Жидкостные криогенные системы - Филин Н.В., Буланов А.Б.

Author: Филин Н.В. Буланов А.Б.
Tags: пневмоэнергетика машины и инструменты холодильная техника холодильное оборудование теплоэнергетика теплотехника механика издательство машиностроение криогенные системы
Year: 1985
Similar
Криогенная техника и технология
Промышленная теплоэнергетика и теплотехника. Справочник
Справочник по физико-техническим основам криогеники
Техническая термодинамика и теплотехника
Text
                    Н.В.Филин
ЖИДКОСТНЫЕ
КРИОГЕННЫЕ
СИСТЕМЫ
Н. В. Филин, А. Б. Буланов
ЖИДКОСТНЫЕ
КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
й
Ленинград «Машиностроение»
Ленинградское отделение
1985
ББК 31.392
Ф53
УДК 621.56/59
Рецензент Г. С. Потехин
Филин Н. В., Буланов А. Б.
Ф53 Жидкостные криогенные системы.—Л.: Машиностроение,
Ленингр. отд-ние, 1985.—247 с., ил.
В пер.: 1 р. 10 к.
В книге рассмотрены методы расчета и проектирования жидкостных криогенных
систем, конструктивные особенности и эксплуатационные характеристики резервуа-
ров, трубопроводов и арматуры. Сформулированы основные требования к эксплуата-
ции криогенных систем. Даны примеры схемных решений для промышленных систем
хранения и выдачи криогенных жидкостей.
Книга предназначена для инженерно-технических работников, занимающихся
проектированием и эксплуатацией криогенной техники.
2303050000-168
038 (01)-85
168-85
ББК 31.392
6П2.28
@ Издательство «Машиностроение», 1985 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В настоящее время в различных областях народного хозяйства:
в машиностроении, металлургии, энергетике, пищевой промышлен-
ности, ракетно-космической технике, сельском хозяйстве и других
широко используют жидкие криогенные продукты. Такими продук-
тами, т. е. газами при нормальных условиях, нашедшими наиболь-
шее применение, являются метан, кислород, аргон, азот, водород и
гелий. Широкое использование указанных веществ в жидком состоя-
нии обусловлено, с одной стороны, общим прогрессом развития кри-
огенной техники: совершенствованием процессов и оборудования
для ожижения и выделения из газовых смесей перечисленных выше
продуктов, а также оборудования для хранения продуктов и их
транспортирования. С другой стороны, на протяжении последних
десятилетий отмечен возрастающий спрос на криогенные продукты
в связи с техническими и экономическими преимуществами исполь-
зования криогенных температур в различных областях народного
хозяйства.
Объемы производства жидких криогенных продуктов и, следова-
тельно, масштабы их использования сами по себе весьма значительны;
на протяжении последних десятилетий сохраняются высокие темпы
ежегодного прироста объема производства, которые достигают 10 %.
Промышленные масштабы использования жидких криогенных про-
дуктов обусловили необходимость создания систем для хранения и
выдачи продуктов потребителям с требуемыми параметрами.
Системы хранения жидких криогенных продуктов и их выдачи
потребителям в дальнейшем будут называться жидкостными. По-
добные системы обеспечивают накопление и хранение продуктов
в жидком виде, получение заданных параметров продуктов по тем-
пературе и давлению и выдачу продуктов.
В связи с необходимостью создания жидкостных криогенных
систем, учитывая специфические свойства продуктов, за последние
десятилетия появились многочисленные исследования отдельных
процессов, сопровождающих хранение и транспортирование рабочих
жидкостей.
Книга является первой отечественной монографией, в которой
обобщается опыт расчета параметров жидких криогенных продуктов,
конструирования оборудования и эксплуатации систем.
В первой главе, имеющей вступительный характер, описаны об-
ласти применения криогенных продуктов и схемные решения про-
мышленных систем.
1*	з
Во второй и третьей главах рассмотрены способы хранения эт их
продуктов и транспортирование их по трубопроводам (в том числе
хранение с закрытым дренажем и заполнение трубопроводов).
Четвертая и пятая главы посвящены переходным процессам
в магистралях при переходных режимах работы криогенных систем.
Особый интерес в этих главах представляет материал, посвященный
специфическим видам неустановившихся процессов, связанных с за-
полнением паровых полостей.
В отдельной главе рассмотрен современный уровень конструкций
основного оборудования криогенных систем: резервуаров, трубо-
проводов, арматуры.
Седьмая глава посвящена обеспечению безопасной эксплуатации
и чистоты рабочих продуктов в системах.
Учитывая новизну основного материала, авторы сознают, что
книга не свободна от недостатков, и будут признательны за советы
и замечания, которые просят посылать по адресу: 191065, Ленинград,
ул. Дзержинского, 10, Ленинградское отделение издательства «Ма-
шиностроение».
Глава 1
СИСТЕМЫ ХРАНЕНИЯ,
ВЫДАЧИ ПОТРЕБИТЕЛЯМ И ТЕРМОСТАТИРОВАНИЯ
ЖИДКИХ КРИОГЕННЫХ ПРОДУКТОВ
1.1. Области применения жидких криогенных продуктов
В связи с внедрением криогенных температур в различные от-
расли хозяйственной и научной деятельности человечества все боль-
шее значение приобретают проблемы эффективного использования
криогенных продуктов в промышленных масштабах. Получение и
использование криогенных температур (ниже 120 К) может осущест-
вляться с помощью ряда веществ: гелия, водорода, окиси углерода,
фтора, аргона, кислорода, азота, неона и некоторых других. Это
обусловлено тем, что данные вещества обеспечивают возможность
достижения криогенных температур наиболее простыми и эффектив-
ными способами, т. е. адиабатическим расширением с совершением
внешней работы в детандерах или дросселированием газового потока.
Однако не зсе перечисленные выше вещества нашли широкое при-
менение при низких температурах. На возможность их промышлен-
ного применения в области криогенных температур оказывают влия-
ние два основных фактора: масштабы использования веществ в раз-
личных отраслях техники и приемлемость их использования в ка-
честве криоагентов. Малое содержание в атмосфере и высокая стои-
мость одних (неон), ограниченность применения и токсичность дру-
гих (фтор, окись углерода), широта применения и относительная до-
ступность третьих (кислород, водород, метан, аргон, азот), а также
исключительные свойства при использовании в качестве криоаген-
тов четвертых (азот, гелий) привели к тому, что в настоящее время
в промышленных масштабах при криогенных температурах исполь-
зуется следующий ряд веществ: метан, аргон, кислород, азот, водо-
род и гелий.
Метан и водород используются как химическое сырье и горючее;
аргон — как инертное вещество; азот — как инертное вещество,
химическое сырье и криоагент; кислород — как активный окисли-
тель; гелий — как самый низкотемпературный криоагент. Приме-
нение указанных веществ в различных отраслях техники зачастую
связано с использованием их в жидком состоянии. Это обусловлено
несколькими факторами, определяющими преимущества жидкого
состояния веществ по сравнению с газообразным. Во-первых, жид-
кость в 800 раз плотнее газа при нормальных условиях, что позво-
ляет значительно уменьшить объем и массу тары для хранения и
перевозки веществ, а также делает технически возможным накопле-
ние, хранение и выдачу потребителям больших масс рабочих про-
дуктов. Это особенно важно в тех случаях, когда используются хи-
мические свойства продуктов Хранение, перевозка, создание резерв-
ных запасов, выдача с большими расходами в необходимый момент
5
времени водорода, кислорода, аргона и метана в жидком состоянии
с газификацией в процессе выдачи более выгодны, а иногда представ-
ляют собойёди нственно возможный способ использования перечис-
ленных веществ в той или иной области техники. Так, только перевод
в жидкое состояние метана позволил решить проблему его доставки
из районов добычи в районы потребления морским транспортом;
снабжение машиностроительных заводов аргоном и кислородом эко-
номически более выгодно осуществлять в жидком состоянии с гази-
фикацией на месте потребления; кислород и водород в качестве ком-
понентов ракетных топлив применяются только в жидком состоянии,
так как иначе невозможно реализовать приемлемые весовые и габа-
ритные характеристики бортовых резервуаров При использовании
криогенных продуктов для охлаждения и криостатирования различ-
ных объектов и устройств реализуется еще одно преимущество жид-
кого состояния, заключающееся в том, что при одинаковой темпе-
ратуре удельная энтальпия (и внутренняя энергия) жидкости меньше
пара на величину скрытой теплоты парообразования. В связи с этим
получение и поддержание требуемой температуры у потребителя го-
раздо легче осуществлять с помощью жидкой фазы.
Остановимся кратко на областях использования каждого из пере-
численных выше веществ (СН4, Ar, О2, N2, Н2, Не) в жидком со-
стоянии.
Метан — основная составляющая природного газа, который ши-
роко используется как горючее и сырье для химической промыш-
ленности.
Страны, снабжение которых природным газом по трубопроводам
затруднено или невозможно из-за наличия протяженных водных пре-
град, в последние десятилетия развили технологию ожижения газа
и перевозки его в жидком виде в специальных танкерах. Для этого
было разработано соответствующее технологическое оборудование:
мощные ожижительные установки, танкеры с теплоизолированными
резервуарами, крупные хранилища, трубопроводы, насосы, гази-
фикаторы. Танкеры — метановозы имеют объем грузовых цистерн-
резервуаров 50—100 тыс. м3 и более. Объем наземных резервуаров
для хранения жидкого природного газа достигает 130 000 м3. Хра-
нение сжиженного природного газа позволяет решить проблему
создания его резервных запасов для обеспечения снабжения регио-
нов в периоды максимального потребления. В настоящее время даже
в тех странах и регионах, куда природный газ доставляется по тру-
бопроводам в газообразном состоянии, определенное количество
газа ожижается с целью создания резервных запасов.
Жидкий метан используется также в качестве автомобильного
топлива. Его применение позволяет снизить содержание вредных
примесей в выхлопных газах и одновременно повысить экономич-
ность двигателей.
Кислород — активнейший окислитель, запасы его практически
неограниченны, он нетоксичен для человека. Это предопределило
его широкое использование в ряде отраслей промышленности:
в черной и цветной металлургии, химической промышленности, ра*
6
кетно-космическои технике, машиностроении, медицине и др. Зна-
чительные количества жидкого кислорода используются в ракетно-
космической технике в качестве компонента ракетного топлива.
Именно применение жидкого кислорода в качестве основного
компонента топлива в ракетно-космической технике обусловило
создание первых крупных жидкостных криогенных систем, обеспечи-
вающих накопление, хранение, получение заданных параметров и
выдачу потребителю жидких продуктов. Появление в конце 50-х
годов криогенных систем обеспечения жидким кислородом ракетно-
космических комплексов и испытательных стендов привело к необ-
ходимости создания крупных стационарных и транспортных резерву-
аров, криогенных магистралей большой протяженности и высокой
пропускной способности, а также другого оборудования (насосов,
фильтров, арматуры и т. д.); к значительному улучшению техниче-
ских характеристик оборудования; к интенсивным исследованиям
рабочих процессов в жидкостных системах и совершенствованию
технологии их эксплуатации. Кислородные заправочные системы
являются одними из самых крупных и сложных жидкостных крио-
генных систем.
Так, ракетно-космическая система «Сатурн-5» заправлялась жидким
кислородом в количестве 1730 м3 (2000 т) из резервуара объемом
3230 м3 по трубопроводу диаметром 0,25 м, длиной 580 м.
Жидкий кислород используется также в бортовых электрохими-
ческих генераторах и системах жизнеобеспечения космических аппа-
ратов и самолетов, в МГД-генераторах специального назначения.
Масштабы его использования в этих системах сравнительно невели-
ки, но сами системы чрезвычайно важны для обеспечения функцио-
нирования аппаратов и объектов, в которых они применяются.
В подавляющем большинстве случаев для технологических про-
цессов металлургической и химической промышленности, в машино-
строении, а также в медицине используется газообразный кислород.
Снабжение относительно мелких потребителей осуществляется
либо в баллонах или реципиентах под давлением, либо в специальных
резервуарах в жидком виде с последующей газификацией. Снабже-
ние потребителей кислородом в жидком состоянии упрощает его
хранение и транспортирование и поэтому осуществляется во все
больших масштабах Это относится также к снабжению потребителей
и другими продуктами разделения воздуха — азотом и аргоном.
Так, в США жидкий кислород в количестве 4 млн. т и другие про-
дукты разделения воздуха (азот и аргон) распределяются- между по-
требителями с помощью 5000 распределительных станций [62].
Жидкие продукты доставляются на распределительные станции
в железнодорожных и автомобильных цистернах и сливаются в ста-
ционарные резервуары. Мелкие и средние потребители снабжаются
жидкими продуктами из стационарных резервуаров с помощью тран-
спортных сосудов и цистерн.
Значительно развилась система снабжения потребителей сжи-
женными продуктами разделения воздуха за последние 15—20 лет
в Англии; емкость хранилищ возросла до 50 тыс. т. Во Франции
7
жидкий кислород транспортируется и автоцистернах к районным га-
зификационным станциям. Другая часть потребителей (свыше 800)
снабжается непосредственно жидким кислородом с газификацией
на месте. В Советском Союзе также интенсивно развивается снабжение
потребителей жидкими кислородом, азотом и аргоном; себестоимость
кислорода при доставке в жидком виде с газификацией у потреби-
теля по сравнению с доставкой в баллонах снижается в 2,6—6 раз
и в 1,1—2,4 раза по сравнению с доставкой в автореципиентах.
Обычно газификация жидких криогенных продуктов осущест-
вляется за счет тепла окружающей среды, но иногда используются
и специальные теплоносители — горячая вода, пар.
Аргон — инертный газ, и это его свойство используется в маши-
ностроении при сварке металлов и в электроламповой промышлен-
ности. В жидком состоянии он применяется исключительно на
этапе доставки потребителям при централизованном снабжении
предприятий.
Жидкий азот благодаря его нетоксичности, инертности и деше-
визне широко используется в качестве криоагента. Значительные
количества жидкого азота расходуются в термобарокамерах, пред-
назначенных для имитации условий космического пространства.
В таких камерах объемом от 1 до 100 000 м3 и более производятся
исследования, испытания и отработка различных агрегатов, узлов и
даже целиком собранных космических систем. Имитация космиче-
ского вакуума 10-3—10“8 Па обеспечивается работой вакуумных
насосов, в качестве которых в крупных камерах используются па-
нели, охлаждаемые жидким или газообразным гелием. Имитация
температурных условий космического пространства осуществляется
посредством установки в камере зачерненных теплопоглощающих
экранов с температурой, близкой к температуре жидкого азота. Тре-
буемая температура экранов поддерживается за счет циркуляции
жидкого азота. Криогенные системы, предназначенные для обеспе-
чения в камерах условий космического пространства, характеризу-
ются зачастую большими расходами жидкого азота. Так, для ка-
меры объемом V = 1 • 104 м3 расход циркуляции через экраны не-
догретого жидкого азота составляет примерно 106 кг/ч, а объем
хранилища азота — 2-103 м3.
Широко используется жидкий азот при холодных опрессовках
и испытаниях кислородного, водородного и гелиевого оборудования.
Важная область применения жидкого азота — пищевая промышлен-
ность. Быстрое охлаждение и замораживание пищевых продуктов
путем разбрызгивания азота и последующее их хранение в обога-
щенной азотом атмосфере обеспечивают сохранение вкусовых ка-
честв и товарного вида продуктов в течение длительного времени.
Жидкий азот применяется также в сельском хозяйстве и меди-
цине для хранения биопродуктов. Человеческая кровь, заморожен-
ная в жидком азоте, может сохраняться месяцами и даже годами.
В медицине жидкий азот применяется в хирургии для заморажи-
вания при удалении опухолей, миндалин, катаракт. В криогенных
гелиевых системах жидкий азот широко используют для охлаждения
8
промежуточных экранов изоляции оборудования, а также для пре-
дварительного охлаждения больших масс металла сверхпроводящих
магнитов, кабелей, трансформаторов и т. д. Жидкий азот использу-
ется для охлаждения различных деталей из резины, пластмассы и
металла с целью последующего удаления наплывов, заусениц. Ох-
лаждение в жидком азоте производят также для охрупчивания и
последующего дробления металлолома и изношенных изделий из
резины (в частности, автопокрышек). В ряде технологических про-
цессов в химической, нефтехимической промышленности и металлур-
гии используется газообразный азот. В этих случаях снабжение не
очень крупных потребителей и создание резервных запасов осуществ-
ляются жидким азотом с газификацией на месте с помощью холодных
газификаторов. В частности, такая технология обеспечения азотом
используется для создания инертной атмосферы в водородных систе-
мах, в танкерах, перевозящих нефтепродукты, в некоторых техноло-
гических процессах химической промышленности.
Использование жидкого водорода в промышленных масштабах
началось в связи с созданием ракетных двигателей, топливом для
которых являются криогенные жидкости — водород и кислород.
Так, известная американская ракетно-космическая система «Са-
турн-5» принимала на борт 1275 м3 (^90 т) жидкого водорода, кото-
рый использовался на двух верхних ступенях носителя. В космиче-
ской межорбитальной системе многоразового использования «Шатл»
в качестве одного из компонентов топлива также используется жид-
кий водород.
Жидкий водород применяется в пузырьковых камерах при про-
ведении экспериментальных исследований по изучению природы
элементарных частиц. Крупнейший в СССР ускоритель протонов на
70 ГэВ оснащен уникальной жидководородной камерой объемом
около И м3, массой примерно 3000 т [66].
Жидкий водород используется также в бортовых электрохимиче-
ских генераторах (ЭХГ), преобразующих энергию химической ре-
акции соединения кислорода с водородом непосредственно в электри-
ческую. Такие электрохимические генераторы используются пока
главным образом в системах энергоснабжения космических аппа-
ратов.
Говоря о проблеме использования жидкого водорода, необхо-
димо кратко остановиться на перспективах применения водорода
вообще. В настоящее время (в связи с ограниченностью запасов
нефти и природного газа) водород рассматривается как перспектив-
ное универсальное горючее для транспортных средств. Такое от-
ношение специалистов к водороду обусловлено тем, что он удовлет-
воряет ряду требований, предъявляемых к идеальному горючему.
В краткой формулировке такие требования выглядят следующим
образом: запасы горючего должны быть практически неисчерпаемы,
стоимость — достаточно низкой, горючее должно иметь высокую
Удельную энергоемкость, быть удобным и безопасным в эксплуата-
ции, не требовать значительного изменения существующих типов
Двигателей, представлять минимальную опасность для окружающей
9
среды при производстве, хранении и сгорании. Преимущества водо-
рода как горючего заключаются в том, что при сгорании он не за-
грязняет окружающей среды, обладает высокими энергетическими
показателями, запасы его неисчерпаемы, производство его совмес-
тимо с производством основных видов энергии: ядерной, тепловой,
электрической; кроме того, применение водорода требует минималь-
ных переделок в существующих системах. Недостатками водорода,
ограничивающими его применение, являются высокая стоимость,
малая плотность, необходимость создания специального оборудования
для ожижения и хранения в жидком виде.
Вопросы безопасности при работе с водородом являются пока еще
исключительно сложными, но уже накоплен определенный опыт
работы с ним. Общее предубеждение относительно высокой опасности
применения водорода начинает постепенно исчезать, но может еще
замедлить темпы его использования в будущем. Самый большой
недостаток водорода как горючего заключается в его высокой сто-
имости, и пока еще не ясны пути ее существенного снижения.
Начало более широкого использования жидкого водорода свя-
зывают прежде всего с внедрением его как топлива в авиацию.
Такому взгляду специалистов способствует ряд объективных при-
чин, из которых можно выделить основные, приведенные ниже.
Авиация использует в настоящее время сравнительно небольшую
часть нефти, но потребность в ней очень быстро растет. Рост потре-
бления и относительная дороговизна традиционных углеводородных
топлив могут привести к тому, что одновременно с внедрением жид-
кого водорода в авиацию и, следовательно, с расширением его произ-
водства несколько снизится стоимость водорода. Кроме того, следует
также учитывать то обстоятельство, что использование жидкого во-
дорода может значительно улучшить летно-технические характери-
стики самолетов, например, увеличить скорость, уменьшить вес.
Гелий является единственным веществом, с помощью которого
можно получить температуры ниже точки перехода металлов в сверх-
проводящее состояние. Для охлаждения и криостатирования различ-
ного рода сверхпроводящих устройств широко применяется жидкий
гелий. Благодаря сравнительно небольшой теплоте испарения и от-
носительно высокой теплоемкости пара, а также из-за очень узкого
диапазона температур и давлений, соответствующих жидкому состоя-
нию, наряду с жидким используется также газообразный гелий при
параметрах, близких к критическим. Жидкий гелий для охлаждения
и криостатирования сверхпроводящих устройств используется в кри-
остатах погружного типа и в циркуляционных контурах; газообраз-
ный гелий применяется практически только в циркуляционных кон-
турах. Экспериментальные исследования по промышленному ис-
пользованию явления сверхпроводимости, открытого еще в 1911 г ,
ведутся с конца 50-х и с начала 60-х годов; соответственно к этому
времени относится начало широкого применения жидкого гелия.
К настоящему времени уже созданы и испытываются модельные и
крупномасштабные промышленные системы сверхпроводящих маг-
нитов, двигателей, генераторов, линий электропередач трансформа-
10
торов и других объектов, которые охлаждаются и криостатируются
с помощью жидкого гелия, Особенно интенсивно ведутся работы по
применению явления сверхпроводимости для создания мощных маг-
нитных полей. Можно перечислить ряд направлений практического
использования сверхмощных магнитных полей: в термоядерных реак-
торах типа «Токамак», в МГД-генераторах, в ускорителях элемен-
тарных частиц, на транспорте.
Ряд полупромышленных и промышленных сверхпроводящих маг-
нитных систем с использованием жидкого гелия разработан или на-
ходится в стадии создания в Советском Союзе. В первую очередь
к ним относятся сверхпроводящие системы для установок типа «То-
камак».
В установке «Токамак-7» жидкий гелий используется в циркуля-
ционном контуре охлаждения и криостатирования токонесущих
витков катушки сверхпроводящего магнита для создания продоль-
ного магнитного поля. Накопленный опыт создания и эксплуатации
сверхпроводящей магнитной системы установки «Токамак-7» поз-
волил перейти к разработке новой более крупной сверхпроводящей
системы для термоядерного реактора следующего поколения «Тока-
мак-15».
С использованием сверхпроводящего магнита разработан оп ыт-
но-промышленный МГД-генератор мощностью 100 МВт.
В настоящее время ведется разработка более мощного про-
мышленного МГД-блока мощностью 500 МВт для Рязанской ГРЭС.
В качестве первой ступени преобразования кинетической энергии
движущегося газа в электрическую будет служить МГД-генератор
мощностью 250 МВт со сверхпроводящей магнитной системой.
Для исследования природы элементарных частиц в Советском
Союзе осуществляется создание ускорительно-накопительного комп-
лекса (УНК) с использованием сверхпроводящих магнитов. Их при-
менение позволяет значительно повысить энергию ускоряемых про-
тонов, а также снизить потребление электроэнергии. В создаваемом
УНК энергия ускоряемых протонов составит 3000 ГэВ, что в 40 раз
больше, чем в ныне действующем Серпуховском ускорителе. Длина
кольца УНК составит около 21 км. Для охлаждения кольцевой си-
стемы сверхпроводящих магнитов предполагается использовать жид-
кий гелий.
1.2. Жидкостные криогенные системы
Промышленное использование жидких криогенных продуктов
осуществляется в сложных технических комплексах, из состава ко-
торых можно выделить криогенные системы обеспечения потребите-
лей продуктами с необходимыми параметрами. Такое выделение обу-
словлено тем, что проблемы создания и эксплуатации различного
рода объектов и устройств тесно связаны с теми областями науки и
техники, в которых применяются криогенные продукты Так, ис-
пользование жидких кислорода и водорода в качестве компонентов
ракетных топлив привело к созданию бортовых баков, турбонасос-
ных агрегатов, ракетных двигателей, работающих на криогенных
11
топливах; к разработке технологии охлаждения и запуска двига-
телей. Использование жидкого гелия в энергетике и электротехнике
связано с созданием новых конструкций генераторов, магнитов, тран-
сформаторов. Естественно, что разработкой таких конструкций зани-
маются в основном организации и фирмы соответствующих направле-
ний техники. Во всяком случае, анализ научно-технических проблем
создания промышленных комплексов, использующих криогенные
продукты, потребовал бы рассмотрения обширного круга вопросов,
находящихся на стыках криогенной и целого ряда других областей
техники.
Проблемы, связанные с созданием системы обеспечения потреби-
телей криопродуктами, имеют более универсальный характер и
в меньшей степени связаны со спецификой рабочих процессов в си-
стемах потребителей. Некоторые особенности схемного решения
систем, конструкций оборудования и рабочих процессов при хране-
нии, охлаждении и транспортировании продуктов зависят от кон-
кретного продукта и его параметров, но эти особенности не выходят
за рамки проблем, традиционных для криогенной техники. Жид-
костные криогенные системы обеспечения потребителей продук-
тами выполняются на базе однотипного оборудования; примерно
одинаковый круг вопросов приходится рассматривать при термо-
динамическом, тепловом и гидродинамическом анализах рабочих
процессов в элементах систем. Из всего разнообразия функций, вы-
полняемых такими системами, можно выделить две основные. Це-
лый класс систем предназначен для накопления, хранения и выдачи
продуктов с требуемыми параметрами. При этом параметры выда-
ваемых продуктов могут существенно отличаться от параметров в хра-
нилище и соответстовать как жидкому, так и газообразному состоя-
нию. Другой обширный класс жидкостных систем обеспечивает ох-
лаждение и поддержание заданных полей температур в элементах
конструкций различных устройств, т. е. их термостатирование на
уровне криогенных температур (криостатирование). Четкая граница
в схемных решениях и рабочих процессах между этими двумя клас-
сами криогенных систем отсутствует, поскольку в ряде случаев
наряду с выдачей жидких продуктов в резервуары потребителей в них
необходимо некоторое время поддерживать заданный температур-
ный уровень и, наоборот, криостатирование устройств иногда сопря-
жено с выдачей продукта. Основными элементами жидкостных крио-
генных систем являются резервуары, трубопроводы с запорно-ре-
гулирующей арматурой, теплообменные аппараты, побудители рас-
хода жидкости и в ряде случаев оборудование для понижения тем-
пературы продукта.
В состав систем криостатирования обычно включаются рефриже-
раторные установки, но при анализе работы систем установки рас-
сматриваются только как источники холода. Проблемы, связанные
с созданием и эксплуатацией установок, выходят за рамки данной
книги.
На рис. 1.1 представлены принципиальные схемные решения кри-
огенных систем хранения и выдачи продуктов Выдача продуктов
12
может осуществляться вытеснением парами под избыточным давле-
нием (рис. 1.1, а) или с помощью насосов (рис. 1.1, б); в последнем
случае резервуары имеют меньшую металлоемкость, поскольку их
рабочее давление должно лишь обеспечивать бескавитационную
работу насосов. Системы, предназначенные для выдачи продуктов,
охлажденных ниже температуры насыщения при атмосферном дав-
лении, имеют в своем составе оборудование для понижения темпе-
ратуры жидкости. На рис. 1.1, в приведена одна из возможных схем
выдачи охлажденной жидкости. Жидкостные криогенные системы,
предназначенные для выдачи газообразных продуктов, имеют в своем
составе продукционный испаритель (рис. 1.1, г).
В ряде случаев системы должны обеспечивать заправку резер-
вуаров потребителя и поддержание в них в течение определенного
отрезка времени заданных уровня и температуры жидкости Это
Рис. 1.1. Принципиальные схемы крио-
генных систем выдачи жидких (а—в)
и газообразных (а) продуктов: а, г —
вытеснением при температуре хране-
ния; б — насосом при температуре хра-
нения жидких продуктов; в — вытес-
нением предварительно охлажденного
в резервуаре:
1 — резервуар с жидким продуктом; 2 —
испаритель поддержания давления в со-
суде в процессе выдачи; 3 — трубопровод
выдачи продукта; 4 — агрегат откачки па-
рив над зеркалом жидкости; 5 — насос;
6 — продукционный испаритель
приводит к необходимости введения контура циркуляции, с помощью
которого решение указанной задачи осуществляется наиболее про-
стым способом. На рис. 1.2 приведены различные варианты прин-
ципиальных схемных решений систем выдачи жидких продуктов с их
последующим термостатированием путем циркуляции. Такие си-
стемы могут быть выполнены с замкнутым (рис. 1.2, а), разомкнутым
(рис. 1.2, б) и полуразомкнутым контурами циркуляции
(рис. 1.2, в).
Схемы с замкнутым контуром циркуляции основаны на исполь-
зовании жидкостных насосов и позволяют с большой точностью под-
держивать требуемые параметры жидкости в заправленном резерву-
аре. Схемы с разомкнутым и полуразомкнутым контурами цирку-
ляции используются при вытеснительном способе выдачи жидких
продуктов. Эти схемы предполагают наличие к концу заправки за-
полненного и порожнего резервуаров для обеспечения передавлива-
ния жидкости. В схемах с полуразомкнутым контуром циркуляции
дополнительно используется жидкостной эжектор, в который в ка-
честве активного потока подается под давлением жидкость из за-
полненного резервуара. Как и в схеме с разомкнутым контуром
Циркуляции, время термостатирования ограничивается запасом
жидкости в резервуаре, однако продолжительность термостатирова-
ния может значительно возрастать вследствие того, что в контур
Циркуляции вводится и из него выводится относительно небольшая
13
доля общего массового расхода циркулирующей жидкости. По
приведенным на рис. 1.1 и 1.2 схемным решениям создаются системы
заправки бортовых резервуаров ракетно-космических систем, само-
летов, судов, автомобильных и железнодорожных цистерн, системы
для испытаний различных узлов и агрегатов, системы для создания
резервных запасов продуктов, станции распределения газов между
потребителями, хранилища природного газа для покрытия пиков
потребления и другие подобные системы.
Системы выдачи жидких продуктов, изображенные на рис. 1.2,
являются одновременно разновидностями другого большого класса
жидкостных систем — систем криостатирования.
К системам криостатирования относятся криогенные системы
термобарокамер для создания условий «холодного космоса», системы
Рис. 1.2. Принципиальные схемы хранения и
выдачи жидких продуктов с их термостата-
рованием в резервуарах потребителей: а —
с замкнутым контуром циркуляции; б — с ра-
зомкнутым контуром циркуляции; в — с по-
луразомкнутым контуром:
1 — хранилище; 2 — испаритель; 3 — резервуар
потребителя; 4 — теплообменник; 5 — механиче-
ский насос; 6 — струйный насос
для поддержания уровня азотных температур в теплозащитных эк-
ранах гелиевых криостатов, гелиевые системы для реализации
явления сверхпроводимости в различных объектах и устройствах
(магнитах, линиях электропередачи, трансформаторах, двигателях
и т. д.). Поддержание требуемого поля температур в криостатиру-
емом объекте осуществляется путем его погружения в жидкость или
посредством циркуляции продукта по специальным каналам. Дви-
жущийся в каналах поток может оставаться жидким или частично
испаряться. Обеспечение однофазного режима течения жидкого
продукта, как правило, существенно повышает надежность криоста-
тирования при переменных тепловых нагрузках.
В состав систем криостатирования кроме резервуаров, трубо-
проводов, теплообменных аппаратов, насосов обычно входят рефри-
жераторные установки, с помощью которых компенсируются тепло-
притоки к циркулирующей в контуре жидкости. В установившихся
режимах работы систем применение рефрижераторных установок
позволяет утилизировать холод отходящих паров. Другое преиму-
щество включения рефрижераторных установок в состав подобных
систем заключается в значительном сокращении потерь рабочего
вещества от сброса в атмосферу, что позволяет повысить автоном-
ность систем и снизить эксплуатационные расходы. Азотные системы
криостатирования ввиду относительной дешевизны газообразного
14
и жидкого азота часто строятся по разомкнутому циклу (со сбросом
паров в атмосферу) и с частичной утилизацией холода паров. Жид-
кий азот для первоначального заполнения и компенсации потерь
продукта поступает с высокоэффективных крупных воздухораздели-
тельных установок. Высокая стоимость газообразного гелия, а так-
же большие затраты энергии на его ожижение предопределили
включение в состав гелиевых систем криостатирования рефриже-
раторных установок с применением замкнутого контура циркуля-
ции. Первоначальное заполнение систем производится газообразным
гелием, и жидкость постепенно накапливают непосредственно в кон-
туре с помощью ожижителя-рефрижератора. На рис. 1.3 представ-
лены структурные схемы криогенных систем криостатирования
Рис. 1.3. Принципиальные схемы циркулярных систем криостати-
рования объектов: а — с использованием насоса; б — с конту-
ром естественной циркуляции; в — с использованием компрес-
сора;
1 — компрессор; 2 — рефрижераторная установка; 3 — накопитель-
ный резервуар; 4 — насос; 5 — криостатируемый объект
с замкнутым контуром циркуляции, построенные с использованием
ожижителей-рефрижераторов. В зависимости от способа организа-
ции циркуляции криоагента через криостатируемые объекты прин-
ципиальные схемы системы подразделяются на одноконтурные и
двухконтурные. В двухконтурных схемах циркуляция жидкости
через криостатируемые объекты осуществляется с помощью насоса
(рис. 1.3, а) или путем естественной конвекции за счет разности
плотностей криоагента в подъемных и опускных каналах
(рис. 1.3, б). В одноконтурной системе циркуляция осуществляется
за счет работы компрессора рефрижераторной установки
(рис. 1.3, в). Применение в качестве побудителя расхода криоагента
компрессора свойственно особенно гелиевым системам. Схемы крио-
статирования, использующие эффективные ожижители-рефрижера-
торы, требуют строгого соответствия уровня тепловыделений в кон-
туре циркуляции и холодопроизводительности. При колебаниях теп-
ловых нагрузок эффективность установок резко снижается и схемные
решения, изображенные на рис. 1.3, находят ограниченное приме-
нение. В промышленных гелиевых комплексах получили распро-
странение двухконтурные сателлитные схемы, приведенные на
рис. 1.4. Такие схемы позволяют наиболее простым образом решить
ряд практических вопросов: обеспечить широкий диапазон изменения
холодопроизводительности системы за счет изменения расхода пря-
15
мого потока и подпитки жидким продуктом ванны рефрижератора,
осуществить высокий уровень надежности за счет простоты схемных
решений и запаса жидкого продукта, обеспечить полную автомати-
зацию основных режимов работы, получить достаточно высокие
термодинамические показатели — затраты мощности на компенса-
цию 1 Вт теплопритока на температурном уровне 4,5 К составляют
400—500 Вт. В состав подобных систем входят ожижитель, рефри-
жераторная установка, резервуар-накопитель жидкости. Криоста-
тирование объекта осуществляется обычно циркуляцией жидкого
(или двухфазного) продукта за счет работы насоса компрессора
Рис. 1.4. Принципиальные схемы
двухконтурных сателлитных систем
криостатирования:
1 — ожижительная установка; 2, 3 —
рефрижераторы, построенные по упро-
щенной схеме с дросселем или кон-
цевым детандером соответственно; 4 —
буферный резервуар-хранилище; 5 —
контур криостатирования жидким ге-
лием; 6 — контур криостатирования
жидким охлажденным гелием
рефрижераторной установки или вследствие разницы плотностей
криоагента в подъемных обогреваемых и опускных необогреваемых
каналах.
Жидкий гелий, необходимый для контура циркуляции объекта
криостатирования, вырабатывается рефрижераторной установкой,
выполненной с концевым детандером или по простому дроссельному
циклу. Для увеличения эффективности рефрижераторной установки
из контура ожижительной установки в сборник рефрижератора вы-
дается некоторое количество жидкости гелия. Незначительное уве-
личение обратного потока в рефрижераторе по сравнению с прямым
потоком (в пределах 4—10 %) резко увеличивает эффективность про-
стых рефрижераторных циклов [571. При изменении тепловой на-
грузки со стороны криостатируемого объекта меняется расход об-
ратного и прямого потока, а также расход подпитки и соответственно
изменяется холодопроизводительность рефрижераторной установки.
Ожижительная установка выполняется по эффективной многоступен-
чатой схеме, т. е. без возможности регулирования холодопроизводи-
тельности. В настоящее время в Советском Союзе создан унифици-
рованный ряд гелиевых ожижителей КГУ-150/4,5; КГУ-500 4,5;
ОГ-400; ОГ-800; ОГ-2000 производительностью 40, 180, 400 и 800
и 2000 л/ч жидкого гелия. Гелиевые рефрижераторы разрабатыва-
ются по индивидуальным проектам в соответствии с особенностями
16
криостатирования объектов. Вырабатываемый ожижителем жидкий
гелий направляется в сборник жидкости рефрижераторной установки
и в буферный резервуар. В периоды малых тепловыделений в объе-
кте криостатирования жидкий гелий накапливается в буферном ре-
зервуаре, в периоды больших нагрузок — выдается из резервуара
в контур рефрижераторной установки, и избыток газообразного ге-
лия накапливается в газгольдере и ресиверах. Таким образом, не-
пременной составной частью гелиевых систем криостатирования
являются элементы жидкостных систем: резервуары, трубопроводы
и в ряде случаев побудители расхода.
Более полное и наглядное представление о жидкостных крио-
генных системах дает рассмотрение принципиальных схем некоторых
реальных промышленных систем.
Широкое распространение во всем мире получили криогенные
системы для хранения и газификации продуктов разделения воз-
духа — N2, О2, Аг, в которых испарение и подогрев продуктов осу-
ществляются за счет конвективного теплообмена с окружающим
воздухом.
В ряде стран серийно выпускаются модули подобных систем,
т. е. так называемые «холодные газификаторы», основными узлами
которых являются резервуары для хранения продукта, испарители
подъема и поддержания давления в паровом пространстве сосудов
и газификации выдаваемого продукта, арматура, соединительные
трубопроводы, контрольно-измерительные приборы. Отечественные
серийно выпускаемые холодные газификаторы имеют производи-
тельность от 200 до 2000 м3/ч газа при температуре не более чем на
20 СС ниже температуры окружающего воздуха и при давлении газа
от 0,2 до 1,7 МПа [34].
Схема криогенной системы, базирующейся на серийном холод-
ном газификаторе, представлена на рис. 1.5, а внешний вид газифи-
катора производительностью 2000 м3/ч—на рис. 1.6. Схемные и
конструктивные решения отечественных холодных газификаторов
однотипны. Резервуары газификаторов имеют цилиндрическую форму
в вертикальном исполнении и бывают объемом 3, 8 и 25 м3 с порош-
ково-вакуумной (3 и 8 м3) или экранно-вакуумной (25 м3) изоля-
цией, рабочее давление сосудов 1,7 МПа. Испарители —панель-
ного типа; панели размером 1500X500 мм изготовляются прокатно-
сварным методом из двуслойных алюминиевых заготовок; в каждой
панели имеется восемь каналов, в которых осуществляются испаре-
ние продукта и его подогрев. Панели собраны в блоки, каждый из
которых включает 32 продукционные панели и шесть наддувных;
каждый блок обеспечивает газификацию 250 м3/ч продукта. Таким
образом, газификаторы производительностью до 250, 500, 1000
и 2000 м3/ч комплектуются соответственно одним, двумя, четырьмя
и восемью блоками испарителей. Газификаторы не требуют какого-
либо внешнего обеспечения, и их рабочий режим поддерживается
автоматически. Под действием гидростатического давления криоген-
ная жидкость подается из нижней точки резервуара в наддувные
Панели испарителей, где испаряется за счет тепла окружающего воз-
17
Рис. 1.5. Принципиальная схема холодного газификатора:
шш
1 — резервуар; 2 — вакуумный клапан; 3, 17 — мембрана; 4, 9, 12, 13, 19 — за-
порные вентили; 5 — уровнемер; 6 — трехходовой кран; 7 — манометр; 8 — вен-
тиль контроля уровня продукта в резервуаре; 10 — дренажный вентиль; 11, 18,
20, 25 — предохранительные клапаны; 14 — автоматический дренажный клапан;
15 — вентиль сброса; 16 — регулятор давления; 21 — арматурный шкаф;
22 — испаритель подъема давления; 23 — продукционный испаритель; 24 — об-
ратный клапан; 25 — газовый коллектор
/ — дистанционный контроль уровня и давления; II — визуальный контроль
уровня; III - наполнение—опорожнение; IV газосброс
Рис. 1.6. Внешний вид холодного газификатора
духа. Образовавшийся газ направляется в газовую подушку резерву-
ара через регулятор, поддерживающий необходимое заданное дав-
ление в подушке резервуара в процессе газификации. Под давлением
наддува жидкий продукт по трубопроводу верхней выдачи подается
в продукционные панели, газифицируется и через обратный клапан
направляется к потребителю.
Рис. 1.7. Принципиальная схема системы выдачи жидкого водорода в баки
ракеты-носителя «Сатурн-5»:
1 — дренажный клапан; 2 — гелиевый теплообменник третьей ступени ракеты; 3 —
газообразный гелий (2840 л); 4 — бак для водорода третьей ступени ракеты (при-
близительно 280 м3); 5 — дренажный трубопровод кабельной заправочной мачты;
6 — дозаправочный клапан; 7 — фильтр; 8 — основной заправочный клапан; 9 —
газообразный гелий (190 л); 10 — бассейн для сжигания топлива; И — гелиевый
теплообменник второй ступени ракеты; 12 — бак для водорода второй ступени
ракеты (приблизительно 1020 м3); 13 •— дренажный клапан емкости; 14 — дренажный
трубопровод заправочной магистрали; 15 — газообразный гелий (380 л); 16 — ис-
паритель; 17 — емкость для хранения жидкого водорода (приблизительно 3220 м3);
18 — отстойник
Примером жидкостной криогенной системы, обеспечивающей за-
правку баков транспортных средств, может служить система за-
правки жидким водородом ракеты-носителя [82]. Система обеспе-
чивает накопление и хранение жидкого водорода, охлаждение баков
газообразным водородом, их заправку большим и малым расходами,
корректировку уровня жидкости в баках и дренаж образующихся
паров. Принципиальная схема системы представлена на рис. 1.7.
Основными узлами системы являются резервуар-хранилище жид-
кого водорода, магистраль заправки резервуара, испаритель, маги-
19
страль заправки баков ракеты, блоки клапанов, дожигатель дрени-
руемого водорода.
Резервуар для хранения жидкого водорода представляет собой
двустенную сферическую конструкцию с порошково-вакуумной изо-
ляцией; рабочее давление внутреннего сосуда 0,72 МПа, объем
около 3500 м3, суточные потери жидкости при хранении 0,075 °о.
Магистраль заполнения резервуара диаметром 100 мм с вакуумной
изоляцией позволяет принимать жидкий водород одновременно
из пяти автоцистерн; на заправочной магистрали предусмотрен
фильтр с размером ячеек 30x70 мкм. Испаритель змеевикового типа
с диаметром трубы 100 мм предназначен для наддува резервуара и
предварительного охлаждения баков ракеты газообразным водоро-
дом с температурой 116 К. Теплоносителем служит атмосферный
воздух. Магистраль заправки баков длиной 400 м снабжена вакуум-
ной изоляцией; внутренний трубопровод диаметром 250 мм изго-
товлен из инвара. Сброс паров водорода из баков производится по
алюминиевым дренажным трубопроводам диаметром 300 и 400 мм.
Дожигатель дренируемого водорода представляет собой бетони-
рованный заполненный водой бассейн глубиной примерно 1 м,
площадью 27,4x30,5 м2. Дренажные трубопроводы заканчиваются
коллекторами с рядом выходных патрубков, направленных верти-
кально вверх, с колпачками на концах. Уровень воды в бассейне
поддерживается ниже выходных отверстий дренажных трубопрово-
дов и выше основания колпачков;тем самым обеспечивается гидравли-
ческий затвор трубопроводов.
Заправке баков предшествует операция их охлаждения до 163 К
парами водорода, образующимися в испарителе. Последующее ох-
лаждение и заполнение трубопроводов, а также заправка баков
осуществляются путем вытеснения жидкости из резервуара парами
водорода из испарителя. В процессе заправки баков давление в па-
ровом пространстве резервуара поддерживается на уровне 0,5 МПа.
Необходимый расход жидкого водорода обеспечивается с помощью
блоков клапанов.
Пары водорода, образующиеся при охлаждении и заполнении
баков, через клапаны 1 по дренажным магистралям поступают
в бассейн 10 для сжигания. Одновременно с заправкой баков через
теплообменники 2 и 11, охлаждаемые жидким водородом, в борто-
вые баллоны подается газообразный гелий.
В ряде случаев на борт различных транспортных средств необ-
ходимо подать криогенные продукты, охлажденные ниже темпера-
туры кипения при атмосферном давлении, поскольку они имеют
большую плотность и образуют меньшее количество паров при за-
полнении бортовых резервуаров. На рис. 1.8 представлена принци-
пиальная схема системы хранения и выдачи в баки ракеты-носит ел я
жидкого охлажденного кислорода с его последующим термостати-
рованием в течение нескольких часов путем циркуляции жидкости
через заполненные баки. Криогенная система позволяет накапли-
вать и длительно хранить жидкий кислород, охлаждать его перед
подачей в бортовые баки, заправлять баки большим и малым расхо-
20
дом, термоСтатировать жидкость в бортовых резервуарах в течение
нескольких часов.
Основными узлами системы являются: хранилище жидкого кис-
лорода, система наддува резервуаров хранилища, насосные агре-
гаты, трубопроводы с запорно-регулирующей арматурой, система
охлаждения жидкого кислорода.
Хранилище жидкого кислорода смонтировано на базе стандарт-
ных горизонтальных цилиндрических резервуаров со слоисто-ва-
куумной изоляцией объемом 225 м3. Потери жидкости от испарения
Рис. 1.8. Принципиальная схема промышленной системы выдачи и термо-
статирования жидкого охлажденного кислорода в бортовые баки ракеты-
носителя:
1 — резервуар (V = 230 м3); 2 — малый центробежный насос; 3 — главный центро-
бежный насос; 4 — блок клапанов; 5 — центробежный компрессор; 6 — блок эжек-
торов; 7 — испаритель наддува резервуаров; 8 — дренажный резервуар; 9 — борто-
вые резервуары
при хранении не превышают 0,1 % в сутки. Система наддува включает
испаритель жидкого кислорода, регулятор давления и систему
трубопроводов. Испаритель типа труба в трубе состоит из десяти
параллельных секций длиной 23 м каждая. По внутренней трубе диа-
метром 50 мм движется испаряющийся кислород; в кольцевом за-
зоре — горячая вода. Для подачи жидкости в испаритель, заправки
баков и циркуляции жидкости используются насосные агрегаты цент-
робежного типа; производительность малого насоса 120 м3/ч, макси-
мальный напор 1,5 МПа, производительность большого насоса
600 м3/ч, максимальный напор 2,5 МПа. Жидкостные магистрали
имеют диаметр от 50 до 250 мм и снабжены порошково-вакуумной
изоляцией. Система охлаждения включает двухступенчатый эжек-
тор, который питается от центробежных воздушных компрессоров
при рабочем давлении 0,9 МПа.
21
Резервуары системы заполняются из железнодорожных цистерн
по магистрали диаметром 100 мм (на схеме линии заполнения не
показаны). Перед заполнением бортовых резервуаров жидкий кис-
лород в хранилище охлаждают до 70 К путем вакуумирования паро-
вого пространства с помощью двухступенчатого эжектора. По до-
стижении заданной температуры жидкий кислород подается в на-
сосные агрегаты. После их охлаждения производится запуск малого
насоса, из которого жидкий кислород подается по двум направле-
Рис. 1.9 Криогенная система обеспечения жидким азотом термовакуумной
камеры объемом V ~ 10 000 м
1 — сферический резервуар (V — 1400 м3); 2 — струйный насос; 3 насос под-
питки; 4 — испаритель; 5 — оперативный резервуар; 6 — термовакуумная камера;
7 — дренажный резервуар; 8 — главный насос; 9 — установка обратной конденса-
ции; 10 — рефрижераторная установка; 11 — воздухоразделительная установка;
12 — разливочная эстакада
ниям: часть потока по трубопроводу с диаметром D = 50 мм посту-
пает в испаритель наддува и далее через газовый коллектор в паро-
вое пространство резервуаров, другая часть потока через трубопро-
вод с диаметром D = 150 мм —в коммуникации системы. После
охлаждения и заполнения коммуникаций происходит запуск боль-
шого насоса, и жидкий кислород по двум параллельным трубопро-
водам с диаметрами D = 250 мм поступает в бортовые баки. Малый
насос при этом обеспечивает подачу жидкости в испаритель для под-
держания в резервуарах давления в процессе опорожнения. При
достижении в бортовых баках заданного уровня жидкости большой
насос выключается и начинается термостатирование залитого ки-
слорода, которое осуществляется путем циркуляции жидкости ма-
лым насосом. Переключением клапанов, расположенных в блоке
клапанов, изменяют расход сливаемой из баков жидкости, поддер-
живая тем самым уровень залитого кислорода в заданных пределах.
На рис. 1.9 представлена схема системы криостатирования тепло-
защитных экранов крупной термовакуумной камеры путем цирку-
22
ляции жидкого азота. Теплозащитные экраны представляют собой
расположенные внутри камеры вертикальные трубчатые элементы
с двумя продольными ребрами, образующими в поперечном разрезе
V-образный профиль. Гидравлически экраны соединены параллельно,
и по ним циркулирует жидкий азот. Располагаясь внутри камеры
в непосредственной близости от стенок, азотные теплозащитные эк-
раны поглощают теплоприток из окружающей среды и создают не-
обходимые температурные условия внутри камеры.
Основными узлами системы являются: резервуар-хранилище,
оперативный резервуар, циркуляционный и вспомогательный центро-
бежные насосы, струйный насос, криогенные магистрали и рефри-
жераторные установки. Резервуар-хранилище объемом 1400 м3
служит для накопления, хранения, выдачи в контур циркуляции
или другим потребителям жидкого азота.
Резервуар имеет сферическую форму; тепловая защита выпол-
нена на базе слоисто-вакуумной изоляции. Внутри него смонтирован
теплообменник для охлаждения потока азота, выходящего из ре-
фрижераторной установки. Оперативный резервуар объемом 225 м3
предназначен для хранения необходимого запаса жидкого азота,
подачи его в контур циркуляции и сепарирования паров, образую-
щихся за счет подвода тепла к теплозащитным экранам камеры.
В составе системы предусмотрен дренажный резервуар объемом
100 м3 для слива и постепенного испарения жидкого азота из ком-
муникаций после прекращения испытаний.
Вспомогательный насос центробежного типа производитель-
ностью 26 т/ч служит для охлаждения коммуникаций системы и
первоначального заполнения оперативного резервуара; кроме того,
он может быть использован для восполнения потерь жидкости
в оперативном резервуаре. В штатных режимах для подпитки из
хранилища оперативного резервура используется струйный насос.
Его работа осуществляется за счет энергии потока жидкого азота,
выходящего из рефрижераторной установки с давлением р = 3 МПа
и расходом 2 т/ч. Насос циркуляции центробежного типа произво-
дительностью 900 т ч служит для создания циркуляции однофазного
потока жидкого азота через теплозащитные экраны. Установки
обратной конденсации производительностью 7 т/ч жидкости каждая
предназначены для ожижения паров азота, образующихся в опера-
тивном резервуаре-сепараторе. Количество работающих установок
меняется в зависимости от тепловой нагрузки на теплозащитные
экраны. Для обеспечения стабильной работы установок обратной
конденсации при падении тепловой нагрузки и с целью частичного
использования холода образующихся паров при повышении тепло-
вой нагрузки в системе предусмотрена рефрижераторная установка,
работающая по простому дроссельному циклу с избыточным обрат-
ным потоком производительностью 2 т/ч.
Система работает следующим образом. Из резервуара-хранилища
С помощью вспомогательного насоса охлаждаются и заполняются
магистрали системы и оперативный резервуар. Пары азота, образу-
ющиеся в процессе охлаждения системы, сбрасываются в дренаж.
23
Жидкий азот из оперативного резервуара по вертикальной опуск-
ной трубе подается в нижний раздаточный коллектор и далее в теп-
лозащитные экраны камеры. В системе предусмотрена организация
циркуляции жидкого азота в контуре как с помощью центробежного
насоса, так и за счет естественной конвекции под действием разно-
сти плотностей жидкости и парожидкостной смеси. Основной способ
организации циркуляции азота в контуре термостатирования тепло-
защитных экранов камеры осуществляется за счет разности плот-
ностей однофазной жидкости в опускном трубопроводе и парожид-
костной смеси, образующейся в подъемном трубопроводе, который
расположен над экранами (между камерой и оперативным резервуа-
ром). Наличие вынесенной зоны кипения обеспечивает однофазный
поток жидкого азота в экранах камеры, благодаря чему улучшается
равномерность распределения жидкости по экранам и повышаются
надежность и стабильность теплосъема. В оперативном резервуаре
происходит сепарация пара и жидкости; однофазная жидкость вновь
поступает в циркуляционный контур, пар отводится к установкам
обратной конденсации и рефрижераторной установке. Ожиженный
в установках обратной конденсации пар дросселируется с давления
3 МПа и поступает в оперативный резервуар. Установки обратной
конденсации работают в постоянном режиме. При увеличении теп-
ловой нагрузки излишки пара через рефрижераторную установку
сбрасываются в атмосферу. При понижении тепловой нагрузки поток
азота из рефрижераторной установки, охлаждаясь в теплообмен-
нике, расположенном в резервуаре-хранилище, подпаривает жид-
гость, обеспечивая тем самым стабильные условия для работы уста-
новок обратной конденсации. Поток жидкого азота из рефрижера-
торной установки после теплообменника направляется в струйный
насос, с помощью которого осуществляется подпитка оператив-
ного резервуара из хранилища.
Объемы жидкого гелия, используемые для нормального функцио-
нирования гелиевых систем, хотя и уступают по отношению к дру-
гим жидкостным системам, но уже достигли значительных абсолют-
ных величин. Так, в системе криостатирования установки «Тока-
мак-7» объем жидкого гелия составляет ^1,3 м3, «Токамак-15» —
^40 м3, МГДЭС-100 — ~70 м3, МГДЭС-500 — «190 м3.
Одна из крупнейших гелиевых систем криостатирования пред-
назначена для охлаждения и криостатирования сверхпроводящих
магнитов ускорительно-накопительного комплекса (УНК). Крио-
генная система должна обеспечивать циркуляционное охлаждение
магнитов УНК, расположенных по кольцу длиной около 21 км,
при температуре 4,1 К. По условиям криостатирования сверхпро-
водящих магнитов все кольцо УНК делится на 24 плеча (участка), из
которых 18 плеч имеют длину 728 м и 6 плеч — 1030 м. В пределах
одного плеча через сверхпроводящий магнит прокачивается недо-
гретый жидкий гелий при встречном движении двухфазного потока.
Принципиальная структурная схема гелиевой системы криостати-
рования комплекса УНК представлена на рис. 1.10 (на рисунке
изображено криостатирование одного пдеча сверхпроводящего маг-
24
нита). Основными узлами системы являются: 24 рефрижераторных
КГУ; криогенный азотно-гелиевый коллектор, проложенный па-
раллельно кольцу сверхпроводящего магнита; гелиевый рефриже-
гелия. Производство жидкого гелия
1
ратор для прокачки жидкого
сосредоточено на централь-
ной станции ожижения. Для
этой цели используются шесть
ожижителей ОГ-2000 про-
изводительностью 2000 л/ч
жидкого гелия. Ожижитель-
ные установки работают
в стационарном режиме не-
зависимо от тепловой на-
грузки в контуре термостати-
рования. Изменение произ-
водительности станции ожи-
жения осуществляется только
за счет изменения числа ра-
ботающих установок. Выра-
батываемый ожижителями
жидкий гелий используется
для подпитки 24 рефрижера-
тор ных установок РГ-2100/400
(2), расположенных на 12
станциях криостатирования
вдоль кольца сверхпроводя-
щего магнита. Из каждой
рефрижераторной установки
осуществляется криостатиро-
вание одного плеча магнита.
Для подпитки рефрижера-
торных установок исполь-
зуется кольцевой коллек-
тор 4. Конструктивно кол-
лектор (рис. 1.11) выполнен
по типу труба в трубе. По
внутренней трубе в обе сто-
роны кольца прокачивается
жидкий однофазный гелий.
Вокруг трубы в кольцевом
зазоре расположены каналы
Рис. 1.10. Принципиальная схема гелиевой
системы криогенного обеспечения комплекса
УНК:
1 — газгольдер; 2 — ожижитель ОГ-2000; 3 —
резервуар РЦВГ-40/0,07; 4 — вентиль11 дроссель-
ный; 5 — каналы с кипящим Ггелием; (— внут-
ренняя труба коллектора; 7 — канал с газообраз-
ным гелием; 8 — вакуумная полость с азотным
экраном; 9 — рефрижераторная установка
РГ-2100/4,0; 10 — плечо сверхпроводящего маг-
нита; 11 — рефрижераторная установка (блок
раздачи)
для протока двухфазного гелия. Гелий в каналы поступает через
дроссельные вентили из внутренней трубы. Газообразный ге-
лий из каналов сбрасывается в кольцевой зазор и далее отво-
дится на ожижение и в рефрижераторные установки. Отбор гелия
из внутренней трубы производится в 12 точках по длине, и соот-
ветственно коллектор разбит на 12 участков, в пределах ко-
торых осуществляется криостатирование внутренней трубы коллек-
тора из одной точки отбора. Другая часть потока отбирается также
25
в 12 точках по длине коллектора для подпитки 24 рефрижераторных
установок, расположенных вдоль кольца сверхпроводящего магнита.
