	138	168	204
130 130 140	247 1,43	298 1,68	359 1,97	431 2,31	В мм р 0,51 2,69	'/и. ст. 0,61 3,13	0,73 3,64	0,87 4,22	1,03 4,88	1,22 5,63
150	6,49	7,46	8,57	9,81	11,22	12,8	14,58	16,58	18,83	21,34
160	24,14	27,27	30,76	34,63	38,94	43,71	48,99	54,84	61,3	68,43
170	76,27	84,91	94,4	104,81	116,2	128,7	142,4	157,3	173,6	191,4
180	210,8	231,8	254,7	279,5	306,5	335,7	367,4	401,6	438,6	478,5
‘ 190	521,7	568,2	618,3	672,2	730,3	792,7	859,7	931,7	1008,9	1091,7
' 200	1180,5	1275,6	1377,3	1486,1	1602,5	1726,9	1859,7	2001,5	2152,8	2314,2
210	2486,3	2669,7	2865,1	3073,1	3294,6	3530,2	3780,9	—	—	—
°C	0	1	2	3	4	5	6	7	8	9
—180	0,013	0,008	0,006	0,004	В мкм 0,003	рт. ст. 0,0017	0,0011	0,0007	0,0005	0,0003
—170	0,37	0,27	0,20	0,14	0,10	0,074	0,052	0,037	0,026	0,018
—160	5,9	4,6	3,6	2,7	2,1	1,58	1,19	0,90	0,67	0,50
—150	60,5	48,8	39,2	31,4	25,1	19,9	15,8	12,4	9,8	7,6
—140	431	359	298	247	204	168	138	113	92	75
—130	2,31	1,97	1,68	1,43	В мм 1,22	рт. ст. 1,03	0,87	0,73	0,61	0,51
—120	9,81	8,57	7,46	6,49	5,63	4,88	4,22	3,64	3,13	2,69
—НО	34,63	30,76	27,27	24,14	21,34	18,83	16,58	14,58	12,8	11,22
—100	104,81	94,4	84,91	76,27	68,43	61,3	54,84	48,99	43,71	38,94
' —90	279,5	254,7	231,8	210,8	19'1,4	173,6	157,3	142,4	128,7	116,2
—80	672,2	618,3	568,2	521,7	478,5	438,6	401,6	367,4	335,7	306,5
-70	1486,1	1377,3	1275,6	1180,5	1091,7	1008,9	931,7	859,7	792,7	730,3
—60	3073,1	2865,1	2669,7	24861,3	2314,2	2152,8	2001,5	1859,7	1726,9	1602,5
-50	—	—	—	—	—	—	—	3780,9	3530,2	3294,6
535
ПРИЛОЖЕНИЕ 15
ХАРАКТЕРИСТИКА АДСОРБЕНТОВ, ПРИМЕНЯЕМЫХ В КИСЛОРОДНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
Наименование адсорбента	Объемная масса в г/см3			Объем в %		Эффек- тивный радиус пор О в А	Удельная поверх- ность в м2/г	Коэффициент теплопровод- ности в вт (м-град)	Теплоем- кость в кдж (кг-г рад)	Проч- ность на истирание в вес. %	ГОСТ или ТУ
	насыпная	кажу- щая- ся	исти н- ная	пу- стот	пор						
Силикагель кусковой марки КСМ	0,75	1,28	2,20	43	24	25—40	400—600	—	1,005	94—98	ГОСТ 3956—54
Силикагель кусковой марки КСК	0,45	0,90	2,30	50	30	50—100	100—300	—	1,005	80—85	
Активный глинозем	0,87	1,60	3,60	45	30	12—13	300—350	0,109—0,130	0,88	94—98	МРТУ 6-08-84—68
Активная окись алюми- ния марки А-2	0,55—0,75	1,60	3,24	50	25	12—13	300—350<	0,116	0,88	98	ГОСТ 8136—56
Синтетические цеолиты типа A (NaA и СаА)	0,7	—		—	45	5,70	^1000	—	—	55—60*	МРТУ 6-01-906—66 еолит проверяется jhtob проверяется
Синтетический цеолит марки NaX * Значение показа на истирание при поджа1 в шаровой мельнице, где	0,7 теля прочности гии массивным зерна адсорбс	[ цеолит стальн! нта ист]	ов знач: ым стер ираются	ительно жнем вс стальн	45 отличас ) враща ыми ша	5,95 !тся от данр ющемся ба рами.	^1000 1ЫХ ДЛЯ др} рабане; пр<	/тих адсорбентов в очность на истир;	следствие анйе друг	55 * того, что ц их адсорбс	
ПРИЛОЖЕНИЕ 16
СВОЙСТВА НЕКОТОРЫХ ПРИМЕСЕЙ ВОЗДУХА
Вещество	Формула	Темпе- ратура кипения при 760 мм рт. ст. в °К	Тем- пера- тура плав- ления в °К	Плот- ность При 90 °К в г/см3	Растворимость в жидком кислороде при 90 °К в микродолях	Давление насыщенного пара в мм рт. ст.	
						при 90 °К	при 100 °к
Метан	сн4	111,5	89	—	980 000	75,9	240
Этан	с2н6	184,7	101	—	128 000—215 000	6,9-10“3	7,1 • 10-2
Пропан	с3н8	230,8	83,1	—	9 800—50 000	1,1 • 10"5	2,3-10~4
изо-Бутан	0^10	262,8	128	—	. 2 250	3,2-IO’8	2,2-10’6
н-Бутан	С4Н10	272,4	138	0,770	175—860	2,5-10-9	2,0-IO’7
нео-Пентан	CSH12	282,5	256,5	—	450	1,2-IO’11	1,0-10-9
н-Пентан	csH12	309,2	141,5	—	42	7,9-10“13	1,9-10"10
н-Гексан	С6Н14	342	178,7	0,795	5,7	—	—
н-Декан	С1(Д22	447	243	—	1,4	—	—
Этилен	С2Н4	169,1	103,6	0,727	20 000—27 500	2,6-10-2	3,1 • 10-1
Пропилен	с3н8	226	87,8	0,775	3 600—6 700	2,2-10-Б	4,2-10"4
Бутен-1	С4Н8	267	88	—	1 000	2,7-10-8	1,1-ю-6
Изобутилен	С4Н8	266,1	132,2	—	130	1,8-10-9	1,6-10’7
Пентен-1	С6Н10	303	108	—	240	3,5-10"11	4,8-10-9
Пентен-2	С6Н10	309,4	121,8	—	52	—	—
Гексен-1	с6н12	336,5	132	—	13	—	—
Октен-1	С8Н16	396	171,3	—	4	—	—
Ацетилен	с2н2	189,4 *	191,2	0,790	5,2	1,4-10"4	2,7-10“3
Метилацетилен	С3Н4	249,7	168,5	—	—	1 4-Ю’7	4,78-10“6
Винилацетилен	С4Н4	278	135	—	—	1,51-10-9	8,13-10-8
Диацетилен	С4Н2	283,3	237	—	—	2,3-IO'11	2,5-10’9
Бутин-1	С4Н6	281,7	—	—	—	3,4-10-11	4,2-10-9
Озон	О3	161	22	—	176 000	1-Ю’1	—
Окись углеро-	со	83	66	—	Незначи-	—	—
да					тельная		
Двуокись уг-	со2	194,5*	—	1,58	4,5	4-Ю’6	1,4-10"4
лерода Окись азота	NO	121,2	109,4			6	—		
Закись азота	n2o	184,5	170,6	—	70	—	—
Двуокись азо-	no2	294,3	263,7	—	15	—	—
та							
Сероокись уг	cos	225	135	1,65	28	—	—
лерода							
Формальдегид	СН2О	252	181	—	—	—	—
Ацетальдегид	С2Н4О	294	149,5	—	0,4 **	—	—
Сероуглерод	cs2	319,3	151,4	—	1	3,9-10"11	3,6-10-»
Сероводород	H2s	212,2	190,1	—	50	8,5-IO’5	1,3-10-»
Ацетон	c3Heo	328,5	177,8	—	1,5 **	—	—
Метиловый	СН3ОН	337,7	175,2	0,815	12 **	—	—
спирт Этиловый	С2Н6ОН	351,5	155,7			15 **				
спирт Бензол	С6н6	353,1	278,5		4 **	—	—
* Температура сублимации.							
** При температуре		77,44 °К.					
1931
537
ПРИЛОЖЕНИЕ 17
со
QO
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СТАЛЕЙ ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
(усредненные данные по литературным источникам)
Группа или класс стали и марки, близкие по химическому составу		Вид материала и характер термообработки	Плотность в Мг/м3 (г/см3)	Температура испытания в °К	Механические свойстиа							Коэффициент ли- нейного расшире- ния в 1/град-10е	Коэффициент теплопроводно- сти в вт/(м-град)	Теплоемкость в кдж/(кг-град)
					Твердость НВ	Предел прочности в Мн/м2 (кГ/мм2)	Предел теку- чести в Мн/м2 (кГ/мм2)	Относитель- ное удлине- ние в %	Относитель- ное сужение в %	Ударная вяз- кость в кдж/м2 (кГм/см2)	Модуль уп- ругости в Мн/м2			
Углеро- дистая	Ст2 10	Без термообработ- ки. Листы тол- щиной до 20 мм	7,83	293 193 153 77	130—140	370 (38) 470 (48) 520 (53) 705 (72)	245 (25) 350 (36) 440 (45) 685 (70)	оо о сч о СО СО — 1111 ОО О Ю 00 сч со сч	65-75 60—70 50—60 4—5	1960 (20) 78 (0,8) 29 (0,3) 15(0,15)	1980 1980 2110	11,6	69	0,465
	СтЗ 20 15К	Без термообработ- ки. Листы тол- щиной до 20 мм	7,82	293 193 153 77	145—160	430 (44) 586 (60) 636 (65) 810 (83)	275 (28) 490 (50) 520 (53) 795 (81)	25—30 20—25 15—20 <5	62—70 60—68 40—45 1—4	1470 (15) 78 (0,8) 29 (0,3) 15(0,15)	2020	11,5	66	0,468
	40	Отжиг. Листы и прутки	7,81	293 153 77	180—200	610(62) 795 (81) 1010 (103)	420 (43) 640 (65) 980 (100)	21—24 Ют-20 <3	40—60 30—35 3—5	1180 (12) 29 (0,3) 15(0,15)	2040	11,3	52	0,468
Низколеги- рованная	09Г2 09Г2С 10Г2С1	Нормализация. Листы толщи- ной до 20 мм	7,80	293 193 153 77	170—190	490 (50) 630 (64) 660 (67) 932 (95)	343 (35) 440 (45) 490 (50) 850 (87)	18—32 25—32 23—30 15—23	55—65 56—63 50—57 26—34	2260 (23) 1470 (15) 98(1,0) 44 (0,45)	1967 2167	—	—	—
Никелевая	06НЗ	Нормализация. - Листы толщи- ной до 7 мм	7,90	293 90	140—160	490 (50) 800 (82)	363 (37) 665 (68)	25—37 36—40	55—70 61—66	1960 (20) 390 (4,0)	—	—	—	0,546 0,200
Нержавею- щая аусте- нитная	Х18Н9Т Х18Н10Т	Закалка. Листы, плиты	7,80	293 77 20	140—170	640 (65) 1620 (165) 1780 (182)	215 (22) 500 (51) 638 (65)	45—65 27—37 38	55—70 44—58 27	2250 (23) 1760 (18) 1470 (15)	2070	16,5 6,0	16,1	0,452 0,195
	Х14Г14НЗТ (ЭИ711)	Закалка. Листы	7,80	293 77	150—180	710 (72) 1340 (137)	295 (30) 490 (50)	40—50 40—50	63—67 50—60	2650 (27) 1670 (17)	1980	16,0	14,8	0,458 0,209
Нержавею- щая хро- , миста я	2X13 (ЭЖ2)	Закалка и отпуск. Прутки 0 30— 40 мм	7,75	293 195 90	250—300	805 (82) 920 (94) 1270 (130)	685 (70) 765 (78) 1040 (106)	18 19 13	65 62 30	765 (7,8) 225 (2,3) 59 (0,6)	2100	9,6	21,6	0,500
ПРИЛОЖЕНИЕ 18
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МЕДИ И МЕДНЫХ СПЛАВОВ ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
(усредненные данные по литературным источникам)
Медь и ее сплавы	Состояние мате- риала	Плотность в Мг/м3 (г/см3)	Температура ис- пытания в °К	Механические свойства							Коэффициент ли- нейного расшире- ния в 1/град-106	Коэффициент теплопроводно- сти в вт/(м-град)	Теплоемкость в кдж/(кг-град)
				Твердость НВ	Предел проч- ности в Мн/м2) (кГ/мм2)	Предел теку- чести в Мн/м2 (кГ/мм2)	Относитель- ное удлине- ние в % -	л ® О я во	Ударная вяз- кость в кдж/м2 (кГ-м/см2)	Модуль упру- гости в Мн/м2			
			293	35—45	225 (23)	49 (5,0)	45	72,0	1660 (17,0)	1120	16,6	382	0,385
Медь Ml, М2, М3 (средние	Отожженная	8,9	193	—	265 (27)	75,5 (7,7)	48	71,0	—	—	15,3	—	—
значения)			93	—	370 (38)	82 (8,4)	54	80,0	—	—	12,5	—	0,229
			20	—	450 (46)	—	48	74,0	—	—	—	—	—
			293	56	356 (36,3)	133 (13,5)	55,8	62,4	1240 (12,6)	1000	20,6	109	0,387
Латунь Л62	Отожженная	8,43	195	—	400 (40,7)	149 (15,2)	65,0	68,8	1380 (14,1)	—	17,3	—	—
			77	—	500 (51,0)	183 (18,7)	79,0	66,2	1510 (15,4)	—	14,2	—	0,246
			293	75	410 (41,8)	128 (13,1)	42,7	49,7	587 (6,0)	1050	20,6	105		
Латунь ЛС59-1	Отожженная	8,5	177	—	460 (47,0)	156 (15,9)	45,0	50,9	735 (7,5)	—	—	—	—
			77	—	555 (56,7)	197 (20,2)	52,2	47,8	580 (5,9)	—	14,0	.—	—
।			293	80—90	474 (48,4)	207 (21,2)	36,9	52,7	640 (6,5)	1060	20,7	100	0,385
Латунь ЛЖМц 59-1-1	Отожженная	8,5	115	—	490 (50,0)	228 (23,3)	35,4	48,5	695 (7,1)	—	—	—	—
			77	—	620 (63,0)	304 (31,0)	41,5	54,4	688 (7,0)	—	13,0	'—	0,204
	—		293	90—110	378 (38,6)	129 (13,2)	36,6	46,1	1070 (10,9)	980	17,0	42	0,449
Латунь литейная ЛК80-ЗЛ	Отожженная	8,6	195	—	400 (40,8)	172 (17,6)	27,0	36,3	910 (9,3)	—	—	—	—
			77	—	473 (48,3)	206 (21,1)	22,8	24,2	620 (6,3)	—	13,8	—	0,222
			293	100-110	450 (45,7)	275 (28,1)	50,0	—	—	1174	18,5	46,5		
Бронза Бр.КМц 3-1 крем-	Слабонагарто-	8,4	195	—	495 (50,6)	290 (29,5)	58,0	—	—	1174	—	—	—
немарганцовистая	ванный лист		77	—	630 (64,0)	338 (34,5)	64,0	—	—	1477	11,2	—	—
			20	—	740 (75,2)	358 (36,5)	64,0	—	—	1336	—	—	—
			293	70	530 (54,0)	181 (18,5)	26,0	29,0	705 (7,2)	1150	17,8	96,5		
Бронза Бр.А7 алюминие-	Отожженная	7,8	193	—	570 (58,Ю)	186 (19,0)	31,0	30,0	705 (7,2)	—	—	—	—
вая			93	—	660 (67,5)	200 (20,5)	29,0	30,0	587 (6,0)	—	—	—	—
540
ПРИЛОЖЕНИЕ 19
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ АЛЮМИНИЯ И ЕГО СПЛАВОВ ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
(Усредненные данные по литературным источникам)
				3	Механические свойства									
			1 Мг/	с я	oq	6 я	О) я	О®	О _	. *	6	я к S я ч я t-l °	о н я	л 2.
Вид сплава	Марка сплава	Вид материала	м Н	ь °	л	-Г е» ° £ С £ _	*4 о	« ® О) я	Ч я О)	[ ВЯс кдж 2)	рЧ и Д	я <и Яо я яд •-Г г •	я щ о <з Я Я Я. о Л)	о Я v
			Плотное (г/см2)	с « с * S я н S	Твердое	Предел сти в М (кГ/мм2]	Предел сти в М (кГ/мм2]	Н Я - я <и О я 2 « О 5	Относит сужение	Ударная кость в (кГ-м/см	Модуль сти в М	Коэффи! ного рас в 1/град	К0ЭффИ1 теплопрс в вт/(м-	Теплоем в кдж/(1
		Лист отожженный	2,71	293	25	77,5(7,9)	31,4 (3,2)	35,0	71,0	91,0 (9,3)	710	21,7	226	0,900
	Алю- миний			90	—	158,0 (16,1)	39,2 (4,0)	48,0	67,0	155,0(15,8)	—	—	—	0,422
														
														
	АД1			290	—	117,0 (12,0)	—	29,0	86,0	—	—	—	217	—
		Пруток нагартован- ный	—	77	. —	206,0 (21,0)	—	42,0	75,0	—	—	—	—	—
				20	—	343,0 (35,0)	—	45,0	66,0	—	—	—	—	—
Сваривае-				293	30	123,0 (12,6)	61,8(6,3)	30,0	63,5	67,5 (6,9)	710	21,5	189	0,877
мые	АМЦ (АМцС)			195	—	159,0(16,2)	—	33,5	65,5	65,7 (6,7)	710	—	—	—
		Лист отожженный	2,73	90	—	232,0 (23,7)	—	42,8	—	—	—	—	—	—
				77	—	242,0 (24,7)	84,2 (8,6)	43,0	—	55,0 (5,6)	—	5,6	—	0,371
				20	—	295,0 (30,2)	—	26,0	—	—	—	—	—	0,018
				293 >	45	190,0 (19,4)	87,2 (8,9)	22,0	44,0	98,0 (10,0) *	700	23,8	140	—
				195	—	232,0 (23,7)	—	29,0	—	108,0 (11,0) *	735	—	—	
	АМг2	Лист отожженный	2,67	90	—	295,0 (30,1)	НО (11,2)	44,0	55,0	—	—	— 	—	—
				77	—	—	—		—	98,0 (10,0) *	784	—	—	—
Продолжение при лож. 19
Вид сплава	Марка сплава	Вид материала	Плотность в Мг/лс8 (г/см2)	Температура испы- тания в °К	Механические свойства							Коэффициент линей- ного расширения в 1/град-108	Коэффициент теплопроводности в втЦм-ерад)	Теплоемкость в кджЦке-ерад)
					Твердость НВ	Предел прочно- сти в Мн/м2 (кГ/мм2)	Предел текуче- сти в Мн/м2 (кГ/мм2)	Относительное удлинение в %	Относительное сужение в %	Ударная вяз- кость в кдж/м2 (кГ-м/см2)	Модуль упруго- сти в Мн/м2			
Сваривае-	АМг5	Лист отожженный	2,65	293	70	308 (31,5)	148,0 (15,1)	27,3	—	50,5(5,15)	700	23,0	116	0,950
мые				77	—	412 (42,0)	166,0 (16,9)	41,6	—	35,2 (3,6)	—	9,9	—	0,375
Ковочный	АК6	Поковки термообра- ботанные	2,75	293	105	402,0 (41,0)	297,0 (30,3)	15,0	15,0	15,7 (1,6)	710	—	—	—
				77	—	490,0 (50,0)	377,0 (38,5)	18,5	19,4	14,7 (1,5)	—	—	—	—
	АЛ2	Отливки (в землю)	2,66	293	50	184,0 (18,8)	—	5,6	—	5,4(0,55)	—	29,4	134	—
Литейные		без термообработки		90		238,0 (24,3)		3,5		4,0(0,41)		9,3		
														
	АЛ9	Отливки (в землю)	2,68	293	60	196,0 (20,0)	—	6,0	—	3,8(0,39)	—	20,5	168	—
														
		термообработанные		77		226,0 (23,0)		3,5		3,0(0,31)		8,0		
* Примечание.		Ударная вязкость сплава АМг2 определена для горячекатаного листа.												
ФИЗИЧЕСКИЕ И МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НЕКОТОРЫХ
Название и марка пластмассы	ГОСТ	Плотность в Мг/м? (г/см3)	Предел прочности в Мн/м2 (кГ/см2)			
			при сжатии	при статическом изгибе	при разрыве	
Фенопласт 04/ФКП-1	5689-66	<1,5 *	119—147 (1200 — 1500)	>49 (500) *	—	
Текстолит поделоч- ный ПТ	5-52	1,3 —1,4 *	± >225 (2300) * || >128 (1300) *	>142 (1450) *	>83,5 (850)*	
Гетинакс электротех- нический листовой. Марка I	2718—66	1,35 — 1,44 *	± >235 (2400) || >147 (1500)	>98 (1000) *	>78,5 (800)*	
Асботекстолит элек- тротехнический ли- стовой АСТ-А	16360—70	1,5 —1,7 * /	± >83,5 (850)	>93,1 (950) *	—	
Стеклотекстолит конструкционный КАСТ-В	10292-62	<1,85 *	>39 (400) *	>137 (1400)	О — 206—294 (2100—3000) У — 108—167 (1100—1700)	
Материал прессовоч- ный АГ-4. Марка В	10087—62	1,7 —1,9 *	>128 (1300) *	>119 (1200) ♦	>78,5 (800)*	
Винипласт листовой ВН	9639—61	1,3 —1,6	78 — 157 (800 — 1600)	>98,0 (1000) *	54,0 (550)	
Фторопласт-4. Марка А	10007—62	<2,19 *	—	10i,8 —13,7 . (110—140)	>22,1 (225) *	
/ Условные обозначения: _1_ — перпендикулярно слоям; || — параллельно слоям! приводятся по ГОСТ (отмечены знаком ♦) и по справочным данным.						
542
ПРИЛОЖЕНИЕ 20
ПЛАСТМАСС ПРИ КОМНАТНОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ (293° К)
	Удли- нение в %	Ударная вязкость образца без надреза в кдж/м2 (кГ -см/см2)	Коэффициент линейного расширения в 1/град-106	Коэффициент теплопро- водности в вт/(м-град)	Удельная теплоемкость в кджЦкг ’град)	Горючесть	
						на воздухе	в кислороде
	<1,0	>8,8 (9,0) *	3,3	0,21	1,47 — 1,68	Очень слабо горит	Слабо горит
	^1,0	>34,2 (35) *	2,0—4,1	0,23 — 0,34	1,45-1,50	Слабо горит	Горит
	^1,0	>14,7 (15) * для толщин более 10 мм	2,0—3,5	0,26-0,34	1,45 — 1,50	Слабо горит	Горит
	<1,0	>19,6 (20) *	2,5—2,8	0,50—0,58	1,67	Не горит	Медленно обугливается
	<1,0	О — 59—113 (60—115) ♦ У — 49—83,2 (50-85)	8,3	0,21—0,34	1,17 — 1,34	Не^ горит	Медленно обугливается
	—	..>29,4 (30) »	1,0-1,5 *	0,315 *	1,16 *	Не горит	Медленно обугливается
	I	10 — 25	>78,2 (80) *	6,0-7,0	0,16	1,0	Самозатухает при удалении из пламени	Горит
	>350 *	>98,1 (100)	16,0	0,24	1,05	Не горит	Не горит
О — в направлении основы стеклоткани; У — в направлении утка стеклоткани. Сведения в таблице							
543
s '	........ ПРИЛОЖЕНИЕ 21
*“	ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МАСЕЛ, ПРИМЕНЯЕМЫХ В КИСЛОРОДНОМ МАШИНОСТРОЕНИИ
Наименование масел	ГОСТ или ТУ	Вязкость				Температура в °К		Кислотное число в мг КОН на 1 г смазки	Коксуемость в %	Зольность в, %	Область применения
		при 373° К		при 323° К		S if! 3 С m	застывания				
		10е м2]сек	градусы В У	у <N О	градусы В У						
Масло П-28	6480—53	26—30	3,68—4,2	240	32,4	558	263	0,10	1,0	—	Для воздушных ком- прессоров кисло- родных установок
Масло К-28	ТУ 38-1-6—66	26—30	3,68—4,2	240	32,4	548	263	0,50	0,6	0,005	
Компрессорное 19 (Т)	1861—54	17—21	2,3—3,0	111—155	15—21	515	—	0,10	—	0,010	Для компрессоров общего назначе- ния
Компрессорное 12 (М)	1861—54	11—14	1,7—2,2	59	8	489	—	0,15	—	0,015	
Компрессорное КС-19	9243—59	17—21	2,4—3,0	119—150	16—21	543	258	0,02	0,5	0,005	
Авиационное МС-20	1013—49	20	3,0	—	—	498	255	0,05	0,3	0,003	Для двигателей вну- треннего сгорания транспортных ус- тановок
Авиационное МК-22	1013—49	22	—	—	—	503	259	0,10	0,7	0,004	
Авиационное МС-14	1013—49	14	—	—	—	473	243	0,25	0,45	0,003	
Индустриальное 50 (машинное СУ)	1707—51	8—9	1,67—1,76	42—58	5,76—7,86	473	253	0,15	0,2	0,005	Для смазки меха- низма движения поршневых машин
Продолжение прилож. 21
35 П/р. В. И. Епифановой
Наименование масел	ГОСТ или ТУ	Вязкость				Температура в °К		Кислотное число в мг КОН на 1 г смазки	Коксуемость в %	Зольность в %	Область применения
		при 373° к		при 323° К		вспышки	застывания				
		10е м2/сек	градусы ВУ	9 01	градусы ВУ						
Индустриальное 45 (машинное С)	1707—51	7	1,57	38—52	5,24—7,07	463	263	0,35	0,3	0,007	Для смазки меха- низма движения поршневых машин
Индустриальное 30 (машинное Л)	1707—51	4,5—5,0	1,34—1,39	27—33	3,81—4,59	453	258	0,20	0,3	0,007	
Турбинное 46 (Т)	32—53	7,3	1,6	44—48	6,55	468	263	0,02	—	0,020	Для турбокомпрес- соров и быстро- ходных редукто- ров
Турбинное 30 (УТ)	32—53	5,8	1,46	28—32	3,95—4,46	453	263	0,02	—	0,005	
Турбинное 22 (Л)	32—53	4,2	1,31	20—23	2,95—3,31	453	258	0,02	—	0,005	
Веретенное АУ	1642—50	3,4	1,23	12—14	2,05—2,26	436	228	0,07	—	0,005	Для поршневых де- тандеров
Масло ВМ-4	7903—56	8—11	1,67—1,76	47—57 -	6,42—7,73	479—486	258	0,20	0,2	0,005	Для вакуумных на- сосов
Масло консервацион- ное НГ-203	' 12328—66	25—50	—	—	—	453	—	—	—	2,0	Для долговременной защиты от атмо- сферной коррозии
Примечания: 1. Водорастворимые кислоты, щелочи и вода отсутствуют.