Для снижения теплопритока к гелию, находящемуся в кольцевом
зазоре, гелиевый коллектор имеет азотный экран. Подача жидкого
гелия в коллектор осуществляется с помощью специального рефри-
жератора (блока раздачи) мощностью 2500 Вт, входящего в состав
станции ожижения. Рабочий цикл блока раздачи построен по схеме
с поршневым детандером в концевой ступени с избыточным обратным
потоком. Он позволяет менять расход жидкого гелия в коллекторе
в зависимости от тепловой нагрузки в контурах криостатирования
Рис. 1.11. Схема криогенного коллек-
тора:
1 — канал с жидким гелием; 2 — каналы
с кипящим азотом; 3 — трубка с кипящим
гелием; 4 — кольцевая вакуумная по-
лость; 5 — кольцевой канал с газообраз-
ным гелием; 6 — каналы азотного коллек-
тора; 7 — слоисто-вакуумная изоляция;
8 — наружный кожух
сверхпроводящих магнитов.
В состав системы входит хра-
нилище жидкого гелия на базе
6 стационарных резервуаров
РЦВГ-40/0,07 объемом 40 м3 каж-
дый с коммуникациями для пе-
редачи жидкого гелия. Жидкий
гелий накапливается в хранилище
в периоды малых тепловых на-
грузок и выдается из хранилища
через коллектор в рефрижера-
торные установки РГ-2100/40 в пе-
риоды максимальных тепловых
нагрузок в контурах криостати-
рования сверхпроводящих магни-
тов. Наличие хранилища позво-
ляет оперативно заполнять и опо-
рожнять коллектор, а также
осуществлять криостатирование
сверхпроводящих магнитов при вы-
ходе из строя детандеров рефриже-
раторных установок РГ-2100/40.
Азотная система УНК предна-
значена для накопления жидкости,
ее раздачи ряду потребителей (в азотные ванны ожижительных и
рефрижераторных установок, в азотные экраны гелиевых резервуа-
ров) и циркуляции по каналам теплозащитных экранов сверхпрово-
дящих магнитов и криогенного коллектора; кроме того, жидкий
азот используется как промежуточный криогент при первоначальном
охлаждении гелиевого оборудования и сверхпроводящих магнитов.
Основными узлами азотной системы являются: хранилище жидкого
азота объемом более 4000 м3 с испарителями, жидкостными и газо-
выми трубопроводами; промежуточные резервуары; теплозащитные
экраны сверхпроводящих магнитов и коллектора раздачи гелия;
установки получения и ожижения азота. Теплозащитные азотные
экраны сверхпроводящего магнита и криогенного коллектора разбиты
на 12 участков протяженностью около 1600 м; в начале каждого уча-
стка смонтирован промежуточный резервуар с жидким азотом, ко-
торый одновременно является сепаратором пара и общей азотной
26
первого участка теплозащит-
Рис. 1.12. Схема криостатирования защит-
ных экранов магнитов УНК недогретым
до температуры насыщения жидким азо-
том:
1 — азотная ожижительная установка АЖ-5;
2 — резервуар РС-1400/1,0; 3 — промежуточ-
ный резервуар; 4 — насос; 5 — азотный кол-
лектор; 6
7,8— защитные экраны
ванной двух гелиевых рефрижераторных установок РГ-2100/4,0.
На рис. 1.12 представлена принципиальная схема криостати-
рования основных потребителей жидкого азота —теплозащитных
экранов сверхпроводящих магнитов и гелиевого коллектора. Жид-
кий азот накапливается в резервуарах хранилища от работающих
установок. Из резервуаров жидкий азот за счет избыточного давления
подается в один из 12 промежуточных резервуаров. Из промежуточ-
ного резервуара жидкий азот с помощью центробежного насоса
ЦН-267 прокачивается через к
ных экранов сверхпроводящих
магнитов и коллекторы раздачи
гелия и попадает в следующий
промежуточный резервуар (ван-
ну). В промежуточном резер-
вуаре происходит сепарация
пара, и жидкость прокачивается
через каналы второго участка
экранов, попадая в третий ре-
зервуар, и так далее по всему
кольцу сверхпроводящих маг-
нитов и гелиевого коллектора.
Расход жидкого азота на крио-
статирование сверхпроводящих
магнитов каждого участка со-
ставляет примерно 1650 кг/ч
при давлении 0,6 МПа и тем-
пературе 80 К на входе и 90 К
на выходе. Пары азота из про-
межуточных резервуаров ис-
пользуются в предварительных
ступенях охлаждения рефриже-
раторов РГ-2100/4.0 и сбрасы-
ваются в атмосферу.
Проблемы создания рассмотренных выше жидкостных криоген-
ных систем охватывают широкий круг вопросов, связанных с выбо-
ром оптимальных с точки зрения надежности и экономичности схем-
ных решений, проектированием и изготовлением эффективного и
надежного оборудования, совершенствованием тепловой защиты обо-
рудования, получением высокопрочных материалов пластичных
в области криогенных температур. Важное место в обеспечении на-
дежной и эффективной работы систем занимают также вопросы рас-
чета параметров продуктов при их хранении и транспортировании
по магистралям. Расчет и обеспечение требуемых параметров про-
дуктов при проведении технологических операций связаны с количе-
ственным описанием процессов охлаждения и заполнения оборудо-
вания, процессов тепло- и массообмена при хранении и изменении
температуры продуктов, волновых процессов в магистралях при
срабатывании запорно-регулирующих устройств. Именно рассмот-
рению процессов, возникающих при хранении, охлаждении и пе-
экран азотного коллектора;
рабочей камеры и
криостатов магнитов
27
редаче по магистралям криогенных жидкостей, определяющих пара-
метры рабочих продуктов в жидкостных криогенных системах,
уделено в дальнейшем наибольшее внимание.
Общие принципы проектирования оборудования, разработки
схемных решений и технологии эксплуатации жидкостных систем,
хранения и выдачи продуктов и частично рефрижераторных систем
связаны с традиционными методами расчетного определения пара-
метров высокотемпературных жидкостей при их хранении и транспор-
тировании, но отличаются рядом особенностей, обусловленных
свойствами жидких криогенных продуктов. Жидкие криогенные про-
дукты имеют значительно более низкую по сравнению с окружаю-
щим воздухом температуру, их критические температуры также ле-
жат значительно ниже температур, соответствующих атмосферным
условиям. Кроме того, диапазон температур и давлений, соответству-
ющих жидкому состоянию криогенных продуктов, относительно
узок, а теплота фазового перехода жидкости в пар сравнительно
невелика. Низкая температура продуктов обусловливает теплопод-
вод из окружающей среды, вследствие чего при проведении техноло-
гических операций происходит непрерывное изменение их парамет-
ров. При хранении жидких криогенных продуктов с открытым газо-
сбросом происходит их испарение; при хранении с закрытым газо-
сбросом —повышение температуры и давления, при наддуве паро-
вого пространства и опорожнении резервуаров —сложные процессы
тепломассопереноса вблизи раздела границы фаз; при течении по
трубопроводам — изменение температуры и давления, фазовый пе-
реход жидкости в пар, при заполнении отепленного оборудования —
кипение (пленочное, переходное и пузырьковое); при срабатывании
арматуры —гидравлические удары и колебания давления. Наличие
их особенно важно учитывать, поскольку стремление к сокращению
металлоемкости оборудования приводит к тому, что рабочие давления
в системах как правило сравнительно невелики. Таким образом,
практически все процессы в объеме криогенной жидкости на этапах
хранения и подачи по магистралям потребителям являются нестацио-
нарными, т. е. параметры продуктов меняются во времени.
В ряде случаев их нестационарностью при инженерном расчете
параметров можно пренебречь (например, при расчете пропускной
способности охлажденных магистралей) или считать процессы квази-
стационарными (процессы хранения, охлаждения оборудования).
Быстропротекающие переходные процессы возникают в магистралях
при срабатывании запорно-регулирующей арматуры и характеризу-
ются распространением акустических волн в потоке жидкости. Во
всех случаях нестационарность процессов затрудняет расчет пара-
метров, усложняет математическую формулировку задачи и требует
проведения экспериментальных исследований. Высокоэффективная
и надежная работа жидкостных криогенных систем органически
связана также с разработкой и совершенствованием основного обо-
рудования, т. е. резервуаров, трубопроводов, арматуры, при которой
в максимальной степени учитываются свойства криогенных про-
дуктов и особенности рабочих процессов в полостях оборудования.
28
Учитывая пожаро- и взрывоопасные свойства ряда криогенных про-
дуктов и высокие требования к их чистоте со стороны потребителей,
авторы книги рассмотрели вопросы организации технологии эксплу-
атации систем.
Глава 2
ПРОЦЕССЫ В РЕЗЕРВУАРАХ ПРИ ХРАНЕНИИ,
ОХЛАЖДЕНИИ И ВЫДАЧЕ ПРОДУКТОВ
2.1.	Хранение жидких криогенных продуктов
Особенности хранения криогенных продуктов в резервуарах
связаны с изменением их параметров вследствие теплопритока из
окружающей среды. Наличие теплопритока приводит к испарению
и потере продуктов, если паровое пространство сосудов сообщается
с атмосферой, или к увеличению внутренней энергии и, следовательно,
давления и температуры при хранении в закрытых сосудах. Основ-
ные преимущества жидких криогенных продуктов по сравнению
с газообразными —большая плотность и больший запас холода в виде
скрытой теплоты парообразования —наиболее полно реализуются
при хранении в области давлений, близких к атмосферному, т. е.
со сбросом образующихся паров.
Длительность хранения со сбросом паров в современных резер-
вуарах достаточно велика; относительные потери жидкости от испа-
рения составляют обычно менее одного процента в сутки. В то же
время столь малая скорость испарения во многих случаях делает
неприемлемым хранение жидких криогенных продуктов с открытым
газосбросом из-за возможности натекания во внутренние полости
воздуха и загрязнения продукта.
В рабочем режиме хранения количество образующихся в единицу
времени паров столь мало, что давление в резервуарах практически
соответствует атмосферному.
В связи с этим при понижении атмосферного давления некоторое
количество продукта выкипает, а при повышении давления через
дренажную коммуникацию происходит натекание воздуха в объем
сосуда с частичной конденсацией его компонентов на зеркале жид-
кости .
Практическая реализация того или иного явления зависит от
соотношения скоростей подъема атмосферного давления dpjdx и
роста давления в резервуаре при закрытом газосбросе dp!dx\ если
dpjdx > dpldx, то имеет место натекание воздуха. Для оценки
скорости роста давления в закрытом сосуде воспользуемся урав-
нением изменения давления на линии насыщения, т. е. уравнением
Клапейрона-Клаузиуса и уравнением теплового баланса для массы
хранимого продукта; при этом в последнем уравнении будем прене-
29
брегать массой пара в объеме сосуда, что вполне допустимо при
больших степенях заполнения:
. dp =____-_____•	(9 1)
qdx — McsdT.	(2.2)
Тепловой поток в единицу времени q можно выразить через от-
носительные потери жидкости в единицу времени т] 57^
Совместное решение уравнений (2.1) — (2.3) позволяет полу-
чить формулу для оценки скорости роста давления в сосуде при за-
крытом газосбросе
= 11 csT (и" — V') •	(2‘4)
Анализ этого выражения показывает, что с повышением качества
тепловой защиты сосудов (при понижении tj) вероятность натека-
ния воздуха возрастает. Так, при суточной испаряемости жидкого
кислорода 0,1 % подсос воздуха произойдет уже при скорости подъ-
ема атмосферного давления более 50 Па/ч. Такая скорость подъема
атмосферного давления может иметь место как при изменении состоя-
ния атмосферы, так и при изменении высоты местности в процессе
транспортировки резервуара с продуктом.
Во избежание подсоса воздуха в ряде систем хранение криоген-
ных продуктов со сбросом паров производится под некоторым избы-
точным давлением. Это достигается путем установки гидрозатворов,
специальных дренажных клапанов или газосбросных коммуника-
ций малой пропускной способности. Размеры и гидравлические ха-
рактеристики таких коммуникаций рассчитываются таким образом,
чтобы избыточное давление Др превышало амплитуду колебания ат-
мосферного давления Дра.
Следует отметить, что хранение под небольшим избыточным дав-
лением с непрерывным газосбросом усложняет конструкцию и тех-
нологию эксплуатации хранилищ и применяется в очень крупных
резервуарах низкого давления, например, для хранения продуктов
разделения воздуха и природного газа.
Большое распространение получило также хранение с периоди-
ческим газосбросом в некотором интервале избыточных давлений.
Верхний предел давления, соответствующий началу газосброса,
ограничен рабочим давлением резервуара, а нижний предел, соответ-
ствующий концу газосброса — удобствами контроля давления и
обычно составляет несколько сотых долей мегапаскаля. Такая техно-
логия хранения удобна в эксплуатации и не требует дополнитель-
ного усложнения конструкции резервуаров, поскольку все резерву-
ары с вакуумированными типами изоляции имеют рабочее давление
не ниже 0,17 МПа, а современная тепловая защита позволяет
обеспечить достаточно длительное время хранения без сброса па-
30
ров. Хранение с закрытым газосбросом позволяет экономить ра*
бочий продукт, если его потребление происходит периодически
в виде жидкости или газа.
Кроме преимуществ, связанных с обеспечением чистоты продук-
тов, хранение с закрытым дренажем имеет и недостатки, создающие
определенные неудобства при эксплуатации систем. При хранении
с закрытым газосбросом несколько уменьшается полезный объем
сосудов, так как паровое пространство над зеркалом жидкости
должно быть достаточным для компенсации теплового расширения
жидкости; кроме того прогрев жидкости в сосуде вызывает ее подпа-
ривание в коммуникациях в процессе выдачи, что приводит к умень-
шению расхода продукта и срыву работы насосных агрегатов. Огра-
ниченность времени хранения должна учитываться при перевозках
криогенных продуктов на дальние расстояния.
Расчет параметров криогенных продуктов при хранении с за-
крытым газосбросом не вызывает особых трудностей, если темпера-
тура продукта по объему сосуда однородна и меняется только во
времени.
Известно, что при подводе тепла в изохорическом процессе по-
вышается внутренняя энергия термодинамической системы, т. е.
М (и — и0) = qx,	(2.5)
где М —масса продукта в сосуде; q —тепловой поток из окружа-
ющей среды в единицу времени; и0, и —удельная энергия продукта
в начале и конце хранения.
Удельная внутренняя энергия двухфазной системы может быть
выражена через удельную внутреннюю энергию каждой из фаз
и'М' + и"М"
М' + М"
= ^(1-ф)-^1
u"q
У СМ
V" ’
(2-6)
где М', М" — масса жидкости и пара в сосуде; v , v" — удельный
объем жидкости и паровой фазы; и , и" — удельная энергия жидкой
и паровой фаз; иСм — удельный объем продукта; ф — объемное со-
держание пара.
Удельный объем продукта в сосуде рассчитывается по начальным
удельным объемам каждой из фаз
^СМ --
V
М' + М"
УрУ" _____
yoG—<Ро) + ^оФо ’
(2.7)
где V — объем сосуда; Vq, vq — удельные объемы фаз в начале хра-
нения; ф0 — объемная доля пара в начале хранения.
Поскольку в изохорическом процессе удельный объем продукта
остается неизменным, из выражения (2.7) следует, что текущее
значение объемного паросодержания определяется соотношением
^см — у'у!'
у Усы — у' У см
(2 8)
31
С учетом соотношения (2.8) выражение для удельной внутренней
энергии продукта (2.6) примет вид
£/ Z3Z3 U	^см) 4~ U (^СМ ~ У')	Л) 9)
и"--V'	’	\ ‘ J
На рис. 2.1—2.3 приведены результаты расчетов изменения дав-
ления при хранении жидкого кислорода, водорода и гелия в зави-
симости от теплопритока к единице объема продукта для различных
Рис- 2.1. Рост давления в термодина-
мически равновесном процессе хране-
ния жидкого кислорода в зависимости
от количества теплоты, подведенного
к единице объема сосуда, для различ-
ных значений начальной объемной до-
ли пара:
1 - фо • = 0; 2 — Фо 0,05, 3 — Фо = 0,1;
4 — ф0 = 0,15; 5 — фо = 0,3;	6 — Фо —
== 0,5; 7 — ф0 — 0,7; 8 — ф0 = 0,9
Рис. 2.2. Рост давления в термодина-
мически равновесном процессе бездре-
нажного хранения жидкого водорода
в зависимости от количества тепла, под-
веденного к единице объема сосуда,
для различных значений начальной
объемной доли пара:
1 — Фо — 0; 2 — фо = 0,05; 3 — фо =3:
= 0,084; 4 — фо = 0,2; ; 5 — ф0 = 0,285;
6 — Фо = 0,4; 7 — Фо = 0,58; 8 — ф0 ==
= 0,7; 9 — ф0 = 0,81
значений начального объемного паросодержания. Точки излома кри-
вых соответствуют полному заполнению объема сосуда жидкой фазой
вследствие ее температурного расширения.
На рис. 2.4 приведены расчетные кривые изменения относитель-
ного объема жидкости (1 —<р) при бездренажном хранении азота.
Изменение относительного объема жидкости в процессе хранения
происходит по-разному для различных значений первоначальной
степени" заполнения (1 —гф0). Если начальное объемное паросодер-
жание <р0 достаточно мало, жидкость вследствие теплового расши-
рения по мере подвода тепла занимает все большую долю объема
сосуда; при этом пар конденсируется на зеркале жидкости. При
больших начальных объемах паровой фазы тепловое расширение
жидкости с избытком компенсируется ее испарением при подводе
тепла; в результате этого объем жидкости постепенно уменьшается
32
и она может целиком испариться. Анализ кривых роста давления,
приведенных на рис. 2.1—2.3, показывает, что с увеличением на-
чальной объемной доли жидкости время хранения до заданного
давления сначала растет, а затем уменьшается. Такая характерная
закономерность обусловлена тем, что хотя увеличение доли жид-
кости в сосуде приводит к увеличению теплоемкости системы и сни-
жению темпа роста давления в двухфазной области, однако после
заполнения сосуда жидкостью в результате ее теплового расширения
темп роста давления резко возрастает, причем чем больше степень
Рис. 2.4. Изменение относительного
объема жидкого азота (1—ср) в равно-
весном процессе при хранении в за-
крытом сосуде в зависимости от темпе-
ратуры
заполнения сосуда, тем раньше
происходит заполнение объема
жидкой фазой.
На рис. 2.5 в качестве при-
Рис. 2.3. Рост давления в термодина-
мически равновесном процессе хране-
ния жидкого гелия в зависимости от
количества подведенного тепла, отне-
сенного к единице объема сосуда, для
различных значений начальной объем-
ной доли пара:
1 — фо = 0;	2 — Фо = 0,106;	3 — ф0 =
= 0,154; 4 — фо = 0,215; 5 — ф0 = 0,32;
6 — фо = 0,54; 7 — фо — 0,686
мера приведены данные экспе-
риментов и расчетные кривые изменения времени бездренажного
хранения жидкого азота до 0,5 и 0,6 МПа в двух промышленных
резервуарах. Из сравнения расчетных и экспериментальных значе-
ний следует, что последние качественно подтверждают результаты
расчетов, однако количественное расхождение объясняется тем, что
температура верхнего слоя жидкости растет быстрее, чем глубин-
ных слоев.
Исследования с помощью шлиренфотографий, визуализирующих
тепловые явления за счет оптической неоднородности среды [72],
позволили выявить физическую картину возникновения температур-
ного расслоения. Установлено, что при боковом подводе тепла около
стенок сосуда формируется свободно конвективный слой, толщина
которого увеличивается по высоте. Значительная доля бокового
теплопритока аккумулируется этим слоем и выносится в виде про-
гретой жидкости к поверхности раздела фаз. Температурному рас-
слоению способствует также верхний теплоприток, поскольку он,
2 Филин Н. В. и др.
33
вызывая прогрев верхнего слоя жидкости, не создает условий для
ее конвективного перемешивания. В реальных конструкциях ре-
зервуаров на формирование температурных полей в криогенных
продуктах влияют равномерность теплоподзода по поверхности
сосуда, величина теплопритока, степень заполнения сосуда, фазовые
переходы на поверхности жидкости, теплофизические свойства про-
дукта. Типичные экспериментальные кривые изменения температуры
жидкого азота по высоте сосуда в различные моменты времени пред-
ставлены на рис. 2.6. Из хода температурных кривых видно, что
Рис. 2.5. Время нарастания давления в~ резервуарах при хранении
жидкого азота с закрытым газосбросом от р0 = 0,1 МПа до р в зависи-
мости от степени заполнения (рг = 0,5 МПа, р2 = 0,6 МПа): а — сосуд
с V = 14 м3; б — сосуд с V = 2,6 м3
---------расчет в предположении термодинамического равновесия; О , Э
эксперимент
в нижней части объема жидкости формируется зона с практически
однородной температурой (так называемое ядро); верхний слой жид-
кости, носящий название стратифицированного, более прогретый
по сравнению с ядром, причем температура жидкости растет по мере
приближения к поверхности раздела фаз. Разница температур на
поверхности жидкости и в ядре АТ называется величиной темпера-
турного расслоения.
На рис. 2.7 приведены экспериментальные поля температур по
высоте жидкого азота при его бездренажном хранении, иллюстриру-
ющие влияние величины теплопритока в единицу времени при
прочих одинаковых условиях Из представленных температурных
кривых следует, что толщина стратифицированного слоя при уве-
личении плотности теплового потока к продукту уменьшается, а
температурное расслоение возрастает.
На рис. 2.8 представлены экспериментальные данные по изме-
нению температурного расслоения во времени при различных зна-
34
чениях начальной доли жидкости. Температурное расслоение с те-
чением времени возрастает, причем темп его роста постепенно умень-
шается. При малых степенях заполнения температурное расслоение
незначительно из-за конвективного перемешивания под действием
донного теплопритока; кроме того, испарение жидкости с поверх-
ности (рис. 2.4) способствует выравниванию температур.
Рис. 2.6. Экспериментальные
кривые изменения температуры
жидкого азота по высоте в раз-
личные моменты времени от на-
чала бездренажного хранения в
сосуде с V = 0,1 м3, / — фо —
= 0,77:
7—т=0;2 — т=12ч;3—т =
= 26 ч; 4 — т = 46 ч; 5 — т = 84 ч
Рис. 2.7. Экспериментальные
профили температур жидкого
азота по высоте при одинаковом
количестве подведенного тепла
qx — 1140 кДж в сосуде с V =
= 0,1 м3 (масса залитой жидко-
сти М = 50 кг, степень запол-
нения 1—Фо = 0,62, начальная
температура То = 77 К):
1 — теплоприток из окружающей
среды <7 = 8,1 Вт; 2 — теплоприток
из окружающей среды q = 380 Вт
Температурное расслоение криогенных продуктов не только
затрудняет расчет параметров, но и ухудшает эксплуатационные
характеристики резервуаров, так как вызывает более быстрый рост
давления по сравнению с равномерным прогревом (рис. 2.9).
Методы борьбы с температурным расслоением основаны на пере-
мешивании жидкости в процессе хранения. Для перемешивания
жидкости предложен ряд устройств, основные конструктивные схемы
которых представлены на рис. 2.10. В струйных смесителях
(рис. 2.10, а и 2.10, б) перемешивание достигается восходящими
струями жидкости, образующимися либо механическими средствами
[80], либо с помощью специальных нагревателей1. На рис. 2.10, в
представлена конструктивная схема устройства, в котором темпе-
ратурное расслоение снижается благодаря перераспределению теп-
лопритока в донную часть сосуда. Перераспределение достигается
1 Пат. 1551586 (ФРГл
2*	35
посредством установки в изоляционном пространстве резервуара
теплопроводного экрана с тепловым контактом в нижней части вну-
треннего сосуда Ч Работа устройства, представленного на рис. 2.10, г,
основана на конденсации паровой фазы в объеме специального со-
суда, помещенного в нижние слои
жидкости, благодаря чему сущест-
венно уменьшается величина темпе-
ратурного расслоения.
Расчет параметров криогенных
продуктов в условиях бездренажного
Рис. 2.8. Разность температур
поверхности и ядра жидкости
в зависимости от времени хра-
нения для различных значений
первоначального заполнения
[рабочая жидкость — азот, То=
= 77 К, резервуар горизонталь-
ный с V = 2,6 м3, D = 1,2 м,
q = (364-28) Вт]
Рис. 2.9. Изменение давления при бездре-
нажном хранении жидкого азота в горизон-
тальном цилиндрическом резервуаре с V =
= 2,6 м3 и q = 28 Вт;
— — — — — расчет для случая равновесного
хранения; -------------- — эксперимент
хранения связан с решением системы дифференциальных уравне-
ний теплопереноса и гидродинамики, описывающих процесс есте-
ственной конвекции в замкнутом объеме. За последние 15—20 лет
в связи с широким распространением быстродействующих ЭВМ
Рис. 2.10. Устройства для умень-
шения температурного расслое-
ния криогенных продуктов: а —
механический смеситель; б —
термический смеситель; в — эк-
ран в изоляционной полости,
замкнутый на донную часть со-
суда для перераспределения те-
плового потока; г — бачок для
отвода тепла с поверхности жид-
кости путем конденсации пара
появились работы [11, 46], в которых разработаны и получены чис-
ленные решения задачи в виде полей температуры и скоростей в объе-
мах, полностью или частично заполненных жидкостью. Однако чис-
ленные методы решения основной системы уравнений возможны
только для ламинарного режима течения жидкости, соответствую-
щего Re < 109. В промышленных же резервуарах реализуется
1 А. с. 646139 (СССР).
36
турбулентное движение жидкости (Re > 109), что делает невоз-
стенок сосуда ооразуется погра-
Рис. 2.11. Схематичное изображение
характерных зон течения и распреде-
ления температур в жидкости в модели
с пограничным слоем:
1 — пограничный слой; 2 — поверхност-
ный слой; 3 — ядро
можным практическое использование полученных результатов.
В связи с этим для количественного описания процесса бездренаж-
ного хранения используются приближенные методы, базирующиеся
на упрощенных физических моделях или на обработке эксперимен-
тальных данных.
Реальной физической природе формирования полей температуры
в наибольшей мере соответствует модель с пограничным слоем. Сог-
ласно этой модели около боковых
ничный слой, выносящий теплую
жидкость к поверхности раздела
фаз. Теплоприток от купола со-
суда также способствует прогреву
верхнего слоя. Разработке рас-
четных методов на основе модели
с пограничным слоем посвящены
работы [69, 76].
Схематизированная картина
течения жидкости и полей темпе-
ратур, поясняющая физическую
модель и иллюстрирующая смысл
отдельных уравнений примени-
тельно к вертикальному цилиндру,
представлена на рис. 2.11. Система
уравнений, списывающих квази-
стационарный режим течения жид-
кости и нестационарное поле тем-
ператур в вертикальном цилиндре,
включает уравнения переноса
тепла в поверхностном слое и
в ядре жидкости, переноса тепла
вдоль стенки, а также уравнения турбулентного пограничного слоя
с учетом неизотермичности среды и стенки. При этом трение на стенке
определялось по закону Блазиуса, поток тепла — по аналогии Рей-
нольдса.
Уравнения записываются в безразмерной форме (безразмерные
параметры помечены сверху чертой) при масштабах отнесения: для
линейных размеров — к высоте hf (рис. 2.11), для скорости —
к параметру Vflhf, для температур — к параметру qwihjl'kf.
При этом
. б (TW - Т)
Уравнение переноса тепла в поверхностном слое и ядре
де _ j-r ао = а~зе . f
aFo дх дх2 ‘
(2.Ю)
37
При значении параметра hflhw = 0,74-0,9 начальные и гранич-
ные условия имеют вид:
0(х, 0)=0;	?e(0.F°) = ^6(1 Fo) __Q	(2 Н)
v 7	дх	дх	'	'	'
и 0,585 Pr K1W6 для
х <С 1	6 •
О'
U = рг Us [(1 — x)/5s]'1 для
1 ds<x<l;
fq = 0 ДЛЯ х< 1 - 6S;
fq — 0,146 Pr/QIFO^ для 1- д, <х<1.
Здесь 0 = (Т — TQ) hfl(qwihf) — избыточная температура жид-
кости по оси сосуда; Fo — число Фурье, Fo = U — скорость
конвективного переноса тепла в поверхностном слое и ядре по оси
сосуда, U = UhfNt\ W — скорость жидкости в пограничном слое,
W = Whjlvf, Us — скорость опускания жидкости по оси сосуда
при х = 1 — ds; 0Ws — избыточная температура стенки на поверх-
ности раздела фаз; 6S — безразмерная толщина поверхностного слоя,
ds = 6//iz; х — текущая координата, х = x/hf; — hf/D\ fq— функ-
ция теплового источника, характеризующая перенос тепла через
пограничный слой в поверхностный слой; п — показатель степени
при аппроксимации распределения в прогретом слое с помощью па-
раболического закона.
Уравнения турбулентного пограничного слоя в неизотермической
среде:
(2.13)
где Gr = g^qwh]l(kfVf) — модифицированный критерий Грасгофа;
0vv — избыточная температура стенки.
Начало координат является особой точкой для уравнений^ (2.12)
и (2.13), поэтому эти уравнения записываются в окрестности точки
х — 0 в виде, справедливом для безградиентного течения при qW2 =
— Qwi’
/	2 \ i_______L A
6 = 0,482 Pr-0’5 (.2,14 + Pr 3 ) 14 Gr 14 xj ;
(2-14)
i /	2 \	5	5	3
lF = 5,8Pr Ц2.14 + РГ3; 14Gr14x/,	(2.15)
38
Уравнение переноса тепла вдоль тонкой (6w/hw С 1) стенКй
4^L-0,0228Pr'3'-T^-FTiFre^= (-Л- ’
dx2	kik2	\ kLk2 дх2 J
(2-16)
при граничных условиях:
d§w дё(р) .	^(1) _ 1____k3 аё(1)	,2 17)
dx	дх ’	дх	kYk2	дх '	1 •	/
Здесь kT = 8w/hw — параметр, характеризующий геометрию стенки
сосуда; k2 — Xw/Xy, k3 = hf/hw — параметры, характеризующие сте-
пень заполнения сосуда жидкостью.
Из приведенных уравнений и граничных условий следует, что
поле температур 0 зависит от следующих независимых параметров
0 = f (х, Fo, Pr, Gr, klt k2, k3l k4). В конкретных условиях хра-
нения температура на поверхности жидкости является функцией
ёв = У (1, Fo).
При наличии донного теплопритока принимается, что он идет
на равномерный прогрев всей массы жидкости, т. е. 0S = f (1, Fo) +
+ Fo.
Для сравнительно больших плотностей тепловых потоков у по-
верхности сосудов (q 1 Вт/м2) при объеме парового пространства
ср = 0,14-0,2 можно использовать для расчетных оценок температуры
поверхности жидкости простую физическую модель, согласно кото-
рой температурное расслоение возникает за счет подвода тепла к зер-
калу жидкости [321 Предполагается, что тепловой поток к поверх-
ности жидкости поступает от верхней части сосуда, в которой стенки
контактируют с паром; тепловой поток от стенок, смоченных жидкой
фазой, идет на равномерный прогрев жидкости. Расчет температуры
жидкости основан на сложении температурных полей, обусловлен-
ных тепловыми потоками через поверхность раздела фаз и через
стенки сосуда, контактирующие с жидким продуктом. При этом
считается, что тепловой поток, поступающий через зеркало жидко-
сти, распространяется вглубь, как в полуограниченном твердом теле
с теплопроводностью Хэ = сХ, где г — поправочный коэффициент,
учитывающий конвекцию жидкости.
Для определения коэффициента 8 используется зависимость
8 = A Ra1/6, где А —эмпирическая постоянная, равная 0,04 для
сферы и 0,08 — для вертикального цилиндра. При такой постановке
задачи температура в любой точке объема определяется выражением
[Т (х, т) — То] A. = F^rFo 2-^Ч Foierfc----(2.18)
где T (х, т), То — текущая и первоначальная температуры жид-
кости; q — плотность теплового потока из окружающей среды, при-
нимается постоянной по поверхности сосуда; Fn, Fs — поверх-
ность, смоченная жидкостью, омываемая паром и раздела фаз соот-
ветственно; х — координата, направленная вертикально вниз от
поверхности раздела фаз; R — радиус.
39
Из уравнения (2.18) следует, что температура на поверхности
жидкости рассчитывается по формуле
(2.19)
Для инженерных оценок роста давления часто используют эм-
пирические зависимости, полученные при обработке эксперименталь-
ных данных. Применительно к вертикальным цилиндрическим со-
судам может быть использована зависимость [4]
п
(р — Ро) (v” — V)
= 2,45-1015 FoGa~o’79Pr_'4’45/(o’950/7_’0’75 х
V" — V' \0,7 / £2 х1,46 / D \0.72 / ZVt7 \0.3 / Но \-"1
V'	)	\ F )	\ 6 /	\ X' /	\~D~ /
(2.20)
где Fo = -§-; Ga = ^; Рг = -^;	= e =
Рис. 2.12. ’ Значение
показателя п в зависи-
мости от высоты слоя
жидкости HqID в
формуле (2.21)
Р — Ро~ кг/см2;
Для конкретных жидкостей можно исполь-
зовать более простое соотношение
рьоз^з
Р Ро СцУЪ §0,72у?1 »4б
—. п
где Со — коэффициент, зависящий от началь-
ной температуры и рода жидкости. Если пер-
воначальное давление в паровом пространстве
сосуда соответствует атмосферному, то значе-
ния коэффициента Со в уравнении (2.21) равны:
Со = 5,2-10-4для О4, Со = 6,5-10-4 для N2, CG =
= 1,85-10"2 для Н2 и Со = 2,86-10“2 для Не.
В формуле (2.21) следует применять сле-
дующие единицы физических измерений вхо-
дящих в нее величин:
т — ч; q — ккал/(м2-ч); D, 6 — м; F — м2;
— ккал/(м • ч • град).
Значение показателя п в формулах (2.20) и (2.21) определя-
ется в зависимости от высоты слоя жидкости Hq/D (рис. 2.12).
Диапазоны изменения безразмерных критериев и величин, на
которые распространяются расчетные зависимости:
(р - р0) (v" - v')/r = 10"3 4 10; Ga = 75 4- 106; 0 = 2,5 • IO"2 4- 8,5;
Pr = 0,4 4- 2,4; К = 6 • 10‘2 -- 6• 10"1;	/7 = 7 • 103 4- 3,6 • 105;
=94- 2,5-102; -^ = 3,54-6,4-10; ~ = 2,5-10! ~ 5;
= 2-10-34-1,5-IO’2;	= 0,5 = 2,2; Fo = 10-3 4- IO"1.
40
Авторы допускают также возможность использования предло-
женных зависимостей для оценок роста давления в горизонталь-
ных цилиндрических сосудах при больших степенях заполнения
Н0/ОЭк > 0,45; при этом за определяющий размер следует при-
нимать гидравлический диаметр, рассчитанный для продольного
осевого сечения; показатель степени п при H0/DdK в уравнениях
(2.20), (2.21) следует принимать равным 1.
Рис. 2.13. Значение показателя п от массовой доли пара в начале хранения
и = / (х0)
При сравнительно больших тепловых потоках q > 1 Вт/м2
температура на поверхности раздела фаз может быть рассчитана по
эмпирическому уравнению [31 ]
(Л П) ср
I
где Ts, TQ — текущая температура на поверхности и первоначаль-
ная температура жидкости; I = ---------характерный размер; Но —
критерий гомохронности, Но =------------; т — текущее время;
ФоР(Г ос * о
Фо — относительный объем пара в сосуде в начале хранения; п =
= f (х0) (рис. 2.13); т* — начальный отрезок времени (масштаб от-
несения), в течение которого температура жидкости в объеме практи-
чески не меняется.
Расчет т* производится по уравнениям:
Fo* = l,22.1O4Ra-°’41Pr-'1’58xo,i2 при х0 10~6 4-3,7-10“3;
Fo* = 1,2-10°Ra~°’41 Рг—0,7 при х0 = 3,7-10“3-н 5-10~2;
где Fo* = Ra = ql?g$lvak\ x0 = М'УМ.
Диапазон безразмерных критериев и параметров, определяющих
применимость расчетных уравнений:
Ra = 1084- 1015; Рг = 1 4-45; Fo=10’44- КГ1; ф0 = 0,17 4- 0,93;
х= 1,6-10"6 4-5,1 • 10~2.
Для расчета времени бездренажного хранения жидких азота,
аргона и кислорода в промышленных резервуарах наиболее пред-
почтительны зависимости, предложенные в работе [1], поскольку
они проверены в широком диапазоне изменения режимных пара-
метров.
41
При расчетах используются безразмерные переменные
тр . я _ Р~Ро .
Т ’	р'~ Ро ’
1 _	гр___1	_ ^0 •	Но —
1	ф0 —	1 V ’	П	М0с0Т0
где т — время от начала хранения с закрытым газосбросом; тр —
расчетное время хранения до заданного давления в условиях термо-
динамически равновесного процесса; р — заданное предельное дав-
ление; р0 — начальное давление; р' — расчетное давление, при ко-
тором двухфазная система переходит в однофазное состояние; ф0 —-
первоначальное объемное содержание пара в сосуде; Vo — началь-
ный объем парового пространства; V — объем сосуда; q — плотность
теплового потока, отнесенная к поверхности сосуда; F — поверх-
ность сосуда; т* — отрезок времени, равный 1 ч; 7И0 = рV (1 — Фо) —
масса жидкости в начале хранения; TQ — начальная температура
продукта; с0 — удельная теплоемкость жидкости на линии насы-
щения при Тп.
Расчетные формулы имеют вид:
для области р = 0,054-1,0
х = [1,59 + 0,83 (0,5 — р) ; 0,83(0,5-р)2] [0,8 +
+ 0,236 (1 - фо - 0,35) + 0,32 (1 - ф - 0,35)2 +
+ 4,38 (ф _ 0,35)3] [0,8 + 20 (Но - 0,001) - 204 (Но - 0,001 )2];
для области р = 1,04-4,0
т = [0,64 + 0,046 (3,5- р) ф 0,031 (3,5 - р)2 + 0,026 (3,5 - р)"3] [0,8 +
+ 0,236 (1 - Фо - 0,35) + 0,32 (1 - фо - 0,35)2 +
+ 4,38 (1 - ф0 - 0,35)3] [0,8 + 20 (Но - 0,001) - 204 (Но - 0,001 )2].
Данные зависимости распространяются на цилиндрические и ша-
ровые сосуды, в которых относительный объем жидкой фазы состав-
ляет 1 — фо = 0,24-0,9, плотность теплового потока — q = 54-
4-20 Вт/м2, начальное давление равно атмосферному р0 = 0,1 МПа.
2.2.	Выдача криогенных продуктов из резервуаров
Транспортирование жидких продуктов по магистралям криоген-
ных систем осуществляется либо путем их вытеснения из резервуаров
газом наддува, либо с помощью насосов. В обоих случаях в процессе
выдачи над зеркалом жидкости необходимо поддерживать определен-
ное давление, которое, как правило, выше давления насыщенных
паров. Повышение давления в паровом пространстве сосуда увели-
чивает располагаемый перепад давления и недогрев жидкости до тем-
пературы насыщения. При выдаче жидкого продукта путем его вы-
теснения повышение давления должно компенсировать гидравличе-
ские потери в магистралях; при выдаче продукта с помощью насосов
повышение давления обеспечивает их бескавитационную работу.
В качестве газа наддува в промышленных системах используются
обычно газифицированные рабочие продукты.
Наибольший практический интерес при анализе процесса опо-
рожнения резервуаров представляет определение температуры жид-
42
кого продукта 6 расходе газа наддува для поддержания необходи-
мого давления в паровом пространстве сосуда
При выдаче криогенных продуктов в резервуарах имеет место
следующий комплекс взаимосвязанных процессов: перемешивание
газа, тепломассообмен газа с зеркалом жидкости и со стенками,
образование и стекание пленки конденсата, движение зеркала
забора жидкости способствуют этому
Рис. 2.14. Типичные конструктивные схемы кол-
лекторов для подачи газа: а — в вертикальных
цилиндрических и сферических сосудах; б, в —
горизонтальных цилиндрических сосудах
жидкости вниз, перемешивание жидкости.
На расход газа наддува и прогрев жидкого продукта большое
влияние оказывает конденсация газа на поверхности жидкости.
Динамическое воздействие газовой струи на жидкость и образова-
ние воронки над патрубк
явлению и делают его
практически неконтроли-
руемым. Поэтому в сосу-
дах предусматриваются
устройства, исключающие
непосредственное воздей-
ствие газовых струй на по-
верхность жидкости и обе-
спечивающие равномерную
подачу газа в паровое про-
странство сосудов. Кроме
того, принимаются специ-
альные меры по устране-
нию воронкообразования
над сливными патрубками.
В сферических и вер-
тикальных цилиндриче-
ских сосудах для ввода
газа наддува используется коллектор, представляющий собой
кольцевую перфорированную трубу, в которой отверстия перфора-
ции расположены на верхней образующей (рис. 2.14, а). Это обеспе-
чивает истечение газа в виде отдельных струй вертикально вверх
и их торможение вблизи стенки купола. Для снижения скоростного
напора суммарная площадь отверстий выбирается соизмеримой
с проходным сечением кольцевой трубы nd2 D2 (здесь D — диа-
метр трубы; d — диаметр отверстия, d с 0,25D; п— количество
отверстий). Высота расположения трубы над поверхностью жидкости
обычно составляет h 1/3//, где Н — расстояние от верхней точки
купола до поверхности жидкости при максимальной степени запол-
нения 1 — фо — 0,94-0,95; диаметр кольца равен примерно поло-
вине диаметра горизонтального сечения, в котором оно располо-
жено. Аналогичная схема коллектора для наддува парового про-
странства, но в виде горизонтальной трубы с отверстиями по верхней
образующей и с заглушенными торцами применяется для горизон-
тальных цилиндрических резервуаров (рис. 2.14, б). Общая площадь
отверстий в такой конструкции также соизмерима с сечением трубы,
но размер отверстий после выбора их числа определяется специаль-
ным расчетом, исходя из условия равенства расходов газа через
43
каждое отверстие, с учетом изменения статического давления по длине
трубы. В горизонтальных резервуарах для ввода газа наддува при-
меняются и более простые конструкции типа тройников, гори-
зонтальные патрубки которых служат для подачи газа в сосуд
(рис. 2.14, в). Сечения патрубков, направленных в длинную и ко-
роткую секции парового пространства, выбираются с учетом их
объема ж, } Vi/V2, где Vi и V2 — объемы секций парового
пространства; Dr и D2—диаметры патрубков. Горизонтальные па-
трубки должны располагаться возможно ближе к верхней образу-
ющей резервуара; во всяком случае желательно, чтобы выполнялось
условие h 0,6Я, где Н — расстояние от верхней образующей
сосуда до зеркала жидкости; h — расстояние от центральных осей
горизонтальных патрубков до поверхности жидкости.
На расход газа наддува и прогрев жидких продуктов большое
влияние оказывает образование воронок над заборными патруб-
ками сосудов.
По характеру течения жидкости в сосуде при подходе к сливному
отверстию (патрубку) воронки бывают без вращения жидкости и
вихревые. Ввиду исключительной сложности механизма образова-
ния вихревых самопроизвольных воронок расчетные зависимости
для определения условий их возникновения отсутствуют. Известно,
что значительное влияние на формирование вихревых воронок ока-
зывают конвективное движение жидкости, сформировавшееся к на-
чалу опорожнения резервуара, и действие внешних возмущающих
факторов, приводящих к ее вращению.
Механизм образования воронки в случае осесимметричного под-
вода жидкости связан с уменьшением расхода жидкости, подтека-
ющей к сливному отверстию с периферийных областей, при пони-
жении уровня жидкости. В результате скорость понижения уровня
жидкости над сливным патрубком может превысить среднюю ско-
рость понижения уровня в сосуде, и при некоторой критической
высоте Якр газ начинает поступать в сливную трубу. Исходя из пред-
положения о равномерном подводе жидкости к сливному отверстию
в плоском днище по полусфере, можно записать следующие выраже-
ния для Якр:
W- ъ у
Т
откуда H^/D = A Fr°>5. Здесь Якр — высота уровня в момент
проскока газа в сливную трубу; Wc — скорость жидкости на гра-
нице полусферы радиуса Якр; Fr — критерий Фруда, Fr = W2/(gD);
D — диаметр сливного отверстия; W — скорость жидкости в трубе;
А — коэффициент пропорциональности.
Расчетные зависимости по определению Якр получены на осно-
вании обработки экспериментальных данных и большинство из них
имеет вид
Якр/Р = A Frn.
Значения коэффициента А и показателя степени п у различных
авторов отличаются друг от друга (хотя в целом результаты расче-
44
тов достаточно близки друг к Другу); например, по данным ра-
боты [64] А = 0,4, п == 0,285; по данным работы [43] —А = 1,
п = 0,335.
Для уменьшения критической высоты, соответствующей началу
проскока газа, существует ряд методов и устройств: увеличение
диаметра патрубка; изменение ориентации и места его расположе-
ния; применение плавающих шайб; установка над сливным отвер-
стием радиальных ребер, тарелей, конусов, ячеистых ограждений, ци-
линдрических стержней. Большинство известных методов и устройств
не позволяют гарантиро-
вать устранение вихревых
воронок без эксперимен-
тальной проверки в усло-
виях, близких к реаль-
ным. Наиболее эффектив-
ным воронкогасителем
(рис. 2.15, а} является ци-
линдрический стержень,
установленный над слив-
ным отверстием в днище
сосудах. Вертикальный
цилиндр имеет диаметр
Рц = (0,54-1) D и высоту
Н 1,2Якр, где D — диа-
метр сливного отверстия.
Нижняя часть цилиндра
оканчивается конусом,
вершина которого лежит
в плоскости сливного от-
верстия. Для уменьшения
массы цилиндра и зани-
маемого им полезного
Рис. 2.15. Типичные конструктивные схемы за-
борных устройств в криогенных резервуарах:
а — цилиндрический гаситель вихревой ворон-
ки; б — тарель; в — тарель с радиальными реб-
рами; г — расширенный патрубок при верхней
выдаче жидкости
объема сосуда цилиндр изготовляется обычно полым с отверстиями
по высоте.
Снижение критической высоты /7кр при осесимметричном под-
воде жидкости возможно за счет увеличения площади жидкого сече-
ния потока на входе в заборное устройство. При выдаче жидкости
через отверстие в днище сосуда над заборным патрубком устанавли-
вается тарель (рис. 2.15, б и 2.15, в). Критическая высота в этом
случае определяется выражением [64 ]
0,416 - 0,024	+ (0,4 + 0,312 lgFr°,285>
где D — диаметр патрубка; DT — диаметр тарели; Ят — высота
установки тарели.
Высота установки тарели Ят должна удовлетворять соотноше-
нию Нт < Якр. Значительное уменьшение высоты расположения
1 А. с. 588157 (СССР).
45
тарёли по сравнению с величиной Ят = 0,25£) нецелесообразно,
так как при этом сильно увеличиваются гидравлические потери
в заборном устройстве. Диаметр тарели обычно выбирается равным
- (1,54-3) D.
При выдаче жидкости через верх сосуда обычно ограничиваются
расширением нижнего конца заборной трубы; характерная схема
заборного устройства и соотношения размеров приведены на
рис. 2.15, г.
Поле температур в жидкости в процессе выдачи продукта опре-
деляется путем решения уравнения теплопроводности для полу-
Рис. 2.16. Безразмерные темпера-
туры жидких кислорода и водорода
через 1 ч от начала наддува, рас-
считанные по модели теплопровод-
ности в полуограниченном теле при
различных значениях коэффициен-
та 8 = %Э/Х:
----	— для О2;----- - для Н2
ограниченного тела. Влияние кон-
векции учитывается введением экви-
валентной теплопроводности %э =
= - вА/, где 8 — экспериментальный ко-
эффициент; аналогичным образом вво-
дится величина эквивалентной тем-
пературопроводности =	= га
дТ (Z, т) _ д*Т (Z, т)
дх	э dz '
При достаточно быстром наддуве
можно считать, что температура жид-
кости на поверхности мгновенно
принимает температуру насыщения
Ts и остается в дальнейшем посто-
янной. В связи с этим начальные
и граничные условия можно запи-
сать в виде: Т (z, 0) = TG, Т (0, т) =
= Т
1 S’
Решение уравнения теплопроводности при данных краевых усло-
виях имеет вид
— erf ( 0 J- •
\ 2 Fo /
Здесь Fo = ajdz2 — число Фурье, в котором z — текущая коорди-
ната от поверхности раздела фаз в глубь жидкости.
Значения экспериментального коэффициента 8 при коэффициен-
тах теплопроводности и температуропроводности обычно находятся
в пределах 8 = 1-4-10 в зависимости от конструктивных особенно-
стей внутреннего сосуда и узла ввода наддува, а также темпа опо-
рожнения резервуара.
В качестве примера на рис. 2.16 приведены расчетные кривые
изменения безразмерной температуры (Т — TS)I(TG — Ts) по вы-
соте для жидких кислорода и водорода через 1 ч от начала наддува
при значениях коэффициента 8 — 1 и 8 - 10. Из хода температур-
ных кривых следует, что основная масса жидкости за время вы-
давливания сохраняет практически первоначальную температуру.
Только верхний сравнительно тонкий слой жидкости имеет более
46
высокую температуру, и его наличие необходимо учитывать в тех
случаях, когда выдача прогретой жидкости недопустима.
Расход газа наддува определяется комплексом процессов в объеме
сосуда, из которых к числу наиболее важных относятся процессы
теплообмена газа со стенками и тепломассообмена с поверхностью
жидкости. Существует два подхода к теоретическому определению
параметров газа наддува [6, 21 ]. В модели с распределенными пара-
метрами температура газа в каждый момент времени принимается
постоянной по горизонтали и переменной по вертикали, в модели
с сосредоточенными параметрами температура газа принимается
переменной только во вре-
мени и постоянной^подэбъему
(рис. 2.17).
Наиболее полное описа-
ние процессов дает модель
с распределенными парамет-
рами. Согласно этой модели
расход газа на вытеснение
жидкости (а также темпера-
турные и скоростные поля
в паровом пространстве) опре-
деляются путем решения
системы уравнений сохране-
ния массы газа, энергии для
Рис. 2.17. Расчетные модели изменения тем-
пературы газа и стенки: а — с распределен-
ными параметрами; б — с сосредоточен-
ными параметрами
газа и стенки и, кроме того,
уравнения состояния для
газа с привлечением зави-
симостей для коэффициентов
теплоотдачи от газа к стенке.
Обычно при этом пренебрегают теплопритоком из окружающей
среды, теплопередачей вдоль стенки и изменением температуры
по толщине стенки; считают, что теплоотдача от газа к стенкам опре-
деляется по зависимостям для свободной конвекции; теплопередача
вблизи поверхности раздела фаз осуществляется путем теплопро-
водности; температуру жидкости на поверхности раздела фаз при-
нимают равной температуре насыщения, соответствующей давлению
в паровом пространстве.
Для наиболее распространенного случая, когда газ наддува
имеет тот же состав, что и жидкость, процесс описывается следующей
системой уравнений:
уравнение сохранения массы
dz '	dz dz
(2.22)
где F — площадь поперечного сечения сосуда; z — вертикальная
координата, направленная вниз; W — скорость газа в направлении
оси z\ Gw, Gf — отвод массы пара в единицу времени при конденса-
ции на стенке и зеркале жидкости;
47
уравнение энергии для газа
FfpP 4г + FPWcv -^Г = а^и (Tw - Т);	(2.23)
уравнение энергии для стенки
(Kp)w = aU(T- Tw) 4- ~ (bwF ,	(2.24)
v/ k	С/«Э \	C/о J
где U — омываемый газом периметр; aw — коэффициент тепло-
отдачи от газа к стенке; s — длина дуги вдоль меридиана;
уравнение состояния для газа
р = р (р, Г).	(2.25)
В качестве начальных условий используются начальное распре-
деление температур в газе и стенке и начальное давление газа
в объеме: Т (z, 0) =	(z), Tw (z, 0) = f2 (z), p (z, 0) = p0.
Граничными условиями служат температура газа на входе в со-
суд, температура газа и стенки, а также скорость на границе раз-
дела фаз:
7(0, т) = Твх; Т (zf, т) = Ts (р\, Tw(zf, т) = 7S; W (zf, т) = -g-.
Г Cl' и
Удельный отвод массы газа в единицу времени при конденсации
на стенке определяется уравнением
dGw __ [(V/6) (Ts - TW) ~а'(Т- Ts)] Uf ds
dz	'	rdz——————,
где 6 — толщина пленки конденсата; Tw — температура газа; а —
коэффициент теплоотдачи от газа к пленке конденсата; Uf — пери-
метр поверхности раздела фаз; Zy — координата поверхности раз-
дела фаз.
Направление процесса массопереноса на границе раздела фаз
и его интенсивность зависят от соотношения тепловых потоков около
поверхности раздела фаз со стороны газа и жидкости. Количество
жидкости, сконденсированное на единице площади зеркала в еди-
ницу времени, определяется разницей тепловых потоков от поверх-
ности раздела фаз внутрь жидкости и от газа к зеркалу жидкости
vz/ dT”\
Gf _	\ dz )zf \ dz )zf _ 4f~~
Ff ~	r	~~ r
где q'f — тепловой поток от поверхности в глубь жидкости; q"f — теп-
ловой поток от газа к зеркалу жидкости; Ff — поверхность зеркала
жидкости.
Условие qf > q] соответствует конденсации газа на зеркале
жидкости, условие qf < q] — испарению.
Коэффициент теплоотдачи газа к стенкам сосуда определяется
по уравнениям теплопередачи для свободной конвекции Nu =
= A (GrPr)n, где А и и — функции произведения GrPr.
4$
Обычно имеет место турбулентный режим течения пограничного
слоя, соответствующий условию GrPr > 2-107, и Nu = 0,14 (GrPr)1/3.
В модели с сосредоточенными параметрами газа (рис. 2.17) рас-
ход газа на выдавливание определяется аналогичной системой
уравнений, записанной в более простой форме.
Уравнение сохранения массы газа
G„-V^-+p^-O„-O„
где GBX, Gw, Gf — массовый расход поступающего газа, а также
газа, идущего на конденсацию на стенках и на поверхности жидкости
(при испарении с поверхности перед членом Gf стоит знак +); V —
объем парового пространства.
Уравнение энергии для газа
prpV (dT/dz) = a^Fw (Tw — T) а/F/ (Тs — Т).
Уравнение энергии для стенки
(Т7	(dT /dz) = a^F W(T — Tw).
Уравнение состояния для газа
Р = Р (р, Т).
Здесь Tf, Tw — поверхности зеркала жидкости и стенок, контак-
тирующих с газом; af — коэффициент теплоотдачи от газа к зер-
калу жидкости. Начальные и граничные условия имеют вид:
Т’(О) = 71о; Tw(0) = TWq; p(0) = po; GBX = f(r); TBX = f2(x);
dV/d-t = fs (r); Tw(zf, t) = Ts.
Расход пара при конденсации на стенках жидкости определяется
выражением (2.26) или более простым, хотя и менее точным Gw =
= (p^)^(7's — Т') dF^~, где -----скорость прироста поверх-
ности, омываемой газом.
Расход газа на конденсацию на поверхности жидкости находится
из соотношения (2.27).
Коэффициенты теплоотдачи между газом, зеркалом жидкости и
стенками сосуда определяются по зависимостям для свободной кон-
векции.
Необходимость использования численных методов расчета по рас-
смотренным моделям и сильная зависимость конечных результатов
расчета от правильности оценки коэффициентов теплоотдачи при-
вели к появлению работ, в которых предложены достаточно простые
эмпирические соотношения. В работе [49] проанализирован случай
достаточно медленного вытеснения, при котором процессы тепло-
массопереноса успевают практически закончиться и температуры
газа и стенки сравниваются друг с другом. С практической точки
зрения этот случай интересен тем, что отвечает максимальному рас-
49
ходу газа на вытеснение жидкости. Эмпирическое уравнение при
вытеснении жидких криогенных продуктов их парами имеет вид
где М — количество газа, израсходованное на вытеснение криоген-
ной жидкости; Ми — количество газа, израсходованное при изо-
термическом процессе вытеснения, 7Ии = kVpl(RTB^\ N =
= Mwcw/(4M"cp) — отношение теплоемкостей стенок сосуда к теп-
лоемкости газа при температуре Твх; Твх — температура газа на
входе в сосуд; Ts — температура насыщения при давлении вытесне-
ния; р — давление вытеснения в десятых долях, МПа; cw — удель-
ная теплоемкость материала стенки сосуда при Т = 300 К, если
Твх > 300 К, и при Т = Твх, если Твх < 300 К.
Значения коэффициента С и показателей степеней Л, /г, m в пре-
дыдущем эмпирическом уравнении приведены в табл. 2.1.