2. Содержание механических примесей в компрессорных маслах 19 и 12 и мдсле ВМ-4, а также, в индустриальных маслах 50, 45 и 30 состав-
ляет 0,007%, в остальных маслах механические примеси отсутствуют.
546
ПРИЛОЖЕНИЕ 22
ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА АНТИФРИКЦИОННЫХ И ЗАЩИТНЫХ СМАЗОК,
ПРИМЕНЯЕМЫХ В КИСЛОРОДНОМ МАШИНОСТРОЕНИИ
Наименование смазки	ГОСТ или ТУ	Пенетрация при 298° К	Свободные щелочи	Механи- ческие примеси	Золь- ность	Вода	Температура каплепадения в °К	Кислотное число в мг КОН на 1 г смазки	Область применения
				в %, не более					
Смазка ЦИАТИМ 201	6267—59	270—320	0,1	Отсутствие		Отсутствие	443		Для смазки и консервации механизмов, работающих с ма- лым усилием сдвига; подшип- ников качения; механизма движения насосов ожиженных газов в интервале температур от 223 до 393 °К
Смазка ЦИАТИМ 202	11110—64	260—320	0,1	Допу- скаются 0 0,025— 0,075 мм, <^1500 еди- ниц	—	Отсутствие	443	—	Для смазки подшипников качения при температуре не выше 393 ° К
Смазка ЦИАТИМ 203	8773—63	250—300	0,1 •	Допу- скается 0 0,075— 0,125 мм, s^lOOO еди- ниц	—	Отсутствие	423	—	Для смазки механизмов, ра- ботающих в условиях высо- ких удельных нагрузок
Смазка ЦИАТИМ 221	9433—60	280—360	0,08	Отсутствие	—	Отсутствие	473	—	Для смазки узлов трения при температурах от 213 до 423 °К и резьб шпинделей арматуры
Солидол УС-2 (Л) Солидол УС-3 (Т)	1033—51 1033—51	230—290 150—220	0,2 0,2	0,4 0,6	—	2,0 3,0	348 363	—	Для смазки деталей в ин- тервале температур от 263 до 338 °К
Продолжение прилож. 22
•547
Наименование смазки	ГОСТ или ТУ	1 Пенетрация при 298° К	Свободные щелочи	Механи- ческие примеси	Золь- ность	Вода	Температура каплепадения в °К	Кислотное число в мг КОН на 1 г смазки	Область применения
				в %, не более					
Тугоплавкая	СТ (смазка НК-50) "	5573—50	170—225	0,15	Отсутствие	7,0	0,3	473	—	Для смазки деталей, рабо- тающих при температуре до 453 °К
Смазка 1-13 жировая	1631—61	—	0,20	Отсутствие	—	0,75	393	—	Для подшипников качения при 363—373 °К и механизма движения насосов ожиженных газов
Компрессорная смаз- ка фабрики «Свобода»	ВТУ 282—57	—	—	—	—	—	—	—	Для смазки цилиндров кис- лородных компрессоров с ко- нечным давлением	до 1,6 Мн!м?
Пушечная смазка (УНЗ)	3005—51	—	—	0,07	0,07	Отсутствие	323	0,3	Для смазки механизмов в летнее время и защиты от коррозии металлических по- верхностей
Смазка ПП-95/5	4113—48	—	—	0,07	—	Отсутствие	328	0,28	Для консервации внутрен- них и наружных поверхностей  деталей из черных и цветных металлов
Смазка предохрани- тельная СП-3-59-Ц	5702—51	—	—	Отсутствие	0,05	Отсутствие	—	—	Для консервации внутрен- них труднодоступных поверх- ностей изделий
Смазка консервацион- ная К-17 ♦ Смазка состоит из компрессорной смазки и 21	10877—64 водного раствс э мл раствора (	эра, калий* гдкогр кал*	Отсут- ствие [ого мыла, 1 1Я с массой	0,08 глицерина, ан1 1,3, растворе!	1,3-2,5 икоррозий* иные в 100	Отсутствие 1ых и антиоки Л дистиллиро!	слитель: ванной 1	НЫХ ДО С воды.	Для консервации наружных и внутренних поверхностей изделий эавок. Состав эмульсии: 50 — 70 г
ПРИЛОЖЕНИЕ 23
ТАБЛИЦА ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ФУНКЦИЙ (для k = 1,4)
А	т	р	Р	я	У	м
0,00	1,0000	1,0000	1,0000	0,0000	0,0000	0,0000
0,01	1,0000	0,9999	0,9999	0,0158	0,0158	0,0091
0,02	0,9999	0,9998	0,9998	0,0315	0,0316	0,0183
0,03	0,9999	0,9995	0,9997	0,0473	0,0473	0,0274
0,04	0,9997	0,9990	0,9993	0,0631	0,0631	0,0365
0,05	0,9996	0,9986	0,9990	0,0788	0,0789	0,0457
0,06	 0,9994	0,9979	0,9985	0,0945	0,0947	0,0548
0,07	0,9992	0,9971	0,9979	0,1102	0,1105	0,0639
0,08	0,9989	0,9963	0,9974	0,1259	0,1263	0,0731
0,09	0,9987	0,9953	0,9967	0,1415	0,1422	0,0822
0,10	0,9983	0,9942	0,9959	0,1571	0,1580	0,0914
0,11	0,9980	0,9929	0,9949	0,1726	0,1739	0,1005
0,12	0,9976	0,9916	0,9940	0,1882	0,1897	0,1097
0,13	0,9972	0,9901	0,9929	0,2036	0,2056	0,1190
0,14	0,9967	0,9886	0,9918	0,2190	0,2216	0,1280
0,15	0,9963	0,9870	0,9907	0,2344	0,2375	0,1372
0,16	0,9957	0,9851	0,9893	0,2497	0,2535	0,1460
0,17	0,9952	0,9832	0,9880	0,2649	0,2695	0,1560
0,18	0,9946	0,9812	0,9866	0,2801	0,2855	0,1650
0,19	0,9940	0,9791	0,9850	0,2952	0,3015	0,1740
0,20	0,9933	0,9768	0,9834	0,3102	0,3176	0,1830
0,21	0,9927	0,9745	0,9817	0,3252	0,3337	0,1920
0,22	0,9919	0,9720	0,9799	0,3401	0,3499	0,2020
0,23	, 0,9912	0,9695	0,9781	0,3549	0,3660	0,2109
0,24	0,9904	0,9668	0,9762	0,3696	0,3823	0,2202
0,25	0,9896	0,9640	0,9742	0,3842	0,3985	0,2290
0,26	0,9887	0,9611	0,9721	0,3987	0,4148	0,2387
0,27	, 0,9879	0,9581	0,9699	0,4131	0,4311	0,2480
0,28	0,9869	0,9550	0,9677	0,4274	0,4475	0,2573
0,29	0,9860	0,9518	0,9653	0,4416	0,4640	0,2670
0,30	0,9850	0,9485	0,9630	0,4557	0,4804	0,2760
0,31	0,9840	0,9451	0,9605	0,4697	0,4970	0,2850
0,32	0,9829	0,9415	0,9579	0,4835	0,5135	0,2947
0,33	0,9819	0,9379	0,9552	0,4972	0,5302	0,3040
0,34	0,9807	0,9342	0,9525	0,5109	0,5469	0,3134
0,35	0,9796	0,9303	0,9497	0,5243	0,5636	0,3228
0,36	0,9784	0,9265	0,9469	0,5377	0,5804	0,3322
0,37	0,9772	0,9224	0,9439	0,5509	0,5973	0,3417
0,38	0,9759	0,9183	0,9409	0,5640	0,6142	0,3511
0,39	0,9747	0,9141	0,9378	0,5769	0,6312	0,3606
•0,40	0,9733	0,9097	0,9346	0,5897	0,6482	0,3701
0,41	0,9720	0,9053	0,9314	0,6024	0,6654	0,3796
0,42	0,9706	0,9008	0,9281	0,6149	0,6826	0,3892
0,43	0,9692	0,8962	0,9247	0,6272	0,6998	0,3987
0,44	0,9677	0,8915	0,9212	0,6394	0,7172	0,4083
0,45	0,9663	0,8868	0,9178	0,6515	0,7346	0,4179
0,46	0,9647	0,8819	0,9142	0,6633	0,7521	0,4275
0,^7	. 0,9632	0,8770	0,9105	0,6750	0,7697	0,4372
0,48	0,9616	0,8719	0,9067	0,6865	0,7874	0,4468
0*49	0,9600	0,8668	0,9029	0,6979	0,8052	0,4565
о; 50	0,9583	0,8616	0,8991	0,7091	0,8230	0,4663
548
Продолжение прилож. 23
X	т	р	Р	q	У	М
0,51	0,9567	0,8563	0,8951	0,7201	0,8409	0,4760
0,52	0,9549	0,8509	0,8911	0,7309	0,8590	0,4858
0,53	0,9532	0,8455	0,8871	0,7416	0,8771	0,4956
0,54	0,9514	0,8400	0,8829	0,7520	0,8953	0,5054
0,55	0,9496	0,8344	0,8787	0,7623	0,9136	0,5152
0,56	0,9477	0,8287	0,8744	0,7724	0,9321	0,5251
0,57	0,9459	0,8230	0,8701	0,7823	0,9506	0,5350
0,58	0,9439	0,8172	0,8657	0,7920	0,9692	0,5450
0,59	0,9420	0,8112	0,8612	0,8015	0,9880	0,5549
0,60	0,9400	0,8053	0,8567	0,8109	1,0069	0,5649
0,61	0,9380	0,7992	0,8521	0,8198	1,0258	0,5750
0,62	0,9359	0,7932	0,8475	0,8288	1,0449	0,5850
0,63	0,9339	0,7870	0,8428	0,8375	1,0641	0,5951
0,64	0,9317	0,7808	0,8380	0,8459	1,0842	0,6053
0,65	0,9296	0,7745	0,8332	0,8543	1,1030	0,6154
0,66	0,9274	0,7681	0,8283	0,8623	0,1226	0,6256
0,67	0,9252	0,7617	0,8233	0,8701	1,1423	0,6359
0,68	0,9229	0,7553	0,8183	0,8778	1,1622	0,6461
0,69	0,9207	0,7488	0,8133	0,8852	1,1822	0,6565
0,70	0,9183	0,7422	0,8082	0,8924	1,2024	0,6668
0,71	0,9160	0,7356	0,8030	0,8993	1,2227	0,6772
0,72	0,9136	0,7289	0,7978	0,9061	1,2431	0,6876
0,73	0,9112	0,7221	0,7925	0,9126	1,2637	0,6981
0,74	0,9087	0,7154	0,7872	0,9189	1,2845	0,7086
0,75	0,9063	0,7086	0,7819	0,9250	1,3054	0,7192
0,76	. 0,9037	0,7017	0,7764	0,9308	1,3265	0,7298
0,77	0,9012	0,6948	0,7710	0,9364	1,3478	0,7404
0,78	0,8986	0,6878	0,7655	0,9418	1,3692	0,7511
0,79	0,8960	0,6809	0,7599	0,9469	1,3908	0,7619
0,80	0,8933	0,6738	0,7543	0,9518	1,4126	0,7727
0,81	0,8907	0,6668	0,7486	0,9565	1,4346	0,7835
0,82	0,8879	0,6597	0,7429	0,9610	1,4567	0,7944
0,83	0,8852	0,6526	0,7372	0,9652	1,4790	0,8053
0,84	0,8824	0,6454	0,7314	0,9691	1,5016	0,8163
0,85	0,8796	0,6382	0,7256	0,9729	1,5243	0,8274
0,86	0,8767	0,6310	0,7197	0,9764	1,5473	0,8384
0,87	0,8739	0,6238	0,7138	0,9796	1,5704	0,8496
0,88	0,8709	0,6165	0,7079	0,9826	1,5938	0,8608
0,89	0,8680	0,6092	0,7019	0,9854	1,6174	0,8721
0,90	0,8650	0,6019	0,6959	0,9879	1,6412	0,8833
0,91	0,8620	0,5946	0,6898	0,9902	1,6652	0,8947
0,92	0,8589	0,5873	0,6838	0,9923	1,6895 <	0,9062
0,93	0,8559	0,5800	0,6776	0,9941	1,7140	0,9177
0,94	0,8527	0,5726	0,6715	0,9957	1,7388	0,9292
0,95	0,8496	0,5653	0,6653	0,9970	1,7638	0,9409
0,96	0,8464	0,5579	0,6591	0,9981	1,7891	0,9526
0,97	0,8432	0,5505	0,6528	0,9989	1,8146	0,9644
0,98	0,8399	0,5431	0,6466	0,9993	1,8404	0,9761
0,99	0,8367	0,5357	0,6403	0,9999	1,8665	0,9880
1,00	0,8333	0,5283	0,6340	1,0000	1,8929	1,0000
1,01	0,8300	0,5209	0,6276	0,9999	1,9195	1,0120
1,02	0,8266	0,5135	0,6212	0,9995	1,9464	1,0241
1,03	0,8232	0,5061	0,6148	0,9989	 1,9737	1,0363
1,04	0,8197	0,4987	0,6084	0,9980	2,0013	1,0486
1,05	0,8163	0,4913	0,6019	0,9969	/2,0291	1,0609
549
Продолжение прилож. 23
Л	т	Р	Р	я	У	М
1,06	0,8127	0,4840	0,5955	0,9957	2,0573	1,0733
1,07	0,8092	0,4766	0,5890	0,9941	2,0858	1,0858
1,08	0,8056	0,4693	0,5826	0,9924	2,1147	1,0985
1,09	0,8020	0,4619	0,5760	0,9903	2,1439	1,1111
1,10	0,7983	0,4546	0,5694	0,9880	2,1734	1,1239
	0,7947	0,4473	0,5629	0,9856	2,2034	1,1367
1,12	0,7909	0,4400	0,5564	0,9829	2,2337	1,1496
1,13	0,7872	0,4328	0,5498	0,9800	2,2643	1,1627
1,14	0,7834	0,4255	0,5432	0,9768	2,2954	1,1758
1,15	0,7796	0,4184	0,5366	0,9735	2,3269	1,1890
1,16	0,7757	0,4111	0,5300	0,9698	2,3588	1,2023
1,17	0,7719	0,4040	0,5234	0,9659	2,3911	1,2157
1,18	0,7679	0,3969	0,5168	0,9620	2,4238	1,2292
1,19	0,7640	0,3898	0,5102	0,9577	2,4570	1,2428
1,20	0,7600	0,3827	0,5035	0,9531	2,4906	1,2566
1,21	0,7560	0,3757	0,4969	0,9484	2,5247	1,2708
1,22	0,7519	0,3687	0,4903	0,9435	2,'5593	1,2843
1,23	0,7478	0,3617	0,4837	0,9384	2,5944	1,2974
1,24	0,7437	0,3548	0,4770	0,9331	2,630	1,3126
Ь25	0,7396	0,3479	0,4704	0,9275	2,6660	1,3268
1,26	0,7354	0,3411	0,4638	0,9217	2,7026	1,3413
1,27	0,7312	0,3343	0,4572	0,9159	2,7398	1,3558
1,28	0,7269	0,3275	0,4505	0,9096	2,7775	1,3705
1,29	0,7227	0,3208	0,4439	0,9033	2,8158	1,3853
1,30	0,7183	0,3142	0,4374	0,8969	2,8547	1,4002
1,31	0,7140	0,3075	0,4307	0,8901	2,8941	1,4153
1,32	О; 7096	0,3010	0,4241	0,8831	2,9343	1,4305
1,33	0,7052	0,2945	0,4176	0,8761	2,9750	1,4458
1,34	0,7007	0,2880	0,4110	0,8688	3,0164	1,4613
1,35	0,6962	0,2816	0,4045	0,8614	3,0586	1,4769
1,36	0,6917	0,2753	0,3980	0,8538	3,1013	1,4927
1,37	0,6872	0,2690	0,3914	0,8459	3,1448	1,5087
1,38	0,6826	0,2628	0,3850	0,8380	3,1889	1,5248
1,39	0,6780	0,2566	0,3785	0,8299	3,2340	1,5410
1,40	0,6733	0,2505	0,3720	0,8216	3,2798	1,5575
1,41	0,6687	0,2445	0,3656	0,8131	3,3263	1,5741
1,42	0,6639	0,2385	0,3592	0,8046	3,3737	- 1,5909
1,43	0,6592	^,2326	0,3528	0,7958	3,4219	1,6078
1,44	0,6544	0,2267	0,3464	0,7869	3,4710	1,6250
1,45	0,6496	0,2209	0,3401	0,7778	3,5211	1,6423
1,46	0,6447	0,2152	0,3338	0,7687	3,5720	1,6598
1,47	0,6398	0,2095	0,3275	0,7593	3,6240	1,6776
1,48	0,6349	0,2040	0,3212	0,7499	3,6768	1,6955
1,49	0,6300	0,1985	0,3150	0,7404	3,7308	1,7137
1,50	0,6250	0,1930	0,3088	0,7307	3,7858	1,7321
1,51	0,6200	0,1876	0,3027	4), 7209	3,8418	1,7506
1,52	0,6149	0,1824	0,2965	0,7110	3,8990	1,7694
1,53	0,6099	0,1771	0,2904	0,7009	3,9574	1,7885
1,54	0,6047	0,1720	0,2844	0,6909	4,0172	1,8078
1,55	0,5996	0,1669	0,2784	0,6807	4,0778	1,8273
1,56	0,5944	0,1619	0,2724	0,6703	4,1398	1,8471
1,57	0,5892	0,1570	0,2665	0,6599	4,2034	1,8672
1,58	0,5839	1,1522	0,2606	0,6494	4,2680	1,8875
1,59	0,5786	0,1474	0,2547	0,6389	4,3345	1,9081
1,60	0,5733	0,1427	0,2489	0,6282	4,4020	1,9290
550
Продолжение прилож. 23
А	т	р	р	q	У	М
1,61	0,5680	0,1381	0,2431	0,6175	4,4713	1,9501
1,62	0,5626	0,1336	0,2374	0, €>067	4,5422	1,9716
1,63	0,5572	0,1291 •	0,2317	0,5958	4,6144	1,9934
1,64	0,5517	0,1248	0,2261	0,5850	4,6887	2,0155
1,65	0,5463	0,1205	0,2205	0,5740	4,7647	2,0380
1,66	0,5407	0,1163	0,2150	0,5630	4,8424	2,0607
1,67	0,5352	0,1121	0,2095	0,5520	4,9921	2,0839
1,68	0,5296	0,1081	0,2041	0,5409	5,0037	2,1073
1,69	0,5240	0,1041	0,1988	0,5298	5,0877	2,1313
1,70	0,5183	0,1003	0,1934	0,5187	5,1735	2,1555
1,71	0,5126	0,0965	0,1881	0,5075	5,3167	2,1802
1,72	0,5069	0,0928	0,1830	0,4965	5,3520	2,2053
1,73	0,5012	0,0891	0,1778'	0,4852	5,4449	2,2308
1,74	0,4954	0,0856	0,1727	0,4741	5,5403	2,2567
1,75	0,4896	0,0821	0,1677	0,4630	5,6383	2,2831
1,76	0,4837	0,0787	0,1628	0,452	5,7390	2,3100
1,77	0,4779	0,0754	0,1578	0,4407	5,8427	2,3374
1,78	0,4719	0,0722	0,1530	0,4296	5,9495	2,3653
1,79	0,4660	0,0691	0,1482	0,4185	6,0593	2,3937
1,80	0,4600	0,0660	0,1435	0,4075	6,1723	2,4227
1,81	0,4540	0,0630	0,1389	0,3965	6,2893	2,4523
1,82	0,4479	0,0602	0,1343	0,3855	6,4091	2,4824
1,83	0,4418	0,0573	0,1298	0,3746	6,5335	2,5132
1,84	0,4357	0,0546	0,1253	0,3638	6,6607	2,5449
1,85	0,4296	0,0520	0,1210	0,3530	6,7934	2,5766
1,86	0,4234	0,0494	0,1167	0,3423	6,9298	2,6094 2,6429
1,87	0,4172	0,0469	0,1124	0,3316	7,0707	
1,88	0,4109 	0,0445	0,1083	0,3211	7,2162	2,6772
1,89	0,4047	0,0422	0,1042	0,3105	7,3673	2,7123 2,7481
1,90	0,3983	0,0399	0,1002	0,3002	7,5243	
1,91	0,3920	0,0377	0,0962	0,2898	7,6858	2,7849
1,92	0,3856	0,0356	0,0923	0,2797	7,8540	2,8225 2,8612
1,93	0,3792	0,0336	0,0885	0,2695	8,0289	
1,94	0,3727	0,0316	0,0848	0,2596	8,2098	2,9007
1,95	0,3662	0,0297	0,0812	0,2497	8,3985	2,9414
1,96	0,3597	0,0279	0,0776	0,2400	8,5943	2,9831
1,97	0,3532	0,0262	0,0741	0,2304	8,7984	3,0301
1,98	0,3466	0,0245	0,0707	0,2209	9,0112	3,0701
1,99	0,3400	0,0229	0,0674	0,2116	9,2329	3,1155 3,1622
2,00	0,3333	0,0214	0,0642	0,2024	9,464	
2,01	0,3267	0,0199	0,0610	0,1934	9,706	3,2104 3,2603 3,3113 3,3642
2,02	0,3199	0,0185	0,0579	0,1845	9,961	
2,03	0,3162	0,0172	0,0549	0,1758	10,224	
2,04	0,3064	0,0159	0,0520	0,1672	10,502	
2,05	0,2996	0,0147	0,0491	0,1588	10,794	3,4190
2,06	0,2927	0,0136	0,0464 ‘	0,1507	11,102	3,4759 3,5343 3,5951 3,6583 3,7240
2,07	0,2859	0,0125	0,0437	0,1427	11,422	
2,08	0,2789	0,0115	0,0411	0,1348	11,762	
2,09	0,2720	0,0105	0,0386	0,1272	12,121	
2,10	0,2650	0,0096	0,0361	0,1198	12,500	
2,11 2,12	0,2580 0,2509	0,0087 0,0079	0,0338 0,0315	0,1125 0,1055	12,901 13,326	3,7922 3,8633 3,9376 4,0150 4,0961
2,13	0,2439	0,0072	0,0294	0,0986	13,778	
2,14	0,2367	0,0065	0,0273	0,0921	14,259	
2,15	0,2296	0,0058	0,0253	0,0857	14,772	
551
Продолжение прилож. 23
X	Т	р	р	q	У	М
2,16	0,2224	0,0052	0,0233	0,0795	15,319	4,1791
2,17	0,2152	0,0046	0,0215	0,0735	15,906	4,2702
2J8	0,2079	о; 0041	0,0197	0,0678	16,537	4,3642
219	0,2006	0,0036	0,0180	0,0623	17,218	4,4633
2,20	0,1933	о; 0032	0,0164	0,0570	17,949	4,5674
2,21	0,1860	0,0028	0,0149	0,0520	18,742	4,6778
2,22	0,1786	. 0,0024	0,0135	0,0472	19,607	4,7954
2'23	0,1712	0,0021	0,0121	0,0427	20,548	4,9201
224	0,1637	0,0018	0,0116	0,0408	22,983	5,0533
2,25	0,1563	0,00151	0,00966	0,0343	22,712	5,1958
2,26	0,1487	0,00127	0,00813	0,0290	23,968	5,3494
2,27	О; 1412	0,00106	0,00749	0,0268	25,361	5,5147
2,28	0,1336	0,00087	0,00652	0,0234	26,893	5,6940
2,29	0,1260	0,00071	0,00564	0,0204	28,669	5,8891
2,30	0,1183	0,00057	0,00482	0,0175	30,658	6,1033
231	0,1106	0,00045	0,00407	0,0148	32,937	6,3399
2,32	0,1029	0,00035	0,00340	0,0124	35,551	6,6008
2,33	0,0952	0,00027	0,00280	0,0103	38,606	6,8935
2,34	0,0874	0,00020	0,00226	0,0083	42,233	7,2254
2,35	0,0796	0,00014	0,00170	0,0063	46,593	7,6053
2,36	0,0717	0,988-10"4	0,00138	0,0051	51,914	8,0450
2,37	0,0638	0,657-10'4	0,00103	0,0038	58,569	8,5619
2,38	0,0559	0,413- IO’4	0,00074	0,0028	67,144	9,1882
2,39	0,0480	0,242-10'4	0,00050	0,0019	78,613	9,9624
2,40	0,0400	0,128-Ю”4	0,00032	0,0012	94,703	10,957
241	0,0320	0,584-10-5	0,00018	0,0007	118,94	12,306
242	0,0239	0,211-Ю-5	0,884-10’4	0,0003	159,65	14,287
2,43	0,0158	0,499-10-®	0,315-Ю-4	0,0001	242,16	17,631
2,44	0,0077	0,316-10-’	0,4.10-10"6	0,058-10"4	499,16	25,367
2,449	0	0	0	0	сю	сю
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Автоматические приборы, регуляторы и управляющие машины (справочные мате-
риалы). Под ред. Кошарского Б. Д. «Машиностроение», 1968.
2.	А м е л и н А. Г. Теоретические основы образования тумана при конденсации пара..
М., «Химия», 1966, 294 с.
3.	Аппараты и машины кислородных установок. М., Труды ВНИИКимаша, Машгиз,
вып. 3, 1960; вып. 4, 1961; вып. 5, 1962; вып. 6, 1963; «Машиностроение», вып. 8, 1964; вып. 9,
1965; вып. 10, 1966; вып. 11, 1967.