Таблица 2.1
Значения коэффициента С и показателей степеней к,п,тв эмпирическом уравнении
для определения максимального расхода газа наддува
Вытесняемая жидкость	Л	с	k	п	m
Водород	1—10 10—10 20—100	0,36 1,1 1,43	0,482 0,385 0,08	0,445 0,47 0,53	0,565/V~0,124
	1—10	0,27	0,824	0,93	О,51№0,2
Кислород	10—30	0,56	0	1,05	O,8557V~0,44
	30—100	0,56	0,26	1,2	2,38JV_ °’744
Гелий	1—100	0,093	0,375	0,635	0,565
Для вытеснения жидких азота и кислорода парами этих же
жидкостей и гелием при температуре Твх = (2004-500) К может
быть использована эмпирическая зависимость
м — Л4И __ 1
Ми “ ’ lg 4М0ср МОГВХ г
где Ми = ДУр/(7?Твх); 7И0 = ЛИро', Ро — удельная плотность газа
при Т = Твх и р = 0,1 МПа; Ts — температура насыщения при
давлении вытеснения; cw — теплоемкость металла при Т — (Твх +
+ Ts)/2; ;ИК — количество газа, сконденсировавшееся на стенке;
оно определяется по формуле

50
Эмпирическое уравнение для расчета количества газа на выте^
нение жидких криогенных продуктов предложено в работе [74]
в виде
где Л1И — масса газа при изотермическом процессе, Л4И —
— AVp!(RTB^\ Т — температура жидкости в начале наддува; М. —
действительная масса газа, необходимая для выдавливания жид-
кости; С — отношение эффективных теплоемкостей стенки и газа,
С = (рсбТ,)и7/(р"грРТ1вх), в котором значения теплофизических
свойств взяты при параметрах изотермического процесса; St =
= схТт/(р\?р/)7вх) — модифицированное число Стантона, в котором
коэффициент теплоотдачи от стенки к газу а рассчитывается по за-
висимостям для свободной конвекции при температуре 0,5 (Твх + Т)
и для разницы температур Т = Твх — Т\ плотность и теплоемкость
газа соответствуют параметрам изотермического процесса р" =
p/(RTBX), Ср = с (р, Твх); 0 = дт/(р'СрОТвх) — отношение тепла,
аккумулированного газом, к общему теплосодержанию газа при
Т = 7ВХ; диаметр D, входящий в состав безразмерных перемен-
ных С, St и 0 представляет собой эквивалентный диаметр цилин-
дрического сосуда, имеющего такие же объем и поверхность, как и
реальный резервуар.
Значение показателей степеней и коэффициентов в уравнении
приведены в табл. 2.2.
Таблица 2.2
Значения коэффициентов и показателей степеней в уравнении для расчета коли
чества газа, идущего на вытеснение жидкости, предложенном в работе [74]
Жидкость	Газ наддува	р,	Рг	Рз	Р4	Р5	р6	р-	Рз
н2	Н3; Не	0,33	0,281	4,26	0,857	1,5	0,312	0,16	0,986
о2	О2; N2; Не	0,775	0,209	3,57	0,79	0,755	0,271	0,236	0,895
n2	N2; Не	0,775	0,209	3,57	0.79	0,755	0,271	0,236	0,895
f2	F2; Не	0,775	0,209	3,57	0,79	0,775	0,271	0,236	0,895
2.3.	Охлаждение криогенных продуктов
Охлаждение криогенных продуктов производится с различными
целями, среди которых наиболее часто встречаются следующие: вы-
полнение требований потребителей по температуре рабочих про-
дуктов, обеспечение однофазного течения криогенных продуктов
по длинным магистралям, увеличение длительности бездренажного
хранения. Существует несколько промышленных способов пониже-
ния температуры криогенных продуктов: с помощью холодильных
51
Установок, С использованием оолее Низкотемпературных продуктов,
за счет испарения жидкости — путем вакуумирования парового
пространства сосудов или барботирования через жидкость некой-
денсирующегося слаборастворимого газа (обычно гелия). Каждый
из указанных способов имеет как достоинства, так и недостатки,
вследствие чего выбор того или иного способа охлаждения произво-
дится в каждом конкретном случае с учетом специфики использова-
ния криогенного продукта, требуемой холодопроизводительности,
температурного уровня продуктов и т. д.
С точки зрения организации потоков все многообразие схемных
решений можно свести к следующим двум случаям: охлаждение
продукта непосредственно в сосуде и охлаждение в потоке жидкости
при выдаче продукта потребителю. При охлаждении продукта в ре-
зервуарах длительность процесса может быть увеличена, поэтому
Рис. 2.18. Принципиальные схемы
охлаждения криогенных жидкостей
с помощью рефрижераторного ге-
лиевого цикла: а — схема охлажде-
ния со встроенным в резервуар те-
плообменником; б — схема с охла-
ждением в процессе выдачи про-
дукта:
1 — компрессор; 2 — теплообменник;
3 - детандер; 4 — теплообменник;
5 — резервуар с криогенным продук-
том
мощность средств охлаждения снижается по сравнению с охлажде-
нием во время выдачи продукта. Однако при таком схемном решении
продукт в резервуаре находится под пониженным давлением, вслед-
ствие чего возможно его загрязнение компонентами воздуха. При
охлаждении продукта непосредственно в ходе выдачи потребителю
исключается его загрязнение, но холодопроизводительность средств
охлаждения обычно возрастает, так как она непосредственным обра-
зом зависит от расхода продукта Q = Gc (Твых — 7ВХ), где Q —
полезная холодопроизводительность установки охлаждения; G —
расход жидкого продукта; Твх и TBbIX — температура на входе
в теплообменный аппарат и на выходе из него.
На рис. 2.18 приведены принципиальные схемы охлаждения
криогенных продуктов с использованием холодильной установки
(внешнего холодильного цикла). Передача тепла от охлаждаемого
продукта рабочему телу внешнего холодильного цикла осуще-
ствляется с помощью теплообменника, встроенного в сосуд или раз-
мещенного на коммуникации выдачи продукта. Охлаждение жидких
криогенных продуктов ниже температуры насыщения при атмосфер-
ном давлении с использованием внешних гелиевых холодильных
циклов (рис. 2.18) является эффективным в термодинамическом от-
ношении. Этим способом может быть достигнут практически любой
уровень температур продуктов вплоть до тройной точки. Основными
недостатками способа являются необходимость использования слож-
ного машинного оборудования и его высокая стоимость.
52
Принципиальные схемы охлаждения криогенных продуктов с ис-
пользованием посторонних, более низкотемпературных продуктов,
приведены на рис. 2.19. В термодинамическом отношении этот способ
менее эффективен и сравнительно дорог. Реально из-за доступности
и безопасности в качестве крио-
агента используется только жид-
кий азот (в частности, он широко
применяется для охлаждения ки-
слорода).
Испарительные способы охлаж-
дения, т. е. вакуумирование паро-
вого пространства и барботиро-
вание неконденсирующегося газа
через слой жидкости, позволяют
получать температуру продуктов
вплоть до тройной точки. Кроме
того, с их помощью можно полу-
чить шугообразное состояние ряда
продуктов, представляющее смесь
кристаллов твердой фазы и жидко-
Рис. 2.19. Принципиальные схемы ох-
лаждения криогенных продуктов с ис-
пользованием постороннего хладоаген-
та: а — схема охлаждения жидким азо-
том кислорода в процессе хранения по-
следнего; б — схема охлаждения азо-
том кислорода в процессе выдачи кисло-
рода потребителю
Рис. 2.20. Разомкнутая схема
охлаждения жидкого водорода
барботированием холодного ге-
лия:
/ — баллоны с газообразным гели-
ем; 2 - теплообменник; 3 — бар-
ботер; 4 резервуар с жидким во-
дородом
сти, которую можно транспорти-
ровать по трубопроводам. При охлаждении продуктов барботирова-
нием практически используется только гелий из-за его безопасности,
малой растворимости и низкой температуры конденсации. Этот
способ сравнительно дорог. При его реализации по разомкнутой
схеме (рис. 2.20) требуется в больших
количествах дорогой и дефицитный ге-
лий, а при реализации по замкнутой
схеме — сложная система очистки гелия
от паров охлаждаемой жидкости. В то
же время избыточное давление в резер-
вуаре в процессе барботирования га-
рантирует отсутствие подсоса воздуха
в систему, поэтому применительно к во-
дороду этот способ имеет определенные
достоинства.
Наибольшее применение в промыш-
ленных криогенных системах получил
метод охлаждения путем вакуумирова-
ния парового пространства над зеркалом
жидкости. Охлаждение вакуумирова-
нием является универсальным спосо-
бом охлаждения криогенных продук-
тов (в том числе гелия), не требует сложного оборудования, больших
капитальных и эксплуатационных затрат. Охлаждение жидкости
легко может производиться как в хранилище, так и в теплообмен-
нике непосредственно в процессе выдачи продукта потребителю
(рис. 2.21). В целях повышения экономичности охлаждение на по-
токе осуществляется ступенчато (рис. 2.21, б). Это позволяет умень-
53
Шить мощность и количество вакуумных агрегатов, а при той жё
потребляемой мощности повысить производительность системы охла-
ждения*
Методами вакуумной откачки и барботирования гелием может
быть наиболее простым образом получено так называемое шугооб-
разное состояние криогенных продуктов (в том числе водорода и
азота).
Шугообразный продукт представляет собой смесь жидкости, охла-
жденной до температуры тройной точки, с частицами твердой фазы*
Наибольший практический интерес представляет проблема получе-
ния шугообразного водорода в связи с увеличением его плотности
и запаса холода в единице объема. Твердые частицы в шугообразном
Рис. 2.21. Принципиальные схемы охлаждения криогенных жидкостей
вакуумированием: а — схема охлаждения в резервуаре; б — двухсту-
пенчатая схема охлаждения в процессе выдачи жидкости:
1 — вакуумный агрегат; 2 — резервуар с криогенной жидкостью; 3 — ванна-
охладитель
водороде не слипаются и легко перемешиваются. После нескольких
часов хранения размеры первоначально образовавшихся частиц вы-
равниваются приблизительно до (2ч-3) мм; причем содержание
твердой фазы в отстоявшемся слое составляет 55—60 %. Шугооб-
разный водород обладает способностью передавливаться по трубо-
проводам; для этой цели могут быть использованы центробежные
насосы. Откачка паров над зеркалом жидкости при достижении
давления тройной точки приводит к образованию корки льда, при-
мерзающей к стенкам сосуда В связи с этим при получении шугооб-
разных продуктов методом вакуумирования необходимо решить за-
дачу разрушения этой ледяной корки. Существует несколько спо-
собов разрушения образующейся твердой корки: механическое
дробление, частичное оттаивание при наддуве, пульсирующая (пре-
рывистая) откачка, прогрев стенки около свободной поверхности.
Применение того или иного способа получения шугообразных крио-
продуктов во многом зависит от условий эксплуатации тех объектов,
в которых эти продукты будут использоваться.
Для откачки паров криогенных жидкостей в силу целого ряда
причин (наличия низких температур, взрывопожароопасное™ водо-
рода в смеси с воздухом и кислородом при контакте со смазочными
материалами и др.) применяют лишь некоторые виды средств вакууми-
рования; к ним относятся прежде всего эжекторы. Несмотря на
сравнительно низкий КПД, они в силу простоты, надежности, без-
54
опасности, возможности использования в широком диапазоне рас-
ходов и давлений находят наибольшее применение. В качестве актив-
ного газа обычно используется воздух или азот, которые поступают
из ресиверов или газификаторов жидких продуктов.
Насосные агрегаты имеют более высокий КПД и их использова-
ние с точки зрения уменьшения затрат энергии на откачку паров
более предпочтительно. Из насосов объемного принципа действия
широкое распространение получили водокольцевые вакуумные на-
сосы, поскольку они взрывопожаробезопасны при откачке паров
кислорода и водорода.
Следует отметить перспективность применения для откачки хо-
лодных паров объемных вакуум-насосов, работающих без смазок —
винтовых (типа «Руте»), с частичным внутренним сжатием (ВНСЧ),
а также лопастных.
Расчет эксплуатационных характеристик наиболее распространен-
ных испарительных способов охлаждения и их практическая орга-
низация связаны с анализом специфических теплообменных процес-
сов в объеме охлаждаемого продукта.
При охлаждении жидких продуктов барботированием газообраз-
ным гелием в термодинамически равновесном процессе парциальное
давление паров в парогазовой смеси равно давлению насыщенных
паров. Принимая, что плотность пара и барботируемого газа опре-
деляется уравнением состояния идеального газа, запишем зависи-
мости для расходов барботируемого газа и паров охлаждаемой
жидкости:
Ст — О V — PsV см .
— иг см ~~ 7?ИУ ’
откуда следует, что
^б — Рб^см —
Ps
Рем Ps
— Ps) Тсм
RqT
(2 28)
Здесь Усм — объемный расход парогазовой смеси в единицу вре-
мени; би, Сб — массовые расходы паров продукта и барботируемого
газа; ри = psl(RvT) — парциальная плотность паров в парогазовой
смеси; рб = рсмрЛДьТ) — парциальная плотность барботируемого
газа; рсм — давление в сосуде; ps — давление насыщенных паров;
Т — температура жидкости.
Таким образом, в предположении равновесности процесса испа-
рения, без учета каплеуноса и растворимости барботируемого газа
в жидком продукте уравнение для расчета охлаждения жидкости
при барботировании неконденсирующегося газа принимает вид
жРР гсо : <7о.с+-п
Рем ~~ Ps
при начальных условиях т = 0; Т = То; М = /Ио. Здесь Твх —
температура газа на входе в барботер; Т — температура жидкого
55
продукта; q0. с — теплоприток к жидкому продукту из окружа-
ющей среды; М — масса жидкого продукта.
Охлаждение криогенной жидкости путем вакуумирования паро-
вого пространства над поверхностью жидкости при термодинамиче-
ски равновесном процессе и отсутствии каплеуноса описывается
следующей системой уравнений:
^(Л^ = --^-г(Т) + 7о.с;
dM = VpH7(T dr;
Рн = Р (Рн> Тн),
Рн = ps — Арг;
тн = Ts + A7V
при начальных условиях т = 0; Т = То; М = 7И0. Здесь М —
масса жидкого продукта; q0, с — тепловой поток к жидкости из
окружающей среды; V — объемная производительность агрегата от-
качки паров; рн — плотность паров на входе в насосный агрегат;
Кт — эмпирический коэффициент, учитывающий изменение плот-
ности газа при его прогреве в насосе; Дрг — гидравлические потери
во всасывающем трубопроводе; &Tq — повышение температуры газа
во всасывающем трубопроводе.
Обычно конструктивными мероприятиями гидравлические и теп-
ловые потери сводят к минимуму, и процесс охлаждения при термо-
динамическом равновесии фаз описывается более простыми соотно-
шениями:
McdT = ~rdM;
dM = VpsKT dr.
Однако испарение жидкости при вакуумировании и барботирова-
нии неконденсирующимся газом может отличаться от равновесного,
в связи с чем результаты расчетов по времени охлаждения, темпера-
туре продукта, холодопроизводительности и затратам гелия могут
отличаться от действительных. Неравновесность процессов охлажде-
ния зависит от особенностей гидродинамической обстановки в охла-
ждаемом объеме продукта, т. е. размеров и формы газовых вклю-
чений, их скорости, распределения по объему, конвективного пере-
мешивания жидкости и т.д.
Анализ экспериментальных данных показал, что описание про-
цесса охлаждения при барботировании жидких криогенных продук-
тов охлажденным гелием с достаточной для практических примене-
ний точностью возможно в рамках относительно простой физической
модели [9]. Основные положения этой модели сводятся к решающей
роли тепломассопередачи к всплывающим газовым пузырям, обра-
зующимся при распаде струй, истекающих из отверстий барботера.
Максимальный размер пузырей ограничен критическим диаметром,
по достижении которого вследствие испарения в них жидкости пу-
зыри дробятся на более мелкие Основное сопротивление тепломассо-
56
передаче считается сосредоточенным в газовой фазе в тонком слое
около границы газ—жидкость. Предполагая форму пузырей сфери-
ческой и используя известные зависимости для массопередачи в сво-
бодно всплывающих газовых пузырях, можно записать уравнения,
связывающие скорость испарения с параметрами процесса и глуби-
ной расположения барботера под поверхностью жидкости:
р»
Z —--------------) ( D5IF " 2 У‘51П(1 ~ Е)>
где би, р —скорость испарения жидкости при равновесном процессе,
определяемая по зависимости (2.28); GH —действительная скорость
испарения жидкости; 8 — коэффициент, характеризующий нерав-
новесность процесса; z —глубина погружения барботера; рсм —
давление в сосуде; ps—давление насыщенных паров; D—коэф-
фициент диффузии паров охлаждаемого продукта в гелии; W—
скорость всплытия пузырей; о — поверхностное натяжение жид-
кости; А —эмпирический коэффициент, равный 1,8 для водорода
и 1,5 —для азота.
Результаты экспериментальных исследований свидетельствуют
о том, что в реальных конструкциях можно обеспечить проведение
практически равновесного процесса охлаждения, что соответствует
условию 8=1. Для этого необходимо заглубить барботер на 0,5—
0,6 м под уровень жидкости. Результаты проверялись в широких
диапазонах изменения скорости газа в отверстиях барботера диаме-
тром d = (1-4-5) мм и при температурах жидкого азота и водорода.
Сложная гидродинамическая обстановка внутри сосуда с жидким
продуктом при охлаждении вакуумированием парового простран-
ства обусловила эмпирический подход к описанию процесса с учетом
неравновесности [1s]. Экспериментальные исследования показали,
что при откачке паров температура жидкости остается однородной
по объему, но несколько превышает температуру насыщения при
давлении в паровом пространстве. Это отклонение зависит от ре-
жимных параметров процесса и гидродинамической обстановки
в объеме жидкого продукта. Визуальные наблюдения выявили два
характерных режима: испарение с поверхности и режим кипения.
Четкая количесттенная граница между этими режимами отсут-
ствует, но их конкретная реализация зависит от производительности
агрегата откачки, давления, высоты столба жидкости и других фак-
торов. Характерной особенностью режима поверхностного испаре-
ния является существенно большая неравновесность процесса по
сравнению с кипением, что обусловлено наличием менее развитой
поверхности фазового контакта.
В процессе включения агрегата откачки паров при атмосферном
давлении в промышленных резервуарах испарение жидких продук-
тов начинается в режиме кипения. При этом кипение является
неустойчивым, носит пульсационный характер; одновременно имеют
место колебания температуры жидкости, давления и теплосъема
57
С поверхности. Такой режим при охлаждении азота сохраняется
вплоть до тройной точки; при охлаждении кислорода с достижением
температуры 65—70 К кипение переходит в испарение с поверхности.
Следует отметить, что чистота поверхности сосудов может суще-
ственно изменить гидродинамическую обстановку внутри объема.
Так, при охлаждении жидких азота и кислорода в стеклянных сосу-
дах испарение жидкости происходило только с поверхности. Кратко-
временная остановка процесса откачки паров также приводит к смене
Рис. 2.22. Экспериментальные кривые уменьшения относитель-
ной плотности паров азота по сравнению с равновесным про-
цессом охлаждения в зависимости от удельной тепловой нагрузки
на зеркало жидкости при равновесном процессе при различных
температурах жидкости (ps — плотность насыщенных паров при
температуре в объеме жидкости; р — действительная плотность
паров над жидкостью)
режимов испарения при охлаждении жидкого кислорода. Это объяс-
няется тем, что центры парообразования при прекращении откачки
выключались из работы и в связи с низким давлением не возникали
вногь при возобновлении откачки.
При проведении практических расчетов неравновесность про-
цесса охлаждения вакуумированием парового пространства удобно
характеризовать величиной уменьшения относительной плотности
паров по сравнению с равновесным процессом, которая опреде-
ляется по формуле
Ap/Ps == (Ps P)/Ps>
где ps — плотность насыщенных паров, соответствующих темпера-
туре жидкости в объеме; р —действительная плотность отсасывае-
мых паров.
Используя величину уменьшения относительной плотности па-
ров Ap/ps, можно записать следующее соотношение для действитель-
58
ной холодопроизводительности процесса:
Q = Vrps(l - - Др/pJ.
Анализ результатов экспериментальных исследований процесса
охлаждения жидких азота и кислорода позволил выявить основные
факторы, влияющие на величину Ap/ps, и получить количественные
зависимости. На неравновесность процесса охлаждения основное
Рис. 2.24. Экспериментальные
кривые уменьшения относитель-
ной плотности паров кислорода
в зависимости от удельной тепло-
вой нагрузки на зеркало жид-
кости при равновесном процес-
се — охлаждение в режиме по-
верхностного испарения (ps —
плотность насыщенных паров
при температуре в объеме жид-
кости; р — действительная плот-
ность паров над жидкостью)
Рис. 2.23. Экспериментальные кривые
уменьшения относительной плотности
паров кислорода в зависимости от
удельной тепловой нагрузки на зеркало
жидкости при равновесном процессе —
охлаждение вакуумированием в режи-
ме кипения жидкости (ps — плотность
насыщенных паров при температуре в
объеме; р — действительная плотность
паров над жидкостью)
влияние оказывают скорость откачки паров и температурный уро-
вень продукта. На рис. 2.22—2.24 представлены экспериментальные
данные, иллюстрирующие зависимость Ap/ps при различных темпе-
ратурах от тепловой нагрузки на зеркало жидкости qs = Vpr/F,
где V — объемная производительность вакуумного агрегата; F —
площадь зеркала жидкости.
Экспериментальные кривые, изображенные на этих рисунках,
аппроксимируются эмпирическими соотношениями, приведенными
в работе [9].
Глава 3
ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ
жидких КРИОГЕННЫХ ПРОДУКТОВ
ПО ТРУБОПРОВОДАМ
3.1. Расчет параметров потока криогенной жидкости
при передаче по трубопроводам
Из-за чрезвычайно низкой температуры насыщения криогенных
жидкостей расчет их параметров при передаче по трубопроводам
связан с анализом гораздо более широкого круга явлений по сравне-
нию с транспортированием высокотемпературных жидкостей. Прежде
всего следует отметить, что на начальном этапе транспортирования
температура стенок трубопровода заметно превышает температуру
насыщения криогенных жидкостей; вследствие этого имеет место
их частичное или даже полное испарение на выходе из магистрали.
Специфические тепловые и гидродинамические условия в период
охлаждения стенок трубопроводов и невозможность обеспечения
требуемых параметров продуктов на выходе выделяют этап охлажде-
ния стенок из общего цикла работы криогенных трубопроводов;
этот этап будет рассмотрен ниже. Пока отметим, что условия для
передачи криогенных жидкостей по трубопроводам создаются только
после охлаждения стенок, когда тепловые потоки резко снижаются.
Наличие даже самой совершенной изоляции не исключает подвод
тепла к транспортируемой криогенной жидкости и, следовательно,
ее прогрев по длине трубопровода и образование паровой фазы вплоть
до полного испарения жидкости в протяженных магистралях. Крио-
генная жидкость, поступающая в трубопровод на некотором расстоя-
нии от входа //D, целиком испаряется, т. е.
//Z? =
р№ (г 4- ДТ)
4^
где 1/D — относительная длина трубы, на которой жидкость цели-
ком испаряется; q —средняя плотность теплового потока к транс-
портируемому продукту; р—плотность жидкости; W—скорость;
г — скрытая теплота испарения; А71 — недогрев жидкости на входе
по отношению к температуре насыщения при давлении на выходе.
В то же время следует отметить, что применение специальных
мер: тепловой защиты трубопроводов, предварительного охлаждения
жидкости, повышения давления в системе и других позволяет пере-
давать жидкие криогенные продукты по весьма протяженным маги-
стралям длиной не только сотни, но и десятки тысяч калибров.
Это объясняется тем, что плотности тепловых потоков при современ-
ных типах изоляций на основе вакуума весьма невелики, поэтому,
с одной стороны, исключается образование паровой фазы в недо-
гретой жидкости (поверхностное кипение), а, с другой стороны,
для прогрева жидкости до температуры насыщения и тем более для
ее испарения требуется достаточно большая протяженность трубо-
60
провода. При передаче по трубопроводам возможны два режима
транспортирования жидких продуктов — в однофазном состоянии и
с частичным испарением (рис. 3.1).
Жидкость, недогретая на входе, по мере продвижения по трубо-
проводу вследствие теплопритока из окружающей среды и падения
давления приближается к состоянию насыщения. При относительно
небольшом теплопритоке на единицу массы температура потока
остается ниже температуры насыщения, и по всей длине трубопро-
вода жидкость находится в однофазном состоянии.
При малых недогревах жидкости на входе или при очень большой
протяженности трубопровода на некотором расстоянии от входа
жидкость достигает состоя-
ния насыщения и ниже этого
сечения происходит посте-
пенное испарение жидкости.
Паровая среда обладает су-
щественно меньшей плот-
ностью, и при сохранении
располагаемого перепада
давления расход продукта
резко уменьшается даже
при наличии относительно
небольшой доли пара.
В связи с этим при созда-
нии систем режимные пара-
метры транспортирования
Рис. 3.1. Схема изменения параметров по-
тока криогенной жидкости по длине трубо-
провода
криогенных продуктов выбирают таким образом, чтобы не
допустить образования паровой фазы в трубопроводах. Тем не
менее в процессе создания и эксплуатации систем периодически
возникает необходимость передачи по трубам криогенных жид-
костей с частичным испарением. Образования паровой фазы даже
в адиабатном потоке невозможно избежать, если температура жид-
кости на входе превышает температуру насыщения на выходе из
трубопровода.
Таким образом, расчет параметров потоков криогенных продук-
тов связан с определением не только потерь давления (как это имеет
место для высококипящих жидкостей), но и температуры продукта,
температуры насыщения и паросодержания в каждом сечении ма-
гистрали.
Задача решается в одномерной постановке и для наиболее рас-
пространенного случая, когда по трубопроводу транспортируется
однофазная жидкость; расчет параметров потока сводится к опреде-
лению давления, текущей температуры и температуры насыщения;
условие однофазного течения записывается при этом в виде Т (г) <
< Ts (г).
Давление в любом сечении потока р = Д (г) определяется по
уравнению Бернулли
61
Экспериментальные значения коэффициентов трения, полученные
для однофазных потоков жидких азота и кислорода, свидетельствуют
о том, что коэффициенты трения и местных сопротивлений с доста-
точной для инженерных расчетов точностью могут быть определены
по зависимостям, найденным на высококипящих жидкостях (и в част-
ности на воде). Для практических расчетов в области больших чисел
Рейнольдса (Re > 105) можно использовать экспериментальные зна-
чения коэффициентов трения Хтр = 0,0154-0,021, полученные на
трубах из нержавеющей стали при транспортировке жидких азота
и кислорода.
Температура насыщения в зависимости от давления Ts = f2 (р)
определяется на основании экспериментальных данных по таблич-
ным, графическим или аналитическим зависимостям [59].
Температура продукта в произвольном сечении магистрали Т =
= /3 (г) определяется из основного закона термодинамики для по-
точной системы (отнесенной к единице массы потока)
dq = di + d —|- dh,	(3 2)
4W
где dq — количество теплоты, подведенное к жидкости из окружа-
IF2
ющей среды; di —изменение энтальпии потока; d-^- и dh —изме-
нение кинетической и потенциальной энергии потока.
Принимая во внимание известные уравнения термодинамики:
di = c^dT — Гт () — vl dp\
р	L \ дТ /р J г
уравнение (3.2) можно преобразовать в выражение для изменения
температуры потока
cvdT = dq + [^\cp-v]dp--^--dh.	(3.3)
Если пренебречь (ввиду малости) кинетической энергией потока
и принять магистраль горизонтальной, то из уравнения (3.3) сле-
дует, что изменение температуры происходит вследствие тепло-
притока из окружающей среды и дросселирования потока в трубо-
проводе, т. е.
р2
т. - Л - -Д- + J (-£-), dp.	(3.4)
Pl
где (Л—Y =	--------дифференциальный джоуль-юмпсо-
\ dp Ji \ dp / s Ср
новский эффект.
Для криогенных жидкостей (дТ/др) ^0 и вблизи температуры
насыщения при атмосферном давлении имеет отрицательное значе-
ние, т. е. даже в отсутствии теплопритока температура криогенных
жидкостей при течении по трубам несколько возрастает (табл. 3.1).
При практических расчетах обычно требуется определять изме-
нение температуры жидких криогенных продуктов на выходе из ма-
Таблица 3.1
Дифференциальный джоуль-томпсоновский эффект криогенных жидкостей вблизи
температуры насыщения при атмосферном давлении и его отдельные составляющие
Жидкий продукт	Темпе- ратура, К	(дТ/др)^ К, МПа	(dT/dp)s, К МПа	v/cp, К/МПа	Жидки pi продукт	Темпе- ратура, К	(dT/dp)., К/МПа	(дТ'др)8, К/МПа	У/ср. К/МПа
сн4	112	—0,36	0,24	—0,6	N2	77	—0,36	0,23	—0,59
О2	90	—0,32	0,18	—0,5	Н2	21	-1,12	0,38	-1,5
Аг	88	—0,374	0,266	—0,64	Не	4,2	—0,6	1,3	-1,9
гистралей (на входе к потребителю) по отношению к условиям хра-
нения.
На рис. 3 2 представлена типичная расчетная схема криогенной
магистрали с характерными сечениями по ее длине. Будем считать,
что перед началом транспортиро-
вания параметры жидкости в ре-
зервуаре соответствуют состоя-
нию насыщения Тхр = Ts и р =
= /9хр. После наддува парового
пространства резервуара до зна-
чения р0, а также в процессе его
опорожнения температура жид-
кости ' вследствие изоэнтропиче-
ского сжатия, теплообмена с га-
зом наддува и теплопритока из
окружающей среды возрастает до
значения Т{}, однако температура
насыщения увеличивается с ро-
стом давления на гораздо боль-
шую величину, поэтому жидкость
становится недогретой, т. e.TQ<zTs0
(табл. 3.2).
При выдаче из резервуара дис-
сипативные потери энергии прак-
Рис. 3.2. Схема изменения параметров
однофазной криогенной жидкости в
процессе транспортирования по трубо-
проводу
тически отсутствуют и температура жидкости растет вследствие изо-
энтропического сжатия и теплопритока
Ро
7’»=^+J	<3-5’
р
где q0 —теплоприток к единице массы жидкости в резервуаре.
Теплоприток к жидкости в процессе опорожнения резервуара
складывается из теплопритока через изоляцию и теплопритока
с газом наддува, т. е.
т	т
<7о = | <71 (т) dr + | q2 (т) dr,
б	о
63
где q± —теплоприток к жидкости Через изоляцию; q% —теплопри-
ток к жидкости с газом наддува (см. гл. 2).
При входе в насос давление падает на величину гидравлического
сопротивления всасывающей линии, а температура потока возра-
стает и недогрев жидкости TSl —1\ сокращается. Если недогрев
жидкости на входе в насос меньше допустимого, то насос заглуб-
ляется. После насоса давление в магистрали возрастает до значе-
ния р2 и соответственно возрастает температура насыщения TSi.
Температура жидкости также несколько повышается в результате
изоэнтропического сжатия, теплопритока из окружающей среды и
диссипативных потерь в насосе, но в целом недогрев жидкости
возрастает.
Таблица 3.2
Повышение температуры насыщения криогенных жидкостей при росте давления
от 0,1 до 0,2 МПа
Жидкий продукт	Ts- К	ДТ_, к о	Жидкий продукт	к о	дт\, К о	Жидкий продукт	г_, К о	Д7\, К «О
сн4	111	9	Аг	87	8	н2	20,3	2,4
о2	90	7	N2	77	7	Не	4,2	0,8
Изменение температуры жидкости в насосе с учетом объемных и
гидравлических потерь можно представить в виде
V (р2 — Р1)
СР
Рг
(3-6)
Pl
где т] — коэффициент объемных и гидравлических потерь в насосе;
Q2 —теплоприток к жидкости в насосе в единицу времени.
Для современных конструкций отечественных центробежных на-
сосов значения коэффициента объемных и гидравлических потерь
составляют обычно ц = 0,64-0,8. В ряде случаев со стороны потре-
бителей выдвигается требование по варьированию в широком пре-
деле величины расхода и при уменьшении расхода значение коэф-
фициента т] снижается. Прогрев жидкости в насосе за счет тепло-
притока из окружающей среды как показывают расчетные оценки,
относительно невелик и не превышает обычно 10"2 К даже для
плохо изолированных агрегатов. Во всяком случае, основная цель
использования высокоэффективной тепловой защиты жидкостных
насосов состоит не в уменьшении прогрева жидкости на этапе транс-
портирования, а в обеспечении возможности быстрого охлаждения
или поддержания насосов в охлажденном состоянии, что создает
необходимые предпосылки для автоматизации управления системой
в целом. Для большинства современных конструкций насосных агре-
гатов теплопритоки к рабочим продуктам по сравнению с теплопри-
64
токами в резервуарах достаточно велики; в связи с этим насосы
охлаждают непосредственно перед началом их работы. Это создает
определенные неудобства в эксплуатации систем и поэтому приме-
нение жидкостных насосов обычно ограничено случаями, когда по
условиям работы систем необходимо создание значительного давле-
ния на входе в магистраль. Если же требуемые параметры продукта
могут быть реализованы при малых значениях давления на входе
Рвх < (0,5—1)МПа,то создание необходимого напора осуществляется
путем наддува парового пространства резервуаров парами рабочего
продукта. Такой способ создания напора обладает целым рядом
преимуществ: надежностью, быстротой подготовки к выдаче про-
дукта, простотой автоматизации управления и другими
Значения температуры продукта в конце всасывающего и нагне-
тательного трубопроводов в соответствии с уравнением (3.3) можно
представить в виде:
(3-7)
(hi — А3) g
ср
у (Рг ~ Рз)
СР
(3-8)
Здесь Qi и Q3 — внешний теплоприток к транспортируемому про-
дукту соответственно на всасывающем и нагнетательном участках
магистрали; hQ, h2i h3 —высота расположения сечений (см.
рис. 3.2) относительно произвольно выбранной нулевой отметки.
Решая систему уравнений (3.5) — (3.8), получим уравнение,
связывающее температуру криогенного продукта в хранилище с
температурой на входе к потребителю
Тз — Лр + ?о ~Ь
v(Pz —
CP
Qi 4- Qa + Qs I .
GCp + J
pxp
7“ (4т-)
CP \ dT r
— [(/i0 - hs) g + v (p0 - Pj) + v (p2 - p3)].
В инженерных расчетах применительно к наиболее распростра-
ненным условиям транспортирования криогенных жидкостей можно
пренебречь перепадом давления во всасывающем трубопроводе по
сравнению с нагнетательным участком магистрали, а также разни-
цей давлений р0, р± и р3. Отметим, что разницей давлений р0 — рг
можно пренебречь только для расчета изменения температуры на
выходе, но не для расчета изменения температуры насыщения во вса-
сывающем участке магистрали. Обозначив для дальнейших рассу-
ждений давление за насосом р2 через р^ а давление и температуру
3 Филин Н. В. и др.	65
на выходе из магистрали /?3 и Т3 через рвых и Твых, с учетом выше-
указанного получим
Р1ЫХ
I I
вых — 1 хр
V (Рвх — Рвых)
(310)
в единицу
с помощью
Т / ди \
Ср \ дТ / р
хр
^вых) р.
г	&
6Р
где Q — суммарный внешний теплоприток к жидкости
времени.
Если подача жидкости в магистраль осуществляется
выдавливания, то в уравнении (3.10) теряет физический смысл коэф-
фициент, учитывающий необратимые потери в насосе при сжатии
жидкости; формально коэффициент объемных и гидравлических по-
терь становится равным единице, т. е. т] = 1.
Для большинства рассматриваемых систем разница давлений
Рвых — Рхр по своей абсолютной величине намного меньше пере-
пада давления по длине магистрали |рвых —Pxpl С Рвх — Рвых?
поэтому можно пренебречь температурным эффектом при изоэнтро-
пическом изменении давления, т. е.
гр ____ гр	Q I V (рВХ - Рвых)
1 вых — i хр “Г GCp ~Г пСр
Для горизонтального трубопровода или для случая, когда
V
место соотношение —
(^вх ^вых)
ср
имеет
вх — Лвых|, получим
Q | v (Рвх Рвых)	/о 1 9\
бСр	ДСр	’	К •	;
уравнения представляет собой прирост
температуры продукта от внутреннего теплопритока при переходе
работы сил сжатия в теплоту за счет трения
Рассчитав температуру потока по длине магистрали можно про-
верить,
течение
фазный
ВЫХ -- х хр
Последний член этого
действительно ли в трубопроводе реализуется однофазное
жидкости. Для горизонтального трубопровода поток одно-
при условии
ВЫХ 1 S вых?
или
V (Рвх — Рвых)
8 ВЫХ
ПСр
Условия реализации однофазного течения жидкости или ее ча-
стичного испарения можно записать с помощью массового расход-
ного паросодержания на выходе из магистрали хвых
Q	V (р„х — Рных)	СР вых ~ Гхр1
ВЫХ -- Qr
1]Г	г
При значениях %вых <0 — поток однофазный; при 0 < %вых <
1 — имеет место частичное испарение транспортируемой жидкости.
66
Внешний теплоприток к транспортируемой жидкости в единицу
времени удобно выразить через среднюю плотность теплового по-
тока q = Ql(nDl).
1/D
Рис. 3.3. Прогрев жидкого во-
дорода на одном калибре трубы
в зависимости от скорости пото-
ка:
1 - q 20 Вт/м2; 2 - q 5 Вт/м2
Рис. 3.4. Прогрев жидкого ки-
слорода на одном калибре трубы
в зависимости от скорости по-
тока:
1 — q — 20 Вт/м2; 2 - q 5 Вт/м2
Тогда зависимость для расчета прогрева жидкости в магистрали
(3.12) с учетом уравнения Бернулли (3.1) можно записать как
(Твых — Твх)
T/D = ~pW
ZTplF2
2т]
(3 13)
На рис. 3.3—3.5 представлены рас-
считанные по уравнению (3.13) кривые
прогрева основных криогенных жид-
костей в прямой трубе (Хтр = 0,02)
для различных значений теплоприто-
ков из окружающей среды в зависи-
мости от скорости транспортирования.
Принятые плотности тепловых по-
токов соответствуют наиболее харак-
терным существующим видам тепловой
защиты криогенных магистралей: q =
= 0,2 Вт/м2 — к гелиевым трубопро-
водам с азотным экраном; q 5 Вт/м2 —-
к криогенным трубопроводам с экран-
но-вакуумной изоляцией; q - 20 Вт/м2 —
при частичной потере вакуума и в тру-
бопроводах с газонаполненной изоля-
цией. Из хода расчетных кривых сле-
Рис. 3.5. Прогрев жидкого ге-
лия на одном калибре трубы в
зависимости от скорости потока:
1 — q = 5 Вт/м2: 2 — q = 0,05 Вт м2
дует, что скорость наряду с плотностью теплового потока из
окружающей среды оказывает существенное влияние на прогрев
жидкости. Расчетные кривые прогрева жидкости имеют четко вы-
раженный минимум, соответствующий определенной скорости дви-
жения жидкости WOf которую будем называть оптимальной.
3*
67
Отметим, что данное понятие оптимальной скорости транспортиро-
вания не затрагивает экономических соображений, а лишь ориен-
тирует разработчика криогенных систем в выборе скорости.
Таким образом, каждому конкретному значению тепловых и
гидравлических характеристик криогенных магистралей соответ-
ствует оптимальная скорость потока, при которой на определенной
длине реализуется минимальный прогрев жидкости или при задан-
ном допустимом прогреве жидкости может быть обеспечена макси-
мальная длина транспортирования. Отклонение реальной скорости
транспортирования от оптимальной зависит от целого ряда факто-
ров, но в большинстве случаев объясняется необходимостью исполь-
зования унифицированных диа-
метров
Зависимость для определе-
ния оптимальной скорости те-
чения криогенных жидкостей
можно получить в соответствии
с правилом нахождения экстре-
мальных значений функций,
т. е. приравнивания к нулю про-
изводной	d	(Т — TBX)/dW — О,
5ZZ	/	яр V/2 1173/2
8т]	\	G /
ql /	л \1/2 ,	0
" U/3/2 V PG ) Т т)

Рис. 3.6. Оптимальная скорость транспор-
тирования криогенных жидкостей в пря-
мых магистралях (YZ <
Анализ этого уравнения показывает, что в трубопроводах с отно-
сительно небольшим количеством местных сопротивлений, для кото-
рых выполняется условие S? С	оптимальная скорость вы-
ражается простой зависимостью
Рассчитанные по этому уравнению значения оптимальной ско-
рости для случая 2vTp = 0,02 и г] = 1 в виде графических зависи-
мостей от плотности теплового потока для различных криогенных
жидкостей представлены на рис. 3.6.
При значении комплекса	<0,4погрешность опре-
деления оптимальной скорости не превышает 10 %. Для трубопро-
водов со значительными местными сопротивлениями расчет опти-
мальной скорости удобно производить по формуле
^трР Д + у tf (^тр*
При транспортировании криогенных продуктов с частичным
испарением пропускная способность магистралей и содержание пара
в потоке определяются путем решения системы уравнений, описы-
вающих изменение параметров потока на участках однофазного и
68
двухфазного течения. Решение поставленной задачи сопряжено
с большими трудностями, поскольку законы и формы совместного
движения жидкости и газа гораздо сложнее и многообразнее, чем
законы и формы движения гомогенных потоков Дискретные объемы
каждой из фаз — пузыри и капли — содержат достаточно большое
число молекул, и внутри любого объема движение среды может
быть определено обычными дифференциальными уравнениями: сплош-
ности, движения и энергии. Однако в двухфазных потоках помимо
внешних границ, обусловленных стенками канала, имеются внутрен-
ние поверхности раздела фаз, которые переменны во времени и
пространстве. На поверхности раздела возникают силовые и тепло-
вые взаимодействия, и поэтому совместное рассмотрение уравнений
гидродинамики каждой из фаз необходимо дополнить уравнениями,
отражающими механическое и тепловое взаимодействие фаз на гра-
ницах раздела. Одна из особенностей двухфазных течений заклю-
чается в многообразии и сложности характера форм движения двух-
фазных потоков.
В отечественной литературе предусматривается следующая клас-
сификация режимов течения:
пузырьковый —жидкая фаза непрерывна, а паровая фаза в виде
пузырей прерывиста; режим имеет место при низких паросодержа-
ниях;
снарядный — в потоке проявляются относительно большие объ-
емы пара в результате слияния отдельных паровых пузырей; режим
имеет место при умеренных паросодержаниях и относительно низких
скоростях потока;
расслоенный —жидкая фаза целиком сосредоточена в нижней
части, а паровая фаза —в верхней части горизонтальной трубы;
режим имеет место в горизонтальных и слабо наклонных трубах
при малых скоростях движения потока;
дисперсно-кольцевой — жидкая фаза образует непрерывное
кольцо около стенки, а паровая фаза — ядро, в котором присут-
ствуют капли жидкости; режим наблюдается при больших паросо-
держаниях и высоких скоростях потока;
обращенный дисперсно-кольцевой — около стенки имеется кольцо
паровой фазы, а жидкая фаза с той или иной степенью дисперсности
сосредоточена внутри парового кольца; этот режим встречается при
устойчивом пленочном кипении;
эмульсионный — жидкая фаза в виде капель распределена в па-
ровой фазе; режим характерен для больших парссодержаний и
больших массовых скоростей.
Этими видами движения не исчерпывается все многообразие двух-
фазных течений, встречающихся на практике; в связи с этим в клас-
сификации режимов течения и их названиях у разных авторов
имеются различия. На структуру потока в трубах влияет целый
ряд факторов: скорость потока, расходное и истинное паросодержа-
ние, относительная плотность фаз, вязкость3"’ жидкости, диаметр
трубы, смачиваемость стенок жидкостью, пространственная ориента-
ция трубы и др.
69
Каждой структуре потока, размерам, форме и пространственному
распределению дискретных элементов фаз отвечают определенные
закономерности переноса тепла и количества движения. При коли-
чественном описании закономерностей движения двухфазных пото-
ков используются осредненные характеристики двухфазных тече-
ний: истинные и расходные паросодержания, приведенные скорости
каждой из фаз. Потери давления в двухфазных потоках Арсм (так же,
как в однофазных) складываются из трех составляющих: потерь
на трение Артр, на изменение количества движения Арк ц и на
преодоление сил тяжести Арп, причем
Потери давления, обусловленные ускорением потока и подъемом
трубопровода, определяются выражениями:
(4г) =^[рЖф-РжМ(1 —<₽)];
\ 1л2 / к. д AZ
(4г)п = [Ргф + Рж^ ~ (f )l£C0SC£>
где а —угол наклона трубопровода и вертикали; q —объемное
содержание пара в потоке.
В условиях передачи по трубам криогенных жидкостей с частич-
ным испарением потерей напора на ускорение можно пренебречь,
и для слабо наклонных трубопроводов главной составляющей потерь
давления являются потери на трение. К настоящему времени вы-
полнено значительное количество исследований по изучению осо-
бенностей гидродинамики и методов расчетного определения пара-
метров отдельных режимов двухфазных потоков [37]. Однако в ин-
женерной практике для расчета потерь давления на трение обычно
используют упрощенные методы, не связанные с рассмотрением
конкретных режимов, т. е. модель со скольжением (корреляция
Мартинелли—Локкарта—Нельсона) и гомогенная модель. Это объяс-
няется тем, что часто по длине трубы реализуется несколько разных
режимов течения парожидкостной смеси, что значительно усложняет
расчет при отсутствии достаточно точных методов определения гра-
ниц отдельных режимов. Сущность методики определения потерь
давления на трение в двухфазном потоке по модели со скольжением,
разработанной Локкартом и Мартинелли, состоит в следующем.
На участке трубы, в пределах которого можно считать постоянной
плотность парожидкостной смеси, потери давления на трение в двух-
фазном адиабатном потоке (Ар А/)см, движущемся с расходом G =
= Gr + бж, выражаются через потери давлений при движении
одной из фаз с помощью эмпирических функций Фг или Фж:
( Лр \	/ Др \ ф2.
\ А/ /см \ AZ /г г’
70
где (A/?/AZ)r и (Ар/А/)ж—потери давления при движении по трубе
только газа или только жидкости с расходами Gr и Фг и Фж —
эмпирические функции безразмерного параметра X; параметр X
определяется по формуле
1
(Ар/А/)ж '
(Др/Д/)г .
2—п
9
где п — показатель степени при числе Рейнольдса в выражении для
коэффициента трения Хтр = Л/Re" (для турбулентного потока п =
= 0-4-0,25).
Рис. 3.7. Соотношение между Фг (%) и Фж (%) при турбулентном тече-
нии фаз
Выражения (3.14) для расчета потерь давления в турбулентном
потоке были модифицированы Мартинелли и Нельсоном в виде
где (Др/Л/)ж0 — падение давления на единицу длины трубопровода
при движении жидкой фазы с полным расходом G; х — массовое
расходное паросодержание потока.
Конкретный вид функций Фг и Фж несколько различается в за-
висимости от ламинарного или турбулентного характера движения
каждой из фаз. В технической литературе эти функции представ-
ляются в виде графических зависимостей (рис. 3.7).
В отечественной литературе, посвященной инженерным методам
расчета сопротивления двухфазных потоков, большее предпочтение
отдается гомогенной модели [37, 61 ]. В частности, она широко
используется в практике расчета гидравлических характеристик
котельных агрегатов, применительно к режимным параметрам кото-
рых она скорректирована эмпирическими коэффициентами. Эта мо-
дель часто используется и при расчете пропускной способности
криогенных магистралей, поскольку в ряде случаев реальные ре-
71
жимы парожидкостных криогенных потоков, т. е. малые паросодер-
жания и большие массовые скорости, лучше описываются именно
гомогенной моделью.
Основные допущения гомогенной модели состоят в предположе-
нии равенства линейных скоростей пара и жидкости, термодинами-
ческого равновесия фаз, применимости к двухфазному течению за-
висимостей, полученных для определения коэффициента трения
однофазного потока. Сущность модели состоит в том, что двухфаз-
ный поток рассматривается как однофазный, у которого удельный
объем в каждом сечении такого потока связан с массовым паросо-
держанием и удельным объемом каждой из фаз, т. е.
^см = ^(1 - *) + цл.
Уравнение для расчета потерь на трение записывается в форме,
аналогичной уравнению Дарси—Вейсбаха
/ Ар \ _ ^см (Р W Рем	zo 1ЛЧ
\ А/ /см	2D 9	р.10)
где Хсм — коэффициент сопротивления двухфазного потока, который
может быть представлен с помощью коэффициента сопротивления
однофазного потока Хтр и некоторой эмпирической функции ф пара-
метров двухфазного потока, т. е. Хсм = фХтр.
Ввиду сложного характера зависимости ф от режимных пара-
метров двухфазного потока в инженерных расчетах обычно прини-
мают ф = 1.
Обычно при расчете пропускной способности трубопровода из-
вестны: плотность теплового потока по длине трубопровода q, дав-
ление и температура жидкости на входе в трубопровод рвх и Твх,
давление на выходе рвых, длина и диаметр трубопровода Z и D.
Цель расчета — определение расхода продукта G и паросодержание
на выходе из трубопровода хвых. Расчет начинается с того, что
в предположении однофазного характера течения жидкости опреде-
ляется расход продукта по трубопроводу G±. Затем определяется
паросодержание потока на выходе из трубопровода при расходе Gr.
Если хвых > 0, то жидкость передается по трубопроводу с частич-
ным испарением. В этом случае задается новый расход продукта
G2 < G± и для него при известных температуре жидкости и давлении
на входе рвх и Твх определяется длина участка с однофазным тече-
нием а также давление и температура жидкости в конце уча-
стка р' и Т'. На участке с однофазным течением продукта параметры
потока определяются с помощью уравнений расхода, изменения
температуры по длине магистрали и зависимостей температуры
насыщения от давления.
В конце участка с однофазным движением рабочей жидкости
температура потока равна температуре насыщения: z = р = р'\
Т = Г = Ts.
Расчет потерь давления в двухфазном потоке криогенной жид-
кости ведется численным методом. Участок трубопровода ZCM =
= I — Г, на котором имеет место подпаривание жидкости, разби-
72
вается на равные отрезки А/. В пределах каждого отрезка массовое
паросодержание х и параметры каждой из фаз принимаются постоян-
ными. Массовое паросодержание в сечении li+1 определяется паро-
содержанием потока в предыдущем сечении lt и приростом паросо-
держания на отрезке А/ = li+1 — /г вследствие теплопритока и
падения давления над насыщенной жидкостью, т. е.
—xi +
4 q\l
~DoW7
is (Pi) (PZ-1)
r
Давление в конце каждого участка в сечении 1М
лением в сечении следующим соотношением:
Pi-\-\ Pi &Рсм. тр А/ COS ОС/^см,
связано с дав-
где а — угол наклона отрезка А/ к вертикали.
При переходе к следующему участку учитывается изменение
паросодержания и плотности паровой фазы за счет теплопритока и
падения давления на предыдущем участке.1	Д Ж
Таким образом, на первом отрезке паросодержание потока хг
принимается равным нулю, и расчет потерь давления производится
по формулам для однофазного течения. Давление в конце первого
участка горизонтального трубопровода составит
Р1 = р'-Хтр(рГ)2ижА//(2Г).
Далее определяется паросодержание на втором отрезке х2 по
формуле
= _4£_М	is (Рх) — is (р')
2 DpW(P1)'	г(Р1)
ПоТ известному значению х2 и плотности газовой фазы рг —
= Ps (Pi) определяется падение давления на втором участке. При ис-
пользовании в качестве расчетной модели Мартинелли—Локкарта—
Нельсона по известному паросодержанию х2 и плотности газовой и
жидкой фаз рассчитывается параметр Мартинелли X.
По графическим зависимостям Ф (X), приведенным на рис. 3.7,
определяется значение одной из функций Фг или Фж. Падение
давления на втором участке определяется по одной из формул (3.14)
или (3.15); например,
Ар2 = Р\~ Р2 = (Ар/А/)жФж А/.
Затем определяется паросодержание на третьем участке х3 и
производится расчет падения давления на третьем участке и так
далее. При использовании гомогенной модели двухфазного потока
падение давления на отдельных участках определяется по формуле
Р/ч-1 = Pi — ^тР (Р W ^см A//(2D)
На втором участке падение давления равно
Ар2 = р. - Р2 = К? (р W [^ж (1 ~ х2) + ад] AZ/(2D)
В остальном схема расчета с использованием гомогенной модели
сохраняется.
73
Если расчетное давление на конце трубопровода рр. вых окажется
выше заданного рвых, то следует увеличить расход и повторить
расчет; если расчетное давление окажется ниже, то следует умень-
шить расход продукта с повторением расчета. Расчеты повторяют
до тех пор, пока не будет выполнено условие
Рр. вых Рвых
--------------<8,
Рвых
где 8 -— заранее заданная достаточно малая величина.
Значения	и хвых, соответствующие соотношению
Рр-ВЫХ - Рвых .
-------------<; 8, будут ЯВЛЯТЬСЯ искомыми.
Рвых
Ввиду сложности и большой трудоемкости расчетной методики
определения пропускной способности трубопроводов в условиях
частичного испарения криогенных жидкостей можно для горизон-
тальных трубопроводов использовать более простую методику рас-
чета.
Первый этап расчета по определению длины однофазного течения
жидкости Г и параметров потока в точке насыщения р' и Т сохра-
няется. На участке течения жидкости с частичным испарением для
расчета падения давления используется гомогенная модель потока.
При этом вводятся следующие упрощения относительно представ-
ления плотности и паросодержания потока.
Ввиду относительно малой плотности пара по сравнению с плот-
ностью жидкости при малых давлениях удельный объем парожид-
костной смеси записывается в упрощенной форме
^см ^ж XVT,
Для инженерных расчетов можно допустить, что удельный объем
паровой фазы может быть определен с помощью уравнения состояния
идеального газа; причем температура газа ввиду ее относительно
малого изменения принимается постоянной, равной средней арифме-
тической температуре по концам трубопровода, т. е. удельный
объем парожидкостной смеси равен
^см = ^ж \-xRTT/p.	(3.17)
Реальная зависимость для массового паросодержания выражается
в более простом виде
% == -^ВЫХ (Р Р)/(Р Рвых)»	(3.18)
где хвых — паросодержание потока на выходе из магистрали, ко-
торое связано с общим теплопритоком продукта к магистрали и
температурой продукта на входе и на выходе.
В графическом представлении процесса транспортирования крио-
генных продуктов с частичным испарением в координатах ц р
(рис. 3.8) смысл упрощенного представления массового расходного
паросодержания заключается в замене реальных кривых энтальпии
потока i = i (/?) и пограничной кривой is == is (р) отрезками прямых
74
Линий, что вполне допустимо при малых уровнях давления и паро-
содержания.
С учетом уравнений (3.17), (3.18) уравнение для определения
падения давления при гомогенной модели потока (3.16) можно пред-
ставить в виде
Хтр(р№)2 /	, Rrr	р'—р \
ар =---------------------— хВЫ\ —------— •
н	2D \П{ р вых р —Рвых /
После интегрирования получим
/	__ Р Рвых Ь2р Ь]Р /3 1
См	Ьг - - ^2ХВЫХ	(^1	Мвых)2	(^1 Мвых) Рвых	^2^ВЫхР
ХТр (plF)2	ф	1	М’р (pw )2 RTr
гце	= 2D	;	Ь*	=	2D (р'-•
Длина транспортирования при заданном расходе G определяется
суммой отдельных участков /р = Г + 1СМ.
Расчет ведется до тех пор, пока сумма расчетных значений длин
отдельных участков /р не будет достаточно близко совпадать с дей-
ствительной длиной магистрали I.
В качестве первоначального значе-
ния массовой скорости потока может
Рис. 3.9. Экспериментальные и
расчетные по уравнению (3.19) зна-
чения относительной скорости по-
тока кислорода при частичном испа-
рении в зависимости от массового
расходного паросодержания на вы-
ходе [(pIF) ж — массовая скорость
однофазного потока при располагае-
мом перепаде давления; pW— дей-
ствительная массовая скорость по-
тока при паросодержании на вы-
ходе хВых1;
Р
р’
®8ых
расчет; О — эксперимент

Рис. 3.8. Процесс транспортирования по
трубопроводам криогенных продуктов с ча-
стичным испарением в координатах i р
быть задана скорость, соответству-
ющая однофазному потоку продукта.
На рис. 3.9 приведены экспери-
ментальные и расчетные значения
массовой скорости потока при тран-
спортировании жидкого кислорода
с частичным испарением по неизоли-
рованному трубопроводу диаметром
D = 20 мм и длиной I — 56
в трубопровод и на выходе из
насыщения при атмосферном
м. Температуры потока на входе
него соответствовали температуре
давлении, а соответствующий не-
догрев жидкости создавался за счет наддува парового простран-
75
ства сосуда. Анализ результатов расчетов и экспериментальных дан-
ных показал, что при малых паросодержаниях экспериментальные
и рассчитанные по упрощенной методике значения G лежат доста-
точно близко друг к другу. С ростом паросодержания потока на вы-
ходе расхождение увеличивается и при %вых = 0,3 составляет 20 °о,
что вполне приемлемо при проведении инженерных расчетов. Из ана-
лиза расчетных и экспериментальных данных также следует, что
при подаче в трубопровод недогретой жидкости в области малых
паросодержаний 0 < хВЬ1Х < 0,03 расход продукта практически
не уменьшается по сравнению с расчетными значениями для одно-
фазной жидкости.
3.2. Охлаждение магистралей криогенных систем
Выходу параметров криогенных продуктов на требуемый расход
и температурный уровень предшествует период охлаждения маги-
стралей. Охлаждение может осуществляться как жидкостью, так и
газом. Выбор того или иного фазового состояния продукта опреде-
ляется назначением системы, требованиями к временным и динамиче-
ским характеристикам переходного режима, допускаемыми уров-
нями температурных напряжений в элементах конструкции. Обычно
в жидкостных системах (в целях сокращения продолжительности
и упрощения технологии) охлаждение производится непосредственно
жидкими продуктами. Этап охлаждения стенок магистралей харак-
теризуется интенсивной генерацией пара. Это обусловлено тем, что
первоначальная температура стенок, близкая к температуре окру-
жающей среды, значительно превышает не только температуру насы-
щения TS1 но и верхнюю границу существования криогенных про-
дуктов в жидком виде, т. е. так называемую температуру предель-
ного перегрева Тп. п. Следовательно, пока стенки трубопровода
имеют достаточно высокую температуру, криогенные жидкости фи-
зически не могут существовать в пристенной области, мгновенно
превращаясь в пар. При подаче криогенных жидкостей в теплые
магистрали их стенки устойчиво блокируются паровой пленкой,
т. е. реализуется пленочное кипение. С понижением температуры
стенок ниже температуры предельного перегрева Тл. п создаются
предпосылки для кризиса пленочного кипения, т. е. так называемого
второго кризиса, а также для замены его сначала переходным, а за-
тем пузырьковым кипением, которое, в свою очередь, вырождается
в конвективный теплообмен при приближении температуры стенки
трубы к температуре насыщения. Кипение криогенных жидкостей
на этапе охлаждения трубопроводов реализуется при различных
режимах движения парожидкостной смеси. Для пленочного кипения
характерно присутствие паровой пленки в пристенной области, и
режимы движения парожидкостных смесей получили название обра-
щенных. Наиболее характерными для условий охлаждения являются
обращенные стержневой, снарядный и дисперсный режимы. При по-
нижении температуры стенки, когда создаются условия для смачи-
вания ее жидкостью, обращенные режимы сменяются обычными,
76
для которых характерно наличие жидкой фазы в пристенной области.
Охлаждение и заполнение протяженных магистралей криогенными
жидкостями сопровождается колебаниями расхода и давления, ко-
торые обусловлены интенсивной генерацией пара. Следует отметить,
что колебания параметров потока вообще свойственны процессу
генерации пара в трубах Пульсации расхода и давления встречаются
в практике эксплуатации котельных агрегатов, и причины их воз-
никновения связаны с существенным изменением сопротивления
кипятильных трубок даже при малых изменениях параметров потока
на входе или интенсивности теплоотдачи к кипящей жидкости
[53, 61].
Исследования в области динамики парогенерирующих труб, как
правило, направлены на изучение областей устойчивой и неустой-
чивой работы кипятильных труб в стационарных режимах, поскольку
колебания расхода приводят к их быстрому пережогу и выходу из
строя.
Применительно к процессу охлаждения криогенных трубопрово-
дов наибольший практический интерес представляет определение
амплитуды колебаний давления, поскольку максимальное давление
может превысить предельно допустимое. В связи с разными практи-
ческими аспектами проблемы невозможно непосредственное исполь-
зование результатов исследований в области динамики процессов ге-
нерации пара в котельных агрегатах для инженерных расчетов ди-
намики охлаждения криогенных трубопроводов. Поскольку макси-
мальное давление, реализуемое непосредственно после подачи крио-
генной жидкости в отепленный трубопровод, превышает амплитуду
последующих колебаний, то обычно ограничиваются изучением
первого пика колебаний расхода и давления. Механизм его возник-
новения объясняется следующим образом. При открытии установ-
ленного на входе запорного устройства недогретая криогенная
жидкость под действием располагаемого перепада давления начинает
с большой скоростью заполнять трубопровод. При этом вследствие
высокого перегрева стенок жидкая фаза отделена от стенок паровой
пленкой, т. е. имеет место обращенный стержневой режим течения.
Развитие жидкостью относительно высоких скоростей объясняется
реализацией практически всего располагаемого перепада давления
на входном участке с малым коэффициентом сопротивления. Так,
уже при перепаде давлений в 0,1 МПа скорость истечения через
клапан с коэффициентом сопротивления £ = 4 составляет для жид-
кого кислорода 5,9 м/с и для жидкого азота — 7 м/с, в то время
как в расчетном режиме скорость движения в магистралях обычно
не превышает 2—3 м/с.
Экспериментальными исследованиями [40] установлено, что при
течении недогретой жидкости толщина паровой пленки настолько
мала, что практически не стесняет движение жидкостной струи.
Более того, присутствие паровой пленки приводит к уменьшению
касательных напряжений, поскольку вязкость пара на порядок
меньше вязкости жидкости. По мере продвижения по трубопроводу
жидкость прогревается, соответственно растет давление в трубо-
77
Проводе и скорость заполнения уменьшается. Если его протяжен-
ность достаточно велика, то на некотором расстоянии головная
часть жидкости прогревается до температуры насыщения соответ-
ствующей давлению в резервуаре, и поступление жидкости в трубо-
провод прекращается. Одновременно вследствие прогрева жидкости
и роста паросодержания разрушается стержневая структура потока.
При прогреве жидкости до состояния насыщения практически весь
тепловой поток от стенок идет на испарение, скорость генерации
пара и, следовательно, давление в трубопроводе продолжают расти,
несмотря на прекращение поступления новых порций жидкости.
Рис. 3.10. Схема экспериментальной установки:
1 — питательный резервуар; 2 — расходомер; 3 — датчики температуры потока и стенки;
4 — пневмоклапан; 5 — обратный клапан; 6 — датчики давления ДДИ-21; 7 — эксперимен-
тальный трубопровод; 8 — приемный сосуд; 9 — вакуумный насос; 10 — ресивер; 11 — ре-
дуктор; 12 — баллон с азотом; 13 — резервуар для заправки питательного сосуда
Давление в трубопроводе может в 1,5—2 и более раз превысить дав-
ление на входе. В дальнейшем по мере испарения жидкости и выходе
паров, а также частичного вытеснения жидкости обратно в сосуд
скорость генерации пара в трубопроводе уменьшается, и через не-
которое время в нем создаются условия для поступления новой пор-
ции жидкости Новое поступление жидкости приводит к меньшему
росту давления, поскольку в трубопроводе сохранилось достаточно
высокое давление и осталась часть жидкости. Колебания расхода
поступающей жидкости и давления гораздо меньшей амплитуды по
сравнению с первым циклом имеют место в течение всего периода
охлаждения и заполнения протяженных магистралей.
Результаты экспериментальных исследований временных и ди-
намических характеристик процесса охлаждения трубопроводов
криогенными жидкостями (азотом и кислородом) получены на одно-
типных экспериментальных установках, принципиальная схема
которых изображена на рис. 3.10. Различие в установках касалось
размеров резервуаров и трубопроводов, конструкции запорного
78
устройства на входе, а также степени оснащения средствами измере-
ния. Основными узлами установок являлись: питательный резервуар,
экспериментальный трубопровод с быстродействующим запорным
устройством на входе, система повышения давления в резервуаре, си-
стема охлаждения жидкости, приемный резервуар. Эксперименталь-
ные трубопроводы представляли собой неизолированные от внешних
теплопритоков трубы, диаметр, длина и толщина стенок которых
варьировались в диапа-
зонах D = 104-50 мм,
I = Ю-у-100 м, 6 = 0,4-4-
4-2,5 мм. Трубы были
оснащены датчиками тем-
пературы и давления в
комплекте с визуальными и
автоматическими регистри-
рующими приборами. При
изучении динамических
характеристик главное
внимание уделялось за-
писи первого цикла коле-
баний давления в трубо-
проводе при варьировании
температуры и давления
жидкости на входе, а также
геометрических характе-
ристик трубопроводов и
коэффициентов местных
сопротивлений на входе и
выходе. При изучении
временных характеристик
охлаждения основное вни-
мание уделялось записи
температур стенки в раз-
личных сечениях с целью
Рис. 3.11. Типичные кривые изменения ско-
рости на входе и давления при подаче криоген-
ной жидкости (азота) в теплый протяженный
трубопровод (труба D = 20 мм, 6=1 мм;
11D = 5000, Tw = 290 К, Твх : = 78 К; тп —
этап поступательного движения жидкого азота,
т0 — этап обратного движения парожидкост-
ной смеси)
получения информации о скорости реализации теплового ресурса
труб.
На рис. 3.11 приведены типичные экспериментальные кривые
изменения скорости потока на входе и давления в различных сече-
ниях достаточно протяженного (более 1500 калибров) трубопровода
диаметром О = 20 мм после открытия клапана на входе. При от-
крытии клапана жидкий азот в течение 1—2,5 с в зависимости
от длины трубы и параметров жидкости на входе заполнял трубо-
провод; после этого давление в нем повышалось вследствие испаре-
ния выше давления на входе и начиналось обратное движение паро-
жидкостной смеси; время обратного движения было несколько
больше и составляло 2—4 с. Продолжительность прямого и обрат-
ного движения потока при прочих одинаковых условиях (рвх =
= idem, Твх = idem, l/D = idem) зависит от диаметра трубы. Так,
для трубы D = 10 мм продолжительность периодов прямого и обрат-
79
Р/Рвк
Рис. 3.12. Распределение давления по длине
трубопровода при заполнении жидким
азотом к моменту максимального подъема
давления (труба D = 20 мм, 1/D = 5000,
То — 300 К; параметры азота на входе —
Рвх = 0»^ МПа, Тех = 78 К):
1— трубопровод с обратным клапаном на входе;
2 — тупиковый трубопровод; 3 — трубопровод
с открытыми концами
ного движения потока составляла 0,7—0,85 с и 1,25—1,5 с соответ-
ственно. Максимальное давление в каждом сечении трубопровода
наблюдалось при обратном движении парожидкостной смеси; при-
чем абсолютная величина пика давления зависела от координаты
сечения и наличия местного сопротивления на выходе. С увеличе-
нием коэффициента местного сопротивления на выходе разница
в показаниях датчиков давления, установленных по длине трубо-
проводов, уменьшалась и в тупиковых трубопроводах была мини-
мальна. На рис. 3.12 представлено распределение давления по длине
открытого и тупикового тру-
бопроводов в момент макси-
мума.
Одновременно с началом
подачи жидкости происхо-
дило понижение температуры
стенок трубопроводов. На
рис. 3.13 и 3.14 приведены
типичные экспериментальные
кривые изменения темпера-
туры стенок во времени в раз-
личных сечениях по длине
труб. Начало понижения
температуры в сечениях,
расположенных достаточно
близко от входа, практически
совпадает, что свидетель-
ствует о быстром течении
процесса формирования зоны
испарения. Начало охлаж-
дения стенок в удаленных
от входа сечениях запаздывает во времени тем больше, чем дальше
они расположены, поскольку подаваемая в трубопровод жид-
кость испаряется и газ полностью прогревается на предвари-
тельно включенных участках. В ходе кривых изменения темпера-
тур заметен характерный перегиб, свидетельствующий об интенси-
фикации теплообмена в связи со сменой пленочного режима кипения
пузырьковым. Температура стенки, при которой происходит перегиб
температурных кривых (смена режимов кипения), имеет значитель-
ный разброс, связанный со сложной природой 2-го кризиса кипения.
Однако в большинстве случаев эта температура находится в диапа-
зоне между температурой предельного перегрева и критической тем-
пературой. После перегиба температурных кривых темп охлаждения
по мере вырождения температурного напора замедляется и темпе-
ратура стенки плавно приближается к температуре жидкости.
Время охлаждения стенки в режиме пузырькового кипения намного
меньше продолжительности охлаждения в режиме пленочного кипе-
ния и составляет не более 10—15 % от общей продолжительности
охлаждения. Температурные поля по длине трубопроводов в различ-
ные моменты времени от начала охлаждения изображены на рис. 3.15
80
и 3.16. Вследствие различной интенсивности теплообмена между
стенками трубы и потоком продукта, влияния концевых эффектов и
запаздывания начала охлаждения сечений, удаленных от входа,
вид температурных полей достаточно сложен. Из-за полного испаре-
ния поступающей жидкости и прогрева образующегося пара в про-
тяженных трубопроводах, в которых UD > (1,5-е-2) • 103, время
охлаждения сечений, расположенных ближе к выходу, возрастает.
Рис. 3.13. Изменение температуры в
различных сечениях при охлаждении
длинного трубопровода жидким азотом
(труба D = 20 мм, б = 1 мм, llD =
= 2800, Твх = 78 К, рвх = 0,4 МПа):
1—5 — кривые изменения температуры
стенки; 6 — кривая изменения темпера-
туры потока на выходе
Рис. 3.14. Изменение температуры в
различных течениях при охлаждении
среднего трубопровода жидким кисло-
родом (труба D = 21 мм, 6=2 мм,
1/D = 1430, материал — Х18Н9Т,
^вх “ 9 К, Рвх ~ й,4 МПа):
1—5 — кривые изменения температуры
стенки; 6 — кривая изменения темпера-
туры потока
В менее протяженных трубопроводах запаздывание начала охлажде-
ния сечений по длине относительно невелико, а интенсивность тепло-
отдачи по длине трубы возрастает вследствие роста линейной ско-
рости потока с увеличением паросодержания. В итоге сечения,
расположенные у выхода, несмотря на запаздывание начала тепло-
вого взаимодействия с жидкостью, охлаждаются быстрее сечений,
находящихся в средней части трубы. Это обстоятельство является
также отражением того факта, что длина зоны испарения, несколько
меньшая длины трубы в начале охлаждения, с понижением темпера-
туры стенок увеличивается и начинает превышать длину трубы.
При дальнейшем уменьшении длины трубы понижение температуры
стенок начинается во всех сечениях практически одновременно с по-
дачей жидкости (запаздывание не превышает времени пребывания
81
Рис. 3.15. Типичное температурное поле при
охлаждении азотом длинного трубопровода
(труба D — 20 мм, 6 = 1 мм, UD = 2800,
Твх 78 К» Рвх МПа, Рвых = 0,1 МПа)
Рис. 3.16. Типичное температурное поле при
охлаждении кислородом среднего трубопровода
(труба D = 21 мм, 6=2 мм, Г/D = 1430,
материла — Х18Н9Т, Твх = 90 К; рвх =
= 0,4 МПа, рВых=0>1 МПа)
Рис. 3.17. Изменение средней температуры стен-
ки, температуры потока на выходе и уровня
жидкости в приемном сосуде при подаче жид-
кого азота в длинный теплый трубопровод (труба
D = 20 мм, 6 = 1 мм, 1/D = 2800, материал —
Х18Н9Т, Твх = 78К,рвх= 0,5 МПа, рвых
= 0,1 МПа):
/ - средняя температура стенки; 2 - - температура
потока на выходе; 3 — уровень жидкою азота в при-
емном сосуде
жидкости в трубопроводе),
т. е. длина трубы оказы-
вается недостаточной для
полного испарения посту-
пающей жидкости.
Температурные поля по
длине охлаждаемых труб
TW=TW (z), построенные
для различных моментов
времени, служили для вы-
числения текущего значе-
ния средней температуры
/
стенки Tw = Г1 J Tw (z) dz
о
и построения кривых
изменения средней темпе-
ратуры и теплового ре-
сурса стенки: Tw = Tw (т)
и 0уу (т) = [7\у С0
1 cw (Тw) рб.
На рис. 3.17 и 3.18
приведены типичные кри-
вые изменения средней
температуры стенки трубы,
температур потока на вы-
ходе, а также роста уровня
жидкости в приемном со-
суде. Анализ эксперимен-
тальных кривых показы-
вает, что стационарный
расход жидкости насту-
пает практически одно-
временно с охлаждением
стенки. Жидкость на вы-
ходе из трубопровода по-
является несколько рань-
ше, чем труба полностью
охладится, и некоторое
время из трубопровода вы-
ходит парожидкостная
смесь. Весь период охлаж-
дения т можно условно раз-
делить на два этапа: пер-
вый этап тг—от начала по-
дачи жидкости до появле-
ния парожидкостной смеси
на выходе и второй этап
82
t2 — от момента появления парожидкостной смеси на выходе до полной
реализации теплового ресурса стенки и установления стационарного
расхода т = т2 + т2. Такое условное деление удобно тем, что отно-
сительная продолжительность отдельных этапов связана с относи-
тельной длиной зоны испарения, т. е. оно характеризует гидроди-
намическую обстановку внутри охлаждаемого трубопровода. Соот-
ношение между продолжительностью отдельных этапов и общим вре-
менем охлаждения (так же как и между длиной зоны испарения и
общей длиной трубопровода) может быть самое разное. В зависимости
от относительной продолжительности отдельных этапов охлаждения
условно можно выделить три вида трубопроводов — длинные, сред-
ние и короткие. Данная классификация оправдана тем, что времен-
Рис. 3.18. Изменение средней температу-
ры стенки, температуры потока на выходе
и уровня в приемном сосуде жидкого ки-
слорода при подаче в средний теплый тру-
бопровод (труба D = 21 мм, 6=2 мм,
llD = 1430, материал — Х18Н9Т, Тъх =
= 90 К, Рвх = 0,4 МПа, рвых= 0,1 МПа):
1 — температура потока на выходе; 2 — сред-
няя температура стенки; 3 — уровень жид-
кого кислорода
ные и динамические характеристики процесса охлаждения и подход
к их расчетному определению различен для разных видов. Длинные
трубопроводы характеризуются тем, что время появления жидкости
на выходе мало отличается от времени полного охлаждения и длина
таких трубопроводов намного превышает зону испарения, т. е.
т тъ 1и/1 < 1.
Средние трубопроводы характеризуются тем, что продолжитель-
ность отдельных этапов соизмерима друг с другом. Зона испарения
в таких трубопроводах в начале охлаждения несколько меньше их
длины и, увеличиваясь с понижением температуры стенок, с неко-
торого времени начинает превосходить общую длину, т. е. т =
= Tj + т2, /и//	1.
В коротких трубопроводах время появления жидкости на выходе
пренебрежимо мало по сравнению с полным временем охлаждения
т т2 и /и// >1; длина таких трубопроводов с самого начала ока-
зывается недостаточной для полного испарения жидкости.
Основное влияние на соотношение продолжительности отдельных
этапов и общего времени охлаждения оказывает относительная длина
трубопроводов 1/D. На рис. 3.19 представлены опытные данные по
продолжительности периода газового истечения тх и общего времени
охлаждения трубопроводов жидким азотом, иллюстрирующие это
положение. К длинным трубопроводам (как показал анализ экспе-
риментальных данных, полученных на азоте и кислороде) относятся
трубопроводы, длина которых превышает (1,5—2)-103 калибров,
к коротким — менее 0,5-103 калибров. Следует отметить что в прак-
тике создания крупных криогенных систем длина основных маги-
стралей превышает несколько тысяч калибров и охлаждение длинных
83
трубопроводов представляет
Типичные кривые изменения
Рис. 3.19. Влияние длины трубы
на продолжительность первого
этапа тх и общего времени охлаж-
дения т0 трубы жидким кислородом
(труба D — 20 мм, 6 = 1 мм, ма-
териал — X18Н9Т; То = 290 К,
^вх ~ 90 К’,	Рвх ~ 0,4	МПа,
Рвых	0,1 МПа)
наибольший практический интерес,
теплового ресурса стенки длинных
и средних труб приведены на
рис. 3.20 и 3.21. Темп изменения
теплового ресурса dQw/dx в течение
процесса охлаждения длинных труб
колеблется незначительно. При ох-
лаждении средних трубопроводов
темп охлаждения dQwldx остается
примерно постоянным на первом
этапе и постепенно уменьшается
в связи с появлением охлажденных
участков на втором этапе охлаж-
дения.
Анализ экспериментальных ве-
личин пиков давления, возника-
ющих при подаче криогенной жид-
кости в теплые магистрали, пока-
зал, что значительное превышение
по сравнению с давлением на входе
имеет место в длинных и средних
трубопроводах, для которых зона
испарения, формирующаяся при
подаче жидкости, оказывается меньше
длины трубы. На рис. 3.22 пред-
ставлены экспериментальные значе-
ния максимального давления в трубопроводах различной длины,
подтверждающие этот вывод С целью определения влияния на
величину максимального давления условий отвода образующихся
Рис. 3.20. Изменение теплового ресурса
длинного трубопровода (труба D =
= 20 мм, 6 = 1 мм, 1/D = 2800, мате-
риал — Х18Н10Т):
О — охлаждение азотом; • - охлажде-
ние кислородом
Рис. 3.21. Изменение теплового ресурса
среднего трубопровода при охлаждении
кислородом (труба D — 19 мм, 6 =
= 1,5 мм, I D = 950, материал —Л62)
паров опыты проводились на открытых с обоих концов трубопро-
водах, трубопроводах с обратным клапаном на входе и тупиковых
трубопроводах.
84
Из экспериментальных кривых р = / (//£)) следует, что величина
пика давления существенным образом зависит от условий отвода
образующихся паров. В трубопроводах с обратным клапаном на
входе реализуется наибольший пик давления; причем его величина
быстро растет с увеличением длины трубопровода. В тупиковых
трубопроводах величина пика давления практически не зависит от
длины трубопровода. В открытых с обоих концов трубопроводах пик
давления — наименьший. Такой характер экспериментальных за-
висимостей объясняется тем, что при наличии обратного клапана на
Рис. 3.22. Экспериментальные зна-
чения пиков давления при подаче
жидкого азота в теплые трубопро-
воды в зависимости от их относи-
тельной длины (трубопроводы D —
= 20 мм, Tw = 290 К, Твх= 78 К,
Рвх = 0,8 МПа):
• — трубопровод с обратным клапаном
на входе; О — тупиковый трубопро-
вод; 0 — трубопровод открытый
с обоих концов
Рис. 3.23. Повышение давления
при подаче жидкого азота в теп-
лый трубопровод при измене-
нии
продуктивна входе (труба D —
= 20 мм, 1/D = 5000, Ту? =
= 290 К):
/ -	= 68 К; 2 - Т „ = 78 К;
13 Л.
3 “	= 86 К
DA
давления и температуры
входе условия эквакуации образующегося газа затрудняются с уве-
личением длины трубопровода. В тупиковых трубопроводах обра-
зующийся газ можно эвакуировать только обратно в сосуд через
открытое запорное устройство на входе, и условия отвода с измене-
нием длины трубы изменяются незначительно. В трубопроводах,
открытых с обоих концов, повышение даления минимально, по-
скольку условия для эвакуации пара в них наилучшие. При увели-
чении длины таких трубопроводов затрудняется удаление пара через
открытый конец и, следовательно, постепенно увеличивается пик
давления, хотя и не очень сильно по сравнению с трубопроводами,
имеющими обратный клапан на входе. На величину пика давления
оказывают большое влияние давление и температура жидкости на
входе. На рис. 3.23 приведены экспериментальные значения макси-
85
мяльного давления в зависимости 01 давления на входе при различ-
ных температурах жидкости. С ростом давления и понижением тем-
пературы жидкости на входе давление в трубопроводе увеличивается
3.3. Расчет времени охлаждения магистралей
Для расчета времени охлаждения магистралей газообразными
продуктами необходимо решить систему дифференциальных уравне-
ний неразрывности, движения и энергии для потока, а также тепло-
проводности для стенок с граничными условиями на внутренней и
наружной поверхностях трубы; при одномерном описании система
уравнений имеет вид:
др , д(рГ) 0.
дт dz
dR 2туг _ dW w д\\' .
dz	Р	дт	Р	дг '
di	,	tvz di	2ц
‘ дт r dz
dTw d2Tw , 1 dTw d2Tw
dr \ dR2'R dR dz2 ) ’
= q = a [7\r (tfit) - T];
a dTw (7?2t) ___„
“	------Чн>
(3.20)
(3.21)
(3.22)
(3.23)
(3.24)
(3.25)
где q и qn — плотности тепловых потоков на внутренней и наруж-
ной поверхностях трубы; и /?2 — внутренний и наружный ра-
диусы трубы; Tw и Т — температура стенки и газа.
При расчете реальных процессов охлаждения газом обычно де-
лается ряд допущений (вполне оправданных с технической точки
зрения), позволяющих упростить систему исходных уравнений и ее
решение.
Предполагается, что массовая скорость потока задана, тепло-
проводность стенки равна нулю в направлении движения и беско-
нечно велика в направлении нормали, стенка с внешней стороны
идеально изолирована от теплопритока из окружающей среды.
С учетом перечисленных допущений и принимая во внимание, что
di c^ dT, преобразуем систему (3.20)—(3.25) к виду:
dT	dT = 4а (Tw-T) ,
дъ	dz	Pr^rD
(3.26)
дТ^ а (Ту —T) __ q
(3.27)
В качестве граничных условий задается распределение темпера-
туры в газе и стенке в начальный момент времени и температура
газа на входе: Т (0, z) = f (z); Tw (0, z) = cp (z); T (t, 0) = ф (т).
86
Система дифференциальных уравнений первого порядка в част-
ных производных (3.26) и (3.27) при произвольных граничных
и начальных условиях может быть решена численными или аналити-
ческими методами. Применение последних возможно, когда система
уравнений и граничные условия являются линейными или хотя бы
допускают линеаризацию.
Для многих прикладных задач pUZ = const, cz/(pwcir) 6 = const;
кроме того, первоначальные температуры стенки и газа равны между
собой и постоянны по длине, а температура потока на входе изме-
няется скачкообразно, т. е. Т (0, z) = Tw (0, z) = Т{} и Т (т, 0)
^вх*
Обычно при решении уравнений (3.26), (3.27) вводят новые пере-
менные £ И Т)!
___ 4а z ______ aF 2 _____д Qf 2 •
ё “ ргеРг№ ~D ~ ~Gc~ Т —
4а /	2 \ .
при временах, когда т z/W,
4ат	aF 4 tIF ^гсрг	л	^гсрг
п =-------------------------- = 4 St Но ,
PwCW$	^Рг I ^WCW
где F = nDl — поверхность трубы; G — -^D2prU7 расход газа;
Мг = —— /рг — масса газа в трубе; Mw — nD/6pw масса
трубы.
При охлаждении трубопроводов газом обычно MrcPr/(7Mwcw) 1,
поэтому при введении новых переменных уравнения (3.26), (3.27)
записываются в виде [54]:
dT/d% = Tw т-
dT/d^ = Tw -Т.
(3.28)
(3.29)
Результаты решения данных уравнений при скачкообразном
изменении температуры
или рядов:
потока представляются в виде
интегралов
1 о —7
о — Т wx.
(3.30)
оо
7°-~7 =1 - e~(S+ll) V ГЖ(М
1 О 1 ВХ	4^4
п=\
оо
= 1 - е ~a+r|> V (^]),
1 о 7 вх
/7=0
(3.31)
т о — т
о 1 вх

о
л
о
87
где Jo — функция Бесселя мнимого аргумента нулевого порядка;
м0(^) = Л(2уFi) = 1	к •••
Поскольку форма аналитических выражений достаточно сложна,
то для инженерных расчетов используют уже готовые решения в виде
графических или табличных зависимостей безразмерных температур
от переменных £ и ту
0,1	1	10	100	у 1000
Рис. 3.24. Изменение температуры потока при охлаждении (нагреве) трубопроводов
газом с постоянным расходом Уг~ f (£, ц);
о-Г
4а z ,
РгСрг^ D
4а (т — z/W)
Pwcw$
На рис. 3.24, 3.25 приведены графические зависимости изменения
температуры потока и стенки в достаточно большом диапазоне из-
менения переменных £ и т]. Необходимость табулирования результа-
тов расчетов и их большая трудоемкость для больших значений %
и ц создают трудности при их практическом применении и анализе
возможных результатов в процессе варьирования геометрических
факторов и режимных параметров. В этой связи появились работы,
результаты которых имеют меньшую общность решения, но в ряде
случаев более удобны при инженерных расчетах в процессе проекти-
рования криогенных систем. Так, при охлаждении газом протяжен-
ной магистрали, для которой выполняется условие aF/(GcPr) I,
можно принять, что температура потока равна температуре стенок,
поэтому расчетные формулы принимают особенно простой вид [48 ]:
88
На основании анализа результатов решения уравнений (3.28),
(3.29) предложена аппроксимация решения для случая полного
охлаждения стенки [37]:
т (aF)0*3 (бсРг)0’7 пРи5<Ю0,
T==1’17-^L+52>5-^L п₽и ?>10С-
Часто для определения времени охлаждения протяженных трубо-
проводов газом используется модель температурного скачка (или
Рис. 3.25. Изменение температуры стенки при охлаждении трубопроводов
газом с постоянным расходом V2 = / (L Л);
z
4а z __ 4а (т — z/№)’
Рг^рг^ D	Рде^ПР^
V — T»~TW •
* 2 т» г> ?
1 0- 1 вх
скачка энтальпии), согласно которой длиной зоны теплообмена
пренебрегают. По этой модели считается, что трубопровод до неко-
торого сечения полностью охлажден и температура стенки и потока
в этом сечении изменяется скачкообразно до температуры То. Время
охлаждения определяется скоростью распространения температур-
ного скачка с помощью балансовых уравнений сохранения энергии
и массы, а также уравнений движения на охлажденном и теплом
участках магистрали:
dz = СгБЫ/рг*.
dr ^wcw
_с	nD2 ( pz pz \ dz .
гвых~ гвх 4	\етвх  RT0 ) dx ’
(3.32)
(3.33)
89
лЛ2
_ л/Л
ВЫХ -- 7
(3.34)
(3.35)
где z — координата сечения, в котором реализуется температурный
скачок; рвх, р2, ра — давление в потоке на входе, в сечении г и на
выходе из магистрали.
При постоянном расходе газа на входе для условий, когда можно
пренебречь приращением массы газа, т. е. при GBX = GBblx, время
охлаждения определяется простым балансовым соотношением
т — A4wt u7/(G^pr)-
При заданных давлениях на входе и выходе, когда можно пре-
небречь приращением массы газа и считать коэффициент трения
инвариантным по отношению к числу Рейнольдса, т. е. при Хгр =
= const, решение уравнений (3.32)—(3.35) может быть представлено
в следующей форме:
87W с
Рг
При описании процесса охлаждения тонкостенных (Bi 1)
изолированных магистралей потоком криогенной жидкости сохра-
няется форма записи балансового уравнения (3.27), но изменяются
уравнения неразрывности (3.20), движения (3.21) и энергии (3.22)
для потока в связи с образованием парожидкостной смеси
(1 ф)ря< ; фрг
[(1 ф) рж1Гж г <рргГг] = 0;
г/. ч	. др Лг ,.	, d\Vn, .
£[(1 ф)Рж I ФРг]--^---------= ф) Рж  4 ФРг
4 (1 -<Г)РЖ^^
W7
F фрЖ —
дт
(ФРг) + (ФРг) ^г)

Г д
д	д
[(1 ф) Рж^Ж , ФРг44	Рж'ж^ж — ФРг^г^г] =
где <р — объемное паросодержание потока (на участке испарения
0 < <р < 1, на участке газового течения ф = 1); q — плотность
теплового потока на внутренней поверхности трубы; tw — касатель-
ное напряжение на стенке.
Однако система уравнений остается незамкнутой и для ее решения
необходимы дополнительные экспериментальные зависимости, отра-
жающие взаимосвязь объемного паросодержания, скоростей каждой
из фаз, касательных напряжений на стенке, температуры паровой
фазы и стенок, интенсивности теплоотдачи от стенок к продукту.
1 акие зависимости получены только для некоторых частных случаев
90
и не имеют универсального характера из-за сложной природы двух-
фазных потоков. Отсутствие замыкающих закономерностей достаточно
общего характера делает невозможным в настоящее время решение
системы исходных уравнений В связи с этим методы определения
характеристик процесса охлаждения трубопроводов при подаче
в них криогенных жидкостей основаны на экспериментальных иссле-
дованиях и получении на их основе полуэмпирических и эмпириче-
ских соотношений.
Физические и расчетные модели определения времени охлаждения
связаны с относительной длиной зоны испарения, формирующейся
в трубопроводе, и подход к определению времени охлаждения раз-
личен для длинных, средних и коротких трубопроводов. Расчетные
методы определения времени охлаждения длинных трубопроводов
базируются на экспериментально установленном факте относительно
малой длины зоны испарения по сравнению с общей длиной трубо-
провода, и, как следствие этого, достаточно точном совпадении вре-
мени появления жидкости на выходе и времени охлаждения стенок.
Кроме того, принимается, что поступающая в трубопровод жидкость
на выходе полностью испаряется и образующийся пар прогревается
до первоначальной температуры стенок; другими словами, реали-
зуется максимальный прирост энтальпии потока в течение всего
периода охлаждения, т. е.
^'вых hi\ 7=2 Англах Г Г £рг (^о “ ' Гвх).
Согласно модели температурного скачка (скачка энтальпии) предпо-
лагается, что в некотором сечении магистрали z, координата которого
продвигается по мере охлаждения от начала к концу трубопровода,
реализуется скачок энтальпий потока и стенки, т. е. до сечения z
трубопровод охлажден и заполнен жидкостью, а за ним — теплым
газом. При этом принимается установившийся характер течения
каждой из фаз и пренебрегается ускорением потока из-за изменения
его плотности. Система расчетных уравнений в целом аналогична
уравнениям, описывающим охлаждение газовым потоком [7], и
кроме уравнения (3.35) включает уравнения:
dz = grBbIX ^тах
дт	(Г0 ?вх)
лР2 1	2 (Рвх — Pz) Рж
4 J	Свх - - ХТр/, D
где z — координата сечения, в котором имеет место скачок темпе-
ратуры стенки и энтальпии потока; £вх — коэффициент местного
сопротивления при входе в магистраль.
Поскольку решение данной системы уравнений возможно только
с использованием численных методов, часто используется несколько
иная модель, основанная также на анализе экспериментальных
91
данных, но с помощью которой получены более удобные для практи-
ческих расчетов аналитические решения. Согласно данной модели
предполагается, что скорость уменьшения теплового ресурса стенок
магистралей на первом этапе охлаждения постоянна и определяется
произведением расхода газа на максимальный прирост энтальпии
потока
— = Gr Л^тах = const при 0 < Т < Тг
Расход газа рассчитывается по уравнению изотермического уста-
новившегося движения при температуре газа Тг = (То Твх)/2.
G = лР2 | ' (plx~p2a)D
4 I RTrKTpl
Поскольку для длинных магистралей продолжительность первого
этапа охлаждения практически совпадает с полным временем охлаж-
дения тх = т, то расчет времени охлаждения длинных трубопрово-
дов определяется выражением
^^WCW (Л) ’ М
л£)2 [г £рг (7\) ^вх)]
RT гХтр/
(^х - РЦ
где cw — средняя в интервале температур 70 — Твх теплоемкость
материала стенки.
Величина cw определяется по формуле
^БХ
Cw = (То - Твх)-! J cw (Т) dT.
То
Для средних трубопроводов аналогичным образом рассчиты-
вается продолжительность первого этапа охлаждения:
__	444^’c^zi (To~Tw1) -1 /~ RTrXTpl
1 лР2 [г -г сРг (То — 7ВХ)] |/	_ р2) D ’
где TWt — средняя температура трубы в конце первого этапа охлаж-
Twx
дения; cWi = (То — Т^у1 [ cw (Т) dT — средняя теплоемкость
То
стенки на первом этапе охлаждения.
Продолжительность второго этапа определяется эмпирическим
уравнением
_	~ 7вх) I Г RTRk^l
nD2 [г -f- сРг (TQ — Гвх)] J /р2 — p2)D ’
т
вх
где cW2 =	— Гвх)-1 I cw (Т) dT — средняя теплоемкость
Twt
стенок на втором этапе охлаждения
92
Время охлаждения средних трубопроводов определяется эмпи-
рическим уравнением как сумма двух этапов
т =	(70 - TW1) + 2cws(Twt — 7ВХ)].
В случаях охлаждения трубопроводов жидкими кислородом и
азотом для определения средней температуры стенки в конце первого
этапа охлаждения можно использовать следующие соотношения:
гр ___гр I 6Г Дуплах .
1	— 1 вх nDla ’
а =	0,0072
(pW)rZ) A/max
10,8
Расчетные значения температуры стенки в конце первого этапа
охлаждения являются критерием оценки соотношения продолжи-
тельности отдельных этапов охлаждения. Если расчетное значе-
ние превышает первоначальную температуру внутренней трубы,
т. е. TWi > То, то это означает, что магистраль является короткой,
т. е. первоначальная температура стенок То недостаточно высока
для полного испарения поступающей жидкости. Если расчетное
значение TWl лежит ниже первоначальной температуры То, но выше
критической температуры рабочей жидкости Ткр < 7V < То, то
магистраль может считаться средней, если 7+. < Ткр, то магистраль
является длинной.
Расчет продолжительности охлаждения коротких магистралей
связан с определением коэффициента теплоотдачи в режиме пленоч-
ного кипения. Существуют различные подходы к описанию интен-
сивности теплоотдачи при пленочном кипении [41 ] В частности,
предложены полуэмпирические зависимости для интенсивности теп-
лоотдачи в стержневом и дисперсных режимах пленочного кипения
на основе модели с раздельным описанием фаз [40]. С использова-
нием полученных зависимостей разработаны численные методы
расчета продолжительности охлаждения коротких трубопроводов
для случая постоянного расхода жидкости. Расчет охлаждения за-
канчивается, когда температура стенки достигает температуры
второго кризиса кипения Ткр2, которая определяется по формуле
Кр2
кр
= 0,165 + 2,5
(Р^)яс
_ (pc^)vr -
0,25
(р1Х)ж
(pcX)uz
s
где Т — температура жидкости.
Для инженерных оценок времени охлаждения коротких трубо-
проводов может быть использовано также уравнение (3.27), в кото-
ром коэффициент теплоотдачи рассчитывается на основе гомогенной
модели потока [11]
Nu =0,0065 Re0'8
)-1/6
93
Физические константы, входящие в критерий Рейнольдса и число
Нуссельта в предыдущей формуле, берутся для газовой фазы при
температуре 0,5 (Tw + Ts).
3.4. Расчет повышения давления
при подаче криогенной жидкости в тепловую магистраль
В целях упрощения постановки задачи рассматривается прямой
горизонтальный трубопровод постоянного сечения, на входе в ко-
торый установлен клапан с заданным законом открытия Свх =
= Z (т); начальная температура стенки трубы постоянна по длине
Tq (z) = const и не меняется в течение первого цикла колебаний
расхода и давления. При расчете массовых скоростей предполагается,
что между жидкостью и паром существует плоская граница раздела
фаз, жидкость несжимаема, а образующийся пар удаляется через
открытый конец трубопровода в соответствии с закономерностями
установившегося адиабатического течения. Предполагается также, что
пока жидкость недогрета до температуры насыщения, тепловой поток
от стенки идет на прогрев жидкости; интенсивность теплоотдачи
к движущейся недогретой жидкости рассчитывается по уравнению
для случая вынужденного движения. После прогрева жидкости до
состояния насыщения плотность теплового потока принимается
постоянной, а поверхность теплообмена корректируется с помощью
поправочного коэффициента, учитывающего увеличение поверхности
теплообмена вследствие уменьшения плотности продукта при обра-
зовании паровой фазы. В соответствии с изложенными допущениями
рассматривается следующая система расчетных уравнений.
Движение недогретой жидкости описывается уравнением Бер-
нулли, поскольку волновыми явлениями в данных условиях можно
пренебречь
(3-36)
После подстановки граничных условий pz=o = ръх, Wz=o = 0
и после интегрирования по координате и по времени, а также при
условии, что в пределах временного интервала уравнение (3.36)
записывается в виде dWldx = W dW/dz
2 Др
Рж

(3.37)

где Др = рвх —pz —
1 + £ (тг) +
; Zi и Wi — коорди-
ната фронта и скорость жидкости в момент времени тг.
Температура /-го участка недогретой жидкости определяется
выражениями:
T’z+i. j — Ti, j-\-q
4 Дт .
сржРж^
(3.38)
<7 = (Tw - Tj Re?’4 Рг?’4.
(3.39)
94
Свойства пара в уравнении (3 39) выбираются при температуре
Г 0,5 (Tw Ц- Ts). Давление перед фронтом жидкости является
функцией температуры головного участка жидкости. Ее конкретный
вид приводится в справочной литературе Скорость генерации пара
на /-м участке при прогреве жидкости до температуры насыщения
определяется следующим соотношением:
Gr. . = 0)5nD(z(41,/-z,-,	(3.40)
1, J	I г  1. к
где R — эмпирический коэффициент, учитывающий влияние паро-
содержания на генерацию пара, R = ехр —12.4 (х}*715 — 0,254)2;
ди —плотность теплового потока от стенки, ди =-- 4-Ю4 Bi/м2; /г и
—энтальпия газа и жидкости на линии насыщения; х — массовое
паросодержание.
Общее количество газа Gr., генерируемого в трубе в единицу
времени, рассчитывается путем суммирования расходов на отдельных
участках. Давления в сечении z со стороны жидкой и паровой фаз
связаны между собой уравнением сохранения количества движения,
которое в пределах каждого временного шага имеет вид
I 46г V / 1	1 \	/о л1.
Pzr~~ \ JlD2) ( pz	Pz )’	(3-41)
\ ‘ ж ‘ zr /
Соотношение давлений по длине газового потока для каждого
временного шага представлено в виде
__ -44 вых
Рвых
где Mz, Л4Вых — средние значения чисел Маха в соответствующих
сечениях в каждом интервале времени; k—показатель адиабаты.
Значения чисел Маха на выходе Л4ВЫХ определяются по уравне-
нию стационарного, адиабатически сжимаемого потока идеального
газа
ЛГ2 ( 1 J- ___ /И2 I
Zcp(Z-z) 1	1	6+1 1	2 /W*bixJ
D	kMl kM^x 2k ....	/	k~\	\
Z	Л1вых(И----
(3.43
Рассмотренная методика расчета первого пика давления дает
удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных дан-
ных при охлаждении труб жидким азотом [30, 81 ].
Оценивая в целом изложенный метод, можно отметить, чю общий
подход к проблеме расчета, несмотря на трудоемкость вычислений,
является достаточно перспективным, так как позволяет рассчитывать
параметры процесса в зависимости от закона открытия клапана,
давления и температуры жидкости. Слабыми сторонами методики
95
Являются допущения об эвакуации паров только через открытый
конец трубопровода и о постоянстве теплового потока к насыщенной
жидкости независимо от температуры стенок и жидкости.
В инженерной практике для расчета максимального давления
достаточно определить расходные характеристики трубы и скорость
генерации пара в момент максимального подъема давления. При этом,
используя результаты экспериментальных исследований, можно по-
лучить относительно простые и удобные расчетные зависимости,
учитывающие также эвакуацию продукта через оба конца трубо-
провода. В целях упрощения задачи принимается, что клапан на
входе открывается мгновенно, т. е. закон его открытия исключается
из числа факторов, влияющих на амплитуду первого пика давления.
Такое допущение для реальных систем вполне оправдано, так как
время открытия промышленной запорной арматуры намного меньше
времени поступательного движения до «запирания» потока.
Для момента максимального подъема (пика) давления
Gr. и = Gr, в или (рИ^)г< и = (рП. в*
Здесь Сг и и Gr>B —массовые расходы генерируемого и выходя-
щего из трубопровода пара; (pIF)r. и = 4СГ< и/(л£)2) и (pIF)r. в =
= 4Gr. в/(л/)2)—массовые скорости генерируемого и выходящего
пара.
Массовая скорость выходящих паров p!Fr. в складывается из двух
составляющих
(рП, в = (рЮ1 + (р^)2,
(3.44)
где (p!F)x и (р IF)2 —массовые скорости газа через открытый конец
трубы и газа, выходящего через запорное устройство обратно
в сосуд.
Массовая скорость газа через открытый конец трубопровода рас-
считывается в предположении пренебрежимо малого влияния на
нее жидкой фазы, т. е. в предположении наличия газового потока по
всей длине трубопровода. Принимая газ идеальным, а течение квази-
установившимся и изотермическим с температурой TOt массовую
скорость можно рассчитать по уравнению
(рП = |/(Р2 - Ра)/ [ято + 2 In -£-)],	(3.45)
где ра —давление на выходе; р —давление в трубе за запорным
устройством в момент максимального повышения давления; То —
температура стенок трубы.
Для инженерных расчетов уравнение (3.45) можно упростить
ПОСКОЛЬКУ palp2 < 1, И 2 In	,
т = р1у RT0
(3.46)
96
Если на выходе из трубопровода установлено местное сопротива
ление £Вых, то согласно известной методике оно заменяется эквиь
валентной диафрагмой площадью
а/ =2^!------(3.47)
/д 4 1+К£вых
где а—коэффициент сужения струи; £вых—коэффициент мест-
ного сопротивления.
Уравнение расхода газа через диафрагму при сверхкритическом
перепаде давления имеет вид
Q = "Ш1	лР2-1 , 19рДГИ	4gx
1 ^RTa 4(Ц-К^)Г^’	?
1	„	1/ , /	2X^—1
где /?д —давление перед диафрагмой; т = у k у k 1 у , для
двухатомных газов т = 0,685.
Решая уравнение (3.48) совместно с уравнением расхода газа
через трубу (3.46), получим выражение расчета массовой скорости
потока при наличии местного сопротивления на выходе
(РП = р/+ 0	] W..	(3.49)
Для двухатомных газов уравнение (3.49) запишется в виде
(рП = Р h	+1,5(1+т й^)2] RT0. (3.50)
При расчете массовой скорости потока газа в питательный со-
суд (p!F)2 также не учитывается наличие жидкой фазы; местные
сопротивления входа и запорного устройства заменяются эквива-
лентной диафрагмой, а температура газа принимается равной тем-
пературе насыщения. С учетом экспериментальных данных, свиде-
тельствующих о значительном повышении давления в трубопроводе
по сравнению с давлением в сосуде, расчет ведется для случая крити-
ческого истечения
(pF)2=l,19/np/[(l +Г йЪ ТО, (3-51)
гДе £вх —суммарный коэффициент местных сопротивления входа
и запорного устройства; Ts —температура газа, равная температуре
насыщения при давлении р.
Таким образом, массовая скорость эвакуируемого из трубопро-
вода двухатомного газа в момент максимального подъема давления
с учетом численного значения т = 0,685 равна
(p!F)r. в —
+______— —	....-.	(3.52)
1 1,5(1 -P/CbxWs
4 филин Н. В. и др.	97
Теперь выражение для максимального давления принимает вид
р = (PW.H
Л тр/
о
s
Поскольку расчетное определение массовой скорости генерируе-
мого газа в момент максимального подъема давления чрезвычайно
затруднено, для ее оценки были привлечены экспериментальные
данные о влиянии на максимальное давление в трубопроводе пара-
метров жидкости на входе —температуры и давления
Анализ результатов обработки экспериментальных данных по-
казал, что массовая скорость генерации пара в трубопроводе опре-
деляется эмпирическим соотношением
(3.54)
Таким образом, из выражении (3.53), (3.54) следует, что макси-
мальное давление в трубопроводе с точностью до постоянного коэф-
фициента А определяется зависимостью
(Рвх Ра) 2р?к
£вх
0,5
\0,18	1,31
/ {Н [Л (Рвх) — ^вх]}
(3.55)
При охлаждении трубопроводов жидкими N2 и О2 расчетные
значения р с точностью ±15 % совпадают с экспериментальными
данными при множителе А =- 29,8-10-3.
Данное уравнение справедливо для трубопроводов длиной liD
1500 при недогреве жидкого азота и кислорода на входе 0вх =
-= Ts (рвх) — Твх >3 К, рвх = (0,2± 1) МПа; £вх < 50. При умень-
шении недогрева, давления на входе и при увеличении £вх расхожде-
ние расчетов с опытными данными возрастает в основном за счет того,
что в расчетных формулах заложены закономерности критического
истечения газа и не учитывается генерация пара в объем трубы при
слабом недогреве жидкости; однако величина пиков давления при
этом также снижается и теряет практическое значение. Приведенное
полуэмпирическое уравнение для расчета максимального давления
в трубопроводе учитывает не только температуру и давление жидко-
сти на входе, но и геометрические характеристики трубопровода,
т. е. условия отвода образующихся паров. При увеличении коэффи-
циента местного сопротивления на выходе его значение стремится
к определенному пределу и перестает зависеть от длины трубопро-
98
вода; при £вых -> оо трубопровод превращается в тупиковый
[(p^)i = 0]. Выражение (3.55) принимает вид
Рвх Ра
TBX]p.34[1;5(1+i
\0,18 м т ,
)	| in [Ts (рвх) —
(3.56)
При постановке на входе обратного клапана газ имеет возмож-
ность эвакуироваться только через открытый конец трубы (pIF)2 = 0
и уравнение (3.55) приобретает вид
(Рвх — Ра) 2рж
£
0,5
( (PBXD^p-g-)0,18{ln[TspBX)-
\ Ра /
гг + ’34(W	/	---49	I0’5
- Твх]}	+1,5(14-1 U) RT. j .
(3.57)
Специальные эксперименты при варьировании температуры стенки
трубы показали, что зависимость (3.55) хорошо описывает опытные
данные при достаточно высокой перво-
начальной температуре стенки То
> 200 К С понижением температуры
стенки ниже указанной границы пики
давления уменьшаются и возрастает
расхождение между расчетными и
опытными значениями р. Результаты
расчетов и экспериментальные зависи-
мости приведены на рис. 3.26. Следует
отметить, что это расхождение, по-
видимому, связано с кризисом пленоч-
ного кипения при понижении темпера-
туры стенки, т. е. с существенным из-
менением закономерностей генериро-
Рис. 3.26. Влияние температуры
стенки на повышение давления
при подаче жидкого азота в теп-
лый трубопровод (трубопровод
D = 20 мм, 6 = 1 мм, 1/D =
— 2500; параметры азота: рвх =
= 0,7 МПа, 7’вх= 78 К, Рвых ==
= 0,1 МПа):
• — тупиковый трубопровод; О —
трубопровод с открытыми концами;
-------расчет по уравнению (3.55)
вания пара и прогрева жидкой фазы.
В то же время столь высокая темпера-
турная граница стенки, при которой
явление начинало вырождаться, объяс-
няется также тем, что методически
невозможно было обеспечить постоян-
ство температуры по длине трубопро-
вода и около входа температура стенки
была гораздо ниже, чем средняя по
длине.
Предложенные зависимости позволяют рассчитать максимальное
повышение давления при подаче жидких азота и кислорода в тепло-
вую трубу и предсказать способы снижения пиков давления. Из
анализа формул следует, что снижение пика давления может быть
достигнуто путем уменьшения перепада давления на клапане, про-
гревом жидкости или головной части потока, установкой дополни-
тельного сопротивления на входе в трубопровод.
99
Глава 4
НЕУСТАНОВИВШИЕСЯ ПРОЦЕССЫ
В КРИОГЕННЫХ СИСТЕМАХ
4.1.	Особенности неустановившихся процессов
при работе на криогенных жидкостях
Важность определения динамических нагрузок на переходных
режимах работы различных гидравлических систем обусловило
появление большого числа работ, посвященных приложению к кон-
кретным задачам общей теории неустановившегося движения жидко-
сти, разработанной Н. Е. Жуковским [22]. В настоящее время
получены аналитические и численные методы расчета параметров
неустановившихся потоков [8, 70]; причем за последние десятилетия
опубликованы работы, авторы которых показали высокую эффек-
тивность использования вычислительных машин при расчете неуста-
новившегося движения жидкости в сложных системах [38, 75].
Основные принципы расчетов, принятые для гидравлических
систем, базируются на следующих допущениях: жидкость в системе
находится в изотермических условиях; поток жидкости гомогенный,
без паровых и газовых включений.
В одномерной постановке уравнения движения имеют вид:
 + W Э(/РГ) + (1 + 6)	= 0;	(4.1)
дт	dz 1 х 1 7 dz	'	7
^_ + Л®_ = 0.	(4.2)
Здесь 6	—доля продольного градиента, расходуемая на трение
и деформирование профиля скоростей; f — площадь поперечного
сечения трубы.
Из теории упругости известно, что:
р —о h । Р~Ро
Р — Ро I 1 пг	г-
\	Aw
f=foh+k-£-^
где k—безразмерный коэффициент, зависящий от формы сечения
и толщины стенок, для тонкостенных круглых труб, k = d/b; —
объемный модуль упругости жидкости; Е —модуль упругости ма-
териала стенок трубы.
Рассматриваемые изменения давлений р — р0 малы по сравнению
с Е и Кж, которые оцениваются числами порядка Е = 2-Ю5 МПа
(сталь) и = 2-Ю3 МПа (вода).
100
Это позволяет пренебречь переменной k (р — р0)2'(К>кЕ) и запи-
сать произведение /р в виде
fp = foPo [1 +	(р - Ро)] •
Дифференцируя это уравнение, получим
д (Лр)	__ г „ /	1	। k \ др	_ /оРо	др
дх	\	Е / дх К	дх	9
где К = К^Е/(Е + /Жж) —приведенный модуль объемного сжа-
тия, учитывающий упругость стенок трубы.
В рассматриваемых системах скорость движения жидкости обычно
не превышает 10 м/с и ее можно считать малой по сравнению со
скоростью звука в жидкости, выражающейся числами порядка
а = 1-Ю3 м/с, т. е. lF/tz0 С 1- При этом условии скорость распро-
странения звука в жидкости, текущей в трубе с упругими стенками,
можно представить в форме, аналогичной для скорости звука в не-
возмущенной жидкости
а2
=
С учетом этого уравнение (4.3) примет вид
d(fp)	f- др
дх	а2 дх
(4-4)
В целях дальнейшего упрощения можно пренебречь конвектив-
ными членами W (dW/dz) и W (dp/dz) в уравнениях (4.1) и (4.2),
поскольку рассматриваются малые дозвуковые скорости потока,
а также можно принять постоянной площадь по длине трубопровода.
При определении б используется гипотеза квазистационар-
ности, поскольку криогенные жидкости маловязки и результаты
расчета с использованием значений коэффициентов трения для ста-
ционарных условий хорошо согласуются с экспериментами.
С учетом данных допущений и, используя зависимость (4 4),
уравнения (4.1) и (4.2) можно представить в виде [70]:
dW   др . ^трР^711^ I е
Р дт	дг 2d	’
dW _ 1 др
Р dz а2 дх
(4.5)
(4.6)
Транспортирование криогенных жидкостей по магистралям со-
провождается непрерывным прогревом продукта под воздействием
теплопритока из окружающей среды и диссипативных процессов.
В связи с этим система уравнений (4.1) и (4.2), описывающая дви-
жение однофазного потока криогенной жидкости, дополняется
третьим уравнением, учитывающим тепловое состояние жидкости
^L+f4L = 4-V;	(4.7)
дх 1 dz pd
101
где q —плотность тсплоеого потока из окружающей среды к вну-
тренней поверхности трубы.
На практике в зависимости от конкретных условий задачи эти
уравнения могут быть существенно упрощены. Так, для быстро ме-
няющихся процессов, определяемых временем распространения
акустической волны в потоке жидкости, можно пренебречь влиянием
теплопритока и пользоваться уравнениями (4.5) и (4.6).
В тех случаях, когда параметры потока изменяются медленно,
т. е. их изменения за время пробега акустической волной двойной
длины потока жидкости малы,
dp 2L ।
р dx а ’
уравнения (4.5), (4.6) сводятся к уравнению Бернулли
(4-8)
а уравнение энергии (4.7) при транспортировании однофазной крио-
генной жидкости по трубопроводу без учета дросселирования можно
представить в виде
G дТ . г дТ .
nv~ —т г~ бгСтч —— —• тш d.
W Р дх 1 Р dz
(4-9)
Таким образом, математическое описание движения однофазной
криогенной жидкости по протяженным трубопроводам сводится
к следующим характерным случаям: параметры потока изменяются
интенсивно; необходимо учитывать волновые явления, но можно пре-
небречь теплопритоками, так как общее время процесса мало; пара-
метры потока изменяются медленно; волновыми процессами можно
пренебречь, но влияние теплопритока велико и учет его необходим.
В сложных явлениях, когда имеет место как медленное, так и
быстрое изменение параметров, исследуемое явление расчленяется
на этапы и для каждого этапа применяется своя математическая
модель.
Особенности неустановившихся процессов в криогенных систе-
мах определяются специфическими свойствами продукта и связаны
с различными формами образования паровой фазы, а также ее по-
ведением на переходных режимах работы систем. Образование паро-
вой фазы происходит в потоке, если жидкость прогрета до темпера-
туры насыщения. Паром заполнены магистрали перед подачей в них
продукта. Паровые полости образуются и при транспортировании
недогретой жидкости, если на отдельных участках магистрали (за-
стойных зонах) местная скорость недостаточна. Паровые полости
образуются также в опускных трубопроводах после гейзерного
выброса жидкости и перед запорной арматурой после прекращения
циркуляции. Гидродинамические и тепло- и массообменные процессы
при образовании и заполнении паровых полостей зависят от темпе-
ратуры жидкости, пара и стенок конструкции, а также от размера
паровых полостей.