4.	Архаров А. М., Буткевич И. К. Температурная диаграмма детандера
и проверка основных положений теории циклов. Изв. ВУЗов, с. «Машиностроение», 1968,
№ 8, с. 109—113.
5.	А р х а р о в А. М. Низкотемпературные газовые машины. М., «Машиностроение»,.
1969, 221 с.
6.	А р х а р о в А. М. и др. Техника низких температур. Под ред. Микулина Е. И.
и Марфениной И. В. М. — Л., «Энергия», 1964, 448 с.
7.	Бюллетень открытий, изобретений, промышленных и товарных знаков. Авторское
свидетельство № 204351, кл. 17д, 1, 12е, 3/01, 1967, 22/Х, № 22. Авторское свидетельство^
№ 207943, кл. 17д, I, 12е, 3/01, 1968, 29/11, № 3.
8.	Взрывобезопасность воздухоразделительных установок (по материалам семинара
1968 г). Отв. редактор Файнштейн В. И. М., ЦИНТИХимнефтемаш, 1969.
9.	Владимирский Т. А. Хрупкость стали. М., Машгиз, 1959, 243 с.
10.	Вопросы глубокого охлаждения. Сборник статей под ред. Малкова М. П. Перев.
с англ. Изд. иностр, литер., 1961, 329 с.
1	11. Глубокий холод и кондиционирование. Трудь! МВТУ, М., № 124, 1967; № 132,
12.	Гнаук Г. иМюллер Г. Газы высокой чистоты. М., «Мир», 1968, 236 с.
13.	Г о л р в к о Г. А. Аппараты и установки для производства аргона. М. — Л., «Ма-
шиностроение»,’1965, 164 с.
14.	Г у д к о в С. И. Механические свойства стали при низких температурах. Справоч-
ник. М., «Металлургия», 1967, 267 с.
15.	Гуляев А. П. иФаткина А. М. «Металловедение и термообработка», № 10,
1966.
16.	Д а в ы д о в Н. И. Станции технологического кислорода. М., Металлургиздат,.
1959, 364 с.
17.	Ден Г ар тог Дж. Механические колебания. М., Физматгиз, 1960, 580 с.
18.	Денисенко Г. Ф. и Файнштейн В. И. Техника безопасности при произ-
водстве кислорода. М., «Металлургия», 1968, 220 с.
19.	Епифанова В. И. Низкотемпературные радиальные турбодетандеры. Учебник.
М., Машгиз, 1961, 400 с.
20.	Зарянкин А. Е.иШерстюк А. Н. Радиально-осевые турбины малой мощ-
ности. М., Машгиз, 1963, 427 с.
21.	Захарченко С. Е., Дмитриевский В. А. и др. Поршневые компрес-
соры. М.—Л., Машгиз, 1961, 452 с.
,	22. Исследование процессов, аппаратов и машин глубокого охлаждения и криогенно»
техники. Сб. Л., 1968, с. 13—17, 29—34.
23.	Каганер М. Г. Тепловая изоляция в технике низких температур. М., «Машино-
строение», 1966, 275, с.
24.	Кислород. Справочник под ред. Глизманенко Д. Л., ч. I., М., Металлургиздат, 1967,
422 с.
25.	К р ю ч к о в А. Д. Автоматизация поршневых компрессоров. Машгиз, 1963.
26.	Лившиц Б. Г. Физические свойства металлов И сплавов. М., Машгиз, 1959, 368 с.
27’	. Лисичкин В. Е., Г о р ш к о в А. М. Компрессорные машины. М. — Л., Гос-
энергоиздат, 1948, 404 с.
28.	Малков М. П. и др. Справочник по физико-техническим основам глубокого охла-
ждения. Под ред. Малкова М. П. М. — Л., Госэнергоиздат, 1963, 416 с.
29.	М а с л о в Г. С. Расчеты колебаний валов. «Машиностроение», 1968, 271 с.
30.	Металловедение и термическая обработка стали. Справочник, тт. I и II. М., Метал-
лургиздат, 1961, 1656 с.
'31	. Михайлов Е.И.,Тонин В.Н. Автоматизация кислородных станций. «Метал-
лургия», 1965.
32.	Низкие температуры и редкие газы. Под ред. Фастовского В. Г. Труды ВЭИ, вып. 61,
М. —Л., Госэнергоиздат, 1958, 288 с.
33.	Основные положения по защите от взрывов стационарных воздухоразделительных
установок. РТМ 26-04-11-68. М., 1968, 36 с.
34.	Пфлейдерер К- Лопаточные машины для жидкостей и газов, изд. 4-е, пере-
работ., М., Машгиз, 1960, 683 с.
35.	Разделение воздуха методом глубокого охлаждения. Под ред. Епифановой В. И. и
Аксельрода Л. С., т. 1, М., «Машиностроение», 1964, 478 с.
36.	Разделение воздуха методом глубокого охлаждения. Под ред. Епифановой В. И. и
Аксльрода Л. С. т. 2, М., «Машиностроение», 1964, 592 с.
37.	Р и с В. Ф. Центробежные компрессорные машины. М. — Л., Машиностроение,
1964, 335 с.
38.	С е р г е е в С. И. Демпфирование механических колебаний. М., Физматгиз, 1959,
408 с.
39.	Сергеев С. И. О несущей способности тонкого слоя газа или кавитирующей жид-
кости. Изв. АН СССР, мех.-машиностр., 1964, № 4, с. 172—177.
40.	С м и р я г и н А. П. Промышленные цветные металлы и сплавы. М., Металлургиздат,
1956, 559 с.
41.	Солодбвников В. В.,Усков А. С. Статистический анализ объектов регу-
лирования. Машгиз, 1960.
42.	Справочник по машиностроительным материалам в четырх томах. Под ред. Погодина-
Алексеева Г. Н., М., Машгиз, 1959.
43.	С т е п а н о в А. И. Центробежные и осевые компрессоры, воздуходувки и вентиля-
торы. Перев. с англ. М., Машгиз, 1960, 348 с.
44.	С т е п а н о в Г. Ю. Основы теории лопаточных машин, комбинированных и газо-
турбинных двигателей. Учебное пособие для машиностроительных ВУЗов. М., Машгиз, 1958,
350 с.
45.	С т р а х о в и ч К. И., К о н д р я к о в И. К. и др. Расширительные машины. Под
ред. Страховича К. И. Учебник для технологических ВУЗов. М. —Л., «Машиностроение»,
1966, 596 с. ,
46.	Страхович К. И.,Френкель М. И.,Кондряков И. К. и др. Компрес-
сорные машины. М., Госторгиздат, 1961, 600 с.
47.	Т о м а ш о в Н. Д. Теория коррозии и защиты металлов. М., изд. АН СССР, 1959,
592 с.
48.	Траупель В. Тепловые турбомашины (Паровые и газовые турбины, компрес-
соры), т. II. Тепловой и аэродинамический расчет. Перев. с нем. под ред. Трояновского Б. М.
М. — Л., Госэнергоиздат, 1961, 344 с.
49.	У ж и к Г. В. Прочность и пластичность металлов при низких температурах. М.,
Изд. АН СССР, 1957, 192 с.
50.	Ф а с т о в с к и й В. Г. Криптон и ксенон. М.—Л., Госэнергоиздат, 1941, 116 с.
51.	Ф астовск и й В. Г., Петровский Ю. В., Ровинский А. Е. Крио-
генная техника. М., «Энергия», 416 с.
52.	Фастовский В. Г., Ровинский А. Е. иПетровский Ю. В. Инерт-
ные газы. М., Атомиздат, 1964, 303 с.
53.	Финкельштейн Т. Циклические процессы в машинах замкнутого регенера-
тивного газового цикла и их анализ. Transactions of the ASME, серия В, перев. с анг., № 1,
1962, с. 186—192.
54.	Френкель М. И. Поршневые компрессоры. М. — Л., Машгиз, 1969.
55.	Химическое и нефтяное машиностроение», № 1 и № 12; 1965, № 10, 1966; № 4, 6 и 7,
1969, № 8, 1971.
56.	Ч е г о д а е в Д. Д., Наумова 3. К. иДунаевская П. С. Фторопласты.
Л., Госхимиздат, 1960, 192 с.
554
57.	Ш е р с т ю к А. Н. Компрессоры. М. — Л., Госэнергоиздат, 1959, 192 с.
58.	Э к к е р т Б. Осевые и центробежные компрессоры. Перев. с нем. М., Машгиз,
1959, 679 с.
59.	«Argon, helium and the rare gases». Cook G. A. N. J., 1961, v. 1,2.
60.	Burch R. J. The equilibrium distribution of krypton between the liquid and vapour
phases of oxygen. «Gryogenics», 1966, v. 6, N 2.
61.	Burke J.C.,Berthiaume R. P., D r a k e E. M. et al. Water and carbon dioxide
freez-eout in high performance heat exchangers. «British Chemical Engineering», 1966, N 3
62.	Finkelstein T. Thermodynamic analysis of Stirling engines, «J. Spacecraft»,
1967, v. 4. N 9.
63.	H e с k К., В a r r i c k P. L. Liquid-vapour equilibria of the neon-helium system.
«Advances in Cryogenic Engineering», 1967, v. 12, p. 714.
64.	К 6 h 1 e r I. W. T. The Stirling refrigiration cycle. «Scientific american», 1965,
v. 212, N 4.
65.	V a n der L a a n С. I. M. and Roozendaal K- A snows separator for liquid-air inst-
allations. Philips Technical Review, 1961—1962, v. 23. N 2.
66.	P e e r G. Ph. Kontinuierlich arbeitende Anlage zur Gewinnung von reinsten Neon
«Kaltetechnik-Klimatisierung», 1968, Bd. 20 № 6, p. 179.
67.	R i e t i j k I. A. new positive seal for pistons and axially moving rods. Philips Re-
search Laboratories N. V. Philips Gloeilampenfabriken, 1965.
68.	RoozendaalK. Ein Schneeabscheider fur Luftverfliissigungsanlagen «Kaltetechnik»,
1963, Bd. 15, N 9.
69.	S m i t h G. E., S о n n t a g R. E., Van W у 1 e n С. I. Analyse of the statement
eguilibrium of the solid-vapours istem N2CO2. «Advances in Cryogenic Engineering», 1964, v.9.
70.	Webster T. F. The effect on water vapour pressure of superimposed air pressure.
«J. Soc. Chem.* Ind.» 1950, v. 69, p. 343.
71.	W e b s t e r T. F. The influence of pressure on the equilibrium between carbon dio-
xide and air. «Proc. Roy Soc.» Ser. A. 1952, v. 214, N 1116, p. 61—71.
72.	W e n z e 1 H. Vorausbestimmung der Betribzeit von Warmeasutauschern bei Verle-
gungs durch Wasser-und Kohlendioxides. «Kaltetechnik-Klimatisierung», 1968, Bd. 20, N 6.
ПРЕДМЕТНО-АЛФАВИТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Автоколебания 353 сл.
Автомобильная кислородно-азотная добыва-
ющая станция АКДС-70М, адсорберы аце-
тилена 25, 55, 65; — описание 55
Адсорбенты 421, 422; —ацетиленоемкость
479; — охлаждение 450, 455; — применение
449, 453, 537 *; — регенерация 455, 481
-----активная окись алюминия марки А-2
453
Адсорбер (ы)
-----ацетилена 473; — в циркуляционном
контуре 486, 487; — схемы включения
в установки 480; — эффективность 481
-----блоков комплексной очистки воздуха
460
-----двуокиси углерода 451
-----осушки воздуха 456
-----очистки первичного криптонового кон-
центрата от СО2 и Н2О 93
-----установок извлечения ксенона из крип-
тоно-ксеноновой смеси, технологическая
схема 95 сл.
-----установок получения неона, расчет 102
Адсорбция
----- ацетилена 479
----- водяного пара 453
-----газов под вакуумом 421, 422
-----углеводородов при низких темпера-
турах 482
-----углеводородов при положительных тем-
пературах 483
Азот, изотермы адсорбции 422
-----жидкий, особенности хранения 431
-----чистый, получение 32, 38, 40, 58, 59;
— применение 40
Азотные установки
-----А-30, А-06, техническая характери-
стика 516 *
----- Г-6800, техническая характеристика
517*
-----ЖА-20, техническая характеристика
518 *
-----ЖА-300М, ГЖА-2000М, ЖА-1, техни-
ческая характеристика 519 *
Азотно-кислородные установки
-----АК-06, АК-1,5, БР-4А, БР-9М, тех-
ническая характеристика 517 *
-----АКГ-115/18, АКГН-115/18, УКГС-780,
АКГСН-960, техническая характеристика
516*
-----БР-1А, описание 37
-----БР-6, БР-6М, описание 40; — техно-
логическая схема 43
556
----ГЖАК-20, ЖАК-80, АЖК-0,02М,
КЖАЖ-0,04, техническая характеристика
518*
----КЖА-1, техническая характеристика
519*
Алюминий (см. также сплавы алюминиевые),
теплопроводность при низких температурах
506; — технологические свойства 503
Амплитуда
----возбуждения 350
---- колебаний 348 сл.
Антивибраторы 353, 357
Аппарат (ы)
----для каталитической очистки воздуха
от ацетилена 487
----для обогащения первичного криптоно-
вого концентрата, блок адсорберов 93
----теплообменные холодильных газовых
машин 178 сл.
Аргон, получение 69 сд.; — применение 69
---- спектральночистый, получение 83 сл.