102
Ё тех случаях, когда жидкость недбгрета, а температура кон-
струкции достаточно высока, при движении реализуется пленочный
режим кипения. Наличие гонкого парового подслоя приводит к умень-
шению коэффициента трения и не оказывает существенного влияния
на плотность и скорость звука в потоке жидкости и, следовательно,
параметры волновых процессов могут быть определены по зависи-
мостям, полученным для вы-
сококипящих жидкостей. При
подаче недогретой жидкости
в тепловую магистраль на на-
чальном участке, где реали-
зуется стержневой режим пле-
ночного кипения, встреча по-
тока с местным сопротивле-
нием сопровождается интен-
сивным гидравлическим ударом.
По мере продвижения жидкости
по магистрали и ее прогрева
поток распадается, и если про-
пускная способность магист-
рали по пару становится недо-
статочной, то наступает режим
запирания с возрастанием дав-
ления и обратным выбросом
жидкости в резервуар. Харак-
терная запись параметров при
подаче жидкости в протяжен-
ную незахоложенную маги-
страль приведена на рис. 4.1
Если на установившемся ре-
жиме основная масса транспор-
тируемой жидкости прогре-
вается до температуры насы-
щения, то образование распре-
деленной паровой фазы увели-
чивает сжимаемость жидкости
и соответственно уменьшает ско-
рость звука. Зависимость ско-
Рис. 4.1. Неустановившиеся процессы при
подаче жидкости в протяженный незахо-
ложенный трубопровод (/ — 36 м, d =
= 0,02 м, диафрагма dR — 0,01 м): а —
схема установки (1 — датчик расхода;
2 — датчики давления; 3 — диафрагма);
б — осциллограммы давления и расхода
рости звука в пузырьковой смеси воздуха и воды при атмосферных
условиях приведена на рис. 4.2 [65]. Динамические эффекты, воз-
никающие при резком изменении расхода, вырождаются. Практиче-
ский интерес в случае транспортирования криогенной жидкости
с частичным испарением представляет, в основном, определение рас-
ходных характеристик магистрали на установившемся режиме.
Типичным режимом работы промышленных систем является
транспортирование по сложным магистралям недогретой жидкости.
Наличие паровых полостей в тупиковых отводах и других застой-
ных зонах оказывает благотворное влияние на температуру про-
дуктов в установившихся режимах транспор, i [ ования, поскольку
103
теплопритоки к жидкости уменьшаются. На переходных режимах
в результате повышения давления, вызванного срабатыванием за-
порно-регулирующей арматуры или другими причинами, происходит
интенсивный разгон жидкости, заполняющей паровую полость.
Если паровая полость не слишком велика, а жидкость недогрета,
то парообразование слабо влияет на разгон потока; более того, на
фронте жидкости происходит конденсация пара. В результате в конце
Рис. 4.2. Скорость звука в пузырь-
ковой смеси воздуха и воды:
О — эксперимент при нулевой частоте;
X — эксперимент при частоте 1 Гц;
— — — — изотермический процесс;
---------- адиабатический процесс
Рис. 4.3. Неустановившиеся про-
цессы в тупиковом отводе: а — схе-
ма установки (1,2 — датчики дав-
ления); б — осциллограмма давле-
ний (/ — давление в расходной ма-
гистрали; 2 — давление в тупико-
вом отводе)
заполнения паровой полости создаются условия для резкого тормо-
жения потока, что приводит к кратковременному, но интенсивному
повышению давления — вторичному гидроудару. Характерная за-
пись параметров при заполнении на переходном режиме паровой
полости в тупиковом отводе приведена на рис. 4.3.
Процесс заполнения паровой полости в опускном трубопроводе
после гейзерного выброса аналогичен процессу заполнения паровой
полости в тупиковом отводе.
Типичная запись импульса давления, возникающего при запол-
нении опускного трубопровода после гейзерного выброса жидкости,
приведена на рис. 4.4.
Открытие запорного устройства, когда перед ним образовалась
паровая полость, сопровождается быстрой эвакуацией пара; жид-
104
кость разгоняется, а при ее подходе к еще не полностью открытому
запорному устройству возникает гидравлический удар.
Характерная запись параметров при открытии клапана, когда
перед ним образовалась паровая полость, приведена на рис. 4.5.
Таким образом, в зависи-
мости от параметров про-
дукта и последовательности
проведения технологических
операций на переходных ре-
жимах работы жидкостных
криогенных систем возникает
комплекс неустановившихся
процессов. Это процессы,
связанные с неустановив-
шимся движением однофаз-
ного потока, которые харак-
терны для любой слабосжи-
маемой жидкости, а также
ряд процессов, типичных для
криогенных систем, которые
возникают при следующих
условиях: подаче жидкости
в протяженную незахоложен-
Рис. 4.4. Неустановившиеся процес-
сы при гейзерном выбросе криоген-
ной жидкости: а — схема установки
(/, 2— датчики давления); б —
осциллограмма давлений (/ — дав-
ление в нижней точке опускного
трубопровода; 2 — давление в ре-
зервуаре)
ную магистраль; транспор-
тировании жидкости с паро-
выми включениями; запол-
нении паровых полостей
в тупиковых отводах; запол-
нении опускных трубопрово-
дов после гейзерного вы-
броса жидкости; открытии
запорного устройства, когда
перед ним образовалась па-
ровая полость.
Вся совокупность процес-
сов, их различные комбина-
ции и взаимные влияния, а
также возникающие вторич-
ные эффекты и определяют не-
установившиеся процессы в
Рис. 4.5. Неустановившиеся про-
цессы при открытии клапана:
а — схема установки (/, 2 —
датчики давления); б — осцил-
лограмма давлений (1 — давле-
ние в расходной магистрали пе-
ред клапаном; 2 — давление в
резервуаре)
жидкостных криогенных си-
стемах. Их анализ связан с совместным рассмотрением неустановив-
шегося движения жидкости, нестационарного тепло- и массообмена,
а также переходных процессов в запорно-реглирующей арматуре и
других устройствах. При всем многообразии явлений, определяющих
особенности неустановившихся процессов в криогенных системах и
приводящих к большим динамическим нагрузкам, общим для них
является заполнение паровых полостей на переходных режимах,
сопровождающееся тепло- и массообменными процессами на границе
105
раздела фаз. Это позволяет представить достаточно общую физиче-
скую модель с единым подходом к ее анализу и формулировке ана-
литической проблемы. Физическая модель и ее математическое опи-
сание основываются на раздельном рассмотрении процессов в жидкой
и паровой фазах с плоской границей раздела фаз без учета практи-
ческой реализации двухфазного потока. Такой подход обусловлен
трудностями определения параметров двухфазного потока на пере-
ходных режимах и относительно малым влиянием паровой фазы на
величины динамических нагрузок в целом ряде практически важных
случаев. Так, влиянием паросодержания в потоке жидкости можно
пренебречь как при заполнении паровых полостей малой протяжен-
ности, так и при охлаждении длинных магистралей. В остальных
случаях для получения корректных результатов необходимо введе-
ние коэффициентов, полученных путем обобщения эксперименталь-
ных данных.
Если длина паровой полости незначительна и скорость пара
мала, то паровую полость можно рассматривать как некоторый
объем. Заполнение большей части объема происходит относительно
плавно, а к моменту резкого изменения параметров размер паровой
полости становится много меньше длины потока жидкости. Это
позволяет пренебречь волновыми процессами в паровой полости и
для определения параметров процесса использовать уравнения типа
уравнения политропы. Если имеет место интенсивное образование
пара и скорость его эвакуации значительна, то величина параметров
определяется из уравнения движения пара.
Определение параметров на границе раздела паровая полость —
фронт жидкой фазы вызывает большие трудности, так как связано
с учетом тепломассообменных процессов для нестационарно движу-
щегося потока жидкости. В практических расчетах наиболее часто
встречаются два случая.
1. Жидкость недогрета до равновесной температуры. Изменение
длины потока жидкости, обусловленное конденсацией пара, мало
и скорость перемещения фронта может быть записана в виде
W = dl^/dx.
2. Жидкость поступает в протяженную незахоложенную маги-
страль. Головной участок потока достигает температуры насыщения,
а затем испаряется. Строгий подход к расчетному определению пара-
метров двухфазного потока вызывает большие трудности, так как
формы совместного движения жидкости и пара весьма сложны, а опи-
сывающие их закономерности зависят от начальных и граничных
условий. Учет динамики движущегося потока приводит к дальней-
шим усложнениям. В практических расчетах используют упрощен-
ные модели с эмпирическими коэффициентами, обобщенно учитыва-
ющими особенности реальных процессов нестационарного теплооб-
мена в двухфазном потоке для конкретных начальных и граничных
условий (см. п. 3.4).
Значения параметров на входе в магистраль с паровой полостью
определяются внешними условиями и связаны с приведением в дви-
106
жение больших масс жидкости. Все их многообразие сводится к двум
характерным случаям.
1. Давление на входе остается постоянным или изменяется по
заданному закону, т. е. обратным влиянием на систему процессов,
связанных с заполнением паровой полости, можно пренебречь. Этот
случай реализуется при заполнении паровой полости непосред-
ственно из резервуара или из основной магистрали, когда ее сечение
значительно больше отвода.
2. Паровая полость заполняется жидкостью из оснсвной маги-
страли, диаметр которой соизмерим с диаметром отвода. В этом слу-
чае процессы в отводе оказывают влияние на работу магистрали,
и при определении параметров необходимо провести совместный
расчет неустановившихся процессов в отводе и магистрали.
Рис. 4.6. Характеристики
криогенных насосов: а —
центробежный насос для жид-
кого азота В К-20; б — порш-
невой насос для жидкого
азота газификационной уста-
новки Cry-600z1500
Это требует знания особенностей работы на переходных ре-
жимах элементов систем, а также их математических моделей.
Основными элементами криогенных систем являются: источники
питания, запорно-регулирующая арматура, фильтры, диафрагмы
и т. д.
В зависмости от вида характеристик источников питания в поле
р Q, т. е. с точки зрения их работы на переходных режимах, послед-
ние могут быть разделены на две группы: источники питания по-
стоянного давления р = const и источники питания постоянного
расхода Q < const.
Наиболее распространенными источниками питания постоянного
давления являются резервуары, заполненные криогенной жидкостью,
в паровой полости которых поддерживается постоянное или изме-
няющиееся по определенному закону давление.
Центробежные насосы при постоянном числе оборотов также
могут рассматриваться как источники постоянного давления. В пер-
вом приближении можно считать, что развиваемый ими напор за-
висит только от числа оборотов p = f (ft2). Типичные характеристики
центробежных насосов для азота приведены на рис. 4.6, а.
В качестве источника постоянного расхода применяются порш-
невые насосы, идеальные характеристики которых имеют вид Q
kn.
В действительности эти насосы имеют утечки, которые зависят
от механических деформаций при высоком давлении, i. е. Q
kn - f (р).
107
Типичная характеристика поршневого насоса установки газифи-
кации жидкого азота приведена на рис. 4.6, б.
Расход жидкости в произвольном сечении магистрали для мед-
ленно меняющихся процессов Qz может быть получен из уравнения
сохранения массы
dp
dx
Здесь Q—объемный расход жидкости, определяемый характери-
стикой источника питания; dv/dx —расход, обусловленный измене-
нием паровых объемов, расположенных до рассматриваемого сече-
Рис. 4.7. Принципиальная схема пнев-
моклапана:
1 — поршень пневмоцилиндра; 2 — тарелка
клапана
ния;-Я---------расход, обу-
словленный сжимаемостью жид-
кости, расположенной до рас-
сматриваемого сечения.
При анализе быстр сменя-
ющихся процессов, когда кеоб-
ходимо рассматривать волновые
явления, каждая неоднород-
ность, в том числе и источник
питания, учитывается гранич-
ными условиями. В болынин-
стве случаев волновые процессы
в источнике питания прерыва-
ются. Это позволяет учесть
его работу на переходном режиме только расходной характеристикой.
В криогенных системах применяется в основном пневмоуправляе-
мая арматура, для которой в целом ряде случаев влиянием процес-
сов в магистрали на закон перекрытия проходного сечения прене-
бречь нельзя, а, следовательно, выразить закон срабатывания арма-
туры какой-либо априорной зависимостью не представляется воз-
можным.
Принципиальная схема пневмоклапана показана на рис. 4.7.
По отношению к направлению потока жидкости возможны два
случая установки пневмоклапана: тарелка клапана в процессе пере-
крытия проходного сечения движется по направлению потока жидко-
сти, и гидравлические силы способствуют более быстрому срабаты-
ванию; тарелка клапана движется против потока, и гидравлические
силы увеличивают время срабатывания.
Закон срабатывания пневмоклапана определяется как совокуп-
ностью его конструктивных особенностей, так и переменной нагруз-
кой на тарелку, обусловленной следующими факторами: перепадом
давления, вызванным изменением коэффициента сопротивления пнев-
моклапана по мере его срабатывания £кл = f (*/); динамическим по-
вышением давления, вызванным волновыми процессами в маги-
страли при торможении потока жидкости.
В результате торможения потока жидкости тарелкой клапана
происходит образование волны повышенного давления, распростра
108
няющейся по магистрали со скоростью звука При движении кла-
пана по направлению потока динамическая составляющая способ-
ствует более быстрому перекрытию проходного сечения, чю, в свою
очередь, приводит к еще большему повышению давления. При
движении клапана против направления потока динамическая со-
ставляющая уменьшает скорость перекрытия проходного сечения.
Значение динамической составляющей определяется величиной по-
терянной скорости и влиянием отраженной волны. Для коротких
магистралей, когда время закрытия клапана тзак намного превышает
время пробега акустической волной двойной длины магистрали
2L ’a << тзак, динамическое повышение давления компенсируется
Рис. 4.8. Влияние начальных параметров потока на закон закрытия пнев-
моклапана и давление в магистрали: а — клапан установлен по потоку
(кривая 1 — Wo = 3,55 м/с; кривая 2 —	= 8,9 м/с, кривая 3 — WQ =
~ 0); б — клапан установлен против потока (кривая 1 — Wo = 8,4 м/с;
кривая 2 — WQ = 6,25 м/с, кривая 3 — IF0 = 0)
отраженной волной и влиянием динамической составляющей на
скорость перекрытия проходного сечения можно пренебречь.
В длинных магистралях, где 2Ыа тзак, амплитуда давлений
максимальная и изменением в законе перекрытия проходного сече-
ния практически невозможно воздействовать на динамические про-
цессы в системе.
Для средних магистралей, когда время срабатывания соизмеримо
с величиной 2L а, динамическая составляющая оказывает решающее
влияние на работоспособность запорного устройства.
На рис. 4.8 приведены экспериментальные данные по неустано-
вившимся процессам в зависимости от закона перекрытия проход-
ного сечения для различных параметров потока и его направления
через клапан. Установка состояла из резервуара расходной маги-
страли с условным проходом dy = 0,05 м и длиной 13,7 м. На вы-
ходе из магистрали был установлен пневмоклапан dy = 0,05 м с ра-
бочим ходом 0,012 м и временем срабатывания 0,1—0,2 с.
Для сравнения на тех же рисунках приведены законы закрытия
пневмоклапана при отсутствии потока в магистрали (см. кривые 3).
Безразмерное время т представляет собой отношение текущего вре-
109
мени к времени пробега акустической волной двойной длины тру-
бопровода, т. е.
т = ат/(2£).
Через Fq обозначена площадь проходного сечения полностью откры-
того пневмоклапана, а через F —ее текущее значение. Безразмерное
давление р* представляет отношение
Р* = (Р~ Ро)/(Р^)-
Анализ полученных результатов показывает, что схема уста-
новки пневмоклапана существенно влияет на величину и форму
гидроудара. Наиболее неблагоприятной является установка клапана
по направлению потока. В этом случае в магистрали реализуются
гидроудары, которые по величине и форме приближаются к предель-
ному гидроудару, возникающему при мгновенном перекрытии про-
ходного сечения, хотя время закрытия пневмоклапана значительно
больше времени пробега двойной длины трубопровода: тзак >
> 2Ыа.
При создании криогенных систем предпочтительна установка
пневмоклапана таким образом, чтобы в момент перекрытия проход-
ного сечения его тарелка перемещалась против потока. Это позволяет
резко снизить динамические нагрузки, особенно при увеличении
времени срабатывания.
Таким образом, существует сопряженная система магистраль—
пневмоклапан, поскольку, с одной стороны, закон срабатывания
пневмоклапана оказывает существенное влияние на величину и
форму гидроудара, а с другой стороны, давление в магистрали опре-
деляет закон срабатывания. Поэтому при математическом описании
процесса необходимо совместное рассмотрение уравнений, описыва-
ющих неустановившиеся процессы в магистрали и динамику сра-
батывай ия пневмоклапана.
Работа пневмоклапана (см. рис. 4.7) в системе описывается си-
стемой уравнений, включающей: уравнения движения (4.5) и (4.6),
уравнения пневмопривода [14] и уравнение расхода через клапан.
М = pr+,Fn+' - о'-’П’1 + р(+Т;+) - р1-Тт-’ ± Ну ± No; (4.10)
ат „<+>т (	\ Л fw>+«) р~ ' \	/ dp(r->	0,258^!/'-)	/ р<-> \ 2Й F"(y^-yjP‘ \Р^ 1 ~  nd2 ।	(2р(+) — ~ 4 1	р£кл	d_y	•	(411) //(+)+г/	Л’	<4П) +	-ЙН—	(4-12) 1	(4 13)
ПО
где коэффициент местного сопротивления клапана с плоской та-
релкой равен
Здесь kL
— параметр газа, применяемого в пнев-
моприводе;
0,5	(+)
при —0,528;
= 0,258 при
р‘м\ рм\ рг+\ рг~\ р(+\ р'~' —давление в подводящих линиях
управляющего газа, в полостях пневмоцилиндра и в расходной ма-
гистрали; /э+\ F'n' Ft+\ Ff' — эффективные площади
проходного сечения подводящих линий управляющего газа, поршня
и тарелки клапана; у, yf\ у6“ —текущее и начальное значения
положения поршня; М — масса подвижных частей; NQ — постоянная
составляющая нагрузки; Н — коэффициент жесткости упругих эле-
ментов.
Совокупность уравнений (4.10) - (4.13) и (4.5), (4.6) составляет
математическую модель пневмоклапана при его работе в системе.
В тех случаях, когда влияние системы на работу пневмоклапана
мало и закон перекрытия проходного сечения может быть определен
явной функцией, обычно полученной из эксперимента, математическая
модель пневмоклапана состоит из уравнений (4.5), (4.6), (4.13).
Если £кл принять постоянной, то уравнения (4.13) и (4.5), (4.6)
будут математическими моделями для диафрагм, фильтров и других
местных сопротивлений.
4.2. Неустановившиеся процессы при заполнении
тупиковых отводов
Крупные криогенные системы обычно включают несколько рас-
ходных резервуаров и несколько потребителей продукта; отдельное
оборудование, например насосы, дублируется; в замкнутых уча-
стках магистралей между запорными устройствами предусматри-
ваются дренажно-предохранительные клапаны; для получения за-
данной температуры на пути транспортирования продукта устанав-
ливаются теплообменные аппараты и др. В результате на магистрали
всегда имеются участки трубопроводов, которые при проведении опре-
деленных технологических операций являются тупиковыми. Не-
избежные теплопритоки из окружающей среды приводят к том}, что
стационарный тепловой режим в тупиковых отводах обычно реали-
зуется только при наличии паровой полости
На переходных режимах, когда в системе резко возрастает дав-
ление, происходит интенсивное заполнение паровых полостей Теп-
111
ломассообменные процессы на границе раздела фаз способствуют
возникновению гидроудара, амплитуда которого может на порядок
и более превышать первоначальное возмущение.
На примере наиболее часто встречающегося в конструкциях
вертикального тупикового отвода, заканчивающегося арматурой,
можно показать, что в практически реализуемых случаях при ста-
Рис. 4.9. Расчетная схема вертикаль-
ного тупикового отвода с клапаном:
О, 1, 2, 3, 4, 5 — расчетные сечения
ционарном режиме транспортиро-
вания жидкого криогенного про-
дукта значительная часть тупи-
кового отвода заполнена паром.
Расчетная схема вертикаль-
ного тупикового отвода показана
на рис. 4.9. В этом примере Д0-ь
Я1-2; ^2-3;	^3-5 — терми-
ческие сопротивления участков
тупикового отвода, расположен-
ных между сечениями, указанными
в индексах,	^i~2> ^2—з» ^з—4 —
расстояния между соответству-
ющими сечениями; %тр, %м, %к, Хж,
— коэффициенты теплопровод-
ности материалов трубы отвода,
теплового моста арматуры, корпуса
арматуры, жидкого и газообраз-
ного продукта; dTp, dM — средние
диаметры труб тупикового отвода
и теплового моста арматуры; 6тр,
бм, 6К — толщины стенок трубы
тупикового отвода, теплового моста
арматуры и корпуса арматуры;
ск — коэффициент конвекции газа в тупиковом отводе. Для вер-
тикального подъемного тупика ек — 1,14-1,2, при угле наклона
в 45° 8К - 6.
Длина паровой полости без учета циркуляции жидкого продукта
в нижней части стояка и теплопритока через экранно-вакуумную
изоляцию определяется из соотношений:
1	(^6Л)тр	л ^рАж
^0-1	^0-1	^^0-1
1  л (Ж)тр	л
^1-2	^1-2	’	4/х_2
В подавляющем большинстве конструкций криогенных систем
МОЖНО принять R /?2-3 + Т?3-4> откуда
П __ G-3________	/7^3-4
л	л (d6A)jyj
П2
Здесь коэффициент т = 0,64-0,7 учитывает уменьшение сопротив-
ления из-за теплопритоков по изоляции и опорам арматуры.
Принимая во внимание, что для установившегося процесса
7\ = Ts, получим выражение для определения длины участка
стояка, заполненного паром
Из этой формулы следует, что для кипящего продукта, когда
1\ — Ts, отвод полностью заполнен паром, т. е. /1-2 = /0_2.
При возрастании термического сопротивления элементов арма-
туры величина первой полости уменьшается и при
становится равной нулю. Существенное влияние на величину паро-
вой полости оказывают степень недогрева продукта Ts—70, терми-
ческое сопротивление элементов арматуры R и диаметр трубы стояка.
Так, например, в вертикальном отводе (рис. 4.9) при транспортиро-
вании жидкого кислорода при Ts = 115 К, 70 = = 90 К, /0_2 = 1 м,
dTp =0,1 м, 6тр — 0,002 м, Хтр = 10 Вт/(м-К),	= 0,4 м,
dM = 0,12 м, 6М = 0,006 м, Хм = 10 Вт/(м-К),	= 0,12 Вт/(м-К),
Хг = 0,012 Вт/(м-К), 6К — 0,008 м величина паровой полости 1Г_2 =
= 0,97 м, т. е. весь вертикальный стояк практически будет заполнен
паром.
Тупиковые отводы малой протяженности (5—10 калибров), опу-
щенные вертикально вниз или имеющие определенный угол наклона,
под действием сил тяжести заполняются жидкостью, и рассматри-
ваемое явление в них отсутствует. Однако при большой протяжен-
ности конвективное перемешивание жидкости в отводах затруд-
няется и в них также может образовываться паровая фаза.
При анализе процессов заполнения паровой полости в тупиковых
отводах все явление целесообразно разделить на следующие этапы:
разгон потока до максимальной скорости;
/ 22
относительно медленное торможение — ( —
резкое торможение потока
При расчете параметров процесса заполнения паровой полости
волновыми явлениями можно пренебречь, если давление и скорость
за время т = 2z/a изменяются незначительно. Это условие наиболее
часто выполняется на этапе разгона и плавного торможения; на
этапе резкого торможения оно соблюдается при незначительных
повышениях давления в магистрали.
Влияние противодавления сжимаемого пара определяется тепло-
и массообменными процессами, зависящими от температуры стенок,
жидкости и пара, конструктивных особенностей данного отвода и
формы фронта жидкости, которая, в свою очередь, зависит от целого
ряда факторов. Для описания всей совокупности процесса исполь-
зуется уравнение типа политропы. При этом показатель следует рас-
сматривать как эмпирический коэффициент, учитывающий всю гамму
процессов. Значение показателя может изменяться в широких пре-
делах: п = 0 — соответствует интенсивной конденсации пара; п —
= 1,4 — отсутствию тепло- и массообменных процессов; п > 1,4 —
испарению жидкости. В практических расчетах значение п для
каждого конкретного случая определяется из накопленных опытных
Рис. 4.10. Зависимость безразмерной скорости от
относительной длины тупикового трубопровода
при различных степенях заполнения (£ = 0,5,
X = 0,02, р = 1000 кг/м3, п = 0)
данных или путем про-
ведения эксперимента.
Без учета волновых яв-
лений заполнение паровой
полости описывается урав-
нениями
где и = U72/2; р0 — начальное давление в паровой полости; I —
длина тупикового отвода; z0 — начальная координата уровня жид-
кости в отводе.
Общий интеграл уравнения (4.14) при п = 0 равен
| .Ро-Р ехр [ <г - г°> ] dz +
20
При z0 = 0 решение имеет особую точку. Физически сущность
особой точки заключается в том, что при начальном заполнении zQ =
= 0 скорость мгновенно достигает предельного значения
Wu = 1/ 2 (р0 ~~ —
На рис. 4.10 приведена зависимость W/WQ от z/d &ля различных
начальных степеней заполнения z0/d при п = 0. В случае коротких
трубопроводов, когда 'K^zld £вх, уравнение (4.17) имеет вид
IV
Z
114
Анализируя этап разгона жидкости, важно отметить, что начиная
с некоторого размера паровой полости, когда столб жидкости получает
скорость, близкую к максимальной, повышение давления при после-
дующем гидроударе остается постоянным независимо от степени
первоначального заполнения. Расчет процесса разгона жидкости без
учета волновых явлений при резком изменении параметров вносит
определенную погрешность в текущее значение параметров. Однако
конечный результат, опреде-
ляющий процесс, изменяется
незначительно.
Второй этап, т. е. период
относительно медленного тор-
можения, характеризуется под-
ключением распределенного со-
противления и влиянием про-
тиводавления сжимаемого газа.
Для реальной длины тупико-
вых отводов изменение скорости
потока от воздействия распре-
деленного сопротивления не-
большое. Влияние противодав-
ления паровой фазы при запол-
нении значительной части па-
ровой полости мало, в целом
ряде случаев второй период
практически отсутствует.
Третий период, т. е. резкое
торможение потока, опреде-
Рис. 4.11. Результаты численных расчетов
зависимости повышения давления в тупи-
ковом трубопроде длиной / = 1 м и диа-
метром d = 0,05 м от давления на входе
при /?о — 0,1 МПа;
1 — п =» 0; X = 0; 2 — п = • 1, X = = 0,02; 3 —
п -- 1, X = 0; 4 — п = 1,4; X = 0,02; 5 —
п = 1,4, X = 0,02; 6 — п = 1,4, X = 0; 7 —
п =. 1,4, X 0,02;
------— расчет по уравнению Бернулли;
------расчет по волновым уравнениям;
— — — — расчет по формуле Жуковского
перепада давлений, под воздей-
ляется волновыми процессами
в жидкости и противодавлением
газа. Из физики процесса сле-
дует, что величина гидроудара
будет максимальной, если отвод
находился под вакуумом. Зна-
чение амплитуды давления в
данных условиях будет опреде-
ляться по формуле Н. Е. Жуков-
ского р = paW. Расчетная зави-
симость повышения давления
ствием которого происходит разгон жидкости, показана на рис. 4.11
(кривая /).
На том же рисунке (кривые 2, 5) приведены результаты числен-
ного расчета по уравнениям (4.15)—(4.17) зависимости величины
ударного давления от давления на входе в тупиковый отвод без
учета волновых давлений в потоке жидкости. Из анализа резуль-
татов следует, что кривые, полученные без учета волновых явлений,
при больших перепадах давления пересекают кривую предельно
возможного повышения давления. Следовательно, при интенсивном
изменении параметров необходимо учитывать сжимаемость жидкости
115
Рис. 4.12. Схема расчета процесса заполнения
тупикового трубопровода
и вместо уравнений (4.14),
(4.15) использовать урав-
нения (4.5), (4.6).
Для интегрирования
уравнений (4.5), (4.6) при
подвижных границах ис-
пользуется метод, который
(как и в случае обычного
метода характеристик при
неподвижных границах)
позволяет свести задачу
к решению системы обы-
кновенных дифференци-
альных уравнений.
Система волновых урав-
нений (4.5), (4.6) имеет
характеристики z ± ах =
= const. Когда потеря
давления за счет распре-
деленного трения незна-
чительна сравнению
с величиной максималь-
ного давления, возника-
ющего в трубопроводе, ее можно считать сосредоточенной на входе
в трубопровод. При этом условии волновые уравнения (4.5), (4.6)
на характеристиках для моментов времени т, удовлетворяющих
условию т > (z + z0)/a, имеют вид (рис. 4.12):
р (z, т) — рГо, т --ЦеГ1 = _ PaJr[z.(T),T] W Ч т -	1];
L	u J	t	L	tzjj
(4.18)
t] p '0, т — -Цт"] =РЙ {^кц(г)> T - p (t)] -
- w Г 0, T —Ф-
где
ц (?) = [z (т) + zg (т)]/а;
zm(t) = z[t - р(т)];
IF (т) = №[z (т), т);
(t) = W [z(l (т), t — p (t)].
(4-19)
(4.20)
(4-21)
(4.22)
(4.23)
В выражениях (4.18)—(4.23): z (т) — текущая координата фронта
жидкости; (т) — координата фронта жидкости в момент времени
т — р (т); р (т) — суммарное время пробега звуковой волной жидко-
стных столбов с длинами z (т) и (т); W (т) — скорость жидкости
на границе раздела фаз в момент времени т; Wu (т) — скорость жид-
кости на границе раздела фаз в момент времени т — р (т).
116
Граничные условия:
Гл ?(т) 1	1
р 0, т------— —
pir( О, т--|
Рвх ’
а
вх
^тр2 \ а /
--------2------— signW
dz (т) ’dx = W[z (т), т].
Z
а
Давление на границе раздела фаз является функцией от коорди-
нат границы (4.16). Дифференцируя уравнения (4.20), (4.21), (4.23)
как сложную функцию по времени, получаем:
du (т) Г dz (т) dz^jx) 1 .	/д 26)
dx	dx  dx _ а	\ • /
(т) = IF,, (г) Г 1--.	(4.27)
dx	\ [ dx J	'
dW [?ц, (т), т-р (t)J _ dW {г[т —p (т)], t — p (т)} Г j __ Д (t) ~1
dx	dx	dx J
(4.28)
Исключив из уравнений (4.26) — (4.28)	, получим:
dzll(x) _w/ л a — W (t) .
dx	4 a^W^x)’
dWy (t) _ dW (t)	a—W(x)
dx	dx	a №7l(t)
t—ц (T)
(4.29)
(4.30)
Для определения z (x — z/a) можно записать дифференциальные
соотношения, аналогичные выражениям (4.29), (4.30), но учитывая,
что W < а, получаем, что изменение Az за время р много меньше,
чем z, поэтому в расчетах можно принять
г (т - - z/a) = [z (т) -]	(т)].
(4-31)
Система трех дифференциальных уравнений (4.25), (4.29), (4.30)
и шести алгебраических уравнений (4.18)—(4.20), (4.24), (4.27),
(4.31) содержит девять неизвестных функций времени
z(t); 2ц(т); F(t); №ц(т); ц (т); рГо, т - ДМ 5
W7 ^0, г -	1 ; р (т); г ( т	—) .
L	а _\ г ' 1	\ а !
Для решения этой системы уравнений заменяем дифференциаль-
ные соотношения (4.25), (4.29), (4.30) конечно-разностными:
= F^-Лт,	(4 32)
117
d —
ц’f a 4- t
t—u, z-H
a — \Vt
a +	,
(4.33)
(4.34)
Выбираем шаг по времени Дт, при котором можно считать dW^ X
X (т)/Л постоянной в пределах одного шага при заданной точности
расчета. Допустим, что известно решение для моментов времени
тЛ = k Дт, где k — целое число, 0 < k < i, и tz 2° .
Значения z£+1, zPii+1 находим по уравнениям (4.32), (4.33),
а Р fo+i), Р(^ц, i+i), Hi+i —по уравнениям (4.17) (4.20). Произ-
водная dW/dx при тг+1 — рг+1 принимается равной ее значению
в точке /, где / — целая часть от (т/+1 — ^+1)/Дт. Значение i+1
находится по уравнению (4.34). Исключая из уравнений (4.18),
(4.19), (4.24)
и №(0, тг+1-
^•+1
а
находим значение Wi+1.
Величину dWt+1/dx находим по уравнению
dWM/dx = (WM-Wi)/\x.
При расчете для моментов времени тг < zja используются на-
чальные условия z (0) = z0; W (z, 0) = IF0; р (z, 0) = р0 (г), а вместо
уравнений (4.18), (4.19) — уравнение на характеристике z — ах =
= Zj — axt, выходящей с начальной оси т = 0. Учитывая то, что
при х = 0 z = Zi — ах, получаем
Р тД - р & — axh 0) = — pa [Wt W (zt — axh 0)].
При расчете для < тг <; —вместо уравнения (4.18) исполь-
зуем на характеристике z + ах = axt — zt уравнение
= pa W (axt - Zi, 0) — W (j), xt-----------
Значения z^)i+1 и W^i+1 для tU1, когда xt < и тг+1
-------, находятся путем интерполяции от z0 и 1Го, т. е.:
г+1 = Zo + Wo	(Ат - А/);
a W у
К, U! =	(0) 4^ (Ат А/),
1Л- L	(ч р" VV Q
где Ат = (атг — г, — z0)/(Wi + а).
118
Заменив дифференциальные уравнения конечными разностями,
окончательно получим следующую систему расчетных уравнений:
Z/+i + Wt Дт;
? • — 7 . I П7 . a	Дт*
HM+l— Д1, Г ГИ' |М a J_ yp	ZA I,
1	5 i
dW = Гг+1 - Wj .
dx	Ar ’
P^f+l) = Po ~ ~
v ^i+1
P (?ц, Ul) = Po
(Z — гц, i+l)n
= Po- 1 + ?BX sign WN, /+1
sign WN, г+1
__ w/	p (2f+1> + p /+1> ~ 2pjv-i+1
z+l -- W Ц, i+1	~	>
где
BX
2d
Расчет выполнялся на ЭВМ при следующих начальных условиях:
Ро — 0,1 МПа — начальное давление в газовой полости; I = 1 м —
длина тупикового отвода; d — 0,05 м — внутренний диаметр отвода;
а — 1000 м/с — скорость звука в жидкости, находящейся в трубо-
проводе с упругими стенками.
Результаты расчета приведены на рис. 4.11 (кривые 5, 4, 6, 7).
Анализ результатов показывает, что кривые, полученные с учетом
волновых явлений, при интенсивной конденсации пара (п -> 0)
приближаются к кривой, рассчитанной по формуле Жуковского,
которая является для них асимптотой и характеризует предельное
значение величины гидроудара. Учет влияния трения не вносит
принципиальных изменений, а лишь несколько изменяет количе-
ственные значения.
119
В рассматриваемом явлении можно выделить две области. В пер-
вой — области малых первоначальных повышений давления —
определяющими являются тепломассообменные процессы на гра-
нице раздела фаз. Во второй — области больших первоначальных
повышений давления — пар практически уже не демпфирует, и
величина ударного давления приближается к предельному зна-
чению.
В рассматриваемом случае эта граница составляет 2 —3 МПа.
Криогенные системы в подавляющем большинстве относятся к си-
стемам низкого давления, и в них определяющими являются тепло-
Рис. 4.13. Кинограмма движения воды в вертикальной трубе d = 0,02 м;
а— I — 0,6 м; Ар = 0,15 МПа; б— /=0,93 м, Ар = 0,2 МПа;
1 —4 — последовательность съемки кадров
и массообменные процессы на границе раздела фаз, когда за счет
конденсации пара в несколько раз увеличивается амплитуда дав-
ления и без того интенсивных вторичных гидроударов.
В оценке скорости конденсации пара, определяющей показатель п,
особое значение имеет форма фронта жидкости. Скоростное фото-
графирование фронта движущейся жидкости и анализ процесса
показали следующее. Начальное движение жидкости, заполняющей
паровую полость, вызывает разрушение поверхностного слоя, на-
ходящегося в равновесии с паром. Повышение давления в паровой
полости еще больше увеличивает степень недогрева жидкости до
равновесного значения.
На рис. 4.13, 4.14 приведены типичные кинограммы движения
высококипящей жидкости (воды) в вертикальной и горизонтальной
трубах Жидкость подавалась из резервуара в круглую открытую
трубу диаметром 0,02 м под дав пением 0,2 МПа. Степень перво-
начального заполнения трубопровода составляла 5 калибров. Кино-
ГД)
камера устанавливалась на различных расстояниях / от первона-
чального расположения фронта жидкости.
Кинограммы движения недогретой криогенной жидкости (азота)
в горизонтальной трубе из кварцевого стекла d — 0,02 м приведены
на рис. 4.15.
Рис. 4.14. Кинограмма движения воды в горизонтальной трубе d — 0,02 м, I = 2,5 м:
а — Ар = 0,2 МПа; б — Др = 0,15 МПа;
1 —10 — последовательность съемки кадров
Съемки производились кинокамерой СКС-2М с частотой кадров
900—1500 кадр/с. Из кинограмм видно, что по мере продвижения
жидкости происходит формирование фронта, который из относи-
Рис. 4.15. Кинограмма движения жидкого азота в горизонтальной трубе
d = 0,02 м, I = 3 м: а — Ар = 0,2 МПа; б — Ар = 0,25 МПа;
1 —9 — последовательность съемки кадров
тельно плоского превращается в существенно неплоский. На по-
верхности фронта развивается активная турбулизация. Зависимость
длины фронта от проходимого расстояния приведена на рис.' 4.16,
121
которая получена из обработки кинограмм серии экспериментой,-
выполненных на стенде для
Рис. 4.16. Зависимость относи-
тельной длины фронта 1ф/(1 от
его положения в трубе // d при
забросе жидкости под перепадом
давления Ар = 0,2 МПа
высококипящей жидкости. Таким обра-
зом, развитая и высокотурбулизован-
ная поверхность раздела фаз, большая
степень недогрева жидкости до равно-
весной температуры, а также малая
теплота конденсации криогенных про-
дуктов могут привести к интенсивной
конденсации пара, а следовательно, и
к реализации гидроудара с близкой
к предельной амплитудой давления.
Тот факт, что форма фронта жидкости
и его конденсирующая способность
являются переменными и зависят от
размера паровой полости, существенно
усложняет анализ явления.
Экспериментальное исследование
процесса заполнения тупикового отвода
проводилось на установке (рис. 4.17),
которая позволяет работать на жидком
азоте, кислороде и воде, получать за-
данный вакуум в исследуемом отводе,
а также в паровой полости расходного
резервуара с целью удаления из воды
газовой фазы и охлаждения криогенных продуктов. Измерение рас-
хода жидкости, поступающей в отвод, осуществлялось расходомером
Рис. 4.17. Схема экспериментальной уста-
новки:
1 — сосуд; 2 — заправочная магистраль; 3 —
линия наддува дренажа; 4 — клапан; 5 —
турбинный расходомер; 6 — термопара; 7 —
датчик давления; 8 — вакуумный насос; 9 —
экспериментальный трубопровод
9
турбинного типа ТДР-16, установленным на входе в отвод. Изме-
рение давления производилось датчиками ДДИ-20 установленными
в начале и конце отвода Регистрация параметров осуществлялась
122
на двух лучевом электронном осциллографе С8-1 или шлейфовом
осциллографе Н-115.
Характерная запись давления в тупиковом отводе, который пе-
ред подачей в него давления был отвакуумирован, показана на
рис. 4.18. На рис. 4.19, а приведены
экспериментальные значения повышения
давления при заполнении тупикового
отвода жидким кислородом с температу-
рой Т = 80 К. Зависимости повышения
давления от давления на входе в тупи-
ковый отвод при заполнении водой тру-
бопровода с размерами I = 4,08 м, d =
= 0,02 м приведены на рис. 4.19, б.
Сравнение результатов экспериментов
на жидком кислороде и воде указывает
на то, что для криогенной жидкости зна-
чения показателя политропы меньше, чем
для воды. Это связано с конденсацией
пара на поверхности раздела жидкость —
пар. Понижение температуры продукта
интенсифицирует процесс конденсации,
и, следовательно, возрастает амплитуда
гидроудара. Так, в процессе проведе-

Рис. 4.18. Осциллограммы
давления при заполнении ту-
пикового трубопровода I =
= 4,08 м, d = 0,02 м водой
при р0 = 2,37• 10~3 МПа;
Рвх — 0,8 МПа:
1 — датчик расположен на вхо-
де в трубопровод; 2 — датчик
расположен в конце трубопро-
вода
Рис. 4.19. Повышение давлниея при заполнении тупикового трубопровода в зави-
симости от давления на входе в трубопровод: а — кислородом (/ = 3 м; d = 0,016);
б — водой (/ = 4 м; d = 0,02 м):
J—2 — начальное давление в трубопроводе, соответственно при р — 0,0023 и 0,1 МПа;
---------------------------------расчет, О — эксперимент
ния серии экспериментов на установке с тупиковым отводом
диаметром 0,016 м и длиной 1 м при температуре транспортируемого
жидкого азота Т = 79 К было зарегистрировано повышение давле-
123
ния руд « 19 МПа. Понижение температуры жидкости до 69 К при
сохранении режимных параметров привело к увеличению ампли-
туды давления до 25 МПа.
4.3. Неустановившиеся процессы при открытии
запорного устройства
В процессе эксплуатации криогенных систем всегда возникают
ситуации, когда подача продукта прекращается и вновь возобнов-
ляется через некоторое время.
Неизбежные теплопритоки через изоляцию и особенно тепловые
мосты приводят к весьма быстрому образованию паровой полости
перед закрытым запорным устройством. В ряде случаев (с целью
исключения теплопритока по жидкости) образование паровой по-
лости предусматривается конструктивно. Так, при верхней выдаче
продукта из резервуара происходит естественное образование па-
ровой полости в расходном трубопроводе, а при нижней выдаче
специально предусматривается газовый затвор.
Наличие паровой полости перед запорным устройством приво-
дит к появлению в процессе его открытия интенсивных динамических
нагрузок. Это обусловлено тем, что при открытии запорного устрой-
ства пар и жидкость приходят в движение и, поскольку линейная
скорость в газовом потоке гораздо выше, чем в жидкостном, пар
быстро эвакуируется еще в начале открытия клапана, давление па-
дает, жидкость разгоняется и при ее подходе к не полностью откры-
тому клапану резко тормозится, т. е. возникает гидравлический удар.
В отличие от классических гидроударов, возникающих при тормо-
жении сплошного потока жидкости, данный гидроудар имеет ряд
особенностей:
величина повышения давления не зависит от соотношения между
временем срабатывания запорного устройства и длительностью
двойного пробега акустической волны по магистрали при любых
ее длинах;
связь между величиной гидроудара и законом открытия проход-
ного сечения носит немонотонный характер и зависит от целого
ряда факторов.
При математическом описании процесса заполнения паровой
полости приняты допущения, приведенные ниже. Граница раздела
фаз плоская и изменение длины потока жидкости за счет конденса-
ции или испарения на границе пренебрежимо мало; это позволяет
ввести простое условие для скорости продвижения фронта жидкости
W = dz/dx. Изменение давления в граничных сечениях потока
жидкости на этапе ее разгона происходит достаточно плавно, что
позволяет исключить из рассмотрения волновые процессы в жидкости.
Размер паровой полости перед клапаном незначителен, вслед-
ствие чего не рассматривается уравнение движения паровой фазы;
сопротивление подводящей магистрали постоянно, т. е,
I = 1 -I- £вх + —= const.
124
Тепловое состояние системы учитывается начальным осреднен-
ным значением температуры в газе.
При разработке математических моделей процессов, возникаю-
щих при открытии клапана, целесообразно выделить два этапа:
период заполнения паровой полости и период торможения потока
у клапана. Конечные параметры первого этапа (периода заполне-
ния) являются начальными условиями для этапа торможения.
С учетом принятых допущений можно
записать систему уравнений, описывающую
процессы на этапе заполнения паровой по-
лости (рис. 4.20), которая приводится ниже.
Уравнения движения жидкости:
_Ре-_р---dW	(4.35)
рг	dx	ъ 2г	'	7
dz/dx = W,	(4.36)
где р0 = рвх — g№
уравнения изменения параметров паро-
вой полости, которые определяются законом
сохранения массы и описываются политро-
пой:
Рг/Ро = (Р//’о)1/,г;	(4-38)
уравнения (4.10)—(4.13), моделирующие
работу пневмоклапана.
Совместное решение уравнений (4.35)—
(4.38) и (4.10)—(4.13) позволяет определить
значения параметров W, z, Gr, рг, у, //+',
Р(~\ рг+\ Рг"^
Рис. 4.20. Схема экспери-
ментального стенда для
исследования процессов
при открытии клапана:
1 — резервуар; 2 — рабочий
участок; 3 — расходомер;
4 — диафрагма; 5 — клапан;
6 — датчик перемещения
тарелки клапана
Если паровая полость ограничивается
диафрагмой или применяется пневмоклапан
со слабой потокоуправляемостью, закон от-
крытия которого можно определить явной
функцией, то система уравнений (4.10)—
(4.13) заменяется уравнением
Gr= 2L ] 2ррг,
К ЬКЛ
где р — давление перед диафрагмой или клапаном; F =—z----------'
площадь сечения трубы.
Для диафрагмы — 1	= О,64Ео//7, где Fo — площадь отвер-
стия диафрагмы. Для клапана с плоской тарелкой — £кл = а +
+ b (d/y)\ где d — условный диаметр проходного сечения кла-
пана, у - расстояние между седлом и тарелью
В предыдущем уравнении ф — коэффициент, учитывающий изме-
нение плотности продукта, протекающего через запорное устройство,
ф = 8 । 1 - - рвых/р; для жидкости 8=1; для газа 8 = 0,863, если
рвых/р < 0,53 (сверхкритический режим); 8—1 — 0,291 (1 —
— Рвых/р)» если pvwJp > 0,53 (режим докритический).
После преобразований уравнения, описывающие процесс до мо-
мента подхода жидкости к клапану, примут вид:
dW  	— р	£ w2
dx	pz	* 2z ’
7 2р1/п
где К = ф V —-— > причем £кл — коэффициент местного сопро-
г Ро^кл
тивления клапана, изменяющийся в процессе его открытия.
Для клапана с плоской тарелкой при линейном законе ее пере-
мещения коэффициент сопротивления можно представить как
£кл = Я + С (т0/т)2,
где т0 — время открытия. Для криогенной арматуры а = 0,75,
с = 34-4.
Начальные условия — обычно постоянные величины; при т — 0
£ = z0; Ро = Рвх - ДОо; IF = 0.
В момент подхода жидкости к клапану т = т*; z = Ц р = р*;
W = IF*.
Процесс торможения жидкости у клапана описывается системой
уравнений, включающих уравнения движения жидкости, уравне-
ния движения тарели, уравнения изменения давления в полостях
пневмоцилиндра и уравнение расхода через клапан. Так, для про-
стого трубопровода, присоединенного к клапану, параметры про-
цесса определяются из совместного решения уравнений (4.5), (4.6)
и (4.10)—(4.13). Заменив дифференциальные уравнения конечными
разностями, окончательно получим следующую систему расчетных
зависимостей:
Pi, к - Pi-i, k-ipa [Wt, k -	f- p
& | Wi-i, k-i | ft_i;
Pi-1, й+1 “h P° №i, ft —	ft+1] -j- p
| Й7и1> ft+11	ft+1;
126
kPr * Щ — Pit .
y{Q~} — yi Аг
_	0,25W<->
Дт
где k — номер сечения, 0 < k < j; Аг = Lj; Ат = &zla\ tz
t^ + /‘At.
В качестве начальных условий используются значения скорости,
давления и коэффициента местного сопротивления клапана в момент
подхода к нему жидкости:
т = т*; р =
Решение системы уравнений в области 0 < z < г* может быть
выполнено на ЭВМ методом Коши—Эйлера.
Экспериментальные исследования на высококипящей жидкости
(воде) позволяли полностью исключить из рассмотрения влияние
теплообмена и выявить зависимость основных параметров процесса
(Аруд, IF*) от размеров газовой полости, давления в расходном
резервуаре, характеристики концевого сечения, а также дать фи-
зическое объяснение полученным результатам. Опыты на криоген-
ных жидкостях (азоте и кислороде) позволили проанализировать
влияние тепломассообмена и провести корректировку расчетной ме-
тодики. В опытах варьировались тепловое состояние рабочего
участка, а также температура продукта.
Экспериментальная установка (рис. 4.20) включала расходный
резервуар и набор вертикальных экспериментальных участков,
которые имели диаметр 30—50 мм и длину 50—200 калибров. Система
измерения обеспечивала регистрацию давления, скорости движения
жидкости, хода тарелки клапана, размера паровой полости, темпе-
ратуры пара, жидкости и стенок трубопровода.
В ходе исследований были выполнены измерения параметров,
необходимых для расчета, а именно: суммарного сопротивления
рабочего участка и скорости распространения ударной волны.
На рис. 4.21 приведены типичные осциллограммы неустановив-
шихся процессов, полученные на воде и жидком азоте. Время откры-
тия клапана составляет 0,03 с, что значительно меньше времени за-
полнения паровой полости. Это позволяет при наличии диафрагмы
не учитывать влияния клапана на процесс.
Анализ осциллограмм позволяет проследить следующие законо-
мерности: кривые изменения скорости жидкости, температуры и
давления в процессе заполнения паровой полости имеют плавный
характер; расход жидкости незначительно колеблется; температура
в паровом пространстве начинает заметно изменяться только при
подходе фронта жидкости к концевому сопротивлению; по мере по-
нижения начальной температуры стенок трубопровода скорость
127
движения жидкости снижается, общее время ее движения до момента
встречи с диафрагмой увеличивается, а величина ударного давле-
ния падает.
&)
Рис. 4.21. Типичные осциллограммы неустановившихся процессов при
открытии клапана: а — в водяной системе; б — в азотной системе:
/ •— давление в газовой полости перед клапаном; 2 — давление в резервуаре;
3 — расход жидкости
Сравнение расчетных и экспериментальных значений параметров,
полученных для высококипящей жидкости, показывает их удовлетво-
Рис. 4.22. Сравнение экспериментальных
(-----) и расчетных данных (---------)
неустановившегося процесса:
1 — расход; 2 — давление
и массообменных процессов между
трубы и паровой полостью; потерями
рительное согласование
кИд7/с (рис. 4.22). Это подтверждает
корректность принятых до-
пущений и применимость
методики расчета.
ю Рассмотрим влияние теп-
ломассообмена на каждую
стадию исследуемого яв-
ления.
На этапе заполнения па-
ровой полости криогенной
жидкостью текущее значе-
ние скорости жидкости, а
следовательно, и ее вели-
чина в момент подхода к кон-
цевому сопротивлению до-
полнительно определяются
следующими факторами: ус-
ловием эвакуации паровой
фазы; изменением массы па-
ровой фазы за счет тепло-
потоком жидкости, стенками
на трение, которые зависят
128
Рис. 4.23. Влияние начального размера
газовой полости I на величину и форму
ударного давления (давление в напорном
сосуде 0,5 МПа, диаметр концевого сопро-
тивления 5 мм, масштаб по вертикали
1,25 МПа дел., по горизонтали 5 мс/дел.):
1 I 0,03 м; 2 - I = 0,06 м; 3 - I =
= 0,10 м; 4 - I -- 0,15 м; 5 — I - 0,25 м:
6 — I =- 0,50 м, 7 — 1 0,70 м; 8 — I =-
1,00 м; 9 I 3,00 м; 10 I 4,00 м
от удельной тепловой нагрузки
и термодинамического состояния
потока жидкости.
Выполненные вариантные рас-
четы показывают, что основное
влияние на скорость движения
пара оказывает среднеинтеграль-
ная величина начальной темпе-
ратуры. Введение ее в расчет
позволяет получить результаты,
удовлетворительно согласующиеся
с экспериментом.
При заполнении достаточно
теплого трубопровода обычно реа-
лизуется пленочный режим ки-
пения.
В общем случае возможны как
конденсация, так и проникновение
части пара в газовую полость,
находящуюся перед фронтом жид-
кости. В исследованной области режимных параметров предполо-
жение о подпаривании и конденсации не подтвердилось.
Известно, что в стержневом режиме пленочного кипения коэф-
фициенты гидравлического сопротивления могут существенно отли-
чаться от коэффициентов однофазного течения.
Однако учитывая, что потери на трение на участке, заполненном
паром, составляют незначительную часть общих потерь, использо-
вание в расчетах коэффициента сопротивления, полученного для
однофазного потока жидкости, не приводит к большим погрешностям.
На стадии торможения основную роль играют такие факторы,
как форма фронта жидкости и скорость распространения волн дав-
лений (сжимаемость потока жидкости), которые в сильной степени
зависят от тепломассообменных процессов в период заполнения па-
ровой полости.
Форма фронта жидкости формируется постепенно по мере запол-
нения трубопровода. На рис. 4.23 представлены осциллограммы
гидроударов, полученные для различных длин газовой полости при
работе на воде Вначале импульсы имеют прямоугольную форму,
а затем становятся более плавными, параболическими. Изменение
формы импульса связано с деформацией фронта жидкости. При ма-
5 Филин Н. В.
и др.
129
Лых размерах газовой полости фронт жидкости практически сохра-
няет плоскую форму, а в дальнейшем вытягивается, что приводит
к демпфированию гидроудара. Для криогенной жидкости эти эффекты
сохраняются. Осциллограммы, полученные на криогенных жидко-
стях (на жидком азоте и кислороде), указывают на отличие формы
ударных импульсов от замеренных на высококипящей жидкости;
в частности не было обнаружено ни одного импульса прямоуголь-
ной формы.
По мере понижения температуры стенок трубопровода изме-
няется форма импульса и уменьшается амплитуда давления. При-
чиной данного эффекта являются изменения в структуре потока
Рис. 4.24. Экспериментальная зависи-
мость давления гидроудара в криоген-
ной системе от начальной температуры
системы:
X — температура внутри трубопровода
(средняя часть трубы); <| — температура
наружной стенки трубопровода (средняя
часть трубы); О — температура внутри
трубопровода (перед диафрагмой)
людается рост теплового потока
жидкости и увеличение ее сжи-
маемости. Импульсы давления,
записанные двумя датчиками, ука-
зывают на снижение скорости рас-
пространения ударной волны,
а следовательно, на увеличение
сжимаемости потока.
Следовательно, по мере умень-
шения температурного напора
в потоке жидкости должно появ-
ляться возрастающее количество
пузырьков пара. Объяснить это
явление можно только изменением
режима кипения. По мере пони-
жения температуры стенок трубо-
провода изменяются условия теп-
лообмена в процессе движения по-
тока и возможно появление пере-
ходного режима кипения. На
переходном режиме кипения наб-
по мере понижения температур-
ного напора. Результаты измерений температур стенки и потока
показывают, что в период интенсивного захолаживания переходный
режим может проявляться Гпри несколько большей разности
Tw — Ts^ 100 К (рис. 4.24), чем это явление до сих пор отмеча-
лось в технической литературе.
В процессе промышленной эксплуатации криогенных систем
возможны существенные изменения начальных параметров. Так,
размер паровой полости зависит от качества изоляции, конструктив-
ных особенностей системы, времени прекращения циркуляции и за-
частую носит случайный характер. При длительной эксплуатации
может регулироваться или изменяться время срабатывания запорной
арматуры. Это требует уже на стадии разработки системы прове-
дения исследований по влиянию вариации начальных параметров
на динамические нагрузки.
Представляет интерес рассмотрение влияния длины паровой
полости на величину гидроудара. Приведенный ниже анализ вы-
полнен для самого простого случая, когда при изменении длины
130
паровой полости площадь проходного сечения для газа принимается
постоянной. В реальных случаях при изменении длины паровой
полости изменяется также и осредненная во времени площадь про-
ходного сечения запорного устройства, и количественные законо-
мерности для гидроудара в зависимости от длины паровой полости
значительно усложняются, хотя их качественный характер остается
таким же как и для случая F (т) = const. Принятое допущение
позволяет свести первоначальную задачу к определению зависимости
скорости жидкости от длины паровой полости. Для движущегося
фронта целесообразно перейти от неподвижной (Эйлеровой) системы
координат к движущейся (Лагранжевой). При этом:
dW dW .	dp _ w dp
dx ~' dz '	dx ' dz
и расчетные уравнения примут вид:
w dW _ р0~р	£ W2 .
dz pz	* 2z '
1—n
W dp n	nK 2n
p dz I —z	l~ z r
\-n
Введя обозначения W2 — и, p 2tl = Ф, получим:
Проинтегрировать эти уравнения в общем виде не представ-
ляется возможным. Однако для нахождения зависимости W от г0
воспользуемся линейностью уравнений относительно и и относи-
тельно Ф. При этих условиях можно получить неявную зависи-
мость W от ?0; анализ ее свидетельствует о том, что для данной гео-
метрии системы и величины перепада давлений существует такой
размер паровой полости, при котором гидравлический удар будет
максимальным.
Экспериментальные исследования, проведенные на высококи-
пящей жидкости (воде), позволили получить зависимость величины
и формы гидроудара от размеров газовой полости (рис. 4.25).
Из анализа кривых следует, что вначале по мере увеличения
линейного размера газовой полости величина гидроудара возрастает
до некоторого экстремального значения, а затем снижается. Это
изменение связано с тем, что после открытия клапана давление
в газовой полости из-за малого объема быстро падает до давления
за диафрагмой, газ почти полностью эвакуируется, и разгон жидко-
сти происходит фактически под постоянным перепадом давлений.
Однако для реализации данного давления в скорость жидкости
требуется определенная длина паровой полости, которая на данном
5*	131
этапе еще недостаточна, и, следовательно, большей паровой полости
будет соответствовать более интенсивный гидроудар. Начиная с не-
которого размера паровой полости, ее дальнейшее увеличение не
приводит к увеличению скорости потока.
При анализе зависимости гидроудара от закона открытия запор-
ного устройства рассмотрим предельные случаи. Запорное устрой-
ство имеет большую пропускную способность и обладает высоким
быстродействием. Время эвакуации пара при данных условиях
Рис. 4.25. Зависимость величины гидроудара от размера газовой полости
(диаметр диафрагмы d = 5 мм); давление в резервуаре:
1 — 0,2 МПа, 2 — 0,3 МПа, 3 — 0,4 МПа, 4 - 0,5 МПа;
--------экспериментальные данные; — — — — — расчетные данные
мало, и разгон жидкости происходит под постоянным перепадом
давлений. Уравнение для паровой фазы вырождается, и решение
имеет вид (4.17).
Если потери давления за счет распределенного трения малы,
то можно принять 'K^l/d — const. Решение задачи в этом случае
примет вид
__ ( 2 (Ро ~~ Рвых)
I gp
(4.39)
При подходе к клапану поток жидкости взаимодействует с ним
как с местным сопротивлением постоянного сечения.
Если пропускная способность запорного устройства мала, ре-
шение имеет вид (4.16).
Довольно часто в процессе разработки криогенных систем до-
статочно оценить порядок величины ударного давления, заранее
понимая, что расчет осуществляется с определенным запасом. Так,
например, можно ограничиться простым расчетом предельного по-
132
вышения давления, если полученное максимальное давление не пре-
вышает значений, заложенных в прочностной расчет элементов си-
стемы. Максимальную скорость подхода жидкости к запорному
устройству и, следовательно, верхний предел повышения давления
можно рассчитать, если допустить, что давление и скорость в конце
заполнения стабилизируются. Эти предположения достаточно часто
выполняются в реальных условиях. В этом случае численные ве-
личины скорости и давления получаются из решения системы двух
алгебраических уравнений:
ро_р* = 5рЦ7*72;	(4.40)
______ /2—1
IF* = 4	,	(4.41)
Г £клРо \ Ро /
где индекс * относится к моменту подхода к клапану фронта жид-
кости.
Следует отметить, что в случае существенной пропускной спо-
собности концевого сопротивления уравнение (4.41) теряет смысл
и течение жидкости определяется уравнением (4.40), причем р* =
= Рвых- Ранее для этого случая при более строгих предпосылках
получена зависимость (4.39). При малой пропускной способности
клапана уравнение (4.40) можно исключить из рассмотрения и опре-
делять объемный расход по зависимости (4.41). Расчет амплитуды
прямого удара при подходе к неполностью открывшемуся клапану
при известных параметрах движущегося потока находится путем
совместного решения уравнений:
* . * г Р1*7*2 .
р*Др = £кл 9	;
Др - a? (Г* - Г;л),
где ТГ* и И^кл — скорость жидкости в трубопроводе в момент под-
хода к клапану и в момент прохода через него.
Решение имеет вид
Др =	[(й + ^КЛЦ7*) - ]/а2 + 2:клсГ* +
ькл L	r	Р
На практике эта формула часто упрощается
обычно
-2р*^д.. < 2£клаГ*.
ввиду того, что
4.4. Работа криогенных систем на переходных режимах
Анализ работы ряда крупных промышленных систем показал,
что в процессе их эксплуатации каждое из явлений, возникающих
на переходных режимах (и особенно их комбинации), неоднократно
являлось причиной отказов. При этом разрушение конструкции
133
происходило как под воздействием одноразового нагружения, так
и в результате малоцикловой усталости. В процессе создания крио-
генных систем всегда уделялось большое внимание рассмотрению
их работы на переходных режимах. Однако сложность и много-
образие форм неустановившихся процессов и особенно их различ-
ные комбинации не всегда позволяли получать желаемые резуль-
таты.
Параметры неустановившихся процессов при работе на жидких
криогенных продуктах зависят от целого ряда факторов. Следова-
тельно, существует много способов устранения или ограничения
динамических нагрузок, возникающих на переходных режимах
работы криогенных систем.
Перекрытие проходного сечения магистрали запорно-регули-
рующей арматурой обычно происходит на стационарном режиме
транспортирования однофазной криогенной жидкости, и расчетные
модели, разработанные для высококипящих жидкостей, в этих усло-
виях применимы и для криогенных систем.
Торможение потока определяется законом перекрытия проход-
ного сечения и временем пробега акустической волной двойной
длины магистрали — от источника питания до запорного устройства.
Если протяженность магистрали до клапана большая, т. е.
тзак С то изменения в законе перекрытия проходного сече-
ния не оказывают заметного влияния на амплитуду гидроудара,
лишь несколько изменяется импульс давления J — рх.
Для коротких магистралей, когда тзак	т. е. когда за
время перекрытия проходного сечения акустическая волна десятки
раз проходит двойную длину трубопровода, повышением давления
при гидроударе практически можно пренебречь.
Для средних магистралей определяющим является закон пере-
крытия проходного сечения. В этом случае особое внимание должно
быть уделено потокоуправляемости применяемой пневмоарматуры.
Разработывая инженерные методы снижения величины гидро-
удара, следует иметь в виду, что для длинных магистралей (блок
клапанов непосредственно у потребителя) путем изменения закона
перекрытия проходного сечения или использования различных га-
сителей гидроудара практически невозможно заметно уменьшить
величину гидроудара. Конструктивная прочность магистрали в этих
условиях должна обеспечить ее надежную работу при максималь-
ной амплитуде гидроудара и значительном импульсе давления.
Характерные значения величины гидроудара, возникающего при
закрытии запорного устройства, для реально применяемых скоростей,
обеспечивающих минимальный прогрев жидкости, приведены
в табл. 4.1. Эти величины гидроударов (не столь большие по абсо-
лютному значению) легко рассчитываются и сравнительно редко
служат причиной отказов. Однако длительный импульс нагрузки
может оказаться достаточным для заполнения паровых полостей
в тупиковых отводах и реализации вторичных гидроударов. Рас-
пространенными средствами уменьшения величины гидроудара при
перекрытии проходного сечения в протяженной магистрали являются
134
предварительное плавное уменьшение скорости потока путем воз-
действия на источник расхода и использование арматуры с длитель-
ным временем срабатывания.
Для средних магистралей, когда направление движения жидкости
стабильно, наиболее эффективным средством является увеличение
потокоуправляемости клапана и установка его таким образом,
чтобы в процессе перекрытия проходного сечения тарелка двига-
лась против потока. Основное преимущество данного способа заклю-
чается в том, что тарелка клапана автоматически отслеживает за
процессом, уменьшая амплитуду давления. Повышение потоко-
управляемости клапана может быть достигнуто путем увеличения
эффективной площади тарелки и объема газовых полостей в пневмо-
цилиндре, а также усилением воздействия потока на тарелку кла-
пана как за счет соответствующего изменения коэффициента сопро-
тивления клапана, так и за счет влияния волновых процессов.
Наоборот, при установке тарелки клапана по потоку потоко-
управляемость клапана оказывает вредное воздействие, величина
гидроудара обычно приближается к максимальной и поэтому, если
направление потока произвольное, то необходимо свести к мини-
муму потокоуправляемость.
Неустановившиеся процессы при открытии запорного устройства,
когда перед ним образовалась паровая полость, зависят от большого
числа факторов. Они связаны с законом открытия клапана, когда
на него воздействует пар, а затем поток жидкости; с эвакуацией пара,
а также с разгоном и последующим торможением жидкости при на-
личии тепло- и массообменных процессов.
Для определения количественного значения динамических нагру-
зок, возникающих при открытии клапана, необходимо выполнить
расчеты с вариацией параметров во всем диапазоне их возможного
изменения. В процессе разработки криогенных систем, когда ана-
лизируются различные варианты схемных решений и компоновок,
а также при отработке технологии эксплуатации, необходимо знать
общие закономерности, которые позволили бы произвести качествен-
ную оценку. Зависимость гидроудара от расположения запорного
устройства при прочих равных условиях можно оценить отношением
сопротивления всей магистрали к сопротивлению до запорного
устройства и динамическими характеристиками потока жидкости.
Если принять площадь проходного сечения запорного устройства
постоянной и считать, что располагаемый перепад давления пол-
ностью реализуется в скорость потока, заполняющего паровую по-
лость перед клапаном, то величина скорости жидкости, опреде-
ляющая гидроудар в момент ее подхода к клапану, может быть
получена из зависимости W = !FyCT 1/ -|м-пг-, где ЭДДст — ско-
9	* ьзап
рость жидкости на установившемся режиме; £маг, £31п — коэффи-
циенты сопротивления магистрали и ее части до запорного
устройства.
Открытие клапана, установленного в непосредственной бли-
зости от источника расхода постоянного дагления, связано с опас-
135
ностью появления интенсивных гидроударов в связи с малым со-
противлением магистрали. Гидравлический удар при открытии кла-
пана, установленного на значительном расстоянии от источника
давления, обычно мал и не превышает его значения при закрытии
клапана.
Традиционный способ уменьшения гидроудара путем увеличе-
ния времени срабатывания арматуры может приводить к противо-
положному результату. Интенсивные гидроудары для быстродей-
ствующей арматуры наблю-
Рис. 4.26. Кислородный модуль, разру-
шенный при открытии клапана
даются при открытии кла-
пана, установленного в не-
посредственной близости от
источника питания, когда
время, необходимое для раз-
гона жидкости, мало и раз-
мер паровой полости неболь-
шой. Наиболее интенсивные
гидроудары наблюдаются
в тех случаях, когда клапан
открывается против потока
и под воздействием жидкости
тарелка клапана вновь пере-
крывает проходное сечение.
Возникающие при этом ди-
намические нагрузки обычно
приводят к разрушению кон-
струкции. В любом случае
необходимо конструктивно
исключить возможность по-
вторного перекрытия проход-
ного сечения, например,
свести к минимуму мертвое
пространство под поршнем
пневмоцилиндра.
В процессе эксплуата-
ции кислородной системы
(рис. 4.26) произошло ее
разрушение. Последующий
анализ показал, что при
рабочем давлении 0,6 МПа был открыт клапан, установленный на
вертикальном трубопроводе верхней выдачи продукта из резер-
вуара объемом 60 м3. Паровая полость быстро эвакуировалась и
при воздействии потока жидкости на тарелку клапана произошло
разрушение пневмоцилиндра, т. е. вырыв заплечиков, удерживаю-
щих шток (рис. 4.27, а). Последовавшее полное перекрытие тарел-
кой клапана проходного сечения привело к появлению интенсивного
гидроудара, под воздействием которого произошло разруше-
ние корпуса клапана (рис. 4.27, б), деформация сильфона
(рис. 4.27, в), а также разрушение сильфона на подводящей
136
магистрали в зоне ваку-
умной полости резервуа-
ра (рис. 4.28). Кислород
стал поступать в меж-
стенное пространство резер-
вуара, и его бурное вски-
пание привело к разруше-
нию верхнего днища кожуха
(рис. 4.29). Следует отметить,
что открытие данного кла-
пана при рабочем давлении
в резервуаре является штат-
ной операцией. Она прошла
тщательную отработку в про-
цессе создания системы и
неоднократно выполнялась
в рабочих условиях, Перио-
дическое появление в про-
цессе длительной эксплуа-
тации криогенных систем ди-
намических нагрузок, суще-
ственно превышающих их
обычные значения, является
характерной особенностью
при работе на криогенном
продукте. Это объясняется
большим количеством воздей-
ствующих факторов, которые
определяют динамические на-
грузки на переходных режи-
мах. В данном случае имело
место наиболее неблагопри-
ятное их сочетание.
Аналогичные явления
имели место при работе си-
стемы заправки жидким ки-
слородом американской ра-
кеты «Сатурн-5», когда во
время открытия пневмоза-
твора dy — 0,32 м, установ-
ленного на выходе из сфери-
ческого резервуара объемом
3200 м3, произошло разру-
шение магистрали (рис. 4.30)
[78]. Проведенный анализ
причин аварии показал, что
перед затвором к моменту
его открытия образовалась
паровая полость длиной
Рис. 4.27. Разрушение пневмоклапана под
воздействием гидроудара при открытии:
а — вырыв заплечиков поршня; б — разру-
шение корпуса; в — деформация сильфона
Рис. 4.28. Внешний вид сильфона расходной
магистрали, расположенного в зоне ваку-
умной полости резервуара, разрушенного при
открытии клапана
137
I = 7,5 м. При открытии затвора газ эвакуировался и столб жид-
кости начал интенсивно разгоняться под действием рабочего пере-
пада давления при малом сопротивлении затопленной жидкостью
части магистрали. К моменту подхода жидкости к затвору по-
следний был открыт лишь на 20 %, что вызвало интенсивное тор-
можение потока. Под действием потока жидкости диск затвора,
имеющий эксцентриситет оси, повернулся и полностью перекрыл
проходное сечение. Возникшее при этом давление в несколько
раз превысило допустимое значение и привело к разрушению ма-
гистрали.
Рассмотрим основные методы устранения или ограничения дина-
мических нагрузок, возникающих при открытии запорной арматуры.
Это прежде всего исключение
возможности образования па-
ровых полостей путем изме-
нения пространственного рас-
положения магистрали, введе-
ние различного рода перемычек
и т. д. Если из условия мини-
мального теплопритока или
других причин исключение
паровой полости нежелатель-
но, то ее размер должен быть
ограничен и предусмотрена
возможность плавного запол-
нения. Это может быть обеспе-
Рис. 4.29. Внешний вид разрушенного ре-
зервуара
чено ориентацией участка ма-
гистрали и введением специаль-
ных обводных труб малого
диаметра. Весьма эффективным
является снижение рабочего давления на переходных режимах. При-
менение клапанов с высокой степенью потокоуправляемости и их
установка с движением тарелки по потоку при открытии (против
потока — при закрытии) практически решает проблему устра-
нения интенсивных динамических нагрузок на переходных ре-
жимах.
Рассматривая проблемы, связанные с динамическими нагруз-
ками при открытии запорных устройств, следует отметить, что уве-
личение расхода транспортируемых продуктов приводит к интен-
сификации рассматриваемых процессов. Это обусловлено тем, что
с ростом диаметра при той же длине магистрали сокращается ко-
личество калибров, соответственно уменьшается распределенное
сопротивление, а, следовательно, возрастают скорость жидкости,
заполняющей паровую полость, и величины гидроударов.
Неустановившиеся процессы, при заполнении тупиковых отво-
дов также носят сложный характер и зависят от целого ряда фак-
торов. Они связаны с характером первоначального импульса воз-
мущения, разгоном и последующим торможением потока жидкости,
а также сжатием пара, который в результате тепло- и массообмен-
138
Место разрешения
Рис. 4.30. Разрушение системы заправки ракеты «Сатурн-5»
139
ных процессов на границе раздела фаз сложным образом взаимо-
действует с жидкостью.
Интенсивные динамические нагрузки, т. е. вторичные гидро-
удары в тупиковых отводах, имеют место, если время действия
импульса первоначального возмущения достаточно для заполнения
жидкостью паровой полости и для пробега акустической волной
длины тупикового отвода ту т2 + тзап, где ту = 2£маг/я — время
пробега акустической волной двойной длины магистрали от источ-
ника питания до отвода; т2 = = L^/a — время пробега акустической
волной длины отвода; тзап = L0TB —ЦТ/ —время заполнения
отвода без учета инерционных членов при постоянном перепаде
давления.
Здесь g — приведенное сопротивление отвода, учитывающее со-
противление входа и усредненное значение распределенного сопро-
тивления, g = 1 -ф tBX -ф- ""Р j°TB; — величина первичного гидро-
удара.
После преобразования получим выражение, позволяющее оце-
нить соотношение длин магистрали
Таблица 4.1
,маг и отвода Ьотв, при котором
реализуется вторичный гидро-
удар максимальной величины
Характерные значения гидроудара в основ-
ной магистрали в тупиковом отводе
Вид про- дукта	Скорость звука в жид- кости, м/с	Скорость при мини- мальном прогреве про дукта, м/с	Гидроудар пги мгно- венном закрытии кла- пана, МПа	Максималь- ный гидро- удар в ту- пиковом отводе, за- полнен и ом паром, МПа
n2	880	2,2	1,55	35,2
н2	1199	5	0,42	7,5
О2	913	2	2,10	51,5
Аг	849	1,8	2,14	52,5
Не	179	3	0,07	0,625
Если тупиковый отвод ча-
стично заполнен жидкостью,
то время его заполнения на пе-
реходном режиме уменьшается
и одновременно может суще-
ственно сократиться время
первоначального возмущения,
при котором реализуется вто-
ричный гидроудар.
Приведенное выше условие
реализуется в тупиковых от-
водах относительно небольших
размеров, расположенных на
значительном расстоянии от
источника расхода. Характерные значения вторичного гидроудара,
возникающего при заполнении на переходном режиме тупикового
отвода криогенной жидкостью, приведены в табл. 4.1.
Из результатов ревизии арматуры ряда систем следует, что наи-
большей деформации подвергаются сильфоны на клапанах, нахо-
дящихся в тупиковых отводах, где наиболее полно проявляются
неблагоприятные условия. На рис. 4.31 приведен внешний вид раз-
рушенного сильфонного уплотнения штока клапана, установленного
на тупиковом отводе диаметром d = 0,05 м и длиной 0,8 м. По основ-
140
ной магистрали диаметром d — 0,15 м и длиной, которая вполне
достаточна для реализации вторичного гидроудара, транспорти-
ровался недогретыи жидкии
кислород. Статическое давление
в системе не превышало 1,5 МПа,
и скорость движения жидкости
составляла 2 м/с. При испыта-
нии статическим давлением раз-
рушение аналогичных сильфо-
нов происходило при нагруз-
ках, превышающих 16,0 МПа.
Характер разрушения приве-
ден на рис. 4.32.
Рассмотрим основные методы
устранения или ограничения
динамических нагрузок, возни-
кающих при заполнении на
переходных режимах тупико-
вых отводов криогенной жид-
костью. Это устранение воз-
можности образования паровых
полостей путем пространствен-
ной ориентации тупикового
отвода.
Эффективны конструктивные
мероприятия, которые за счет
скоростного напора основного
потока, например, путем введе-
ния различного рода направ-
Рис. 4.31. Сильфон, разрушенный вслед-
ствие гидроудара в тупиковом отводе
ляющих элементов, повышают циркуляцию жидкости в отводе и
позволяют ликвидировать или ограничить величину паровой полости.
Рис. 4.32. Харак-
тер разрушения
сильфонов
141
Рис. 4.33. Узел подачи кислородной системы:
1 — заборное устройство; 2 — клапан; 3 — обводной
вентиль; 4 — насос; 5 — обводной клапан; 6 — обрат-
ный клапан; 7 — клапан; 8 — резервуар
Важную роль играют длина и место расположения тупикового
отвода. Так, при коротких магистралях вторичные гидроудары реа-
лизуются только в небольших отводах, расположенных около за-
порных устройств.
Увеличение длины магистрали приводит к реализации вторич-
ного гидроудара в более протяженных отводах. Ограничение ве-
личины гидроудара может быть достигнуто путем уменьшения ско-
рости жидкости, заполняющей отвод, например введением местных
сопротивлений в начале отвода или соответствующем увеличением
его диаметра.
Заполнение протяжен-
ной незахоложенной ма-
гистрали связано с разго-
ном жидкости до скорости,
превышающей рабочую,
последующим вскипанием
и запиранием магистрали
паром, а также обратным
выбросом парожидкостной
смеси в резервуар.
Интенсивные динамиче-
ские нагрузки возникают
на следующих этапах: при
подходе однофазного по-
тока жидкости к местному
сопротивлению; при повы-
шении давления в про-
цессе запирания маги-
страли; при обратном вы-
бросе парожидкостной сме-
си в расходный резервуар.
Гидроудары, обусловленные взаимодействием однофазного по-
тока жидкости и местного сопротивления, наиболее часто отме-
чаются при открытии клапанов для включения различных участков
системы в работу в процессе выполнения комплекса технологических
операций.
Повышение давления в магистрали, связанное с обратным выбро-
сом парожндкостной смеси, наиболее часто наблюдается при перво-
начальном захолаживании системы. Так, работа системы (рис. 4.33)
начинается с операции захолаживания насоса 4 путем подачи в него
жидкого кислорода через обводной вентиль малого сечения 3\ рас-
ходный клапан 2 во время охлаждения насоса остается закры-
тым. Подача жидкости в основную магистраль перекрыта клапа-
ном 7. При быстром открытии вентиля 3 наблюдались периодические
интенсивные удары и недопустимые вибрации коммуникации. Устра-
нить эти явления удалось только при крайне медленной подаче
продукта с введением в конструкцию вентиля тонкой регулировки.
Обратный выброс парожидкостной смеси в резервуар и последующее
схлопывание паровых полостей под зеркалом охлажденной жидкости
142
приводит к появлению интенсивных динамических нагрузок на кон-
струкцию. При эксплуатации наблюдались случаи разрушения за-
борного устройства (воронкогасителя) в расходном резервуаре под
действием таких нагрузок.
Обратный выброс парожидкостной смеси при работе центробеж-
ного насоса обычно приводил к его срыву с режимных параметров.
Для защиты насосов от обратных бросков парожидкостной смеси
за ними устанавливается обратный клапан 6. Захолаживание основ-
ной магистрали осуществляется при работающем на байпас насосе
путем подачи в нее части потока жидкости через обратный клапан.
Жидкость, попадая в теплую трубу, быстро испаряется; пропускная
способность дренажа по пару оказывается недостаточной, давление
в магистрали повышается, и обратный клапан захлопывается. Весь
период захолаживания состоит из таких последовательных забросов
жидкости и сопровождающих их повышений давления.
Рассмотрим факторы, воздействуя на которые можно регулировать
параметры процесса.
Пульсации давления большой интенсивности развиваются
в длинных магистралях, причем значение амплитуды возрастает
с увеличением длины магистрали, давления на входе и с понижением
температуры жидкости. Для уменьшения колебаний давления необ-
ходимо сократить длину потока жидкости, образующегося на этапе
первого броска. Этого можно достигнуть понижением перепада дав-
лений, например, предварительным выравниванием давления в ма-
гистрали и расходном резервуаре, а также специальным подбором
закона открытия запорного устройства, обеспечивающим заброс
в магистраль малого количества жидкости.
Наличие местных сопротивлений по длине магистрали или их
специальное введение оказывает существенное влияние на динами-
ческие процессы. Особое внимание должно быть уделено выбору их
расположения, поскольку местное сопротивление на паровой фазе
приводит к повышению давления, а на жидкости — к его уменьшению.
Однако в последнем случае возможно возникновение интенсивного
гидроудара, если скорость жидкости при подходе к местному со-
противлению будет значительной. Наблюдаемые в эксплуатации не-
которые отклонения в технологии могут привести к тому, что одно
и то же местное сопротивление будет увеличивать динамические на-
грузки, если оно окажется в паровой полости, или уменьшать их,
если оно окажется в жидкости, но в последнем случае возможно
появление гидроудара.
Глава 5
МЕТОДЫ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ И РАСЧЕТА
ПАРАМЕТРОВ НЕУСТАНОВИВШИХСЯ ПРОЦЕССОВ
В КРИОГЕННЫХ СИСТЕМАХ
5.1.	Особенности экспериментальных исследований
на жидких криогенных продуктах
Для обеспечения высокой надежности криогенных систем необ-
ходимо создать работоспособные конструкции агрегатов, а также
отработать систему в целом при воздействии большого числа внеш-
них факторов и при широком диапазоне изменения их параметров.
Криогенные системы являются составной частью более слож-
ных комплексов, которые предопределяют как технологию работы,
так и отклонения от ранее принятых и отработанных циклограмм.
Экспериментальные исследования в этих условиях приобретают
особое значение, и традиционные методы требуют дальнейшего раз-
вития в части учета специфики поведения криогенной жидкости,
а также ее влияния на работоспособность элементов и системы в це-
лом. На основании результатов анализа экспериментальной отра-
ботки ряда жидкостных криогенных систем можно выделить приве-
денные ниже особенности экспериментальных исследований на раз-
личных этапах их создания.
В процессе предварительных испытаний, проводимых на этапе
технического проекта, проверяются в условиях воздействия рабо-
чих температур следующие параметры испытуемых узлов: выход-
ные характеристики; запасы прочности; долговечность при цикли-
ческих нагрузках, имитирующих воздействия механических нагру-
зок, и термоциклическое воздействие; стойкость конструкции к тер-
мическому удару; стойкость к износу, заклиниванию подвижных пар
в условиях низких температур и термоциклических воздействий.
Предварительным испытаниям обычно подвергаются разные (кон-
курирующие) варианты конструкции, и по результатам испытаний
выбираются принципиальная схема и конструктивное решение узла.
Автономные испытания элементов систем, проводимые на этапе
разработки рабочего проекта, являются основным этапом проверки
работоспособности и надежности в условиях, близких к реальным,
и отработки конструкторской документации. Агрегаты испытываются
во всем диапазоне возможных изменений параметров, оговоренных
техническим заданием. В процессе испытаний предусматривается
весь комплекс измерений, позволяющий определить характеристики
и состояние агрегатов. Целью автономных испытании агрегатов
является доводка технических характеристик при работе на реаль-
ных продуктах: определение режима захолаживания, обеспечиваю-
щего допустимые температурные напряжения и деформации в эле-
144
ментах агрегатов; доводка конструкции, обеспечивающей требуе-
мую долговечность при воздействии циклических, механических и
температурных напряжений; проверка работоспособности подвиж-
ных пар агрегатов при совместной работе его элементов в условиях
захолаживания и низких температур.
По результатам автономных испытаний выбирается окончатель-
ный вариант конструкции агрегата, производится корректировка
конструкторской документации, разрабатываются технология ра-
боты и эксплуатационная документация.
Контрольные испытания проводятся с целью контроля качества
изготовления оборудования системы. Контрольным испытаниям
подвергаются все элементы; при этом предусматривается: сплошной
неразрушающий контроль качества сварки, геометрии, герметич-
ности, прочности и характеристик на соответствие техническим
условиям; контроль специфических для криогенного оборудования
параметров, т. е. степени вакуума в теплоизоляционных полостях,
уровней теплопритоков, испаряемости продукта, функционирова-
ния элементов на натурных продуктах.
Для элементов, имеющих подвижные механизмы, контрольные
испытания предусматривают проверку на функционирование каж-
дого элемента и выборочную проверку работоспособности в течение
всего ресурса. Например, арматура подвергается сплошному кон-
тролю функционирования при 5 -10 срабатываниях и выборочно от 2
до 4 % партии испытывается на полный ресурс.
Комплексные испытания криогенных систем имеют особое зна-
чение. Они проводятся после монтажа и являются неотъемлемой
частью этапа создания системы. Кроме традиционных целей, т. е.
таких, как проверка правильности монтажа и совместного функцио-
нирования элементов от системы управления, для жидкостных крио-
генных систем комплексные испытания предусматривают: отработку
технологии хранения и выдачи продукта потребителю; определение
допустимых пределов измерения внутренних и внешних для системы
факторов, которые могут быть подвергнуты регулированию (давле-
ния в резервуарах, продолжительности останова системы без слива
жидкости, температуры продукта и т. п.); определение фактически
действующих на элементы системы нагрузок в переходных режимах.
Необходимость проведения таких работ диктуется тем, что при авто-
номных испытаниях невозможно учесть всю сложность влияния раз-
личных факторов на динамику поведения криогенных продуктов.
В результате испытаний уточняются значения регулируемых фак-
торов, обеспечивающих получение минимальных вредных воздей-
ствий на элементы системы. При несоответствии нагрузок допусти-
мым значениям проводится доработка конструкции и окончатель-
ная корректировка технической документации.
Таким образом, проведение данного комплекса эксперименталь-
ной отработки обеспечивает создание высоконадежного криоген-
ного оборудования. Однако в процессе эксплуатации криогенных
систем (и прежде всего крупных), по разветвленным магистралям
которых транспортируются большие массы продукта, периодически
145
возникают динамические нагрузки, превышающие расчетные, что
приводит к снижению надежности систем. Надежность систем зна-
чительно повышается, если этапу автономных и комплексных испы-
таний предшествуют специальные экспериментальные исследования
наиболее напряженных переходных режимов. Желательность таких
исследований обусловлена сложностью и многообразием явлений,
возникающих на переходных режимах работы систем, и возмож-
ностью получения предварительной информации об экстремальных
параметрах рабочих продуктов
Необходимо в каждом конкретном случае определить особен-
ности неустановившихся процессов, уточнить физику явлений и уста-
а)
Рис. 5.1. Осцилограммы первого повышения
давления при забросе азота в незахоложен-
ный трубопровод
новить их основные законо-
мерности. Для этого наряду
с комплексом эксперимен-
тальных исследований, про-
водимых на промышленных
системах, широко использу-
ются специальные стенды,
позволяющие определить ко-
личественные закономерности
процессов в широком диапа-
зоне изменения параметров.
Особое внимание должно
быть уделено методологиче-
ским вопросам проведения
экспериментальных исследо-
ваний на жидких криогенных
продуктах. Процессы в ре-
альных криогенных системах
отличаются нестабильностью.
Плохая повторяемость результатов эксперимента связана со слож-
ной зависимостью закономерностей процессов от большого числа на-
чальных и граничных условий и широкими пределами их изменения
в реальных условиях. При вариации величин, от которых зависит
развитие процесса, может изменяться не только масштабный фактор,
но и само явление. Незначительные отклонения параметров исход-
ного состояния системы при подаче жидкости в незахоложенную
длинную магистраль приводят к резкому изменению давления в мо-
мент ее запирания. На рис. 5.1 показаны осциллограммы первого
повышения давления в незахоложенном трубопроводе при подаче
охлажденного до 65 К азота. Давление подачи р = 0,6 МПа; длина
трубопровода 50 м; диаметр 2-10"2 м. Датчики установлены на сле-
дующих расстояниях от резервуара: кривая 1 — 1—12 м; кривая 2 —
2—18 м и кривая 3 — 3—24 м. Исходное состояние системы в обоих
случаях задавалось одинаковым. Однако не было тщательного кон-
троля температуры головной части потока жидкости, в результате
чего экспериментальные данные существенно отличаются друг от
друга; прогрев головной части жидкости резко снижал пики дав-
ления (рис. 5.1, а).
146
Надежность результатов экспериментальных исследований нё-
установившихся процессов в значительной степени определяется
корректностью постановки и проведения эксперимента. В опытах
должны быть реализованы наиболее существенные особенности изу-
чаемого процесса и воспроизведена физика явления; причем осо-
бенно те условия, при которых динамические нагрузки экстремальны.
Изучение реального процесса посредством точного повторения
промышленной конструкции на стенде хотя и позволяет правильно
воспроизвести физические условия, но обладает такими недостат-
ками, как громоздкость и трудоемкость проведения опытов, а также
ограниченность области распространения полученных результатов.
Перспективнее проводить исследования на специальных стендах,
где условия работы и методика эксперимента позволяют определить
закономерности изучаемого явления во всем диапазоне начальных
и граничных условий, встречаемых в промышленных системах.
Рассмотрим основные особенности, которые необходимо учиты-
вать для обеспечения корректности проведения экспериментов. При
реализации исследуемых процессов необходимо обеспечить опре-
деленные соотношения между характерными временами. Так, при
исследовании открытия клапана, когда перед ним образовалась па-
ровая полость, время срабатывания должно изменяться в широких
пределах и превышать время заполнения жидкостью паровой по-
лости, т. е. L'W < тк, где I — длина паровой полости; W— сред-
няя скорость движения жидкости; тк — время срабатывания кла-
пана.
При закрытии соотношение времени срабатывания клапана тк
и времени пробега акустической волной двойной длины магистрали
2//(отк) должно соответствовать всему диапазону реализуемых
на практике случаев.
Для процессов в тупиковых отводах при их заполнении на пе-
реходных режимах жидкостью должно выдерживаться соотноше-
ние между временем распространения импульса давления в маги-
страли и временем заполнения тупика (см. п. 4.4).
Другая важная особенность реальных процессов определяется
характером тепломассообмена потока со стенками магистрали. При
стационарном режиме течения параметры потока в системе и экспе-
риментальной установке должны быть одинаковы.
При заполнении незахоложенной магистрали в зависимости от
ее длины, расхода и недогрева жидкости могут возникнуть стерж-
невой или дисперсный режимы движения. Поскольку каждый из
режимов характерен для различных процессов: первый — при гидро-
ударах в момент подхода жидкости к местным сопротивлениям, вто-
рой -— при запираниях и обратных выбросах жидкости, необходимо
при проведении экспериментов обеспечить одинаковые значения
lid и Tw*
Скорость распространения ударной волны в системах может
изменяться в широких пределах. Так как образование второй фазы
увеличивает сжимаемость потока, то скорость ударной волны будет
существенно уменьшаться. Если в магистрали имеются локальные
147
зоны двухфазного продукта (у местных сопротивлений, в местах
врезки тупиковых отводов и т. д.), то импульс гидроудара при про-
хождении этих зон будет уменьшаться. Степень падения связана как
с размером паровых зон, так и с параметрами течения: структурой
потока, паросодержанием и т. д. При увеличении размеров двух-
фазной области уменьшение амплитуды ударной волны может рас-
пространяться на всю магистраль.
Реальные системы характеризуются малыми потерями на трение
и небольшими абсолютными величинами статического давления.
При моделировании на стендах физических особенностей неуста-
новившихся процессов необходимо выполнение определенных усло-
вий. Для воспроизведения характерных временных интервалов при
существующей продолжительности срабатывания арматуры тре-
буются достаточно длинные магистрали. В то же время для воспро-
изведения диссипативных и тепломассообменных эффектов предпо-
лагаются определенные относительные размеры Lid рабочего уча-
стка. При этом в каждом конкретном случае для подобия волновых,
гидродинамических, тепловых и других процессов необходимо
иметь определенные длину и диаметр рабочего участка. В резуль-
тате для воспроизведения характеристик реальных систем (времени
срабатывания пневмоклапана, Lid) имеется минимальный диаметр
стендовой магистрали, при котором еще соблюдается подобие гидро-
динамики и тепломассообмена.
При моделировании условий реальных процессов основные ка-
чественные закономерности могут быть получены на жидком азоте,
и только для контрольных опытов используется продукт, приме-
няемый в системе. Учитывая, что параметры продукта существенно
влияют на характеристики процесса, необходимо проводить опыты
во всем диапазоне термодинамических параметров, существующем
в промышленных условиях.
Давление жидкости в эксперименте так же, как и в промышлен-
ных условиях, является одним из основных воздействующих факто-
ров для обеспечения однофазного течения. Так. при исследовании
влияния волновых процессов в магистрали на характеристики арма-
туры давление в системе является одним из факторов активного
воздействия на процесс и, следовательно, в эксперименте должно
изменяться в широких пределах. Гидродинамические условия не
должны нарушать стабильность течения. Застойные зоны, где умень-
шение скорости приводит к появлению зон локального перегрева
жидкости, а также местные сопротивления, где возможно образо-
вание кавитационных участков, должны быть исключены.
Ряд параметров неустановившихся процессов, играющих важ-
ную роль в конечном результате, в свою очередь, зависит от условий
их проведения. К таким параметрам относятся: скорость распро-
странения ударной волны, коэффициент теплоотдачи от стенок ка-
нала к жидкости, коэффициенты трения и местных сопротивлений
двухфазного потока. Аналитический расчет этих параметров яв-
ляется практически невыполнимой задачей, так <ак предполагает
решение сложной системы уравнений, требующей для своего замы-
148
кания эмпирических зависимостей, полученных для условий за-
дачи.
Обычно используют интегральное значение скорости распро-
странения ударной волны, замеренной по времени прохождения
импульса давления между фиксированными точками трубопровода.
Такими же интегральными величинами ограничиваются для коэф-
фициентов трения и местных сопротивлений. Использование даже
средних величин, полученных для условий эксперимента, позволяет
значительно повысить точность расчетов.
Таким образом, экспериментальное исследование неустановив-
шихся процессов на жидких криогенных продуктах предполагает
создание сравнительно крупных стендов, в которых с достаточной
точностью имитируются физические условия реальных систем,
и отработку сложной методики проведения опытов и измерений
основных параметров процесса. Это гарантирует получение досто-
верных качественных и количественных закономерностей изучаемых
явлений.
5.2.	Измерение параметров неустановившихся процессов
в криогенных системах
К средствам измерения, применяемым при исследовании неуста-
новившихся процессов, предъявляется целый ряд весьма специ-
фичных требований, основными из которых являются: высокое
быстродействие, повышенная чувствительность, возможность ре-
гистрации параметров с требуемой точностью во всем диапазоне
их изменения при воздействии криогенных температур. Регистра-
ция быстроменяющихся процессов требует широкого частотного диа-
пазона усилительно-преобразовательного тракта с равномерной
амплитудно-частотной характеристикой во всем спектре частот.
Вместе с тем схема должна быть устойчива к воздействию различных
помех, искажающих значение регистрируемого параметра. Низкие
температуры криогенных жидкостей оказывают влияние на физи-
ческие и электрические характеристики первичных преобразовате-
лей, которые независимо от принципа действия и вида контроли-
руемого параметра всегда находятся в контакте с продуктом.
Под воздействием низких температур изменяются электрические
параметры преобразователя: сопротивление, индуктивность, элек-
трическая емкость, чувствительность к пьезоэффекту. Изменение
теплофизических свойств материала преобразователя влияет на теп-
ловой баланс, определяемый внешними теплопритоками и усло-
виями теплоотдачи к контролируемой среде, и в ряде случаев при-
водит к значительной погрешности. Температурная деформация
элементов преобразователя приводит к изменению его геометрии,
а иногда к разгерметизации системы. Эти обстоятельства вызывают
необходимость тщательного анализа как первичных преобразова-
телей, так и системы измерения в целом.
При исследовании неустановившихся процессов измерению под-
лежат: давление, температура, расход и паросодержание.
149
Полная картина изменения давления может быть представлена
как сумма статической и динамической составляющих Основным
требованием для первой составляющей является точность измере-
ния; величина погрешности не должна превышать ±3 % в диапа-
зоне изменения давления от 0,1 до 100 МПа, для второй составляю-
щей — быстродействие, т. е. минимальное искажение импульса
давления с фронтом нарастания меньше 0,001 с.
Погрешность измерения температуры не должна превышать
0,1—0,5 К в диапазоне 20—300 К при показателях термической
инерции меньше 0,1 с.
Расход криогенной жидкости производится как в стационарном,
так и в неустановившемся режиме течения с инерционностью ме-
нее 0,01 с и погрешностью меньше 5 %.
Сплошность потока криогенной жидкости, изменяющаяся в пре-
делах 0—100 %, должна иметь инерционность менее 1 с.
Практика измерения параметров сложных процессов обычно
заключается в условном разделении задач измерения детермини-
рованных и быстропеременных составляющих. Это определяется
сложностью аппаратурного оформления и метрологического обеспе-
чения с одновременной реализацией высокой точности, широкого
диапазона измерения и высокого быстродействия.
Измеряемое динамическое давление характеризуется широким
спектром частот и наличием любой гармоники из ряда Фурье.
С точки зрения передачи такого сигнала без искажения весь изме-
рительный тракт (датчик—преобразователь—регистратор) должен
пропускать гармонические колебания в широком диапазоне частот.
Наиболее полно этим требованиям удовлетворяют пьезоэлектри-
ческие и индуктивные датчики давления.
Пьезоэлектрические датчики давления типов ЛХ-600, ЛХ-601,
ЛХ-604 и другие основаны на принципе измерения электродвижу-
щей силы пьезокерамики, амплитуда и частота которой пропорцио-
нальны амплитуде и частоте воздействующего на него изменяюще-
гося давления. При работе датчика со специальным усилителем
типа ЛХ-5525 частотный диапазон всего тракта измерения будет
определяться выбранным фильтром усилителя. В случае непо-
средственной индикации импульса на электронно-лучевой трубке
осциллографа частотный диапазон тракта определяется только ха-
рактеристикой самого датчика, т. е. имеет значение не менее 30 кГц.
Вместе с тем эта аппаратура имеет ряд существенных недостатков:
уменьшение чувствительности датчика при работе в диапазоне крио-
генных температур; большая зависимость чувствительности от
емкостной нагрузки на датчик (емкость кабельных линий); невоз-
можность градуировки всей аппаратуры при статическом давлении.
Все это приводит к относительно большой погрешности (20—30 %)
измерения амплитуды воздействующего сигнала.
Индуктивные датчики давления типов ДД-10, ДДИ-11, ДДИ-20
и другие работают в комплекте с индуктивными преобразователями
типов ИД-2И и ИВП-2 с регистрацией выходного сигнала на любой
светолучевой осциллограф или на магнитный регистратор быстро-
го
переменных процессов. Датчик имеет два выносных плеча индук-
тивного моста, из которых одно является рабочим, другое — ком-
пенсационным; два других плеча моста находятся в преобразующем
блоке. Чувствительным элементом датчика является мембрана,
прогиб которой под действием измеряемого давления приводит к из-
менению начального зазора между рабочей катушкой и мембраной,
что вызывает изменение комплексного сопротивления рабочей ка-
тушки и разбаланс моста.
Начальная регулировка датчика характеризуется тем, что ком-
плексные сопротивления рабочего плеча Lp и компенсационного
LK были равны, т. е.
Lp — LK— у Rp Д- (coLp)2,
где 7?р — активное сопротивление
катушки; Lp — индуктивность;
со — угловая частота питающего
напряжения.
Существенное преимущество
индуктивного преобразователя
давления по сравнению с пьезо-
электрическим заключается в воз-
можности проведения статической
градуировки в рабочих условиях
всего измерительного тракта. За-
дача сводится к тому, чтобы усло-
вия градуировки как можно меньше
отличались от условий работы
прибора.
Отработанная методика индиви-
дуальной градуировки индуктив-
ного преобразователя с одновре-
менным воздействием на датчик
Рис. 5.2. Переходные характеристики
комплектов для измерения давления
(А = A (x)Mf — отношение текущей
амплитуды выходного сигнала А (т) к
амплитуде сигнала на частоте 1000 Гц—
At):
1 — характеристика шлейфа; 2 — харак-
теристика ИД-2И и шлейфа; 3 — характе-
ристика ИВП-2 и шлейфа
низкотемпературной среды позволила получить величину погреш-
ности измерения комплекта не более 3,5 %; вероятность появления
ошибок больше предельной равна 0,3 %.
Анализ частотных характеристик всего тракта измерения (дат-
чик—преобразователь—регистратор) показал, что определяющей в
переходной функции тракта является временная характеристика пре-
образователя, а в случае применения светолучевого осциллографа —
тип выбранного шлейфа. Частотная характеристика датчика почти
на порядок выше и не вносит каких-либо искажений в переходную
характеристику тракта. В связи с этим оценку характеристики
всего тракта можно легко построить по экспериментальной осцил-
лограмме импульса выходного сигнала, полученного при воздей-
ствии на вход преобразователя мгновенным изменением контроль-
ной индуктивности имитатора импульса давления.
На рис. 5.2 представлен сводный график переходных характе-
ристик, полученных в соответствии с изложенной методикой для
комплектов приборов, состоящих из индуктивных преобразователей
151
ИД-2И, ИВП-2 и светолучевого осциллографа со шлейфом, постоян-
ная времени которых равна 1,6-10~4 с.
В последние годы для измерения с высокой точностью статиче-
ского давления разработан ряд приборов, принцип действия ко-
торых основан на использовании тензорезистивного эффекта в гете-
роэпитаксиальных пленках кремния. Чувствительный элемент вы-
полнен на основе структуры кремний на сапфире и представляет
собой тонкую монокристаллическую сапфировую пластинку с вы-
ращенным на ее поверхности гетероэпитаксильным слоем кремния,
из которого методом фотолитографии сформирована тензорезистив-
ная схема. Под воздействием давления деформируется чувствитель-
Рис 5.3. Тензометрический датчик
давления «Сапфир»:
1 — корпус датчика; 2 — чувствительный
элемент; 3 — втулка; 4 — корпус; 5 —
герморазъем
ный элемент с тонкопленочными
полупроводниковыми тензорези-
сторами. Изменение сопротивле-
ния, обусловленное деформацией
тензорезисторов, преобразуется
при помощи электронных устройств
в токовый сигнал (рис. 5.3). Ряд
разработанных приборов охваты-
вает рабочие давления от 0,001 до
60 МПа, выходной сигнал 0—5 мА
и 0—20 мА, погрешность не пре-
вышает ±0,25 %.
Основные характеристики дат-
чиков давления и соответствую-
щей усилительной аппаратуры,
применяемых для измерения не-
установившихся процессов в жид-
костных криогенных системах,
приведены в табл. 5.1.
Измерение температуры быстроменяющихся процессов в потоке
криогенной жидкости представляет собой сложную задачу в связи
с большим количеством факторов, влияющих на точностные и ди-
намические характеристики термоприемников. К числу этих фак-
торов, определяемых условиями применения термоприемника в си-
стеме, относятся: скорость и структура потока, степень погружения
термоприемннка в криогенную жидкость, геометрические размеры
и форма термоприемника, теплофизические параметры применяе-
мых материалов, теплопритоки к чувствительному элементу термо-
приемника по установочным элементам, проводам и др.
Применение термопар в качестве малоинерционных термоприем-
ников ограничено их малой чувствительностью при криогенных
температурах на фоне относительно большого уровня интегральной
термоэлектродвижущей силы. Так, термопары медь—копель и медь-
константан при Т = 80 К имеют чувствительность не более 16 мкВ К
на уровне около 5000 мкВ.
Более эффективно применение платиновых термометров сопро-
тивления, которые при хорошей чувствительности и точности обеспе-
чивают достаточное быстродействие благодаря специальным мерам
152
Таблица 5.1
Основные характеристики датчиков давления
Наимено- вание	Диапазон измерения		Рабочий диапазон частот, Гц	Погреш- ность измере- ния, °о	Тип уси- литель- ной аппа- ратуры	Установоч- ная резьба
	РСт’ МПа	Пульсация давления, МПа				
			Индуктивные			
дд-ю	1,0—Ю	1,0—10	0—1 000	±3	ИВП-2	М30> 1,5
ДДИ-20	2,0—50	2,0—50	0—10 000	±8	ИД-2И	М18Х 1,5
Д ДИ-21	2 0—50	2,0—50	0—10 000	±8	ИД-2И	М18Х 1,5
		Пьезокерам ические				
ЛХ-600	2,5—20	0,01—5,0	10—10 000	±15		М20Х1.5
ЛХ-501	2,5—40	0,01—5,0	10—20 000	±15		М18Х 1,5
ЛХ-604	3,0-50	0,05—5,0	10—20 000	±10	ЛХ-7005;	М18Х1.5
ЛХ-608	3,0—60	0,05—5,0	10—10 000	±10	ЛХ-5525	М18 <1,5
ЛХ-611	3,0—60	0,01—5,0	10—20 000	±10		М12Х1.85
ЛХ-612	5,0—60	0,05—5,0	10—10 000	±10		М18Х1.5
ЛХ-613	0,01—5	0,005—0,1	10-10 000	±18		М18: 1,5
по снижению термической инерции. Показатель термической инер
ции термоприемника при наличии теплоизоляционной оболочки-
определяется выражением [42]
Е = Ф(Т?т + а х).
Здесь Ф — —--------тепловой фактор чувствительного элемента;
7?т =	----термическое сопротивление чувствительного эле-
мента.
В приведенных выше обозначениях с, р, V — удельная тепло-
емкость, плотность и объем материала чувствительного элемента;
6, X —толщина и коэффициент теплопроводности изоляционного
слоя; S —теплоотдающая поверхность термометра; а — коэффи-
циент теплоотдачи.
Показатель термической инерции в одинаковых условиях тепло-
отдачи зависит от материала, размеров чувствительного элемента
и толщины электротеплоизоляционного покрытия. Материал чув-
ствительного элемента определяется термическими характеристи-
ками и возможность его выбора ограничена. Высокая чувствитель-
ность элемента достигается путем уменьшения его габаритных раз-
меров и применения тонкослойных покрытий. Получена сверхтон-
кая платиновая проволока с диаметром жилы 0,003 мм в стеклянной
изоляции. Применение такой проволоки связано с конструктив-
ными и технологическими трудностями.
Конструкция установочного узла такого термопреобразователя
показана на рис. 5.4. Результаты экспериментов показали, чю тер-
мометры сопротивления из сверхтонкой платиновой проволоки
153
ПМёют показатель термической инерции в 1,5--2 раза лучше пока-
зателей термопар. При этом сохраняются высокие метрологические
характеристики по воспроизводимости, стабильности и чувствитель-
ности.
В настоящее время разработан ряд малогабаритных полупро-
водниковых термометров сопротивления на основе германия и арсе-
нида галлия. Эти термометры обладают повышенной чувствитель-
ное гью именно в областях
измерения криогенных тем-
ператур, в том числе на
уровне температуры жид-
кого кислорода, азота, во-
дорода и гелия. Характер
изменения сопротивления
Рис. 5.5. Характеристики платиновых и
полупроводниковых термометров сопро-
тивления:
Рис. 5.4. Установочный узел
платинового термометра сопро-
тивления:
1 — монтажные провода; 2 — фла-
нец; 3 — изолятор; 4 — чувстви-
тельный элемент
1 — платиновые; 2 — полупроводниковые на
основе арсенида галия; 3 — полупроводнико-
вые на основе германия
платиновых и полупроводниковых термометров показан на рис. 5.5.
Конструкция установочного узла для полупроводниковых термо-
метров приведена на рис. 5.6.
Основные характеристики термометров, применяемых в жидкост-
ных криогенных системах, приведены в табл. 5.2.
Для измерения расхода криогенных продуктов в промышленных
системах и лабораторных установках широко применяются расходо-
меры с первичными преобразователями турбинного типа, а также
в виде сужающих устройств, основанных на принципе измерения пе-
репада давления в диафрагмах, соплах и трубах Вентури.
Погрешность расходомеров, основанных на замере перепада дав-
ления, обычно составляет 1—3 % на установившихся потоках
жидкости.
При измерениях расхода в нестационарных потоках из-за зна-
чительных ошибок в большинстве случаев данный метод неприменим.
154
Таблица 5.2
Основные характеристики термометров
Наименование	Диапазон измерения, К	Чувстви- тельность на нижнем уровне, Ом К	Погреш- ность, %	Материал чувствительного элемента
тсп-ми	14—300	0,15	±0,5	Платина
ТСП-4054-01 ТСП-4054 02	15—400	4-10'2	±0,1	
ТС АД-2	4.2—100	250	±0,2	Полупроводник на ос- нове арсенида галия
ТПК-ИОА ТПК-210А ТПК-410А ТПК-510А ТПК-610А ТПК-710А	77—300 60—100 10—30 4,2—300 4,2—77 3,5—20	3-103 3-103 3-104 2,5-104 3-104 2-Ю4	±0,5 ±0,2 ±0,15 ±0,5 ±0,2 ±0,08	Полупроводник на ос- нове германия
Для измерения расхода нестационарных потоков эффективно
применение расходомеров турбинного типа.
Число оборотов турбинки зависит от мгновенной скорости по-
тока и может измеряться различными способами: электрическим,
радиоактивным, фотоэлектрическим и др.
Полученный синусоидальный электрический
сигнал после усиления подается на часто-
томер и регистратор. Зависимость объемного
расхода Q от числа оборотов турбинки имеет
вид
где ф — коэффициент счетчика (или ста-
тическая характеристика турбинки).
В расходомерах турбинного типа крыль-
чатка является основным звеном, опреде-
ляющим инерционность измерения всего
прибора. Величина динамической погреш-
ности расходомера при измерении нестацио-
нарного потока определяется моментом
инерции турбинки, ее размером, массой, чи-
слом лопастей и сопротивлением трению, а
также параметрами потока. Постоянная вре-
мени аксиальной крыльчатки, выраженная
тивные параметры, имеет вид
Рис. 5.6. Установочный
узел полупроводниковых
термометров сопротивле-
ния:
1 — чувствительный элемент
2 — трубка; 3 — втулка;
4 — корпус; 5 — гермопро-
ходник ПМ1
через ее конструк-
А*2
Рк^к
РлУж
155
где L, sK —длина и площадь проходного сечения крыльчатки;
Рк> Рж '—плотность материала крыльчатки и жидкости; —мо-
мент инерции плоского сечения крыльчатки, нормального к оси
вращения; —момент инерции плоского сечения, наполненного
жидкостью, и нормального к оси крыльчатки; kA—коэффициент
присоединенной массы жидкости; k2 — коэффициент распределе-
ния струй потока в каналах крыльчатки.
Зависимость постоянной времени преобразователя расходомера
ДР-2Б от расхода приведена на рис. 5.7.
Основными условиями эксплуатации тахометрического расходо-
мера являются: полное заполнение поперечного сечения трубопро-
Рис. 5.7. Зависимость постоян-
ной времени т расходомера
ДР-2Б от расхода Q
Рис. 5.8. Дополнительные погрешности рас
ходомера в зависимости от коэффициента ли-
нейного расширения материалов конструк
ции для различных рабочих продуктов
1 — водород; 2 — азот; 3 — кислород
вода измеряемым продуктом и постоянство его фазового состояния.
Если материалы корпуса и ротора неоднородны, то величина погреш-
ности будет зависеть от температуры и величины коэффициентов
линейного расширения материалов. На рис. 5.8 приведены характе-
ристики дополнительной погрешности расходомера, проградуиро-
ванного на воде, для различных рабочих продуктов, если корпус
и крыльчатки изготовлены из разных материалов.
Применение тахометрических расходомеров для измерения рас-
хода криогенных жидкостей с обработкой результатов измерения
по градуировочным коэффициентам, полученным на воде, приводит
к значительным погрешностям, которые зависят от многих одновре-
менно воздействующих факторов. Поэтому необходимо осуществлять
градуировку расходомера непосредственно на реальном продукте.
Многолетняя практика эксплуатации тахометрических расходоме-
ров показывает, что для практических измерений достаточной яв-
ляется градуировка расходомера на криогенном продукте по сигна-
лизатору уровня, установленному в расходной криогенной емкости.
При этом необходимо учитывать конденсации газа наддува и другие
156
внутрибаковые процессы. Применение тахометрических расходо-
меров, предварительно проградуированных на рабочем продукте,
обеспечивает измерение расхода с постоянной времени в пределах
0,05—0,001 с и с погрешностью, не превышающей 0,5—0.75 %.
Основные характеристики турбинных расходомеров, применяе-
мых в жидкостных криогенных системах, приведены в табл. 5.3.
Таблица 5.3
Основные характеристики расходомеров турбинного типа
Наимено- вание	Диаметр условного прохода, мм	Длина кор- пуса, мм	Рабочая среда	Диапазон измерения, л/с	Скорость потока, м/с	Погреш- ность, о/ /0	Выходной сигнал
ТДР-7	10			0,03—0,16	2,0	0,75	
ТДР-8	10	80		0,05—0,25	3.2	(вода)	
ТДР-9	12			0,08—0,4	3,5		
ТДР-10	15			0,12—0,6	3,4		
ТДР-11	15	ZJiJ		0,2—1,0	5,6		
ТДР-12	20	inn		0,25—1,6	5,0		
ТДР-13	20	1 ии		0,3—2,5	7,9		
ТДР-14	25	ПО	Кисло-	0,4—4,0	8,1		На верх-
ТДР-15	32	125	род,	0,5—6,0	7,4		и ем пре-
ТДР-16	40	140	азот	0,8—10,0	7,9		деле изме-
ТДР-17 ТДР-18	50 60	140 160		1,2—16,0 2,0—25,0	8,1 8,8	0,5 (вода)	рения 500+50 Гц
ТДР-19	80	180		3,0—40,0	7,9		
ТДР-20	100	200		5,0—60,0	7,6		
ТДР-21	125	225		8,0—100,0	8,1		
ТДР-22	150	250		12,0—160,0	9,0		
ТДР-23	200	280		20,0—250,0	7,9		
ТПР-60В	60	520	Водород	1,43—28,6	11,0		
ТПР-100В	100	480		3,0—70,0	10,5		
Измерение сплошности продукта является одним из основных
требований при регистрации параметров потока криогенной жид-
кости Под сплошностью потока х понимают отношение объема
жидкой фазы потока криогенной жидкости к суммарному объему
жидкого и газообразного продукта в мерном участке датчика, выра-
женное в процентах,
*=^4^100.
V ж Кг
Практическое исполнение в виде действующих приборов полу-
чили два типа — это емкостные и резонансные измерители сплош-
ности.
Емкостные измерители сплошности основаны на применении
конденсатора, образованного концентрическими кольцами (или па-
раллельными пластинами), емкость которого изменяется в зависи-
157
мости от соотношения жидкой и газообразной фаз. Несмотря на
простоту метода и его схемной реализации, он имеет следующие
недостатки: нарушение структуры потока концентрическими коль-
цами или плоскими обкладками конденсатора; неоднозначность вы-
ходного сигнала в зависимости от места расположения в объеме
датчика паровой полости; низкую чувствительность и невысокую
точность (15—20 %).