Аргон сырой
---- очистка от кислорода и азота адсорб-
ционным методом 82
---- очистка от кислорода каталитическим
гидрированием 70 сл.
----очистка от кислорода медью 69
Асбест, применение 471
Ацетилен, адсорбция из воздуха 482 сл.;
—	адсорбция из жидкости испарителя 479;
—	взрываемость 475; — десорбция из си-
ликагеля 479; — изотермы адсорбции 482;
—	каталитическое окисление 487; — рас-
творимость в жидком кислороде 476;
—	содержание в воздухе 474
Аэрогель кремниевой кислоты 395, 396
Б
Баллон блока осушки воздуха установки
КГН-^0 11
Блок (и)
-----адсорбционной осушки воздуха уста-
новки КГН-ЗОТ 16
-----; вторичного концентрирования криптона
установки УСК-1 93
-----комплексной очистки воздуха 459
----- очистки аргона от азота установки
БРА-1, технологическая схема 81
-----разделения воздуха азотно-кислород-
ной установки БР-6 43, 45
-----разделения воздуха азотно-кислород-
ной установки Кобе Стил 61
-----разделения воздуха, изоляция 399 сл.
-----разделения воздуха кислородной уста-
новки БР-5М 30
-----разделения воздуха кислородной уста-
новки БР-1 36
-----разделения воздуха кислородной уста-
новки БР-2 47
-----разделения воздуха кислородной уста-
новки БР-2М 54
Бронза, механические свойства 541 *; — при-
менение 324, 503
В
Вакуумирование сосудов для ожиженных га-
зов 420 сл.
Валы
----компрессоров, центровка 157, 158
Вата
----минеральная 394, 536 *
----стеклянная 394, 395, 536 *; — приме-
нение 491
Взрывы
----воздухоразделительных установок 471;
— причины 473; — предотвращение 477
Вибраторы 355
Вибрации
---- оборудования кислородных станций,
причины и устранение 348 сл., 358 сл.
Виброизоляция машин 346
Влаго-маслоотделители 491
Водород
----применение для очистки аргона от
кислорода 70
Воздух
----влагосодержание 446, 447
----предельно допустимые содержания аце-
тилена и других взрывоопасных примесей
478
----разделение комплексное, преимущества
68
----свойства опасных примесей 475
----содержание двуокиси углерода 445
----содержание опасных примесей 474
----способы очистки от взрывоопасных
примесей 482
Воздухоразделительные установки (см. также
Азотные установки. Азотно-кислородные
установки. Кислородные установки)
---- автоматизация 374 сл.
----взрывы, причины 471
----выбор места расположения 478
----допустимые содержания опасных при-
месей 493
----защита от масла 483
----источник поступления масла 489
---- назначение 7
----накопление опасных примесей, пре-
дотвращение 477
Вымораживатели
---- влаги 462, 464
----двуокиси углерода 462, 464
----двуокиси углерода установки БР-6 464
— — переключающиеся 462
----сетчатые ХГМ 165, 465
Вытеснители ХГМ 164, 166, 186, 189, 193, 195
Г
Газификационные установки 441 сл.;
— определение среднего давления нагне-
тания 332 сл.
----с насосом 441
Газоанализаторы 369, 388
Газы, расширение 198 сл., 200, 201 сл.,
206 сл.,210
----инертные (см. также Аргон. Криптон.
Ксенон. Неон), извлечение, расчет 68;
— коэффициент извлечения 68
Гетинакс, механические свойства 544*
Графит чешуйчатый, применение 316
д
Датчики 389; — емкостные 157; — ультра-
звуковые 369
Демпферы 351 сл.; — коэффициенты вязкого
трения 353, 361; — коэффициенты упру-
гости 352, 360
----компрессоров, конструирование 156
----сухого трения 346
Детандеры 198 сл.; — типы 198, 199; —к. п. д.
изоэнтропийный 200; — к. п. д. энтро-
пийный 240;	— холодопроизводитель-
ность 199;— эффективность 200;— методы
оценки 201
Детандеры поршневые
----выбор параметров 231 сл.
----загрязнение воздуха маслом 489
----клапаны, приводы 201, 202, 219,246, 247
----клапаны автоматического выключения
249
----клапаны предохранительные 250
----конструкции 242 сл.
----к. п. д. 200, 235, 240, 241
----мембраны предохранительные 250
----мощность индикаторная 204, 208
----неполадки эксплуатационные 209, 210
----необратимость, обусловливающие фак-
торы 209 сл.
----неполнота поджатия 214 сл.; — непол-
нота расширения 210 сл.; — теплообмен
внутренний 227 сл.; — теплоприток извне
222;— теплота трения 223 сл.
----показатели работы 204 сл.
----принцип действия 201 сл.
----рабочий процесс 206 сл.
----расход массовый 204, 232 сл.
----расчетная схема 233 сл.
----расчет тепловой 230 сл.
---- степень наполнения 205; — оптималь-
ная 229
----уплотнения поршневые 245
----холодопотери 204, 211, 213, 216, 217,
221, 223, 227, 228, 234, 240
----холодопроизводительность 204, 208,
209, 236
----цилиндры 245
----эффективность термодинамическая 228
сл.
----фильтры детандерные 493
Детандеры поршневые высокого давления
242 сл.; — материалы 245; — поршневые
уплотнения 128, 188, 245; — смазка 250
557
Детандеры поршневые среднего давления
242, 243; — поршневые уплотнения 246;
— технические характеристики 523 *
Диаграммы индикаторные
----насосов для ожиженных газов 344
----поршневых детандеров 206, 210
----поршневых компрессоров 106
—,—-холодильных газовых машин 170,	172,
174
Дифманомеры 366 сл., 388
Диффузоры
----компрессоров центробежных 131
ж
Железо, >теплопроводность при низких тем-
пературах 506
Жидкость испарителя, очистка от ацетилена
479; — очистка от двуокиси углерода
фильтрацией 467
3
Заслонки регулирующие 389, 390
И
Изоляция тепловая 393 сл.
----вакуумная 401 сл.
----вакуумно-многослойная 414 сл.
----вакуумно-порошковая 408 сл.; — при-
меняемые материалы и свойства 411 сл.;
— с экранированием излучения 412 сл.
Изотермы адсорбции
----ацетилена 482
---- водяного пара 453
----двуокиси углерода 449, 457
----углеводородов 458, 459
К
Катализаторы
----для каталитического окисления аце-
тилена 487
---- реакции гидрирования кислорода 70,
— адиабатный разогрев в слое 71, — ката-
литическая активность 71,—термическая
устойчивость 71
Керамика пористая, применение 468
Кислород
----газообразный медицинский, техниче-
ский, получение 8, 19
----жидкий, получение 27, — газификация
441 сл., — хранение 427 сл.
----технологический, получение 29, 37,
45; — применение 28, 45
Кислородные установки, регулирование авто-
матическое, схемы 382 сл.
----БР-1, БР-1А, БР-1К, БР-1КАр, опи-
сание 37
----БР-2, БР-2М, описание 44
----БР-5М, описание 28
----БР-14, описание 19
----КГН-30, описание 8
----КГН-ЗОТ, описание 15
----КГН-300М, описание 17
----КЖ-1Ар, описание 27
----КТ-ЗбООАр, БР-1М, техническая ха-
рактеристика 515 *
558
----УКГС-100, КГСН-150, кт-юоом,
КТ-3600, техническая характеристика 514 *
Клапаны
----детандеров 246; — коэффициент со-
противления 219; — приводы 247
---- насосов 324
----переключающие принудительного дей-
ствия 33
Колебания см. Вибрации
Колесо рабочее
----компрессоров -центробежных 131 сл.
Колонна (ы)
----азотная установки БР-1 А 39
---- верхняя ректификационная установки
БР-14 23
---- верхняя ректификационная установки
БР-2 50
----нижняя ректификационная установки
БР-14 23
----нижняя ректификационная установки
БР-2 50
---- технического кислорода установки
БР-6 44
----технического кислорода установки
БР-2 50
Колонны
----обогащения криптона, взрывобезопас-
ность, расчет 90 сл.
----очистки аргона от азота 81
----ректификационные для разделения
криптоно-ксеноновой смеси 95
Кольца
----поршневые компрессоров 123, 127,
72 сл.
----поршневые холодильных газовых ма-
шин 185
Компрессоры поршневые, загрязнение воз-
духа маслом и продуктами его разложения
489; — применение 105, ПО; — произво-
дительность 105, 106; — расход смазочных
масел 118; — смазки (см. также Смазки
консистентные; Смазочные масла) 42 сл.,
490; — уплотнения 119, 120 сл., 127
Компрессоры поршневые воздушные 105;
— классификация ПО, 111; — смазка
116, 119; — технические характеристики
520 *
----угловые четырехступенчатые 205-ВП
16/70 111, 112, 520 *
----угловые шестиступенчатые 205-ВП
12/220 112, 113, 520 *
----W-образные пятиступенчатые АВШ-
4,5/200 113, 116
----оппозитный компрессор 50Т-130/200
116, 520 *
Компрессоры поршневые кислородные 119;
— материалы 120; — смазки 119; — тех-
нические характеристики 119, 120, 521 *;
— уплотнения 119, 125
Компрессоры центробежные
---- автоколебания 154 сл.
----демпферы 155
----динамическая устойчивость 154 сл.
----защита антипомпажная 143
----к. п.д. изотермический 138, 139, 140, 147
----масляная система 137
----монтаж и наладка 157 сл.
----мощность внутренняя 140
----надежность и безопасность работы 157
----направляющие и перепускные устрой-
ства 131 сл.
----охладители газа 136
----подвод газа, каналы 134
----приводы 136
----применение 129
----производительность, влияющие факто-
ры 142, 144
----пуск, автоматизация 145
---- рабочие колеса 131
----конструкция, выбор 131, 135, 136
----принцип действия 130
----треугольники скоростей 130
----регулирование 142, 143
----гидравлические схемы 144
----электрические схемы 145
---- роторы, балансировка 157
---- колебания 155, 156
---- критические числа оборотов 155
----степень повышения давления 140
---- типы 129
----уплотнения лабиринтовые 138
----установка на фундаменте 157
----характеристики 137, 138, 142
----влияние дросселирования на всасы-
вании 143
----пересчет 140
----- центровка валов, приспособления 158
Компрессоры центробежные воздушные,
предъявляемые требования 146
----К-1500-61-1, техническая характери-
стика 146, 147, 522 *; — характеристики,
влияние числа оборотов 143
----ЦК 135/8 (ТК-8), техническая харак-
теристика 141, 148, 522 *
----фирмы «Демаг» 135, 149
----ЦК 100-61, техническая характери-
стика 522 *
Компрессоры центробежные кислородные, ма-
териалы 149; — монтаж и наладка 158
----КТК-7 153, 154; — регулирование
автоматическое 145; 146; — техническая
характеристика 522 *
----КТК-12,5 151, 152; — колебания рото-
ров, осциллограммы 156, 157; — техни-
ческие характеристики 522*
Конденсаторы
-----холодильных газовых машин 183, 184
Конденсатор (ы) кислородных установок
— — взрывы 472
-----выносные 484
-----обеспечение проточности 484
-----БР-14 24
-----БР-14 выносные 26
-----КГН-30 11
Контактные аппараты
----очистки сырого аргона от кислорода
в установке УТА-5А 76
----очистки сырого аргона от кислорода под
давлением 79
----очистки сырого аргона от кислорода
в установке АрТ-0,75 78
Контактные печи
----выжигания углеводородов 88
Контрольно-измерительные приборы (см. так-
же Газоанализаторы. Датчики. Концей-
тратомеры. Манометры. Термометры со-
противления. Термопары. Расходомеры)
365 сл.
Концентратомеры 368
Коэффициент полезного действия
----компрессоров поршневых 109, НО
----компрессоров центробежных 138, 139,
144
Коэффициент (ы)
----извлечения инертных газов 69
----подачи компрессоров 109
---- подачи насосов 329
----производительности (подачи)	поршне-
вых компрессоров 105, 109
----расширения металлов 507,	539,	541	*,
542 *, 543 *
----упругости 352, 360
Коэффициент (ы) теплопроводности
----кажущийся 409, 414
----металлов при низких температурах
506, 539, 541 *, 542 *, 543 *
----теплоизоляционных материалов 397 сл.,
536 *
Криптон, получение 85 сл.; — применение 85
Криптона концентрат, получение 32
----первичный, очистка от примесей. 91
----первичный в установках УСК-1 и
УСК-1М 86 сл..
Ксенон
----получение фракционированной дистил-
ляцией 94 сл.; — адсорбционным спосо-
бом 95
— — применение 94
Л
Латунь, применение 503; — характеристика
541 *
----ЛЖМц 59-1-1, применение 324, 328
----ЛК 80-3Л, применение 328
М
Манометры 366
Масла смазочные см. Смазочные масла
Материалы
----графитовые, преимущества и недостатки
121
----изоляционные 393 сл.; — свойства
397 сл., 536 *
----конструкционные 496
----политетрафторэтилен (ПТФЭ), фторо-
пласт-4, армированный наполнителями 82
сл., 121; —свойства наполненного ПТФЭ
122, 124; — применение наполненного
ПТФЭ 122, 125, 189; — марки напол-
ненного ПТФЭ 123, 124
Медь (см. также Сплавы медные), свойства
502, 541 ♦; — теплопроводность при низ-
ких температурах 506
Мембраны
----перекатывающиеся (диафрагмы) 194,196
----предохранительные детандеров 250
Металлы (см. также Алюминий. Железо.
Медь. Сплавы металлов)
559
----- горение в атмосфере кислорода и
воздуха 509
-----коэффициенты линейного расширения
при низких температурах 506
-----свойства механические при низких
температурах 496
-----теплоемкость атомная, зависимость от
температуры 505
-----теплопроводность при низких темпе-
ратурах 506
-----термическое расширение и сжатие при
охлаждении 506, 507
-----ударная вязкость, зависимость от тем-
пературы 497
-----фильтры из пористого металла 468
Мощность индикаторная
-----детандеров поршневых 204 сл.
-----компрессоров поршневых 109
Мипора 396, 536 *
Н
Насосы поршневые
-----взрывы 473
-----выбор конструктивных параметров 332
----- клапаны 324
-----коэффициент подачи 329
-----плунжерные пары, материалы 323, 324
-----потребляемая мощность 346
-----производительность, регулирование
325 сл.
-----скорость жидкости 347
-----среднее давление нагнетания 332 сл.
-----технические характеристики 526, 527 *
-----уплотнение щелевое 323
----- цилиндры, крепление 326
-----классификация 315
Насосы поршневые
-----для непереохлажденной жидкости 319
сл.
-----для переохлажденной жидкости 316
-----погружные 321
Неон, получение из неоно-гелиевой смеси
99 сл.
Неоно-гелиевая смесь, получение 55, 97 сл.;
— разделение адсорбцией 101; — разде-
ление конденсационное 99
О
Осциллограммы
----- колебаний роторов 156, 354
Очистка воздуха
— — комплексная синтетическими цеоли-
тами 456
-----от ацетилена и других углеводородов
482, 487
-----от влаги и двуокиси углерода вымора-
живанием 461
----- от двуокиси углерода 449, 457
----- от масла 489
-----от опасных примесей в регенераторах
483
П
Пенопласты, свойства и применение 397,
536 *
Пеностекло, свойства и применение 397, 536*
560
Перекатывающиеся диаграммы (мембраны)
194, 196
Переохладитель-подогреватель
-----установка БР-14 24
Перлит
-----вспученный, свойства и применение
395, 536*
Петля
----- азотная 46
-----воздушная 42, 53
-----по методу тройного дутья 30
Пластмассы (см также Гетинакс. Стекло-
пластики. Текстолит. Фторопласт), свойства
и применение 510 сл., 540 сл.
Подшипники
-----компрессоров 155, 156
Поршневые машины см. Детандеры поршне-
вые. Компрессоры поршневые. Насосы,
невые. Холодильные газовые машины.
Поршни
----- детандеров 245
-----компрессоров 123, 125
-----холодильных газовых машин 185, 189
Потери
-----холода 204, 211, 217, 221, 227, 228, 241
-----эксергетические, энтропийные 201, 209,
241
Припои
-----оловянно-свинцовые, ударная вязкость,
зависимость от низких температур 504, 505
Пульсации 357, 361
Р
Разделительный аппарат
-----установки КГН-30 10
Рампы наполнительные
-----установки КГН-30 13
Расходомеры 368
Расчет (ы)
-----адсорбера разделения неоно-гелиевой
смеси 102
-----колонн обогащения криптона 89 сл.
-----контактных аппаратов каталитической
очистки аргона 72 сл.
-----очистки воздуха от опасных приме-
сей 483
-----поршневых детандеров 230 сл.
-----поршневых насосов 329 сл.
-----фильтров для двуокиси углерода 469
-----холодильных газовых машин 174 сл.
Расширение газов 198, 199; — двухступенча-
тое 200; — в поршневых детандерах
201 сл.;—в турбодетандерах .251 сл.
Расширительные машины см. Детандеры
Регенераторы, регулирование, автоматизация
375 сл.
-----с алюминиевой насадкой, установки
БР-5М 32
-----с каменной насадкой, установки БР-14
22
-----холодильных газовых машин 179 сл.
Регуляторы автоматические 377 сл.
Резервуары
-----для жидкого кислорода 424 сл.; —кон-
струирование 424 сл.;—материалы, вы-
бор 424; — схема 426, 427
-----стационарные 430 сл.
----- транспортные 433 сл.
Ректификация
-----в колоннах обогащения криптона, рас-
чет 89
-----смеси криптон-ксенон 94
Роторы турбомашин, амплитуда возбуждения
350; — колебания, предотвращение 350 сл.,
— уравновешивание 358
С
Сальниковые уплотнения
-----компрессоров поршневых 127
-----холодильных газовых машин 193, 194
Сварные аппараты
-----воздухоразделительных установок, ма-
териалы 497 сл.
Сварные соединения, механические свойства
500
Силикагель КСМ, ацетиленоемкость 479; —
влагоемкость 453; — изотермы адсорбции
ацетилена 482; — изотермы адсорбции дву-
окиси углерода 449
Смазки
-----антифрикционные и защитные свой-
ства 548*
-----консистентные 119; — применение 119,
191
Смазочные масла 32 л.;—взрывоопасность
475; — выбор 490; — расход компрессор-
ных масел 118; — применение 116, 194; —
свойства 546, 547*
-----для детандеров 250
Сосуды для ожиженных газов см. Резервуары
Сосуды Дьюара 438 сл.
Сплавы
-----алюминиевые, основные характеристи-
ки 542*, 543*; — применение 504; — проч-
ность при низких температурах 504; —
свариваемость 504; — теплопроводность
при низких температурах 506
-----медные (см. также Бронза; Латунь),
основные характеристики 541*; — приме-
нение 502; — теплопроводность при низ-
ких температурах 506
Средняя скорость поршня
— — детандеров 233, 237, 245 сл.
-----компрессоров 105, 111, 125
-----холодильных газовых машин 188, 193
Сталь
-----аустенитная, свариваемость 501
-----аустенитная 1Х18Н9Т, применение 499
-----аустенитная Х14Г14НЗТ, применение
500
-----аустенитная Х18Н9Т 539; —примене-
ние 319, 324, 328
-----легированная среднеуглеродистая, ме-
ханические свойства 501;—ударная вяз-
кость 502
-----низколегированная с улучшенной хла-
достойкостью 498
-----никелевая с повышенной хладостой-
костью 499; — ударная вязкость при низ-
ких температурах, влияние никеля 499
-----углеродистая, механические свойства
при низких температурах 498; — приме-
нение 497; — ударная вязкость, зависи-
мость от температуры 498
36 П/р. В. И. Епифановой
-----38ХМЮА, применение 324, 502
Стекловолокно, свойства и применение 380
Стеклопластики, основные свойства 544*; —
применение 510
Степень черноты 404. сл.
Т
Текстолит, механические свойства, зависи-
мость от температуры 319, 544*
Тензодатчики 357
Теплообменники
1 — вымораживатели 461; — продолжитель-
ность работы 463, 466; — удельная нагруз-
ка, влияющие факторы 463; — сопротивле-
ние 464, 466
-----установки КГН-30 10
Теплопередача
-----в мелкодисперсных средах 408 сл.
-----в горловинах сосудов для сжиженных
газов 406 сл.
-----излучением 403 сл., 414
-----теплопроводностью газа 401 сл.,
415 сл.
Теплопроводность металлов 505
Термометры сопротивления 366, 367, 388
Термопары 366
Течеискатели 420
Турбодетандерные агрегаты 307 сл.
Турбодетандеры 251 сл.
-----валы, материалы 303
-----конструкции 302 сл.
-----корпус, материалы 303
-----к. п. д. гидравлический 265, 287
-----изоэнтропийный (адиабатный) 261
-----направляющие аппараты 255, 308, 310
-----материалы 307
-----расчет 277 сл., 283 сл.
-----сопла, профилирование 284 сл.
-----подшипники 303
-----потери холода 282 сл.
-----принцип действия 251
-----рабочие колеса 257 сл., 308
-----коэффициент утечки газа 264 сл., 286
-----материалы 303
-----расчет 274 сл., 311 сл.
-----техническая работа 258 сл.
-----типы 255 сл.
-----треугольники скоростей 253, 288
т----степень реактивности 261
----- уравнение энергии 263 сл.
-----функции газодинамические 271 сл.
-----холодопроизводительность, регулиро-
вание 297, 301
У
Углеводороды, взрываемость в среде жидкого
кислорода 475; — растворимость в жидком
кислороде 476; — содержание в воздухе 473
Углерода двуокись, давление насыщенных
паров над твердой фазой 537*;—десорб-
ция из адсорбента 450; — изотермы адсорб-
ции 449, 457
Уголь активированный, применение 101
Уплотнения поршневые 120
-----без применения смазки 121 сл., 188
561
-----подвижные уплотнения 185, 186
Установки
-----для каталитической очистки воздуха
от ацетилена 487
-----для очистки и обогащения криптоно-
вого концентрата УСК-1 и УСК-1М 86 сл.
-----для очистки сырого аргона каталити-
ческим гидрированием кислорода УТА-5А,
АрТ-0,75 под давлением 75 сл.
-----для очистки сырого аргона от кисло-
рода адсорбционным методом 82
-----для очистки сырого криптона 86 сл.
-----для получения неона адсорбционно-
термическим методом 101
-----для получения неона конденсационным
методом 99
-----для получения сырой неоно-гелиевой
смеси 97
-----для тонкой очистки аргона 84
Ф
Фильтр(ы)
-----воздушный установки КГН-30 12
-----воздушный установки КГН-ЗОТ 17
-----для очистки воздуха от масла 491, 492
-----для очистки жидкости испарителя от
твердой двуокиси углерода 468
-----для очистки масла компрессорных аг-
регатов 137
Фторопласт-4, применение 511;—свойства
121, 124, 544*; — хладостойкость 510
X
Холодильные газовые машины
-----аппараты теплообменные 178 сл.
-----вымораживатели 165, 465
-----вытеснители 164 сл., 186 сл.
---------- двухступенчатые 167
— — индикаторные диаграммы 172, 173
------конденсаторы 183, 184
------конструкции 185 сл.
------к. п. д. 174, 176
------методы расчета 175 сл.
------одноступенчатые 167
------потери 172 сл.,' 179
-----регенераторы 179 сл.; — насадка 180;—
коэффициент сопротивления 181;—опти-
матизация 182
-----схемы конструктивные 164; — с гид-
равлическим приводом 194; — с криво-
шипно-шатунным приводом 187; — с ром-
бическим механизмом движения 191
-----технические характеристики 165
-----узлы трения несмазываемые 188
-----уплотнения поршневые 193
-----фирмы Филипс 165 сл., 185 сл.
----- холодильники 183
-----холодильный цикл 161 сл.
-----холодопроизводительность теоретиче-
ская 171
-------эффективность термодинамическая 174,
176----/-
Холодильные циклы
-----влияние температуры на эффективность
163, 164
-----Стирлинга 161 сл.