Более совершенной системой измерения сплошности являются
приборы, основанные на резонансном методе, разработка которых
интенсивно ведется в последние годы. Принцип работы такого при-
бора основан на измерении резонансной частоты системы отрезков
длинной линии, равномерно распределенных в мерном объеме дат-
чика. Появление паровой фазы в потоке жидкости, протекающей
через датчик, приводит к увеличению резонансной частоты датчика.
Первичный преобразователь (датчик) представляет собой полый
цилиндр. Между двумя решетками, установленными на его торцах,
натянута проволока, являющаяся одним из проводников длинной
линии, а вторым проводником служит корпус первичного преобра-
зователя. Начало и конец проволоки припаяны к выводам герметич-
ных проходников изоляторов. Один из выводов соединен с корпусом,
второй —через конденсатор и полупроводниковый диод соединен
со штепсельным разъемом, закрепленным на корпусе. Отрезками
коаксиального кабеля первичный преобразователь соединен с бло-
ком генератора. Вторичный преобразователь, состоящий из блока
генератора, преобразовательного блока и индикаторного блока,
обеспечивает визуальную индикацию и регистрацию выходного
сигнала на светолучевой осциллограф.
Основная погрешность измерения сплошности резонансным ме-
тодом — не более +5 %, при инерционности не более 0,1 с.
Таким образом, резонансные измерители сплошности позволяют
оценить количественные соотношения структуры потока в маги-
стралях криогенных систем с достаточной точностью и быстродей-
ствием при минимальном искажении исследуемого процесса.
5.3.	Расчет параметров неустановившихся процессов
Исследование и расчет параметров неустановившихся процессов
в криогенных системах, состоящих из большого количества разне-
сенных в пространстве и взаимосвязанных между собой агрегатов,
которые сложным образом взаимодействуют с окружающей средой,
связано с использованием элементов системного подхода к анализу
явлений. Общие принципы системного подхода, развитые для управ-
ления кибернетическими комплексами [71 ], в настоящее время на-
чинают находить применение и гри исследовании сложных механи-
ческих систем [18].
Системный подход основывается на принципе целостности иссле-
дуемого объекта, который при анализе его свойств рассматривается
как единое целое, единая система. Этот принцип состоит в том,
что целое обладает свойствами, которых может не быть у его частей.
158
Для системного подхода характерно, что сложный объек! p£<S
сматривается как структура, состоящая из отдельных элементов и
подсистем, связанных друг с другом; при этом также учитывается
взаимодействие объекта с окружающей средой. При исследовании
сложной системы ее необходимо разбить на элементы и подсистемы;
для каждого элемента и подсистемы создать физическую и матема-
тическую модели с учетом их взаимосвязи и взаимодействия между
собой. Особое значение приобретают общесистемные вопросы, отно-
сящиеся к общей структуре системы: это организация взаимосвязи
между элементами и подсистемами, а также количественное опре-
деление их взаимного влияния в исследуемом процессе.
। _ Рассматриваемые жидкостные криогенные системы при работе
на переходных режимах обладают рядом признаков сложных си-
стем. Они состоят из большого числа разнесенных в пространстве
взаимодействующих между собой элементов — источников питания,
запорно-регулирующей арматуры, тупиковых отводов с паровыми
полостями и рядом других элементов. Вследствие теплообмена си-
стемы взаимодействуют с окружающей средой.
Все это требует подхода, имеющего единую методологическую
основу и использующего элементы системного анализа. Сущность
рассматриваемого метода заключается в следующем. На первом
этапе криогенная система рассматривается как единая структура,
осуществляется качественный анализ и определяется совокупность
процессов, возникающих на переходных режимах работы данной
системы. При этом принимается во внимание сопряженный харак-
тер гидродинамических и тепломассообменных процессов. Опреде-
ляется степень взаимодействия каждого из рассматриваемых про-
цессов с системой, т. е. выявляется та подструктура, в пределах
которой локализуется данный процесс. Анализируются мероприя-
тия по устранению или ограничению динамических нагрузок.
На втором этапе система рассматривается как структура, со-
стоящая из отдельных подсистем и элементов. Для каждого элемента
определяется математическая модель, учитывающая влияние си-
стемы на его характеристики. При этом используются ранее раз-
работанные типовые модели или создаются математические модели
подсистем. Затем разрабатываются математические модели под-
структур, которые учитывают всю совокупность элементов и под-
систем, взаимодействующих в рассматриваемом процессе.
На третьем этапе производится обобщение результатов, получен-
ных для отдельных подструктур. Рассматривается влияние вариа-
ции начальных параметров на закономерности процессов и опреде-
ляются экстремальные нагрузки, которые могут возникнуть в про-
цессе эксплуатации. Формируются требования к проектированию
и отработке оборудования систем.
Решение задач динамики сложных систем сводится к рассмотре-
нию волновых процессов в трубопроводах, описываемых системами
дифференциальных уравнений в частных производных, которые
сопрягаются с обыкновенными дифференциальными уравнениями,
моделирующими работу насосов, запорно-регулирующей арма-
159
туры и других элементов. Из аналитических методов, применяемых
при интегрировании уравнений движения слабосжимаемой капель-
ной жидкости, широкое применение получили следующие, метод
интегральных преобразований Лапласа, метод Фурье, импедансный
метод и метод характеристик.
Метод интегральных преобразований (и особенно преобразова-
ний Лапласа) широко применяется при решении различных задач
гидродинамики. В основе метода лежит преобразование исходных
дифференциальных уравнений и граничных условий в систему
изображающих уравнений. Переход от искомой функции (ориги-
нала) / (т, z) к изображению F (s, 2) осуществляется по формуле
се
F (s, 2) = j f (т, z) exp (— st) dr.
0
Здесь e~ST —ядро преобразования; s - sr + zs£ —независимый па-
раметр.
Система изображающих уравнений не содержит переменной, по
которой осуществляется интегрирование, и поэтому нахождение
изображающей функции значительно упрощается. Переход от изобра-
жения к оригиналу выполняется по формуле
7(г, т) =
/ 4-Г оо
exp (st) ds,
j—i 00
где j — абсцисса сходимости интеграла Лапласа.
Система изображающих уравнений, описывающих неустановив-
шееся движение капельной жидкости, имеет вид
+ р (s + 2b) W (z, s) = РА (г);
i 7^.	М?),
где
oo
p (z, s) = j p (z, t) exp (— st) dx;
0
00
W (z, s) — j W (z, t) exp (— st) dx;
0
A (z) = W (z, 0);
/2 (2) = P (z, 0);
2b =
~2d~
Операционный метод использовался в работах [29, 63], посвя-
щенных исследованию неустановившегося движения жидкости.
Анализ этих работ показывает, что простые решения можно
получить лишь в тех случаях, когда не учитывается трение. При
учете сил трения уравнения в изображениях усложняются, и пере-
ход к оригиналу становится затруднительным.
160
Следует отметить, что операционный метод является одним из
эффективных аналитических методов решения задач рассматривае-
мого класса. Однако его применение при исследовании неустановив-
шихся процессов в криогенных системах, когда необходимо решение
ряда сопряженных систем волновых и обыкновенных дифференциаль-
ных уравнений, вызывает большие трудности. Это объясняется прежде
всего тем, что получаемые изображения не табличны, а их разло-
жение в ряд и почленный переход к оригиналу не всегда право-
мочны.
Метод Фурье (или метод разделения переменных) является наи-
более распространенным методом решения при исследовании неуста-
новившегося движения жидкости в простых системах. В основе
этого метода лежит представление частного решения, зависящего
от двух переменных z и т, в виде произведения двух функций, каждая
из которых зависит от одной переменной, т. е.:
t) = Zw(z)7V(t);
Р (z, т) = Zv (г) Тр (т).
Подставляя эти зависимости в систему линеаризованных уравне-
ний, описывающих неустановившееся движение капельной жидкости,
получим систему обыкновенных дифференциальных уравнений:
-ZE! = ГР = . ц
Zp (rfTw
которые в общем случае должны удовлетворять однородным гранич-
ным условиям типа Zp (0) = 0; Zw (h) + hZw (/) = 0.
Возникающая задача Штурма—Лиувиля на собственные значе-
ния и соответствующие собственные функции, которые образуют
полную систему, позволяет получить решение, удовлетворяющее
начальным условиям. Это решение представляется в виде сходящегося
ряда.
В работе [5] методом разделения переменных решен ряд задач,
возникающих при исследовании неустановившегося движения слабо-
сжимаемой жидкости в простых трубопроводах с линейными гранич-
ными условиями. В случае сложных систем, к которым обычно от-
носятся криогенные, метод разделения переменных неприемлем
ввиду возникновения трудностей при нахождении общего решения.
Импедансный метод применяется при исследовании неустановив-
шегося движения жидкости в сложных трубопроводных системах.
В основе метода лежит допущение о применимости к волновым про-
цессам в гидравлических магистралях законов распространения ко-
лебаний в электрических цепях. Это связано с тождественностью
уравнений, описывающих распространение возмущений в слабосжи-
маемсй жидкости, находящейся в трубопроводе, с распространением
возмущений в электрических линиях. По аналогии с теорией электри-
ческих цепей вводится понятие импеданса. Импеданс k-й гармоники
Филин Н. В. и др.	161
/-го простого трубопровода равен Zh (z7) = ph (2j)/[Wh (г7)1, где ph,
Wh — k-e гармоники давления и скорости.
Физически импеданс характеризует полное сопротивление, ока-
зываемое средой колебательному процессу благодаря своей инерцион-
ности и упругости, которые аналогичны активному (омическому)
и реактивному сопротивлению электрических цепей. Основные со-
отношения пассивного четырехполюсника позволяют определить
гармоники давления и скорости в двух произвольных сечениях тру-
бопровода и z2:
Ph (г2, "О - Рь (?i, т) ch (z2 - zx) + zhWh (z, t) sh (z2 - zx) = 0;
(z2, т) - Wh (zx, t) ch Z71 (z2 - zx) 4- Pfe - sh (z2 - zx) = 0,
где Zk =
Применяя к разветвленным трубопроводам законы Кирхгофа
и суммируя импедансы для отдельных трубопроводов, можно полу-
чить формулы, определяющие амплитуды колебаний скорости и дав-
ления в характерных сечениях разветвленных систем. Импедансный
метод позволяет рассчитать характеристики пульсирующего потока
в достаточно сложных системах. Данным методом исследовались
периодические колебания в сложных трубопроводах [16].
При расчете неустановившихся процессов в криогенных систе-
мах импедансный метод не получил распространения, так как рас-
сматриваемые процессы носят нелинейный характер.
Метод характеристик и его разновидности широко применяются
при исследовании неустановившегося движения жидкости. Исполь-
зование этого метода основано на том фундаментальном факте, что
интегрирование системы дифференциальных уравнений гиперболи-
ческого типа заменяется интегрированием уравнений характеристик.
Дифференциальные соотношения на характеристиках имеют вид
X„n I W I
dp + рд (z) dr + р 1Р'	W dz — 0.	(5.1)
При численном интегрировании уравнения характеристик за-
меняются конечно-разностными уравнениями. Дальнейшее развитие
метода характеристик, предложенного Н. Е. Жуковским, связано
с применением вычислительной техники. В работах [7, 70] исследо-
вание неустановившихся процессов в различных системах выпол-
нено численным методом на характеристиках. Широкое использо-
вание метода характеристик обусловлено его экономичностью,
физической наглядностью и возможностью решения совокупности
взаимосвязанных между собой задач.
Таким образом, все рассмотренные методы находят применение
при интегрировании уравнений неустановившегося движения ка-
пельной жидкости. Однако данные методы позволяют рассчитать па-
раметры на переходных режимах работы относительно простых си-
стем, состоящих из небольшого количества элементов, и если вол-
новые процессы в магистралях не оказывают существенного влия-
162
ния на работу агрегатов. Математические модели жидкостных кри-
огенных систем обычно состоят из ряда волновых уравнений, ко-
торые сопрягаются с обыкновенными (как правило нелинейными)
дифференциальными уравнениями, и данные методы интегрирования
становятся труднореализуемыми.
Рассматриваемый метод, при котором используются элементы
системного подхода, позволяет осуществить интегрирование системы
уравнений, моделирующей неустановившиеся процессы принципиаль-
но при любом количестве элементов. При этом с увеличением коли-
чества неоднородностей резко возрастают технические трудности
и требуются более совершенные вычислительные машины.
Расчет параметров основан на принципе совместного рассмотре-
ния физических особенностей исследуемой системы и метода ин-
тегрирования уравнений; этот принцип заключается в следующем.
Пространственная система разбивается на участки Az таким образом,
что все неоднородности находятся в сечениях; время пробега акусти-
ческой волной любого участка для данной системы постоянно и
равно Ат = kztla = const. Дифференциальные уравнения гипербо-
лического типа заменяются дифференциальными соотношениями на
характеристиках (5.1), которые в пределах простого трубопровода,
где можно принять а — const, имеют особенно простой вид и заме-
няются конечными разностями с интервалом Az.
Величина Ат, являясь шагом при решении конечно-разностным
методом системы обыкновенных дифференциальных уравнений,
должна обеспечивать требуемую точность, а количество сечений по
трубопроводу должно быть достаточным для получения требуемой
информации как по длине магистрали, так и по времени.
Условие сопряжения элементов и подсистем обеспечивается в про-
цессе счета в результате выбора единого для рассматриваемой си-
стемы временного интервала Ат и соответствующего пространст-
венного шага Az. Расчет параметров осуществляется повторяющи-
мися циклами, каждый из которых обеспечивает получение всех
искомых параметров для всех сечений системы в момент времени Tf
по их значениям при т^, начиная с т0.
Результаты расчета удобно представить в виде таблицы, в которой
вертикальные ряды соответствуют сечениям магистрали, а горизон-
тальные — моментам времени (рис. 5.9). В горизонтальный ряд при
т = 0 заносятся начальные условия, а в первый и последний верти-
кальные ряды — граничные условия на входе и выходе из рассма-
триваемой магистрали. Условия сопряжения волновых процессов
в трубопроводе с процессами в агрегатах (внутренние граничные
условия) обеспечиваются в процессе счета, а полученные параметры
агрегата заносятся в соответствующие вертикальные ряды. В случае
разветвленной магистрали каждая ветвь имеет свою таблицу.
Принципиальная особенность данного метода заключается в оп-
ределении параметров всей системы на каждом временном слое раз-
ностной сетки систем обыкновенных дифференциальных уравнений
вместе с условиями сопряжения с волновыми характеристиками по-
тока Решение волнового уравнения методом характеристик отра-
^б*
163
жает реальный физический процесс распространения единичного
импульса, заключающийся в том, что изменение состояния, возник-
шее в каком-либо сечении, распространяется в одну и другую сто-
рону со скоростью звука.
Параметры в сечении простого трубопровода для Z-го момента
времени определяются по их значениям в соседних сечениях в пре-
дыдущий момент времени. Значения параметров получаются из
\/v T	Граничные yi оРчя Pot Р(Г) Wot = W(t)	0	1
J	Po - Wo	£o,o	P' 1 /О
	Pi Ц,	Pl,(T	
	Pz _ w-2	Pz,(T	
1			J
Рис. 5.9. Схема расчета
уравнения (5.1) посредством замены дифференциалов конечными
разностями
Pt,i - Pi-i, j-i - Pa (Wit j - Wt_lt	' P	A? IW^,	1= 0;
Pi, j Pi-i, i+i i P« ,j ^i-i, j+i) Ь P	Аг | Wг_ъ j+l | W^, j+1 = 0.
Здесь индекс i соответствует моменту времени, a j — сечению.
Параметры в узле разветвления (рис. 5.10), когда сопрягаются
несколько подсистем с распределенными параметрами, определяются
по их значениям в предыдущий момент времени в соседних сечениях
всех подсистем, а также из равенства давления в узле разветвления
и закона сохранения массы.
Система уравнений для случая (рис. 5.10) имеет вид:
Pi, т Pi-1, 7Н-1 Pczl tn ~ ^i-1, т-1)
-: р	| m_i | Wt_K m_t = 0;
164
Pi,j Pi-l,j+l I Pa2^i.j ~ ^i-l,j+l) I P 2d2 ^?2 ।	-1’ J+11 ^-г’ -7+1 0*’
Pi. k — Pi-1, h+1 '. Pa3 (^i, h ' - ^i-l, k+l) “F
~h P —2d3 ’*	I ^i-l, k+l I Wi-l, fc+1 = O’,
Pi, m — Pi, j — Pi, k>
Qi, m
— Qi, j । Qi, kу
где m, j, k — сечения в ветвях гидросистемы.
Решение уравнений позволяет определить значения скорости
и давления в узле разветвления.
Рис. 5.10. Схема узла развет-
вления
Рис. 5.11. Схема обратного кла-
пана:
1 — тарелка клапана
Параметры в сечении с неоднородностью определяются по их
значениям в предыдущий момент времени в агрегате с сосредоточен-
ными параметрами и в соседних сечениях подсистем с распределен-
ными параметрами, которые присоединены к данной неоднородности.
Уравнения, определяющие влияние параметров соседних сечений
вниз и вверх по потоку, имеют вид:
(Pi, 1)+0 - Pi-1, j-1 - pai [(ivy y)+9 - - Wi_lt y-d f-
+ p A^ I I Гг_ъ = 0;
(5.2)
(Pi, j)-0	Pi-1, j+1 ~~ Pa2 [(^i, i’)-0 ‘	i-l, j-l] “l~
J p Az21 Гг_х, M | M = 0.	(5.3)
Дифференциальные уравнения, описывающие агрегат с сосредо-
точенными параметрами, представляются в конечно-разностной форме
с интервалом времени Дт. Так, уравнения обратного клапана, та-
релка которого находится на упругом элементе (рис. 5.11), в конеч-
ных разностях имеют вид:
п 1 Ц Уг Уi-l ______ ]\л tyi-l Т yi-2 .
^i	Дт “	T2
п____П( + )ЕЧ+)	.
Pi — Pi ^Т1 — Pi ^т2 ,
6 Филин Н. В. и др.
165
л
Р?нл i
pi ; Pi •
ъел i —	1 ° i v,zu ^кл/Vi/ •
Совместное решение уравнений позволяет определить значения
параметров: (piyj)+0;	(№г,,)+0; (^,/)_о. Уь
Параметры с неоднородностью типа диафрагмы или фильтра оп-
ределяются из решения системы уравнений:
(Pi> j)+o (Pl, j)-o = q >
-О-
Рис. 5.12. Схема узла заправки:
1 — расходный клапан; 2 — заправочный клапан;
3 — резервуар хранилища; 4 — железнодорожная
цистерна; 5 — резервуар потребителя
Совместное решение этих уравнений с уравнениями (5.2), (5.3)
позволяет определить: (рм)+0; (рг,7)_0; (№i,j)+0; (^г,;)-о-
Если неоднородность обусловлена насосом, то при расчете не-
установившихся процессов необходимо учитывать динамику насоса
и его привода. В боль-
шинстве случаев волновые
процессы насосом преры-
ваются. Это позволяет
рассматривать волновой
процесс до насоса, а его
влияние учитывать рас-
ходной характеристикой
Р — f (Q)- Параметры си-
стемы будут определяться
из решения уравнений
(5.2) и Pi = f (QJ.
Рассмотрим работу на
переходных режимах узла
заправки и выдачи про-
дукта из резервуара хра-
нилища кислородной си-
стемы, схема которой приведена на рис. 5.12. Магистраль слива про-
дукта из железнодорожной цистерны в хранилище имеет длину L =
50 м, диаметр dy = 0,1 ми суммарный коэффициент сопротивления
£ — 30. Магистраль выдачи продукта из резервуара хранилища по-
требителю имеет L = 350 м, dy = 0,3 м, £ = 120; магистраль воз-
врата продукта в контуре циркуляции имеет L = 350 м, dy = 0,2 м
и £ = 95. Схема узла заправки и выдачи продукта является типовой
для резервуаров хранилищ жидкостных криогенных систем. В дан-
ном анализе наибольший интерес представляют динамические на-
грузки, возникающие как на расчетных режимах, так и в аварийных
ситуациях. В процессе длительной эксплуатации системы имеют
место следующие четыре основные технологические операции, при
выполнении которых на клапаны 1 и 2 узла заправки (рис. 5.12)
воздействуют динамические нагрузки.
166
i.	Заправка резервуара хранилища из железнодорожной ци-
стерны или слив продукта в резервуар хранилища производится
при циркуляции в процессе термостатирования продукта у потре-
бителя. Скорость потока как в заправочной, так и циркуляционной
магистралях обычно составляет 1—1,5 м/с и гидравлический удар в
момент перекрытия проходного сечения клапаном 2 не превышает
1,5 МПа. Величина гидроудара при первоначальном открытии кла-
пана или последующих его открытиях имеет существенно меньшее
значение, поскольку протяженность и сопротивление заправочной
или циркуляционной магистралей велики.
2.	Выдача продукта потребителю (согласно первоначально при-
нятой технологии) осуществлялась в следующей последовательности.
В резервуаре повышалось давление до 0,2 МПа и по команде заправки
открывался клапан 1. Предварительное повышение давления в ре-
зервуаре позволило сократить время операции и повысить ее надеж-
ность. В момент открытия клапана пар из подводящей магистрали
эвакуировался, поток жидкости разгонялся и в момент его подхода
к частично открытому клапану возникал гидравлический удар.
Величина гидроудара не приводила к разрушению клапана. Однако
возникающий под действием данного импульса давления вторичный
гидроудар в тупиковом отводе к клапану 2 приводил к его разру-
шению. Количественная оценка возникающих динамических нагру-
зок показывает, что максимально возможная скорость потока в ме-
трах в секунду при его подходе к клапану 1 равна
Здесь d = 0,3 м, / = 5,5 м — диаметр и длина трубопровода, запол-
ненного кислородом.
Время заполнения паровой полости в секундах при высоте уровня
продукта в хранилище Н = 2 м составило
__ 1 — Н
^зап — \у7	—
w max
Полное время открытия клапана 1 составляет приблизительно
0,6 с при ходе 75 мм. Следовательно, к моменту подхода жидкости
к клапану его открытие составило только 34 мм, что соответствует
коэффициенту гидравлического сопротивления £кл 20.
Величина гидравлического удара при торможении потока у не-
полностью открытого клапана 1 может быть определена по формуле
(4.42)
Ар =	[(а + №1пах£кл) - 1 а (а + 2tt7maxU)] =
= —°2142 1(760 + 13,6-20) - ] 760(760 + 2-13,6-20)] = 1,6 МПа.
Для оценки величины вторичного гидроудара в отводе к кла-
пану 2 воспользуемся зависимостью, приведенной на рис. 4.19, а.
6*
167
Таким образом, на клапан 2 со стороны выхода (по потоку заправ-
ляемого продукта) воздействует импульс давления с амплитудой,
приблизительно равной 24 МПа, и временем действия приблизительно
в 0,002 с, что и привело к разрушению сильфона, уплотняющего
шпиндель клапана. Для обеспечения надежной работы системы дав-
ление первоначального наддува было соответственно уменьшено.
В случае временного прекращения выдачи продукта обращалось
особое внимание на недопустимость образования паровой полости
перед клапаном, но если происходило ее образование, то к моменту
открытия клапана давление в резервуаре уменьшалось до допусти-
мой величины.
Рабочая скорость потока при выдаче продукта потребителю
составляет 1,5—2,5 м/с, и величина гидроудара в момент перекрытия
проходного сечения в пределе может составлять 1,5—2,5 МПа.
Однако большая длительность перекрытия проходного сечения
тзак 2Lla и высокая потокоуправляемость клапана 1 при движении
его тарелки на закрытие против потока позволили ограничить
величину гидроудара приблизительно до 0,5 МПа.
Динамические нагрузки на арматуру
Таблица 5.4
Технологическая операция	Порядок срабатывания клапанов	Динамическая нагрузка р, МПа			
		Клапан 1		Клапан 2	
		Рвх	Рвых	Рвх	Рвых
Заправка хранилища, слив в режиме циркуляции	Открытие клапана 2	—	—	0,2	—
	Закрытие клапана 2	—	—	1,5	* " -
Выдача продуктов потреби- телю	Открытие клапана 1	1,6 0,2	—	—	24 1,2
	Закрытие клапана 1	0,5	—	—	4,0
Возврат продукта из хра- нилища в железнодорож- ную цистерну	Открытие клапана 2	0,4	—	—	1,3
	Закрытие клапана 2	0,6	—	—	1,0
Аварийный возврат про- дукта на изделия в храни- лища	Открытие клапана 1	—	—	—	—
	Закрытие клапана 1	—	3,0	—	—
168
3.	Возврат продукта из хранилища в железнодорожные цистерны
осуществляется при скорости потока около 1 м/с. Для уменьшения
гидроудара в момент открытия клапана 2, который принципиально
может иметь значительную величину, процесс выдачи продукта
начинался при малом давлении в резервуаре. Величина гидроудара
в момент перекрытия проходного сечения клапана 2 обычно не пре-
вышает 1 МПа.
4.	Аварийный возврат продукта от потребителя в резервуары
хранилища производится по основной магистрали, и осуществление
данной операции возможно в двух ситуациях: в процессе выдачи
продукта потребителю, когда магистраль заполнена продуктом;
в процессе хранения продукта у потребителя, когда магистраль
заполнена паром. В первом случае в начале операции клапан 1
остается открытым; во втором — к моменту подхода жидкости кла-
пан 1 также полностью открывается, поскольку выполнение опера-
ции осуществляется запорными устройствами потребителя. Скорость
потока при аварийном возврате продукта может достигать 3 м/с,
и величина гидроудара в момент перекрытия проходного сечения
клапаном 1 может достигать 3 МПа. Данная величина давления и
закладывается в прочностные характеристики системы.
Динамические нагрузки на арматуру узла заправки и выдачи
кислорода из резервуара хранилища (рис. 5.12), возникающие при
выполнении различных технологических операций, приведены
в табл. 5.4.
Глава 6
ОБОРУДОВАНИЕ КРИОГЕННЫХ СИСТЕМ
6.1. Резервуары
Резервуары криогенных систем предназначены для накопления,
хранения и выдачи жидких криогенных продуктов потребителю.
В ряде случаев в резервуарах осуществляется получение требуемой
температуры жидкости. В резервуарах может также размещаться
охлаждаемое оборудование (обычно в среде гелия); такие резервуары
выделяются в особый вид и носят название криостатов. Их конструк-
ция может существенно отличаться от конструкции общепромышлен-
ных резервуаров, поскольку она тесно связана с габаритными раз-
мерами и формой охлаждаемых объектов, а иногда и с возможностью
их быстрого монтажа или удаления из объема. В зависимости от
назначения, размеров и вида хранимого продукта криогенные резер-
вуары отличаются теми или иными конструктивными особенно-
стями. Хотя достаточно четкой их классификации до настоящего вре-
мени еще не существует, но можно с учетом номенклатуры резервуа-
ров, выпускаемых промышленностью [67 ] разделить их на следующие
169
группы: стационарные резервуары, предназначенные для эксплуа-
тации в составе жидкостных криогенных систем; транспортные ре-
зервуары и цистерны, предназначенные для снабжения потребите-
лей жидкими криогенными продуктами; лабораторные сосуды, объем
и масса которых позволяют перемещать их вручную.
При разработке конструкции резервуаров решаются следующие
основные вопросы: выбор формы резервуаров, системы опор или под-
весок и другие схемные вопросы: обеспечение тепловой защиты и
способа поддержания вакуума в изоляционных полостях; выбор ма-
териала сосудов и других конструктивных узлов.
Форма резервуаров выбирается с учетом их назначения, удоб-
ства изготовления, перевозки и эксплуатации. Дополнительное влия-
ние на форму резервуаров оказывает стремление к уменьшению теп-
лопритоков к хранимой жидкости. С точки зрения обеспечения ми-
нимальных теплопритоков предпочтительна сферическая форма со-
судов, поскольку для сферы отношение поверхности к объему S/V
минимально по сравнению с другими геометрическими формами. Од-
нако при сферической форме сосудов недостаточно эффективно ис-
пользуются рабочие площади и объемы, каждый типоразмер требует
изготовления новой оснастки, с увеличением объема более 5—10 м3
осложняется перевозка резервуаров. В связи с этим кроме сосудов
сферической формы широко применяются вертикальные и горизон-
тальные цилиндрические резервуары, форма которых в лучшей
степени учитывает габаритные размеры транспортных средств, по-
зволяет более рационально использовать производственные площади,
дает возможность за счет изменения длины обечайки выпускать ряд
однотипных резервуаров разного объема. Сосуды для хранения крио-
генных жидкостей заключены в кожух (обычно герметичный) и про-
странство между ними используется для тепловой защиты внутрен-
него сосуда чаще всего на базе вакуумированных типов изоляции.
Форма кожуха в основных очертаниях повторяет форму внутреннего
сосуда.
Принципиальная конструктивная схема криогенного резервуара
во многом определяется решением проблемы крепления внутреннего
сосуда относительно кожуха. Обычно внутренний сосуд фиксируется
относительно кожуха с помощью подвесок или опор. Их конструк-
ция рассчитана на массу сосуда с жидкостью, а для транспортных
резервуаров на дополнительные нагрузки, связанные с ускорением
и торможением транспортного средства. Кроме того, они должны
воспринимать усилия, связанные с температурными деформациями
внутреннего сосуда. Одновременно опоры и подвески являются важ-
нейшими элементами тепловой защиты.
Подвески сосудов выполняются стержневыми, трубчатыми, в виде
тросов и цепей. В целях снижения теплопритока боковые поверхности
подвесок и опор тщательно изолируются, и величина теплопритока
определяется в основном их термическим сопротивлением q — &TIR.
Для наиболее распространенных стержневых и трубчатых подвесок
и опор постоянного сечения R = l/(KF). Площадь сечений подвесок
и опор F определяется нагрузками и допускаемыми напряжениями,
170
т. е. F = N [а ], поэтому теплоприток по подвескам и опорам можно
представить как q = kNAT/\l [o']}. Анализ этого выражения по-
зволяет определить и способы снижения теплопритоков по подвескам
и опорам. Наиболее простой способ уменьшения теплопритоков —
увеличение длины опор и подвесок. Эффективный способ снижения
теплопритоков связан с уменьшением температурного напора по
длине подвески или опоры. Это может быть осуществлено за счет их
охлаждения отходящими парами. Самый простой вариант охлаждае-
мой подвески — это совмещение ее с горловиной.
В гелиевых резервуарах снижение температурного напора по
длине подвесок может быть достигнуто за счет того, что сосуд с ге-
лием подвешивается не к теплому кожуху, а к азотному экрану.
Снижение теплопритоков по подвескам и опорам связано также с вне-
дрением новых конструкционных материалов, обладающих малой
теплопроводностью и высокой прочностью, т. е. точнее — с малым
значением показателя Х/[о]. Для стеклопластиков, например, зна-
чение показателя Z/[o’] оказывается в 20—100 раз меньше по сравне-
нию с нержавеющей сталью 12Х18Н10Т. Конкретное решение за-
дачи фиксации внутреннего сосуда в каждом случае заключается
в поиске компромиссного варианта, который в максимальной сте-
пени удовлетворяет противоречивым требованиям по обеспечению
простоты конструкции, уменьшению теплопритоков к жидкости
и габаритных размеров конструкции.
На рис. 6.1 представлены основные конструктивные схемы кри-
огенных резервуаров, предназначенных для хранения всего ряда
криогенных жидкостей кроме гелия. Для сравнительно небольших
резервуаров, имеющих форму сферы или короткого вертикального
цилиндра, одним из наиболее рациональных конструктивных ре-
шений является использование в качестве подвески центральной
трубы, расположенной вдоль вертикальной оси (рис. 6.1, а), которая
одновременно служит для заполнения сосуда, слива жидкости и сбро-
са пара. Пространство между сосудом и кожухом используется для
размещения порошково- или слоисто-вакуумной изоляции. Такую
конструкцию крепления внутреннего сосуда относительно кожуха
имеют практически все криогенные резервуары объемом до несколь-
ких сот литров. Теплоприток по тепловому мосту (горловине) в дан-
ной конструкции минимален, поскольку горловина может быть вы-
полнена достаточной длины; перепад температур по концам горло-
вины уменьшен за счет охлаждения при хранении с открытым газо-
сбросом или вследствие температурного расслоения в газовой фазе
при хранении без сброса паров. Для обеспечения возможности
транспортировки резервуаров внутренний сосуд имеет ограничители
радиальных перемещений.
Конструктивная схема более крупных сферических, а также
горизонтальных и вертикальных цилиндрических сосудов преду-
сматривает их крепление относительно кожуха с помощью подвесок
(рис. 6.1, б). Расположение подвесок по касательной к внутреннему
сосуду позволяет в целях снижения теплопритока выполнять их
достаточной длины. Для устранения действия изгибающих моментов
171
подвески имеют шарнирные соединения с кожухом и внутренним со-
судом.
В ряде случаев с целью удлинения подвесок они расположены
в специальных трубах, проходящих через сосуд с жидкостью, при-
чем полость труб сообщается с изоляционной полостью резервуара
(рис. 6.1, в).
В целях уменьшения металлоемкости резервуара в последние
годы появились конструкции, в которых внутренний сосуд крепится
Рис. 6.1. Конструктивная схема криогенных резервуаров: а — крепле-
ние внутреннего сосуда на центральной горловине; б, в — крепление
на подвесках; г — крепление на опорах; д — крепление на пластико-
вых опорах
на жестких трубчатых опорах (рис. 6.1, г). Опоры сосуда и кожуха
расположены коаксиально и пространство между ними сообщается
с межстенным пространством резервуара, образуя единую вакуум-
ную полость. Независимая система опор внутреннего сосуда и ко-
жуха позволила снизить вес резервуаров. Вертикальные трубчатые
опоры применяются в отечественных конструкциях крупных верти-
кальных и горизонтальных цилиндрических и сферических резер-
вуаров. В некоторых конструкциях резервуаров (в основном транс-
портных) внутренний сосуд закреплен относительно кожуха на не-
скольких стеклопластиковых опорах (рис. 6.1, д). Такая конструк-
ция достаточно проста, технологична в изготовлении и обеспечивает
восприятие значительных нагрузок, хотя и менее эффективна в теп-
172
ловом отношении. Очень крупные хранилища объемом более тысячи
кубических метров для относительно высокотемпературных продук-
тов — кислорода, азота и метана часто выполняются с газонаполнен-
ной изоляцией, что позволяет применить иные конструктивные
решения.
Практическое применение нашли два типа хранилищ. В схеме,
изображенной на рис. 6.2, а, хранилище собирается из одностенных
стандартных цилиндрических сосудов, которые в готовом виде до-
ставляются к месту монтажа. Сосуды монтируются в едином ко-
жухе на рамной конструкции, и их количеством определяется объем
хранилища. Вертикальное расположение сосудов в едином кожухе
уменьшает занимаемую площадь. Хранилища такого типа объемом
Рис. 6.2. Конструктивные схемы крупных криогенных хранилищ
с газонаполненной изоляцией: а — сборные в едином кожухе; б —
с самонесущим куполом; в — с подвесной крышей;
/ - кожух; 2 — внутренний сосуд; 3— порошковая изоляция; 4 — изо-
ляция из пеностекла; 5 — подвесная крыша
до 5000 м3 на базе стандартных сосудов объемом 500 м3 и 1000 м3
с перлитной изоляцией изготовляет, например, японская фирма
«Ниппон Сансо» {Nippon Sanso). Простота конструкции и ее деше-
визна делает перспективным создание подобных хранилищ в составе
заводов по производству продуктов разделения воздуха. В схемах,
приведенных на рис. 6.2, б, в, показан другой тип крупных хранилищ
криогенных продуктов, представляющих собой двустенные относи-
тельно короткие вертикальные цилиндрические резервуары с плос-
ким днищем. Внутренний сосуд с жидкостью опирается на фунда-
мент, выполненный из пеностекла, т. е. из материала, обладающего
сравнительно высокой прочностью и малой теплопроводностью.
Плоское днище внутреннего сосуда служит только для обеспечения
герметичности объема и не подвергается значительным напряжениям,
что позволяет выполнять его из относительно тонкого листа. Кон-
струкция сосудов с плоским днищем рассчитана на давление в паро-
вом пространстве, близкое к атмосферному, т. е. обычно в пределах
0,103—0,13 МПа.
Пространство между стенками наружного и внутреннего ци-
линдров заполнено порошком. Купол сосудов имеет форму либо
эллипсоидального, либо сферического сегмента. Известны две разно-
видности таких резервуаров: с самонесущим куполом и с подвесной
(плавающей) крышей. В конструкциях с самонесущим куполом
173
Рис. 6.3. Схемы газовых за-
творов при нижнем выводе
жидкостных труб: а — вы-
носной газовый затвор; б —
газовый затвор в резервуаре
(рис. 6.2, б) резервуар представляет собой полностью двустенную
конструкцию, что приводит к необходимости постоянного контроля
давлений в паровом пространстве сосуда и изоляционной полости
в целях их выравнивания во избежании смятия внутреннего сосуда.
Эксплуатация резервуаров упрощается при использовании подвес-
ной крыши (рис. 6.2, в). Плоская крыша из теплоизолирующих бло-
ков подвешивается на тросах к куполу кожуха. Она не обладает
герметичностью и предназначена для предотвращения конвекции
газа и уменьшения теплопритока от наружного купола.
В резервуарах с подвесной крышей давление в паровой полости
сосуда всегда равно давлению газа в изоляционном пространстве;
кроме того конструкция менее метал-
лоемка.
Кроме отличия в конструкции купола
плоскодонные цилиндрические резервуары
подразделяются на толстостенные и мем-
бранные в зависимости от конструкции
боковых цилиндрических стенок. Схем-
ные решения резервуаров, изображен-
ные на рис. 6.2, б, в, относятся к толстостен-
ным, так как внутренний сосуд выдержи-
вает давление и вес столба жидкости. Осо-
бенность мембранных конструкций состоит
в том, что внутренняя оболочка выпол-
няется из тонкой мембраны, которая
должна лишь обладать герметичностью.
Усилия от веса жидкости и давления передаются через твердую, доста-
точно прочную изоляцию, например пеностекло, к наружной несущей
стенке. В качестве материала наружной стенки наряду со сталью
используют железобетон. Такие резервуары менее металлоемки, од-
нако технологические трудности обеспечения герметичности мембран-
ной конструкции делают их пока еще менее надежными.
Для криогенных резервуаров важное значение имеют способы
конструктивного выполнения узлов вывода труб для заполнения и
опорожнение резервуаров, а также импульсных трубок, например,
для замера уровня жидкости с помощью дифманометрических датчи-
ков. Неправильная ориентация труб в пространстве приводит к за-
ливу их жидкостью, в связи с чем возрастают теплопритоки при хра-
нении криогенных продуктов и искажаются показания уровне-
меров. Все трубопроводы, по которым жидкость может выдаваться
из сосуда, должны быть ориентированы в пространстве таким об-
разом, чтобы они в процессе хранения оставались заполненными
только паровой фазой. В случае вывода труб через верх сосуда это
условие выполняется автоматически. При выводе труб из нижней
части сосуда они должны обязательно иметь подъемный участок для
образования газового затвора (рис. 6.3, а). Дополнительно нижние
трубы могут оснащаться специальными колпаками. Однако без на-
личия подъемного участка такие колпаки (рис. 6.3, б) не всегда на-
дежно выполняют роль газовых затворов.
174
В общепромышленных сосудах для хранения и транспортирова-
ния криогенных жидкостей обычно используются дифманометриче-
ские указатели уровня, принцип действия которых основан на за-
мере перепада давлений за счет гидростатического столба жидкости.
Основным условием достаточно точных и устойчивых показаний
дифманометрических уровнемеров является отсутствие затекания
жидкости в полость нижней импульсной трубки. Подъемный уча-
сток в месте ввода нижней импульсной трубки в сочетании с обеспе-
чением достаточного теплопритока сводит затекание жидкости
к заранее заданной величине. На рис. 6.4 приведена оптимальная
схема узлов ввода низких импульсных трубок.
Тепловая защита продукта от теплопритока из окружающей
среды осуществляется следующим комплексом мероприятий: приме-
нением эффективной тепловой изо-
ляции поверхности внутреннего со-
суда, рациональной конструкцией
крепления сосуда относительно ко-
жуха и схемой обвязки внутреннего
сосуда технологическими трубами.
Показателем эффективности тепловой
защиты криогенных резервуаров яв-
ляется относительная скорость испа-
рения жидкости в единицу вре-
мени т], которую иногда называют
также испаряемостью жидкости
—	1 dM _ Я
М dx УржгО — ф) ’
Рис. 6.4. Схемы вывода нижней им-
пульсной трубки дифманометриче-
ских уровнемеров
где М —масса жидкости, М = 7рж (1 —<р); V —объем сосуда;
ср—объемная доля пара; рж —плотность жидкости; q—тепло-
вой поток из окружающей среды; г—теплота испарения.
Относительная скорость испарения (испаряемость) замеряется
и рассчитывается при максимальной степени заполнения резервуара
(1 - <р) = 0,85-4-0,95. Испаряемость жидкости является важнейшей
эксплуатационной характеристикой резервуаров, отражающей спо-
собность данной конструкции эффективно функционировать в составе
той или иной криогенной системы. Слишком большое значение испа-
ряемости соответствует большим потерям жидкости при хранении
и создает ряд неудобств при эксплуатации: необходимость частой
дозаправки для сохранения готовности системы при периодической
работе, быстрый рост давления и температуры при хранении с закры-
тым газосбросом. Удовлетворительным уровнем тепловой защиты
обычно является значение испаряемости жидкости ц < 1 °о в сутки.
Поскольку тепловой поток из окружающей среды можно предста-
вить через среднее значение его плотности по поверхности сосуда
q = qS, а объем сосуда — через произведение площади поверхности
на характерный размер; V = 81 (для сферы I = D 6), то относитель-
ная скорость испарения жидкости равна
n = Wpa/U -ф)Ь
175
Из этого выражения следует, что если для данной конструкции
резервуара замеренную или расчетную испаряемость по азоту ус-
ловно принять равной единице, т. е. t]N2 = 1, то испаряемость по
кислороду составит г)о2 = 0,65, по аргону —т]аг = 0,7, по ме-
тану — Псн4 = 0,8, по водороду — т]н2 = 5,1, по гелию — т]не =
= 62. Отсюда следует, что требования к тепловой защите криоген-
ных сосудов существенным образом зависят от теплофизических
свойств жидкости. Чтобы получить примерно одинаковую скорость
испарения для таких различных по теплофизическим свойствам
жидкостей как азот, кислород и метан, с одной стороны, и гелий,
с другой, необходимо обеспечить существенно различные уровни
тепловой защиты резервуаров; промежуточные требования к ка-
честву тепловой защиты возникают при хранении водорода. В оп-
ределенных пределах увеличение объема резервуара может умень-
шить потери жидкости или компенсировать ухудшение качества изо-
ляции, поскольку испаряемость обратно пропорциональна характер-
ному линейному размеру, т. е. т] Z"1.
Существует два основных типа изоляции криогенного оборудо-
вания — газонаполненная и вакуумированная. Исследованию ме-
ханизма теплопереноса в изоляции криогенного оборудования посвя-
щены специальные работы [27, 28]. Газонаполненные виды изоля-
ции, работающие под атмосферным давлением, хотя и являются наи-
более дешевыми, но в силу своей высокой теплопроводности находят
ограниченное применение, они используются в основном в конструк-
циях очень крупных резервуаров, когда приемлемая испаряемость
достигается за счет большой толщины теплоизолирующего слоя
(6 > 0,5 м). В качестве изоляционных материалов в криогенных
резервуарах используются тонкодисперсные порошки минерального
происхождения — перлит, аэрогель кремниевой кислоты, кремне-
гель, белая сажа и пеноматериалы (в частности пеностекло). Коэф-
фициент теплопроводности газонаполненных пористых материалов
близок к теплопроводности заполняющего пустоты газа, превышая
ее обычно в 1,2—3 раза. Коэффициент теплопроводности воздухо-
наполненных перечисленных выше порошковых материалов при тем-
пературе 180—190 К как правило лежит в пределах 0,02—
0,03 Вт/(м-К); коэффициент теплопроводности воздуха при тех же
температурах составляет приблизительно 0,017 Вт/Гм-К). Во избе-
жание адсорбции и вымораживания влаги в зоне низких температур
изоляционные полости обычно непрерывно продуваются небольшим
потоком сухого неконденсирующегося газа.
Вакуумированные виды изоляции хотя и дороже, но зато гораздо
более эффективны по сравнению с газонаполненными, поскольку
в них практически исключен перенос тепла за счет конвекции и
теплопроводности газа. Изоляция на основе вакуума является ос-
новным видом изоляции криогенных резервуаров, трубопроводов
и арматуры и выполняется в следующих вариантах: чисто вакуум-
ная, порошково-вакуумная и слоисто-вакуумная. При понижении
давления газа, заполняющего межстенное пространство, постепенно
вырождается конвективная составляющая теплопереноса. Конвек-
176
тивный теплоперенос при давлении ниже 100 Па практически отсут-
ствует. При дальнейшем понижении давления на интенсивность теп-
лопереноса между стенками начинает оказывать влияние увеличе-
ние средней длины свободного пробега молекул. Средняя длина сво-
бодного пробега L обратно пропорциональна давлению газа и за-
висит от его температуры, т. е.
где k и Ту — постоянные, зависящие от рода газа (для воздуха k =
= 8,42-10"3 Н/м и Ту = 113 К); Т —температура газа.
При достаточно низких давлениях молекулы газа пролетают
от одной поверхности к другой не сталкиваясь между собой, что
соответствует условию Z/т 1, где / —расстояние между стен-
ками.
В промышленных конструкциях расстояние между стенками
внутреннего сосуда и кожуха составляет десятки миллиметров и
условие 1 реализуется при давлении ниже (14-5)-10-3 Па.
Перенос тепла молекулами газа при этом составляет ничтожную
часть тепла, передаваемого от теплой стенки к холодной за счет
излучения.
Тепловой поток за счет излучения пропорционален разнице
четвертых степеней температур стенок
9 = СеЮ-8(4-Т0,
где q — плотность теплового потока, Вт/м2; С — постоянная излу-
чения абсолютно черного тела, С = Ь,П Вт/(м2-К4); е —приведен-
ная степень черноты; Тл и Т2 —температура стенки внутреннего
сосуда и наружного кожуха, К.
Приведенная степень черноты коаксиально расположенных ци-
линдрических или сферических тел определяется по формуле
р __________£1£2______
е2 + («51/52) (1 — £г) 81
где 8Х и е2 —степень черноты внутренней и наружной поверхностей;
и S2 —площади внутренней и наружной поверхностей.
Приведенная степень черноты для поверхностей из нержавею-
щей стали и алюминия находится в пределах 8 = 0,0154-0,03.
Удельный поток тепла за счет излучения между7 поверхностями,
имеющими температуры жидкого аозта = 77 К и окружающей
среды Т2 #= 300 К при приведенной степени черноты поверхностей
8 — 0,02, составляет примерно q — 10 Вт/м2. Такое значение плот-
ности теплового потока сохраняется практически неизменным при
понижении 7\ до гелиевых температур. Данная плотность теплового
потока оказывается существенно выше по сравнению с достижимой
плотностью тепловых потоков при порошково-вакуумной и слоисто-
вакуумной изоляциях, поэтому в промышленных конструкциях
чисто вакуумная изоляция практически не применяется.
Порошково-вакуумная и слоисто-вакуумная изоляции получили
наибольшее распространение в жидкостных криогенных системах,
177
первая — ввиду достаточно хороших показателей в сочетании с от-
носительно низкими требованиями к вакууму, а вторая — ввиду вы-
сокой эффективности. Порошково-вакуумная изоляция на основе
аэрогеля, перлита и других порошков широко применяется в резер-
вуарах для хранения продуктов разделения воздуха. Из-за малых
размеров пустот и пор в порошковых материалах длина свободного
пробега молекул значительно превышает размеры пор при относи-
тельно неглубоком вакууме в изоляционной полости. В зависимости
от вида и дисперсности порошка перенос тепла за счет теплопровод-
ности газа практически полностью вырождается при давлениях
10—1 Па. Благодаря снижению вакуума смягчаются требования
к герметичности изоляционных полостей и чистоте поверхностей,
а также применяются более простые средства откачки. Поддержанию
необходимого давления на уровне 10 -1 Па в процессе эксплуатации
способствуют адсорбционные свойства порошков. Теплопередача
в порошково-вакуумной изоляции осуществляется за счет тепло-
проводности материала частиц и излучением. Для удобства практи-
ческих расчетов теплопередачи через порошково-вакуумную изоля-
цию используют тем не менее понятие коэффициента кажущейся
теплопроводности, т. е. экспериментально замеренную величину,
которая является по существу коэффициентом пропорциональности
в уравнении теплопроводности. Коэффициент теплопроводности
порошково-вакуумной изоляции лежит в пределах (14-5) X
Х10"3 Вт/(м-К), т. е. в десять—двадцать раз ниже обычной газо-
наполненной изоляции. Изолирующее действие порошков трехмерно,
что предопределяет эффективную изоляцию различных тепловых
мостов-подвесок, опор, подводящих трубопроводов.
Из эксплуатационных свойств порошковых материалов следует
отметить их склонность к усадке (особенно в процессе вакуумирова-
ния изоляционной полости); иногда объем порошка уменьшается
более чем в два раза. Во время эксплуатации порошки также пре-
терпевают постепенную усадку, но в гораздо меньшей степени. Так
перлит уменьшает объем на 20—25 %, белая сажа —на 5—15 %,
аэрогель практически не дает усадки. Естественно, что сколько-
нибудь значительная усадка порошка недопустима, поскольку она
приводит к значительному увеличению теплопритока при оголении
холодных частей конструкции. Для устранения усадки порошков
применяется виброобработка и засыпка под вакуумом с последующим
воздействием атмосферного давления, т. е. пневмоуплотнение. Виб-
рационное воздействие практически полностью устраняет последую-
щую усадку, но применение этого метода распространяется на от-
носительно некрупное оборудование.
В последние годы все большее применение находит слоисто-
вакуумная изоляция (СВТИ), поскольку она по целому ряду пара-
метров превосходит порошково-вакуумную изоляцию. Широкому
внедрению слоисто-вакуумной изоляции способствовали разработка
новых видов материалов, эффективных криосорбционных вакуумных
насосов и совершенствование технологии ее нанесения на поверх-
ности. Принцип действия слоисто-вакуумной изоляции основан на
178
многократном экранировании теплового излучения за счет приме-
нения легких экранов с высокой отражательной способностью, Если
степень черноты граничных поверхностей и экранов одинакова, то
плотность теплового потока при экранировании теплового излуче-
ния определяется выражением
Яп = <7о/(« + 1),
где q0 —тепловой поток от теплой стенки к холодной без проме-
жуточных экранов; п —число экранов; qn —тепловой поток при
наличии п числа экранов между теплой и холодной стенками.
В реальных конструкциях теплоперенос в экранно-вакуумной
изоляции имеет гораздо более сложную физическую природу, чем
простое экранирование излучения, так как он дополняется переносом
тепла остаточным газом, теплопроводностью материала экрана и
прокладок.
Эффективность слоисто-вакуумной изоляции в сильной степени
зависит от вида, структуры и толщины материалов экранов и про-
кладок, а также от качества монтажа изоляции. Применение доста-
точно тонких структур и технологии монтажа, исключающей обжа-
тие слоев и появление незакрытых участков защищаемой поверх-
ности, значительно уменьшает теплоприток к жидкости. До недав-
него времени в качестве экранов использовалась алюминиевая
фольга, которая обладает достаточно высокими отражательными
свойствами. Однако вследствие относительно большой толщины
фольги (5—20 мкм) заметно сказывается переток тепла вдоль экра-
нов в местах стыков отдельных слоев, что привело, в конечном итоге,
к ее вытеснению более совершенными материалами. В настоящее
время в качестве экранов используют полиэтилентерефтолатную
пленку толщиной 12—15 мкм с нанесенными на нее с одной или с двух
сторон тонкими слоями алюминия толщиной 6 = 0,5 мкм. Низкий
коэффициент теплопроводности пленки и малая толщина слоя алю-
миния уменьшает передачу тепла вдоль слоев и повышает эффек-
тивность слоисто-вакуумной изоляции в промышленных изде-
лиях.
Для прокладок используются тонковолокнистые (с толщиной
волокон до одного микрона) стекломатериалы с малым газовыделе-
нием. Поскольку расстояние между экранами достаточно велико
(плотность укладки обычно лежит в пределах 10—50 экранов/см),
экранно-вакуумная изоляция работает наиболее эффективно практи-
чески при столь же низких давлениях, что и чисто вакуумная, т. е.
при давлениях ниже 10-2 Па. Однако эффективность этой изоляции
гораздо выше вакуумной и порошково-вакуумной.
Современная промышленная слоисто-вакуумная изоляция обес-
печивает тепловой поток на уровне 0,3—0,5 Вт/м2. Такие значения
теплопритоков реализуются при числе экранов 45—75, т. е. при тол-
щинах менее 0,1 м и малой массе изоляционного слоя.
Важным свойством СВТИ является практически неизменное
(с точностью до 10 %) значение теплового потока из окружающей
среды при понижении температуры холодной поверхности от азот-
179
'Таблица 6.1
Основные параметры промышленной слоисто-вакуумной изоляции
Мате- риал экранов	Мате- риал прокла- док	Количество слоев	Количество пакетов	Толщина, мм	Масса 1 м2, кг	Тепло- содер- жание, Дж/м2	Плотность теплового потока, Вт/м2, при различном давлении, Па (мм рт. ст.)			
							1 • 1 о-3 (7,5- 10“в)	(9-01 •£'') г-0 1 • I	5-IO"2 (3.8- IO"4)	G-0I -07) Т-01-1
	к _									
	о S, N	20	3	7	0,5	21-10»	1,16	1,26	1,35	1,6
к сз	2	(р1 [	30	3	10	0,75	32-Ю3	1	1,05	1,15	1,35
get	СЗ _ h CN С ' S Он	40 50	3 3	13 16	1 1,3	42-10» 52-10»	0,86 0,74	0,91 0,78	1,00 0,88	1,16 1
О СС 00 ь с г-	о \о • Л	60	3	20	1,5	63-Ю3	0,66	0,7	0,8	0,9
нтере^ ная ти 1579—	:екло БШС РС<	70 80	4 4	24 26	1,7 2	73-10» 83-10»	0,56 0,5	0,6 0,64	0,7 0,64	0,8 0,75
										
полиэтиле лизирован з ТУ 6-05-										
	волокни- ЭВТИ-7 -80—75	20 30	3 3	8 12	0,52 0,8	21-10» 33-10»	1,52 1,16	1,6 1,2	2,2 1,48	2,4 1,88
S « с	О <''"3 У и (М	40	3	16	1,05	43-10»	0,92	1	1,14	1,42
я S О SJ	w W — о 0,04 Ь сз	50 60	3 3	20 24	1,30 1,58	56-10» 65-10»	0,76 0,69	0,84 0,76	0,94 0,86	1,17 1,06
I'"" *		70	4	28	1,8	77-10»	0,62	0,69	0,77	0,95
	Холе стый по	80	4	32	2,1	85-103	0,58	0,65	0,72	0,9
ного до водородного уровня температур, что позволяет использовать
непосредственно результаты тепловых испытаний сосудов на
Рис. 6.5. Типичная зависимость
плотности теплового потока через
экранно-вакуумную изоляцию от
числа слоев
жидком азоте.
Основные характеристики про-
мышленной слоист о-вакуумной изо-
ляции, используемой в конструк-
циях криогенных резервуаров, при-
ведены в табл. 6.1.
Особенностью экранно-вакуум-
ной изоляции является неадди-
тивность термического сопротивле-
ния относительно числа экранов
и то, что термическое сопротивле-
ние изоляции практически пере-
стает возрастать при достижении
определенного количества слоев.
На рис. 6.5 представлена типичная экспериментальная зависимость
плотности теплового потока при СВТИ от числа слоев. В этой связи
при анализе теплоизоляционных свойств и проведении тепловых
расчетов обычно не применяется понятие коэффициента теплопровод-
180
ности, а используются значения удельных тепловых потоков, кото-
рые реализуются в данной конструкци изоляции. Следует отметить,
что снижение удельных теплопритоков до значений 0,3—0,5 Вт/м2
достигнуто после комплекса работ по совершенствованию материа-
лов экранов и прокладок, а также технологии монтажа изоляции.
Не существует теоретических препятствий для дальнейшего повы-
шения эффективности слоисто-вакуумной изоляции, о чем свидетель-
ствует тот факт, что на лабораторных установках получены удель-
ные тепловые потоки q = 0,1 Вт/м2 и менее. Трудности достижения
таких результатов в промышленных изделиях обусловлены значи-
тельной относительной протяженностью зазоров, вследствие чего
в них устанавливается динамический вакуум существенно ниже
вакуума в свободном пространстве; кроме того, конденсация моле-
кул газа на экранах при охлаждении ухудшает их отражательные
свойства. Тепловая характеристика изоляции в каждом конкретном
изделии в сильной степени зависит также от технологии и качества
ее нанесения и конструкции самого изделия. Качество изоляции
ухудшают такие производственно-технологические факторы, как
механическое обжатие, наличие стыков, сложные формы изолируе-
мой поверхности, наличие опор, подвесок и коммуникаций, соеди-
няющих теплую и холодную поверхности.