ц
Цеолиты синтетические 422
-----адсорбционная емкость цеолита NaX
по СО2 457
-----адсорбция углеводородов цеолитом
NaX 458
-----влагоемкость цеолита NaX 457
-----для очистки воздуха от ацетилена
и других углеводородов 483
-----г для очистки сырого аргона адсорб-
ционным методом 82
-----для комплексной очистки воздуха 456
Цикл Стирлинга 161; — с гармоническим дви-
жением поршней 169 сл.; — преимущества
163, 164
Цистерны
-----ж.-д. для жидкого кислорода 434
-----полуприцепы автомобильные для жид-
кого кислорода 435
Э
Эффективность холодильных установок 162;—
Зависимость от температуры 163
Страницы со знаком * относятся к приложениям.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ко второму изданию . .	5
Раздел первый
ПРОМЫШЛЕННЫЕ УСТАНОВКИ
Глава I. Промышленные установки для разделения воздуха......................... 7
1.	Кислородная установка КГН-30 (К-0,04) ....	8
2.	Кислородная установка КГН-ЗОТ (К-0,04Т) .	15
3.	Кислородная установка КГ-300М (К-0,3) ...	17
4.	Кислородная установка БР-14 (К-1,4)................................... 19
5.	Установка жидкого кислорода КЖ-1Ар (КжАр-1,6) . .	27
6.	Кислородная установка БР-5М (Кт-5)....................... 28
7.	Кислородная установка БР-1 (Кт-12) и ее модификации.................. .35
8.	Азото-кислородные установки БР-6 (АКт-15) и БР-6М (АКт-16)	.	40
9.	Кислородные установки БР-2 (КтК-35) и БР-2М .......................... 44
10.	Автомобильная кислородо-азотная добывающая станция АКДС-70М ....	55
11.	АзотЪ-кислородные установки фирм Кобе Стил (Япония)	и	Линде (ФРГ)	59
Г лава II. Получение аргона, криптона, ксенона и неона ....................... 68
1.	Получение чистого аргона из сырого ....	...	69
Очистка сырого аргона от кислорода ....	....	69
Очистка аргона от азота................................................  81
Очистка сырого аргона адсорбционным способом с применением синтетических
циолитов................................................................ 82
Получение аргона высокой степени чистоты................................ 83
2.	Получение криптона	из	первичного криптонового концентрата............. 85
Очистка и обогащение первичного криптонового концентрата в установках
УСК-1 и УСК-1 М......................................................... 86
3.	Ксенон и его производство.............................................. 94
Получение ксенона фракционированной дистилляцией смеси криптонгксенон 94
Адсорбционный способ получения ксенона ................................. 95
4.	Неон и его производство................................................ 97
Получение сырой неоно-гелиевой смеси, ее обогащение и очистка от азота 97
Получение неона из неоно-гелиевой смеси................................. 99
Раздел второй
КОМПРЕССОРНЫЕ И РАСШИРИТЕЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Глава III. Поршневые компрессоры............................................  105
1.	Принцип действия и основные показатели работы......................... 105
2.	Характеристика и описание отдельных типов воздушных компрессоров ...	110
L-образные компрессоры 205ВП 16/70 и 205ВП 12/220 ..................... 111
563
Угловой W-образный компрессор АВШ-4,5/200	.......................... 113
Оппозитный горизонтальный компрессор 50Т-130/200	............. 116
Смазка воздушных поршневых компрессоров ................................. 116
3.	Характеристика и конструктивные особенности кислородных компрессоров .	119
4.	Поршневые уплотнения, работающие без смазки............................. 120	,
Глава IV. Центробежные компрессоры.......................................... 129
1.	Область применения................................................... 129
2.	Принцип действия и основные	элементы ступени центробежного компрессора 130
Рабочее колесо........................................................ 131
Направляющие аппараты	и	перепускные устройства...................... 131
Подводы газа . . . '.................................................. 134
Новые задачи компрессоростроения...................................... 135
3.	Компрессорный агрегат	.............................................. 136
Привод ............................................................... 136
Охладители газа......................................................  136
Масляная система...................................................... 137
4.	Характеристики центробежных компрессоров и способы, их пересчета при изме-
нении начальных параметров газа	................................ 137
Характеристики компрессоров ..........................................  137
Влияние внешних условий................................................ 139
Пересчет характеристик ...............................................  1401
5.	Работа центробежного компрессора с блоком разделения воздуха . . . .	141
6.	Автоматическое регулирование......................................... 144
7.	Центробежные компрессоры для комплектования крупных установок разделе-
ния воздуха ............................................................ 146
8.	Центробежные компрессоры для сжатия кислорода........................ 149
9.	Динамическая устойчивость работы	центробежных компрессоров .......... 154
10.	Монтаж и наладка центробежных компрессоров .......................... 157
Глава V. Холодильные газовые машины............................................ 160
1.	Область применения и принцип действия.................................. 160*
2.	Холодильный цикл ХГМ.................................................... 168
3.	Теплообменные аппараты.................................................. 178
4.	Краткое описание конструкций ХГМ и их основных узлов ................... 185
Глава VI. Поршневые детандеры ................................................. 198
1.	Основные типы и области применения детандеров........................... 198
2.	Принцип действия........................................................ 201
3.	Показатели работы и определяющие параметры.............................. 204
4.	Действительный рабочий процесс детандера................................ 206
5.	Неполнота расширения и поджатия......................................... 210
6.	Потери в клапанах ...................................................... 219
7.	Тепловые факторы........................................................ 221
8.	Методика теплового расчета детандера ................................... 230
Предварительное определение основных конструктивных параметров детандера 231
Поверочный тепловой расчет............................................ 233
9.	Конструкции поршневых детандеров .................................... 242*
Глава	VII. Турбодетандеры ................................................. 251
1.	Схема и принцип действия............................................. 251
2.	Общая характеристика турбодетандеров низкого, среднего и высокого давления 254
3.	Типы направляющих аппаратов и рабочих колес.......................... 255
4.	Техническая работа .................................................. 258
5.	Изображение процесса расширения газа в SI- и ST-диаграммах. Основные
определения .  .......................................................... 269
6.	Уравнение сохранения энергии для турбодетандера и его элементов ....	263
Общее уравнение энергии в тепловой форме ............................. 263
Уравнение энергии для турбодетандера.................................. 264
Уравнение энергии для рабочего колеса с отводом ...................... 266
Уравнение энергии для направляющего аппарата ......................... 267'
7.	Основы термогазодинамического метода расчета ....................... 269
.8. Газодинамические функции ........................................... 271
9.	Термогазодинамический расчет одноступенчатого турбодетапдера........ 274
10.	Относительная ширина колеса......................................... 280‘
11.	Основные потери холода ............................................. 282'
564
12.	Степень реактивности, 'приведенная окружная скорость колеса, гидравличе-
ский к. п. д.............................................................  287
Основные расчетные уравнения...........................................  287
Оптимальные значения основных параметров................................ 289
13.	Расчет и профилирование направляющих аппаратов ....................... 291
14.	Общая схема термогазодинамического расчета ........................... 296
15.	Некоторые расчетные характеристики воздушных турбодетандеров среднего
давления.................................................................. 297
16.	Метод расчета моделированием .........................................  299
17.	Регулирование холодопроизводительности ................................ 301
18.	Конструкции турбодетандеров............................................ 302
19.	Термогазодинамический расчет воздушного турбодетандера среднего давления.
Пример расчета ........................................................... 311
Глава VIII. Поршневые насосы для низкотемпературных ожиженных газов	316
1.	Область применения..................................................... 316
2.	Классификация и особенности насосов для ожиженных газов ............... 316
3.	Насосы для переохлажденной жидкости .	.	. ........................... 317
4.	Насосы для непереохлажденной жидкости.................................. 320
Непогружные насосы ..................................................... 320
Погружные насосы ....................................................... 322
5.	Основные узлы насосов ................................................. 324
Щелевое уплотнение...................................................... 324
Всасывающий и нагнетательный клапаны.................................... 325
Регулирование производительности.......................................  326
6.	Конструкции насосов ................................................... 326
7.	Основы расчета поршневых насосов для ожиженных газов................... 330
Коэффициент подачи и безразмерная характеристика насоса................. 330
Определение среднего расчетного давления нагнетания насоса при заполне-
нии газом емкости постоянного объема.................................... 333
Характеристика двухступенчатого насоса	.......... ...	33&
Индикаторные диаграммы . .......................................... ...	344
Поверочный расчет насосов ......................................... ...	345
Глава IX. Защита оборудования от вибраций . .	349
1.	Основные понятия........................................................ 349
2.	Колебания деталей машин................................................ 350
3.	Колебания машинных агрегатов .......................................... 355
4.	Способы и средства защиты от вибраций ....	359
5.	Полезные вибрации и пульсации ......................................... 362
Раздел третий
КОНТРОЛЬ И АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОИЗВОДСТВА
Глава	X. Контрольно-измерительные приборы .................................... 366
1.	Требования, предъявляемые к контрольно-измерительным приборам ....	365
2.	Способы контроля основных параметров .................................. 365
Измерение давления...................................................... 366
Измерение температуры .................................................. 366
Измерение уровня........................................................ 367
Измерение расхода ...................................................... 368
Определение состава..................................................... 368
3.	Организация контроля на установках..................................... 373
Глава XI. Автоматизация установок ............................................. 374
1.	Дистанционное управление арматурой .................................... 374
2.	.Воздухоразделительная установка как объект автоматизации.............. 374
3.	Способы регулирования отдельных агрегатов.............................. 378
Регулирование регенераторов............................................. 378
Регулирование ректификационной	колонны ................................ 380'
Вспомогательные линии автоматики и защиты............................... 381
4.	Автоматизация воздухоразделительных	установок ......................... 382
Установки без регенераторов............................................. 382
Установки с регенераторами ............................................. 383
Автоматизация в производстве редких газов......................... ....	387
5.	Средства автоматизации воздухоразделительных установок................. 387
Исполнительные механизмы и регулирующие органы.......................... 389
566
Раздел четвертый
ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ, ГАЗИФИКАЦИЯ
Глава XII. Теплоизоляция для низких температур.............................. 393
1.	Требования к низкотемпературной теплоизоляции и материалам для нее . .	393
2.	Теплоизоляционные материалы для низких температур ................... 393
Волокнистые материалы ................................................ 393
Порошкообразные материалы	...	. - 395.
Ячеистые материалы....................*............................... 396
Свойства и сравнительная характеристика теплоизоляционных материалов . .	397
3.	Теплоизоляция блоков разделения ..............................'.	. .	399
4.	Вакуумная теплоизоляция ............................................. 401
Перенос тепла теплопроводностью остаточных газов . .	401
Перенос тепла излучением.............................................. 403
Перенос тепла теплопроводностью опор, подвесок и труб	406
5.	Вакуумно-порошковая теплоизоляция.................................... 408
-Перенос тепла в изоляции............................................. 408
Применяемые материалы и их свойства................................... 411
Вакуумно-порошковая изоляция с экранированием излучения	412
6.	Вакуумно-многослойная теплоизоляция.................................. 414
Перенос тепла в изоляции.............................................. 414
Применяемые материалы и технология монтажа изоляции ...	416
7.	Сравнительная характеристика различных типов теплоизоляции .......... 418
8.	Технология получения и сохранения вакуума в теплоизоляционных устрой-
ствах .................................................................   419	-
Проверка герметичности .............................................   419
Технология вакуумирования ............................................ 420
Улучшение и сохранение вакуума с помощью газопоглотителей ............ 421
Глава XIII. Оборудование для хранения, транспортирования и газификации жидких
кислорода и азота .......................................................... 424
1.	Основы конструирования резервуаров для жидкого кислорода и азота . . .	424
Основные элементы конструкции и схема резервуаров...................... 424
Эффективность хранения жидкости в резервуарах в зависимости от их размеров
и конструкции ......................................................... 427
Способы хранения ожиженных газов без потерь..........................   430
2.	Стационарные резервуары для жидкого кислорода и азота................. 430
Резервуары с обычной изоляцией......................................... 430
Резервуары с вакуумно-порошковой изоляцией . .	........... 431
Резервуары с вакуумно-многослойной изоляцией ....	........ 433
3.	Транспортные резервуары для жидкого кислорода и азота.............  .	433
Железнодорожные цистерны............................................... 434
Автомобильные и самолетные	резервуары.................................. 435
Сосуды Дьюара ......................................................... 438
4.	Оборудование для газификации	жидкого кислорода ....................... 441
Глава XIV. Очистка от примесей . . ,............................................ 445
А. Очистка воздуха от двуокиси углерода и осушка воздуха.................. 445
1.	Содержание двуокиси углерода в воздухе..................................  445
2.	Содержание водяного пара в воздухе....................................... 446
3.	Химический способ очистки воздуха от двуокиси углерода.................. 448
4.	Очистка воздуха от двуокиси углерода методом низкотемпературной	адсорбции 449
5.	Адсорбционный способ осушки воздуха..................................... 453
6.	Комплексная очистка воздуха синтетическими цеолитами .................... 456
7.	Вымораживание воды и двуокиси углерода в теплообменниках ...	461
Переключающиеся вымораживатели............................................ 462
Регенераторы и реверсивные теплообменники................................. 465
Сетчатые вымораживатели................................................... 465
8.	Очистка воздуха от двуокиси углерода промывкой и фильтрацией твердой СО2 466
9.	Очистка жидкости испарителя от двуокиси углерода фильтрацией	. 467
Характеристика фильтрующих материалов и данные для расчета фильтров 468
Конструкции фильтров и место их включения в воздухоразделительный аппарат 470
566
Б. Очистка воздуха от органических (взрывоопасных) примесей ...	471
10.	Взрывы в воздухоразделительных установках и их причины ...............  471
Возможные загрязнения воздуха и их свойства.............................. 474
11.	Способы защиты воздухоразделительных установок от накопления опасных
примесей.................................................................   477
Подача в установку чистого воздуха ...................................... 478
Очистка жидкости испарителя от растворенного ацетилена адсорбцией . . .	479
Очистка газообразного воздуха от углеводородов адсорбцией................ 482
Очистка воздуха от опасных примесей в регенераторах...................... 483
Другие способы защиты воздухоразделительных аппаратов от накопления опас-
ных примесей............................................................. 484
Очистка воздуха от опасных примесей методом каталитического окисления 487
Защита воздухоразделительных установок от масла ......................... 489
Допустимые содержания опасных примесей .................................. 493
Глава XV. Основные сведения о материалах, применяемых в кислородном машинострое-
нии ............................................................................ 496
1.	Механические свойства металлов и сплавов при низких температурах .	496
Углеродистая конструкционная сталь....................................... 497
Низколегированная сталь с улучшенной хладостойкостью ...	.	...	498
Никелевая сталь с повышенной хладостойкостью ....	499
Сталь аустенитного класса.........;...................................... 499
Некоторые вопросы прочности сварных соединений из стали...................500
Некоторые конструкционные среднеуглеродистые легированные стали ....	501
Медь и сплавы меди....................................................... 502
Алюминий и сплавы алюминия...................................... ....	503
> Механические свойства припоев и паяных соединений......................... 504
2.	Некоторые теплофизические свойства металлов при низких температурах 505
Теплоемкость ...	...	............505
Теплопроводность ........................................................ 505
Термическое расширение металлов и сплавов ....	...	506
3.	Защита от коррозии кислородных аппаратов и машин........................ 507
4.	Загорание металлов и сплавов в атмосфере чистого кислорода и воздуха, обога-
щенного кислородом.......................................................   509
5.	Пластмассы в кислородном машиностроении	.	509
Приложения............................................................... 511
Список литературы........................................................ 553
Предметно-алфавитный указатель........................................... 556