Реализация в промышленных изделиях возможной эффективности
изоляции, полученной на лабораторных образцах, требует тщатель-
ной конструкторской и экспериментальной отработки на крупномас-
штабных стендах. Монтаж слоисто-вакуумной изоляции осуществ-
ляется укладкой пакетов или послойной намоткой — спиральной,
винтовой, диагональной. Первый способ применяется при изолиро-
вании крупных резервуаров и поверхностей сложной формы, на-
пример днищ сосудов, три остальных —при изолировании цилин-
дрических поверхностей.
Тепловая защита в гелиевых резервуарах и криостатах осуществ-
ляется сложной изоляционной системой, включающей слоисто-
вакуумную и вакуумную изоляции и охлаждаемый экран. Обычно
изоляционная система гелиевых резервуаров включает замкнутую
поверхность (экран), расположенную между внешним кожухом и
внутренним сосудом, которая охлаждается жидким азотом или парами
отходящего гелия. В случае охлаждения отходящими парами (в це-
лях более полного использования их холода) может быть применено
несколько экранов. От внешнего теплопритока экраны изолированы
с помощью слоисто-вакуумной изоляции; перенос тепла к сосуду от
ближайшего экрана осуществляется излучением. Эффективность та-
кой сложной изоляционной системы обусловлена тем, что при сни-
жении температуры теплой поверхности Т2 (в данном случае темпера-
туры экрана) резко уменьшается тепловой поток к холодной поверх-
ности. Так, при понижении температуры теплой стенки от 300 К
до 77 К птотность теплового потока к поверхности с температурой
7\ = 4 К падает более чем в 200 раз и при приведенной степени чер-
ноты 8 = 0,02 она уменьшается от 10 Вт/м2 до 0,045 Вт/м2. Боль-
шая часть резервуаров имеет экраны, охлаждаемые жидким азотом.
181
Это объясняется, во-первых, тем, что конструктивно проще обес-
печить более низкую температуру экрана, а следовательно, и более
низкий теплоприток к гелию с помощью жидкого азота. В связи
с этим испаряемость гелия в резервуарах с азотными экранами ока-
зывается обычно в 1,5—2 раза ниже по сравнению с резервуарами,
в которых применяются экраны, охлаждаемые отходящими парами
гелия. Во-вторых, гелиевые экраны работают только в случае хра-
Рис. 6.6. Конструктивные схемы гелие-
вых резервуаров: а, б — с экранами,
охлаждаемыми отходящими парами; в,
г, д, е — с азотным экраном
нения жидкого гелия с открытым
газосбросом. Такая ^особенность
работы значительно ограничивает
их применение, поскольку непре-
рывный сброс паров не всегда
удобен технологически, а для
транспортных сосудов приводит
к потере дорогостоящего гелия.
Кроме того, использование жид-
кого азота существенно упрощает
технологию охлаждения резервуа-
ров и криостатов, что особенно
важно при периодической работе
системы.
Конструктивные схемы гелие-
вых резервуаров приведены на
рис. 6.6. Сосуды объемом до не-
сколько сот литров обычно кре-
пятся к кожуху с помощью удли-
ненной горловины. В конструкциях
с использованием холода отводи-
мых паров экран представляет
собой лист из высокотеплопровод-
ного материала (обычномеди), при-
паянный к горловине (рис. 6.6, а).
В некоторых случаях в целях луч-
шего охлаждения экрана к нему
припаивается достаточно длинная
трубка, по которой образующие
пары отводятся в атмосферу или
газгольдер (рис. 6.6, б).
Конструкции с использованием азотного экрана более разно-
образны. В сравнительно небольших резервуарах объемом до не-
скольких сот метров азотный экран также представляет собой мед-
ный лист, но припаянный к сосуду с азотом, который располагается
в верхней части вакуумной полости (рис. 6.6, в). Для достижения
более низких температур по всей поверхности экрана к листу мо-
жет припаиваться трубка, по которой за счет теплопритока из окру-
жающей среды осуществляется естественная циркуляция азота
(рис. 6.6, г). В более крупных резервуарах азотный экран включает
одну или две емкости для хранения жидкого азо га и систему труб,
залитых жидким азотом, расположенных вокруг гелиевого сосуда.
182
К трубам приваривается или припаивается лист из теплопроводного
металла (рис. 6.6, д, е). Азотный экран крепится с помощью подве-
сок и опор непосредственно к кожуху, а гелиевый сосуд — к азот-
ному экрану. Эю сокращает теплопригоки к гелию по подвескам и
опорам. Известны также схемные решения, в которых наряду с азот-
ным экраном применяется экран, охлаждаемый парами отходящего
гелия.
При использовании вакуумированных видов изоляций длитель-
ное поддержание необходимого вакуума является обязательным ус-
ловием обеспечения работоспособности конструкции. После перво-
начального вакуумирования изоляционной полости криогенных ре-
зервуаров до давления 10—1,0 Па в порошково-вакуумной изоляции
вакуум поддерживается за счет сорбционных свойств порошков;
в слоисто-вакуумной изоляции необходимо поддерживать более
низкое давление — на уровне 10“2—10 3 Па и с этой целью исполь-
зуются криосорбционные устройства.
Наличие низких температур, при которых процесс физической
адсообции идет достаточно интенсивно, позволяет получать и дол-
гое время поддерживать необходимое рабочее давление; кроме
того, адсорбционные устройства можно длительно эксплуатировать
без участия обслуживающего персонала. В качестве адсорбентов при-
меняются активированные угли, цеолиты и силикагели [2]. Каждый
класс этих материалов имеет свои преимущества и недостатки. Активи-
рованные угли имеют высокую поглотительную способность по О2
и N2 и низкую температуру регенерации = 100 °C, однако обла-
дают малым насыпным весом и при контакте с кислородом взрыво-
опасны.
Синтетические цеолиты имеют высокую поглотительную способ-
ность по N2 и О2, невзрывоопасны, однако имеют высокую темпера-
ТУРУ регенерации /р = £00-4-350 °C; кроме того, обладают способ-
ностью интенсивного поглощения влаги, которая, блокируя входы
в поры, приводит к снижению адсорбционной емкости по другим га-
зам на два порядка и более.
Силикагели обладают высокой емкостью по водороду, поддаются
эффективной регенерации при температуре /р = 100 °C, не обра-
зуют взрывоопасных смесей, имеют высокую механическую проч-
ность, однако обладают относительно малой емкостью по
N2 и О2.
Для криосорбционных насосов, используемых в вакуумной тех-
нике, а также для обеспечения вакуума в изоляционных полостях
криогенного оборудования разработаны два типа цеолитовых ад-
сорбентов: СаЕН-4В и СаА-4В [2, 56 ]. Наибольшее применение
в резервуарах и трубопроводах нашел цеолит СаЕН-4В, имеющий
температуру регенерации /р = 200 °C. Поскольку поглотительная
способность адсорбентов (их емкость) в сильной степени увеличи-
вается с понижением температуры, конструкция криосорбционных
насосов осуществляется таким образом, чтобы обеспечить эффектив-
ное охлаждение адсорбента при сохранении достаточно свободного
доступа к нему газа.
183
В целях сокращения габаритов и повышения эффективности
в конструкциях криосорбционных устройств широкое применение
находят высокотеплопроводные пористые металлические материалы,
которые используются для образования замкнутых полостей для раз-
мещения адсорбентов, позволяя значительно улучшить условия их
охлаждения. В пористой оптически непрозрачной структуре проис-
ходит эффективное поглощение тепловой энергии независимо от
механизма ее переноса — конвекцией или излучением. Пористые
материалы изготовляют спеканием порошков металлов (обычно
меди).
Криосорбционные устройства для вакуумирования теплозащит-
ных полостей криогенных изделий можно разделить на два класса:
встроенные и выносные. Встро-
енные устройства располагаются
непосредственно внутри теплоза-
щитной полости и не имеют соб-
ственного кожуха (рис. 6.7, а).
Выносные устройства находятся
вне резервуара и имеют соб-
ственный теплозащитный кожух
(рис. 6.7, б). С резервуаром вы-
носные устройства соединены жид-
костным и вакуумным трубопро-
водами для охлаждения адсор-
бента и сообщения теплозащит-
ной полости резервуара с адсор-
бентом. Расположенная на тру-
бопроводах арматура позволяет
отсекать [вакуумную и жидкостную полости устройства от соот-
ветствующих полостей резервуара и производить отогрев адсорб-
ционного устройства без отогрева резервуара. Конкретная кон-
струкция устройства определяется’ составом и величиной газовой
нагрузки, температурой криогенного продукта, длительностью и
периодичностью заполнений и отогревов резервуаров и т. д.
Для условий работы криосорбционных насосов в вакуумных по-
лостях криогенных резервуаров и трубопроводов количество адсор-
бента определяется исходя из ресурса работы устройств. Количе-
ство адсорбента определяется зависимостью т^ V/Q, где т—ре-
сурс работы устройства; V — величина суммарной емкости адсор-
бента при заданном давлении; Q — газовая нагрузка (величина на-
текания).
Газовая нагрузка и диапазон рабочих давлений определяются
условиями работы устройства и являются заданными величинами.
Суммарная емкость адсорбента определяется его удельной ем-
костью и массой: V = Угрщ где Vr — геометрический объем адсор-
бента; р — плотность адсорбента, для цеолитов СаА-4В и СаЕН-4В
р = 5004-600 кг/м3; v — удельная емкость адсорбента.
Удельная емкость цеолитов СаА-4В и СаЕН-4В в области дав-
лений 10~2 —10-4 Па по О2 и N2 описывается уравнением v = рВегА^,
184
где р — давление; Т — средняя по [объему температура адсорбента,
Т = Уг1 J ТdVr; А и В — коэффициенты, зависящие от свойств
Vr
поглощаемого газа, А = 0,164 К 1 для N2 и 0,135 К 1 для О2, В =
= 19,4-105 м2/(Па-кг) для N2 и 23,3-103 м2/(Па-кг) для О2.
Средняя температура адсорбента может быть определена из
уравнения теплопроводности в слое адсорбента, причем в качестве
граничных условий используются значения температуры поверх-
ностей, ограничивающих объем полостей криосорбционного устрой-
ства.
На практике при определении габаритных размеров криосорб-
ционных насосов широко используют экспериментальные данные
по распределению температур в слоях адсорбентов, полученные в ус-
ловиях, близких к реальным.
Работоспособность криогенных резервуаров и другого криоген-
ного оборудования в значительной степени определяется выбором
конструкционных материалов. При криогенных температурах про-
исходят изменения механических свойств конструкционных мате-
риалов — металлов и пластмасс: повышаются предел текучести o0j2
и предел прочности оь, одновременно уменьшаются пластичность
и ударная вязкость. Главным количественным показателем пригод-
ности материала для работы в условиях низких температур является
величина ударной вязкости а, которая зависит от химического состава
режима термообработки и других факторов. Явление охрупчивания,
т. е. резкого уменьшения ударной вязкости, при низких темпера-
турах делает невозможным применение обычных углеродистых
сталей. Помимо высокой прочности при криогенных температурах
металл должен иметь достаточный запас пластичности во избежание
разрушения при многократных циклах охлаждения и отогрева в со-
четании с нагружением. Количественным показателем пластичности
является относительное удлинение образца 65, и этот показатель
определяет технологические свойства материала и его способность
перераспределять напряжения в зоне их концентраторов. На прак-
тике удовлетворительной считается величина 65 > 15 % и в отдель-
ных случаях 6Б > 10 %. Металл должен также обладать структур-
ной стабильностью во времени, не зависящей от температуры и уровня
напряжения. Учитывая широкое применение вакуумированных ти-
пов изоляции, к металлам и сварным соединениям предъявляются
требования вакуумной плотности. Металлы и материалы для изго-
товления тепловых мостов должны иметь возможно более низкие
значения показателя Х/[о], т. е. сочетать высокую прочность с низ-
кой теплопроводностью. В конструкциях, подвергающихся периоди-
ческим отогревам, общая теплоемкость, которая характеризуется
показателем рс/ [о ], должна быть минимальной.
Так как допускаемое напряжение для металлов связано с пре-
делом текучести [о ] ж о0>2 и для пластмасс — с пределом проч-
ности [о] ж оъ, тепловые характеристики материалов удобно пред-
ставить в виде показателей Х/о0>2, рс/о0,2 и Х/оь, рс/сг^. Практическая
7 Филин Н. В. и др.	185
реализация всех выдвинутых требований в каком-либо материале
невозможна, и конкретный выбор конструкционного материала свя-
зан с компрессорным решением проблемы сочетания его механиче-
ских, технологических и теплофизических свойств с учетом стои-
мости. Для изготовления криогенного оборудования (и в том числе
сосудов для хранения криогенных жидкостей) применяются сплавы
на основе четырех металлов: железа, алюминия, меди и титана;
относительная доля их использования в криогенной технике состав-
ляет примерно 55—£0, 34—40, 3 и 2 % соответственно.
Анализ развития криогенной техники за последние годы пока-
зывает, что нержавеющие стали удерживают свои позиции основ-
ного конструкционного материала, уступая в относительном при-
росте лишь алюминиевым сплавам. При этом первое место принад-
лежит аустенитной хромоникелевой стали 12Х18Н10Т и ее модифи-
кациям по содержанию углерода, ввиду ее неприхотливости при
технологическом пределе, сочетания удовлетворительной прочности
при комнатной температуре с высокой пластичностью и вязкостью
при криогенных температурах. Получив широкое распространение
во многих отраслях машиностроения, данная сталь выпускается
металлургической промышленностью в больших количествах и ши-
рокого сортамента: лист, сортовой прокат, литье, поковки. В этой
связи можно рационально использовать ее в конструкциях, а также
оперативно решать вопросы снабжения заводов при индивидуаль-
ном и мелкосерийном производстве. Следует отметить структур-
ную нестабильность стали 12Х18Н10Т при высоких напряжениях
в области температур 4—30 К; в связи с этим в указанной области
температур допускаемые напряжения в конструкциях не должны
превышать 150 МПа.
В конце 60-х годов была создана высокопрочная сталь
03Х20Н16АГ6. Высокая стабильность аустенита в сочетании с по-
вышенным пределом текучести (Оо,2 > 370 МПа) позволяет получать
меньшую массу конструкций, снизить расход криогенных продуктов
на охлаждение, поднять давление в системах. Несмотря на более
высокую стоимость применение ее в ряде случаев более рационально
в силу уазанных обстоятельств по сравнению со сталью 12Х18Н10Т.
Сталь 03Х20Н16АГ6, в частности, эффективно работает в условиях
приложения сильных магнитных полей, что очень важно при созда-
нии систем криостатирования сверхпроводящих магнитов и других
устройств. Для использования при криогенных температурах раз-
работана сталь с относительно невысоким содержанием никеля
марки 07Х13Н4АГ20. Она сочетает повышенную прочность с высо-
кой пластичностью и ударной вязкостью и может использоваться
при температурах до 77 К. В некоторых случаях применяется железо-
никелевый сплав 36НХ (инвар). В частности из инвара изготовляют
крупные резервуары сложных геометрических форм для перевозки
в танкерах ожиженного природного газа с максимальным использо-
ванием объема корпуса кораблей. Для несвариваемых конструк-
ционных деталей (подвесок, тяг, крепежа и других) применяются
высокопрочные мартенситные и аустенитные дисперсионно-твердею-
186
щие стали 18Х2Н4МА,	08Х15Н24В4ТР,	07Х21Г7АН5,
10X11H23T3MP и некоторые другие.
Второй группой металлов, широко применяемых в криогенной
технике, являются алюминиевые сплавы.
Для сварных конструкций применяются алюминиевые сплавы,
легированные марганцем или магнием; главным образом сплавы
АМц (алюминий с содержанием марганца 1 %) и АМг5 (алюминий,
легированный магнием около 5 %). Сплав АМц обладает высокой
пластичностью, но вместе с тем сравнительно низкими прочностными
показателями, что ограничивает область его применения только для
резервуаров и аппаратов, работающих при сравнительно малых
давлениях. Сплав АМг5 имеет более высокие прочностные показа-
тели, что позволяет разрабатывать конструкции, сопоставимые по
массе с конструкциями из стали 12Х18Н10Т, но этот сплав обладает
меньшей пластичностью и труднее обрабатывается. Характеристики
основных конструкционных материалов, применяемых при криоген-
ных температурах [10, 52, 60], приведены в табл. 6.2.
К настоящему времени в криогенном машиностроении разрабо-
тана и освоена обширная номенклатура резервуаров для хранения
и перевозки жидких криогенных продуктов [67]. Отечественной про-
мышленностью выпускается достаточно широкая гамма типоразме-
ров криогенных резервуаров: стационарных, транспортных, резер-
вуаров-цистерн, лабораторных. Основными типами резервуаров
жидкостных криогенных систем являются крупные резервуары,
предназначенные для стационарной установки. Для комплектова-
ния различного рода криогенных систем в Советском Союзе разрабо-
тан унифицированный ряд криогенных резервуаров: РЦВ-3, РЦВ-8,
РЦВ-25, РЦВ-63, РЦГ-50, РЦГ-100, РЦГ-225, РС-1400 объемом 3,
8, 25, 63, 50, 100, 225 и 1400 м3 соответственно. Резервуары серий
РЦВ и РЦГ имеют форму вертикальных и горизонтальных цилин-
дров, а РС-1400 —форму сферы. Они предназначены для хранения и
выдачи жидких азота, кислорода и водорода. Внутренние сосуды
изготовлены из нержавеющей стали 12Х18Н10Т или 03Х20Н16АГ10,
наружные кожуха — из стали 09Г2С, что позволяет эксплуатиро-
вать резервуары на открытом воздухе при температуре окружающего
воздуха до —40 °C. Резервуары объемом до 225 м3 включительно —
транспортабельны, т. е. изготовляются в заводских условиях и
переводятся в собранном виде к месту монтажа. Резервуар РС-1400
объемом 1400 м3 монтируется из отдельных* элементов на месте его
последующей эксплуатации. Резервуары РЦВ-3 и РЦВ-8 имеют по-
рошково-вакуумную изоляцию, остальные — слоисто-вакуумную,
причем число экранов варьируется в зависимости от вида хранимого
продукта. Резервуары имеют однотипную схему крепления внутрен-
него сосуда внутри кожуха; внутренний сосуд и кожух опираются
на фундамент с помощью коаксиально расположенных трубчатых
опор; в части резервуаров типа РЦГ внутренний сосуд крепится на
подвесках. Резервуары РЦВ-3/16, РЦВ-8/16 и РЦВ-25/16 рассчитаны
на рабочее давление 1,6 МПа и предназначены прежде всего для ком-
плектации холодных газификаторов жидких азота, кислорода и ар-
7«	187
188
Таблица 6.2
Свойства некоторых конструкционных материалов для криогенной техники
Материал	ГОСТ или ТУ	т, к	оь, МПа	О0>2, МПа	66, %	а, Дж/м2	4sO I -S °0'Y	P< <Tn ,• Ю2, U i л К"1	► 1 00 О » « Г-4 •e> i e> о CM «f «i	oc, Cib- 1 08, K"1
Металлы:										
12Х18Н10Т	ГОСТ 5632—72	293	520	200	58	21-10^	7,5 1,77	1,76	2,85	0,67
		77	1520	450	43	25-10*		0,35	0,52	0,10
03Х20Н16АГ6	ТУ 14-1-213—72	293	670	370	60	15-10®	4,73	1,02	2,60	0,56
		77	1270	800	32	12-105	1,0	0,19	0,63	0,12
07Х13Н4АГ20	ТУ 14-1-2508—78	293	650	340	70	10-108	4,4	1,09	2,3 0,59	0,57
		77	1370	845	56	10-10®	0,95	0,18		0,11
Сплав 36НХ	ГОСТ 19904—74	293	400	250	49	30-10®	4,32	1,58	2,7 0,23	0,99
		77	930	620	43	18-108	0,35			—
18Х2Н4МА	ГОСТ 4543—71	293	1150	850	14	10- 10Б	2,8	0,46	2,07	0,34
		77	1780	1580	11	5-106	1,09	—	0,97	—
08Х15Н24В4Т	ГОСТ 5632—72	293	750	450	29	8-Ю5	3,53	0,87	2,1 0,59	1,40
		77	1270	830	28	6-10®	0,9	0,2		0,13
07Х21Г7АН5	ГОСТ 5632—72	293	700	370	45	13- ю8	5,2	0,89	3,28	0,47
		77	1300	1000	35	10-10*	0,85	0,15	0,65	0,115
АМЦ и АМЦС	ГОСТ 4784—74	293	130	50	30	6-Ю8	3,24	4,75	1,24	1,82
		77	240	120	44	5-106	0,742	0,69	0,37	0,345
АМг5	ГОСТ 4784—74	293	280	150	23	—	0,81	1,69	0,43	0,90
		77	420	160	44	3-10*	0,61	0,62	0,23	0,235
Пластмассы:										
СКТФ-5КТ	ТУ 6-05-211-1083—79	293	450		—  -	22-104	—	—	0,097	0,67
		77	660	 - 	 —	31-104	—	—	0,047	0,5
27-63С (1:1)	ТУ-84-499—74	293	500	  	- -	24-104	—	—	0,095	0,6
		77	720			26-104	—	—	0,05	0,42
27-63С (1:0)	ТУ 84-499—74	293	1000	— 1 	—	40-104	—	—	0,05	0,3
		77	1800			—	1 1111	 		 	
гона. Однако по своей конструкции и техническим характеристикам
они удобны для эксплуатации в составе любых криогенных систем.
Конструктивные решения резервуаров РЦВ одинаковы; более того,
резервуары РЦВ-3/16 и РЦВ-8/16 так же, как и РЦВ-25/16 и
РЦВ-63/0,5, отличаются только
На рис. 6.8 в качестве примера
представлена технологическая
схема резервуара РЦВ-63/0,5, а на
рис. 6.9 приведена его конструктив-
ная схема. Резервуар состоит из
внутреннего сосуда 3 и наружного
кожуха 4. Внутренний сосуд и ко-
жух установлены на соосно распо-
ложенных трубчатых опорах 1, 8,
опирающихся на фундамент. На
внутреннем сосуде смонтирована
в виде матов слоисто-вакуумная
Рис. 6.9. Конструктивная схема резер-
вуара РЦВ-63/0,5:
1 - опоры внутреннего сосуда; 2 — ад-
сорбционный насос; 3 — внутренний со-
суд; 4 — кожух; 5 — слоисто-вакуумная
изоляция; 6 — опорный пояс; 7 — упор;
8 — опора кожуха
Рис. 6.8. Технологическая схема резер-
вуара РЦВ-63/0,5:
1 - внутренний сосуд; 2 - кожух; 3 -
изоляция; 4 — адсорбционный насос; 5 —
вакуумный затвор; 6 — предохранитель-
ная мембрана; 7 — датчики давления в
теплоизоляционной полости
изоляция. Для достижения и поддержания в изоляционном про-
странстве давления 10-2—10“3 Па на внутреннем сосуде распола-
гаются три адсорбционных кармана 2. В карманы встроены змеевики
для регенерации адсорбента горячим газом. В целях обеспечения
возможности перевозки к месту монтажа в конструкции резервуара
предусмотрены два соосно расположенных упора 7, ограничивающих
подвижность внутреннего сосуда в радиальном направлении, и два
опорных пояса 6. воспринимающих и передающих вес конструкции
189
на платформу или грунт в горизонтальном положении. Горизонталь-
ные цилиндрические резервуары типа РЦГ выпускаются более 20 лет,
причем их конструкция претерпевала постепенные изменения в це-
лях? улучшения эксплуатационных характеристик и уменьшения
Рис. 6.10. Резервуар РЦГ-50/0,5
Рис. 6.11. Конструктивная схема ре-
зервуара РС-1400/0,4:
1 — внутренний сосуд; 2 — кожух; 3 —
изоляция; 4 — адсорбционный насос; 5 —
труба слива заправки; 6 — воронкогаси-
тель; 7 — трубчатая стойка; 8 — пово-
ротная лестница; 9 — труба наддува
газосброса; 10 — успокоитель газа над-
дува; 11— труба верхней подачи жидко-
сти; 12 — приборная штанга
металлоемкости. Резервуары имеют одинаковые диаметры внутрен-
него сосуда и кожуха и отличаются длиной цилиндрической части
и количеством адсорбционных карманов.
На рис. 6.10 представлена конструкция резервуара РЦГ-50/0,5
объемом 50 м3. Все резервуары имеют патрубки для заправки и слива
жидкости через верх и низ сосуда и патрубок для наддува и сброса
газа.
На рис. 6.11 приведена конструктивная схема, а на рис. 6.12
показан один из моментов монтажа самого крупного отечественного
190
резервуара РС-1400/0,4 объемом 1400 м§. Резервуар оснащен двумя
выносными криосорбционными насосами
Техническое освидетельствование криогенных стационарных ре-
зервуаров производится перед пуском в работу и через 10 лет экс-
Рис. 6.12. Монтаж резервуара РС-1400
плуатации путем проверки герметичности изоляционной полости,
проведения пневматических испытаний внутреннего сосуда проб-
ным давлением, проверки герметичности внутреннего сосуда после
испытания пробным давлением. Замена внутреннего осмотра резер-
вуара проверкой вакуумной герметичности кожуха и внутреннего
191
сосуда, а также замена гидравлических испытаний пневматическими
существенно снизили трудоемкость и стоимость освидетельствований
стационарных резервуаров без ущерба безопасности эксплуатации.
Технические характеристики резервуаров стационарных отечест-
венных и ведущих иностранных фирм приведены в табл. 6.3.
Отечественной промышленностью выпускаются серийно транс-
портные резервуары типа ЦТ К, предназначенные для хранения и пере-
возки жидких кислорода, азота и аргона. Объем резервуаров от 0.5
до 7,3 м3, форма — цилиндрическая в горизонтальном исполнении
за исключением резервуара ЦТК-05/0,25, который выполнен в форме
короткого вертикального цилиндра; рабочее давление — 0,25 МПа.
Внутренний сосуд изготовлен из стали 12Х18Н10Т, наружный ко-
жух — из углеродистой стали или алюминиевого сплава. Сосуд за-
креплен относительно кожуха на растяжках. Изоляция — порош-
ково-вакуумная с использованием аэрогеля или смеси аэрогеля
с бронзовой пудрой; в резервуаре ЦТК-0,5/0,25 применена слоисто-
вакуумная изоляция. Для подъема давления с целью выдачи крио-
генных продуктов потребителям предусмотрены испарители. Ре-
зервуары установлены на специальных салазках и могут легко
транспортироваться в заполненном состоянии всеми видами транс-
порта. На рис. 6.13 приведены внешний вид и технологическая схема
резервуара ЦТК-8/0,25, которая является общей для данной серии
резервуаров. В табл. 6.4 приведены технические характеристики
резервуаров серии ЦТК.
Для хранения в небольших количествах жидких О2, N2 и Аг
и работы в лабораторных условиях выпускаются резервуары малого
объема серий АСД и ЦСД. Резервуары серии АСД имеют сфериче-
скую или близкую к ней форму; внутренний сосуд подвешен к ко-
жуху на длинной горловине, изоляция — порошково-вакуумная.
Резервуары серии ЦСД представляют собой вертикальные цилин-
дрические двустенные сосуды с открытым верхом объемом от 5 до
50 л с порошково-вакуумной изоляцией. Съемная крышка служит
лишь для защиты от расплескивания жидкости. По сути эти сосуды
являются одновременно простейшими криостатами для погружения
в жидкий азот различных объектов и деталей. Техническая характе-
ристика лабораторных сосудов серий АСД и ЦСД приведена ниже
в табл. 6.5.
Отечественной промышленностью выпускаются серийно гелиевые
резервуары различных типоразмеров. Для эксплуатации в составе
гелиевых систем разработаны два типа стационарных резервуаров
РЦВГ-40/0,07 и РЦВГ-1,25/0,07 объемом 40 м3 и 1,25 м3 соответственно
на рабочее давление 0,07 МПа. Технологическая схема резервуара
РЦВГ-40/0,07 приведена на рис. 6.14, а, а его внутреннее устрой-
ство — на рис. 6.14, б.
Внешний вид и особенности конструкции резервуара
РЦВГ-1,25/0,07 представлены на рис. 6.15. Конструктивная схема
представляет собой вертикальный цилиндрический гелиевый сосуд
объемом 1,25 м3, подвешенный к крышке кожуха на трех трубах,
служащих одновременно для заполнения, выдачи жидкости и сброса
192
Таблица 6.3
Технические характеристики стационарных резервуаров
Тип резервуара	V, м3	Р, МПа	Л1, кг	Д„, ММ Г1	L (И), мм	Потери в сутки n2, %	Фирма
РЦВ 3/1,6	3,2	1,6	3 300	2 000	2 993	0,62	НПО «Криогенмаш»
EF-3001	3,3	1,5	2 600	1 500	5 100	0,8	«Эр Ликид» (L'Air Liquide, Франция)
СС-3000	3	1,9	2 800	1 600	4 510	0,56	«Линде» (Linde AG, США)
KV-27	2,7	2,9	2 500	1 800	2 900	0,8	«Мессер Грисхейм» (Messer Griessheim, ФРГ)
РЦВ 8/1,6	8	1,6	6 000	2 000	5 600	0,2	НПО «Криогенмаш»
ST-77	7,7	0,7	5 200	2 100	5 630	0,57	«Мессер Грисхейм» (Messer Griessheim, ФРГ)
EF-7001	8,46	1,5	6 000	 11 "	7 000	0,6	«Эр Ликид» (L'Air Liquide, Франция)
ТМ-1500	6	1,7	4 670	1 980	4 700	0,4	«Линде» (Linde AG, США)
EF-6500	6,3	2,0	7 500	2 200	5 700	0,4	«Ривейра» (Rivoira S. р. А., Италия)
РЦВ-25/1,6	25	1,6	16 000	3 400	6210	0,2	НПО «Криогенмаш»
ST-330V	33	0,5	14 000	3 000	8 350	0,36	«Мессер Грисхейм» (Messer Griessheim, ФРГ)
EF-20001	22	1,5	11 500	2 500	11 200	0,38	«Эр Ликид» (L'Air Liquide, Франция)
С-22000	22	1,9	15 000	2 600	7 810	0,39	«Линде» (Linde AG, США)
EF-25000	21,2	2,0	22 000	2 950	8 200	0,2	«Ривейра» (Rivoira S. р. А, Италия)
РЦВ 63/0,5	66,3	0,5	23 500	3 400	12 200	0,109	НПО «Криогенмаш»
РЦВ 63/2,5	66,4	2,5	38 500	3 680	12 500	0,109	НПО «Криогенмаш»
EF-50001	55,3	1,5	27 200	—	12 700	0,29	«Эр Ликид» (L'Air Liquide, Франция)
R-50001	52,7	0,29	22 500	3 050	11 700	0,25	«Эр Ликид» (L'Air Liquide, Франция)
TL-15000	60,5	0,53		3 100	12 100	0,35	«Линде» (Linde AG, США)
РЦГ-50/0,5	55	0,5	1 800	—	 1 1"	0,2	НПО «Криогенмаш»
РЦГ-100/0,5	112	0,55	49 500	3 752	17 040	0,117	НПО «Криогенмаш»
TL-25000	98,5	0,53		3 100	19 330	0,3	«Линде» (Linde AG, США)
РЦГ-225/0,5	227	0,55	95 000	3 890	33 150	0,12	НПО «Криогенмаш»
TL-50000	200	0,535	 . 	3 100	37 300	0,3	«Линде» (Linde AG, США)
PC-1400/0,4	1437	0,4	360 000	16 000	22 000	0,033	НПО «Криогенмаш»
PC-1400/1	1437	1,0	360 000	16 000	22 000	0 033	НПО «Криогенмаш»
193
a)
Рис. 6.13. Резервуар ЦТК~8/0,25: а — внешний вид; б — технологическая схема;
1	— мембрана кожуха; 2 — сосуд; 3 — кожух; 4 — баллон-компенсатор (3 шт.); 5 — щит
приборов; 6 — указатель жидкого кислорода УЖК-6; 7 — трехходовой вентиль; 8 — пре-
дохранительный клапан; 9 — предохранительная мембрана (2 шт.); 10 — вентиль Ду-10;
11	— вентиль Ду-15; 12 — вентиль Ду-65; 13 — гайка Рот; 14 — штуцер подсоединения
к АКДС; 15 — штуцер слива; 16 — вентиль Ду-25 (2 шт.); 17 — испаритель (правый); 18 —
испаритель (левый); 19 — сильфонный вентиль
194
Таблица 6.4
Технические характеристики транспортных резервуаров типа ЦТК
Тип резервуара	Номиналь- ный объем, м3	Масса продукта, кг			Рабочее давление, МПа	Габаритные размеры, мм			Потери от испаре- ния, кг/ч			Масса порож- ней ци- стерны, кг	Изоляция
		Кис- лород	Азот	Аргон		Дли- на	Ши- рина	Вы- сота	Кис- лород	Азот	Аргон		
ЦТК-0,5/0,25	0,5	540	7200	660	0,25	1250	1250	1430	0,19	0,2	0,26	250	свти
ЦТК-1/0,25	1,0	1 250	900	—	0,25	2600	1275	1430	0,63	0,62	—	970	Вакуум- порошковая
ЦТК-1,6/0,25	1,6	1 730	1230	2 120	0,25	2750	1550	1650	0,39	0,41	0,55	850	СВТИ
ЦТК-2,5/0,25	2,5	3 000	2100	3 600	0,25	3630	1680	1850	0,56	0,60	0,76	1850	Вакуум- порошковая
ЦТК-3,2/0,25	3,2	3 300	2320	3 900	0,25	4100	1550	1650	0,49	0,52	0,64	1400	СВТИ
ЦТК-5/0,25	5,0	6 000	4200	6 000	0,25	3910	2000	1995	1,35	1,50	2,05	2500	Вакуум- порошковая
ЦТК-6,3/0,25	6,3	6 800	4800	9 8 400	0,25	4600	1930	2400	1,05	1,13	1,42	2300	СВТИ
ЦТК-8/0,25	8,0	8 000	5670	7 8 000, к	0,25	5000	1930	2000	1,70	1,38	2.50	3200	Вакуум- порошковая
ЦТК-10/0,6	10,0	10 250	7200	12 500	0,6	6200	1930	2000	1,30	1,40	1,75	3400	СВТИ
195
Рис. 6.14. Резервуар РЦВГ-40/0,07: а —
внешний вид; б — технологическая схема:
1 — кожух; 2 — азотная ванна; 3 — изоля-
ция; 4 — гелиевый сосуд; 5 — испаритель
подъема давления; 6 — азотной коллектор;
7 — регулятор давления
Рис. 6.15. Внешний вид резервуара
РЦВ Г-1,25/0,07
196>
Таблица В.й
Технические характеристики сосудов типа АСД и ЦСД
Тип сосуда	Объем, л	Потеря жидкого азота при хра- нении, г/ч	Масса порож- него сосуда, кг	Тйп сосуда	Объем, л	Потеря жидкого азота при хра- нении, г/ч	Масса порож- него сосуда, кг
АСД-5	5	22	5	ЦСД-5	5	85	6
АСД-16	6	29	8,8	ЦСД-10	10	80	10
АСД-25	25	37	11,4	ЦСД-16	16	80	10
АСД-100	100	90	65	ЦСД-60	60	180	35
паров. Вокруг гелиевого сосуда размещен кольцевой цилиндриче-
ский азотный сосуд, который также подвешен к крышке кожуха на
трех технологических трубах.
Снизу и сверху к азотной ванне припаяны медные экраны.
Технические характеристики
РЦВГ-1,25/0,07 приведены
в табл. 6.6.
Выпускаются три типа
транспортных гелиевых
резервуаров: ЦТГ-0,5/0,07
емкостью	0,5 м3,
ЦТГ-2,5/0,07 емкостью
2,5 м3 и ЦТГ-5/0,06 ем-
В резер-
костью 5 «м3.
вуаре ЦТГ-0,5/0,07 внут-
ренний сосуд подвешен
в
резервуаров РЦВГ-40/0,07
11

внутри кожуха на горло-
вине и окружен двумя
медными экранами. На
экранах смонтирована ва-
куумно-многослойная изо-
ляция и змеевики для
Рис. 6.16. Технологическая схема транспортного
гелиевого резервуара ЦТГ-2,5/0,07:
1 — кожух; 2 - растяжка; 3 подвижная опора;
4 —- изоляция; 5 — промежуточный экран; 6 — ге-
лиевый сосуд; 7 — азотная камера; 8 — жесткая
опора; 9 — кожух; 10 — полозья; 11 — баллон с
газообразным гелием


охлаждения экранов парами испаряющегося гелия. Горизон-
тальные нагрузки при транспортировании резервуара восприни-
маются четырьмя боковыми стеклопластиковыми упорами. Для
удобства перемещений внутри зданий резервуар оснащен транс-
портной тележкой. Залив и опорожнение резервуара произво-
дятся с помощью гибких сифонов, вставляемых в горловину
сосуда. Резервуары ЦТГ-2,5/0,07 и ЦТГ-5/0,06 имеют однотипную
конструкцию. Схема резервуаров приведена на рис. 6.16. Внутрен-
ний сосуд закреплен внутри азотной камеры с помощью растяжек,
воспринимающих нагрузки в вертикальной плоскости. Осевые на-
грузки воспринимают четыре трубчатые опоры. Для снижения теп-
лопритока от азотного экрана между ним и гелиевым сосудом распо-
ложен промежуточный медный экран, покрытый для уменьшения
197
Степени черноты алюминизированной лавсановой пленкой. Проме^
жуточный экран охлаждается парами гелия. Азотный экран с раз-
мещенными внутри него гелиевым сосудом и промежуточным экраном
Рис. 6.17. Конструктивная схе-
ма гелиевого криостата
КГ-15/150-1:
1 — крышка; 2 — пенопластовая
пробка; 3 — клапан вакуумирова-
ния; 4 — разрезное кольцо; 5 —
медный экран; 6 — вакуумный ко-
жух гелиевого сосуда; 7 — фланец;
8 — гелиевый сосуд; 9 — экран;
10 — азотный сосуд; 11 — вакуум-
но-многослойная изоляция; 12 —
кожух; 13 — камера адсорбента;
14 — колесо
смонтирован в кожухе на четырех опо-
рах из стеклопластика и крепится
к нему четырьмя растяжками.
Серийно выпускаются более мелкие
гелиевые резервуары объемами 10, 25,
40 и 100 л. Резервуары объемами 10, 25
и 40 л имеют азотный экран, и их кон-
структивная схема приведена на
рис. 6.6, в. Резервуар объемом 100 л
выполнен без азотного экрана с тремя
медными экранами, припаянными к гор-
ловине; конструктивная схема резер-
вуара аналогична схеме резервуара
ЦТ Г-0,5/0,07. Т ех нические хар актер и-
стики применяемых гелиевых резер-
вуаров приведены в табл. 6.6.
Описание резервуаров для хранения
криогенных жидкостей было бы непол-
ным без краткого упоминания о крио-
статах — криогенных резервуарах, пред-
назначенных для размещения в их
объеме различных охлаждаемых объек-
тов и устройств.
Наибольшее распространение полу-
чили гелиевые криостаты, предназна-
ченные для размещения сверхпроводя-
щих соленоидов. В связи с расшире-
нием промышленного использования
явления сверхпроводимости именно
создание различного рода криостатов
станет в ближайшие годы главным на-
правлением развития гелиевого емко-
стного оборудования. Отечественной
промышленностью в настоящее время
серийно выпускаются три типа гелиевых
криостатов емкостью 15, 60 и 300 л.
Конструктивная схема их одинакова и
представлена на рис. 6.17; в табл. 6.7
приведены технические характеристики
криостатов. Следует отметить, что пред-
ставленные типы криостатов лишь
в очень слабой степени отражают специфику криостатостроения,
и по индивидуальным проектам выпускаются разнообразные кон-
струкции криостатов [8]. На рис. 6.18 представлен внешний
вид криостата МГДЭС-100, предназначенного для охлаждения и
криостатирования при температуре 4,5 К сверхпроводящего магнита
198
Таблица 6.6
Технические характеристики гелиевых резервуаров
Тип резервуара	Номинальный объем сосуда, л	Объем азотной камеры, л	Рабочее давле- ние, МПа	Испаряе- мость в сутки, %		Г абаритные размеры, мм			Масса резер- вуара, кг
				гелия	азота	Диаметр	Высота	Ширина	
СТГ-10	10	7,5	0,07	1,5	15	390	800	— , -г	21
СТГ-25	25	12	0,07	1,35	14	580	1 000	—	38
СТГ-40	40	12	0,07	1,3	14	580	1 120	—	40
СТГ-100	100	—	0,07	1,3		760	1 400	—	85
ЦТГ-0,5/0,07	500	—	0,07	1,3	—	2100	1 200	1410	430
ЦТГ-2,5/0,07	2 500	450	0,07	0,6	10	2100	2 300	5000	3 300
ЦТГ-5,0/0,6	5 000	600	0,6	0,5	10	2300	2 300	6500	5 000
РЦВ Г-1,25/0,07	1 250	380	0,07	0,8	—	1600	2 160	—	1 330
РЦВГ-40/0,07	40 000	2600	0,07	0,36	3,2	3680	11 200	3955	16 500
Рис. 6.18. Внешний вид криостата МГДЭС-100
МГД-генератора мощностью 100 Мвт. Криостат имеет форму
горизонтального полого цилиндра диаметром 4,5 м, длиной 10 м.
Сквозной туннель в центральной части криостата предназначен для
размещения рабочего канала МГД-генератора. Внутри криостата
на силовой трубе, являющейся одновременно внутренней обечай-
кой гелиевого сосуда, смонтирован сверхпроводящий магнит об-
щей массой примерно 150 т; объем жидкого гелия в криостате со-
ставляет примерно 40 м3.
199
Таблица 6.7
Технические характеристики общепромышленных гелиевых криостатов
Ti п « пет; т<	I мкость, л		Потеря при хранении, г ч		Рабочее давление в криостате и ванне, МПа	Диаметр горловины, мм	Масса порожнего криостата, кг
	гелия	азота	гелия	азота			
КГ-15/150	15	4	4,7	280	0,03	150	88
КГ-60/300	60	13	12,5	560	0,03	300	200
КГ-300/700	300	700	500	1500	0,05	700	850
Рис. 6.19. Температурная зави-
симость коэффициента линейно-
го расширения а = dTlldl спла-
ва 36НХ и нержавеющей стали
12Х18Н10Т
6.2. Трубопроводы
Криогенные трубопроводы предназначены для транспортирова-
ния жидких и газообразных криогенных продуктов. Они должны
сохранять работоспособность во всем диапазоне рабочих темпера-
тур — от +50 °C до температур транспортируемых продуктов, а
также обеспечивать достаточно малый теплоприток из окружающей
среды. Выполнение этих требований
достигается: выбором материалов, ра-
ботоспособных при низких темпера-
турах; конструктивными решениями
по компенсации напряжений, возника-
ющих при охлаждении трубопроводов;
эффективной тепловой защитой от тепло-
притоков из окружающей среды.
Современные промышленные кон-
струкции криогенных трубопроводов
базируются на вакуумированных типах
изоляции: вакуумно-порошковой, сло-
исто-вакуумной и иногда чисто вакуум-
ной. Наибольшее распространение
в криогенных системах получили кон-
струкции трубопроводов из гладких
цельнотянутых или сварных труб.
В качестве конструкционных материалов внутренней трубы исполь-
зуется нержавеющая сталь типа 12Х18Н10Т и иногда инвар 36НХ.
Наружный кожух изготовляется из нержавеющей или углероди-
стой стали. При использовании инвара в качестве конструкционного
материала для внутренней трубы гораздо проще решается проблема
компенсации температурных напряжений при охлаждении трубопро-
водов, поскольку средний коэффициент линейного расширения ин-
вара более чем в шесть раз меньше коэффициента линейного расши-
рения нержавеющей стали (рис. 6.19).
Пространство между внутренней трубой и кожухом вакууми-
руется и в целях повышения эффективности теплозащиты запол-
няется либо порошком — аэрогелем или перлитом, либо используется
200
для размещения слоисто-вакуумной изоляции. Внутренняя труба
фиксируется относительно кожуха с помощью опор: пальчиковых,
проволочных, шариковых, дисковых и цапфовых (рис. 6.20). Прово-
лочные, пальчиковые и шариковые опоры предназначены только для
обеспечения соосности внутренней трубы и кожуха, дисковые и цап-
фовые опоры обеспечивают также передачу на кожух усилий от вну-
тренней трубы. В конструкциях опор использованы стеклопластики,
обладающие малой теплопроводностью в сочетании с высокой проч-
ностью. Длина участков трубопроводов с единой вакуумной поло-
стью определяется удобствами вакуумирования, отыскания течей,
Рис. 6.20. Конструктивные схемы опор внутренней трубы относительно
кожуха: а — пальчиковая; б — проволочная; в — шариковая; г, д —
дисковые; е — цапфовая
перевозки и монтажа. Замыкание вакуумных полостей отдельных
участков трубопроводов производится с помощью тепловых мостов,
которые осуществляют жесткую связь между внутренней трубой и
кожухом. Разработаны конструкции мостов нескольких типов:
телескопические, цилиндрические, конусные и сильфонные
(рис. 6.21). Последние ввиду высокой стоимости употребляются редко.
Наибольшее распространение получили мосты телескопического
типа, цилиндрические и конусные; первые — ввиду их лучших теп-
ловых характеристик, два вторых — из-за простоты конструкции.
В ряде случаев тепловые мосты предназначены только для обеспе-
чения жесткой связи между наружной и внутренней трубами, и
в этом случае они выполняются перфорированными.
Стыковка отдельных участков трубопроводов с едиными вакуум-
ными полостями осуществляется с помощью сварки или фланцевых
соединений. Основная конструктивная особенность фланцевых соеди-
201
нений криогенных трубопроводов заключается в том, что узел уста-
новки герметизирующей прокладки вынесен в теплую зону Благо-
даря такому решению удается обеспечить надежную герметичность
соединений после охлажде-
ния внутренней трубы. Наи-
большее распространение из
известных конструкций по-
лучили так называемые шты-
ковые разъемы (рис. 6.22, а),
которые наряду с герметич-
ностью обеспечивают доста-
точно малые теплопритоки
к транспортируемому про-
дукту.
Одноплоскостное соеди-
нение (рис. 6.22, б) обладает
несколько худшими тепло-
выми характеристиками, но
позволяет упростить опера-
цию расстыковки отдельных
участков. Фланцевые соеди-
применяются при необходи-
б)
Рис. 6.21. Конструктивные схемы тепловых
мостов: а — телескопического типа; б — ци-
линдрический; в — конусный; г — сильфон-
ный
нения в криогенных трубопроводах
мости частого перемонтажа оборудования. В остальных случаях
применяются более надежные сварные конструкции (рис. 6.23).
Рис. 6.22. Конструктивные схемы фланцевых разборных соединений участ-
ков и секций криогенных трубопроводов с автономными изоляционными по-
лостями: а — штыковой разъем (1 — резиновое кольцо; 2 — тепловой
мост; 3 — охранное кольцо); б — одноплоскостное соединение (1 — охран-
ное кольцо; 2 — изоляция; 3 — наружное уплотнение; 4 — тепловой мост)
Для устранения температурных напряжений, возникающих при
охлаждении внутренней трубы, в конструкции трубопровода преду-
сматриваются компенсаторы; при значительном колебании темпера-
туры окружающего воздуха компенсаторы устанавливаются и на
202
Наружном кбжухе. В качестве компенсаторов Температурных на*
пряжений применяются различные упругие элементы: сильфоны,
гофрированные шланги, линзовые компенсаторы. Иногда для ком-
пенсации температурных напряжений используют упругие свойства
колен самих турбопроводов. На рис. 6.24 приведена типовая секция
сварного криогенного трубопровода с единой вакуумной полостью.
Рис. 6.23. Конструктивные схемы сварных соеди-
нений участков и секций криогенных трубопрово-
дов с автономными изоляционными полостями: а —
автономных транспортабельных секций; б — сек-
ций и участков, вакуумируемых после монтажа
Существует два основных подхода к конструированию и монтажу
криогенных коммуникаций. В первом случае отдельные участки тру-
бопроводов (секции) поставляются к месту монтажа в готовом виде;
т. е. они полностью изготовлены и отвакуумированы в заводских
условиях; при монтаже трубопроводов отдельные секции лишь сты-
куются с помощью фланцевых соединений. Длина таких транспорта-
бельных автономных секций ограничена габаритными размерами
транспортных средств и не превышает 6—12 м. В табл. 6.8 приведены
значения теплопритока и его составляющих к жидкому азоту в про-
мышленных автономных секциях криогенных трубопроводов.
Рис. 6.24. Типовая конструктивная схема секции криогенного трубопровода с авто-
номной изоляционной полостью:
1 — внутренняя труба; 2 — изоляция; 3 — адсорбционный насос; 4 — кожух; 5 — сильфон-
ный компенсатор температурных напряжений внутренней трубы; 6 — тепловой мост; 7 —
дисковая опора; 8 — линзовый компенсатор температурных напряжений кожуха; 9 — раз-
рывная мембрана; 10 — вакуумный вентиль
При другом подходе изготовленные на заводе секции трубопро-
водов не имеют замкнутых изоляционных полостей. Отдельные сек-
ции свариваются друг с другом на месте монтажа, образуя гораздо
более длинные участки с автономными изоляционными полостями.
Лишь крайние секции таких участков, длина которых доходит до
50—100 м, снабжаются тепловыми мостами для замыкания вакуум-
ных объемов изоляционного пространства. Вакуумирование изоля-
ционных полостей производится после монтажа трубопровода. При
203
Таблица 6.8
Составляющие теплопритоков по алиментам секций криогенного трубопровода
Длина, м	Диаметр, м	Рабочее давление, МПа	Изоляция	Теплоприток, Вт			
				через изо- ля- цию	по паль- ЧЕКОВЫМ опорам	по фланце- вым шты- ковым разъемам	суммар- ный
12 12	0,1 0,1	1 2,5	20 слоев ПЭТФ-ДА с прокладками 6 слоев ПЭТФ-ДА без прокладок	7,2 24	7,8 7,8	28 46	43 77,8
этом значительно уменьшается количество вакуумной и предохрани-
тельной арматуры, упрощается контроль и поддержание вакуума.
Кроме конструкций, изготовленных на основе цилиндрических
гладких труб, известна промышленная разработка на основе приме-
нения концентрически расположенных гофрированных труб [35],
схема которой представлена на рис. 6.25. Необходимый зазор между
трубками и фиксация внутренней трубы относительно кожуха обес-
печиваются спирально намотанной металлической лентой. Наружное
Рис. 6.25. Конструктивная схема криогенного гоф-
рированного трубопровода:
1 — внутренняя труба; 2 - наружная труба; 3 — про-
ставочная лента; 4 — наружный защитный чехол
покрытие кожуха из поливинилхлорида увеличивает его механиче-
скую прочность. Пространство между внутренней трубой и кожухом
образует единую для всего трубопровода вакуумную полость, изо-
ляция такого трубопровода — чисто вакуумная. Трубопроводы вы-
пускаются в кабельных катушках различной длины — до нескольких
сот метров; их диаметр составляет 14,5—87,6 мм. Благодаря лег-
кости конструкции и ее гибкости значительно упрощается монтаж
такого трубопровода. Недостатками трубопроводов подобного типа
является повышенное гидравлическое сопротивление, более высокий
уровень теплопритоков, необходимость непрерывной работы вакуум-
ных агрегатов для поддержания давления на уровне (10-2—10-3) Па.
В отечественном машиностроении на основании многолетнего
опыта создания и эксплуатации криогенных систем в качестве ос-
новной принята многосекционная конструкция криогенных трубопро-
водов из гладких труб со сваркой секций и вакуумированием изоля-
ционных полостей на месте монтажа. При этом унифицированы ос-
новные, т. е. самые распространенные элементы криогенных трубо-
проводов: прямые секции, колена, тройники, гибкие металлору-
кава, адсорбционные секции. Кроме того, унифицированы сильфон-
204
йьгё компенсаторы, опоры, муфты для соединения секций, теплопые
мосты, предохранительные мембраны, вакуумная арматура, изоля-
ция и т. д. Унификация секций и элементов трубопроводов распро-
страняется на материал, диаметр и толщину стенок внутренней трубы
и кожуха, присоединительные размеры кожуха, технологию монтажа.
В унифицированных секциях внутренняя труба и кожух выполня-
ются из нержавеющей стали 12Х18Н10Т на рабочее давление 1 МПа.
Диаметр внутренней трубы находится в пределах 20—500 мм. Изо-
ляция трубопроводов — слоисто-вакуумная с числом экранов 6
или 20 в зависимости от режима работы трубопровода и транспорти-
Рис. 6.26. Конструктивные схемы унифи-
цированных прямых секций: а — без
компенсаторов; б — с компенсатором на
кожухе;
1 - труба внутренняя; 2 — кожух; 3 -
пальчиковая опора; 4 — теплоизоляция; 5 —
сильфонный компенсатор
руемого продукта, в гелиевых
трубопроводах число экранов
увеличено до 40.
В качестве отражательных
экранов в слоисто-вакуум-
ной изоляции используется
алюминизированная полиэти-
лентерефтолатная пленка
ПЭТФ-ДА-12 и ПЭТФ-ДА-5 по
ТУ 6-05-1579—78, в качестве
прокладочных материалов —
стеклохолст ЭВТИ-15 по
ТУ 21-23-80—75 и стекловуаль
ЭВТИ-7 по ТУ 21-23-80—75.
Общий вид унифицированной
прямой j секции приведен на
рис. 6.26. Внутренняя труба
в прямых секциях не имеет же-
сткой связи с кожухом. Ее
концентрическое положение от-
носительно кожуха достигается
с помощью проволочных или пальчиковых опор. В связи с этим пря-
мые секции используются на горизонтальных и слабо наклоненных
(с углом не более 15°) участках. Прямые секции изготовляют в двух
вариантах: без компенсаторов и с компенсаторами температурных
напряжений на кожухе; внутренняя труба не имеет компенсаторов.
Выбор того или иного варианта прямых секций зависит от способа
компенсации температурных напряжений и колебаний температуры
воздуха применительно к конкретной трассе криогенной магистрали.
Минимальная длина секций составляет 0,5 м для трубопроводов
с D С 32 мм и 1 м для трубопроводов большего диаметра; максималь-
ная длина — от 8 до 12 м в зависимости от диаметра трубопроводов.
Длина унифицирована через каждые 0,5 м до 5 м и далее через каж-
дый метр.
На рис. 6.27 представлен общий вид унифицированных колен
криогенных трубопроводов. Внутренняя труба обычно жестко за-
креплена относительно кожуха с помощью цапфовых (рис. 6.27, а)
или дисковых (рис. 6.27, б) опор; лишь в трубопроводах диаметром
до 50 мм, когда компенсация температурных напряжений осуществ-
205
Ляется за счет упругой деформации колен, используются йрбволоч*
ные трубы. Дисковые опоры устанавливаются в трубопроводах от-
Рис. 6.27. Конструктивные схемы уни-
фицированных колен:
а — с цапфовыми опорами (1 — внутренняя
труба; 2 — основная опора; 3 — кожух; 4 —
вспомогательная опора; 5 — изоляция); б —
с дисковыми опорами (1 — внутренняя труба;
2 — изоляция; 3 — кожух; 4 — дисковая
опора)
Рис. 6.28. Конструктивные схемы унифи-
цированных тройников: а — с дисковыми
опорами; б — с цапфовыми опорами
носительно небольшого диа-
метра; в трубопроводах D
> 100 мм применяются цапфовые
опоры. Применение различных
конструкций опор вызвано тем,
что при дисковых опорах с уве-
личением диаметра труб быстро
возрастают внутренние напря-
жения от изгибающих момен-
тов, возникающих в коленах
от действия рабочего давления
при наличии сильфонов на
внутренней трубе. Это влечет
за собой утолщение стенок ко-
лена между ближайшими к по-
вороту опорами, увеличение
площади дисковых опор и, сле-
довательно, возрастание тепло-
притоков.
Существенное упрощение до-
стигается установкой двух пар
цапфовых опор, расположен-
ных в пределах конструкции —
пары основных и пары вспомо-
гательных опор. Это позволяет
сократить металлоемкость и
трудоемкость изготовления ко-
лен, а также уменьшить тепло-
притоки из окружающей среды.
Длины сторон унифицирован-
ных колен выполнены неодина-
ковыми; одна сторона колена
имеет минимальную длину, рав-
ную 0,5 м, для трубопроводов
диаметром 32 мм и 1 м — для
трубопроводов большего диамет-
ра; другая сторона может быть
выполнена в тех же интервалах,
что и длина прямых секций.
Конструкция унифицирован-
ных тройников изображена на
рис. 6.28. В тройниках, как и
в коленах, внутренняя труба
жестко связана с кожухом с по-
мощью дисковых или цапфовых
(для трубопроводов диаметром
более 100 мм) опор.
206
В состав участка с единой изоляционной полостью обязательно
включается адсорбционная секция (рис. 6.29), в межстенном про-
странстве которой смонтирован патрон с адсорбентом. В качестве
адсорбента используется цеолит СаЕ-4В. Патрон, смонтированный
Рис. 6.29. Конструктивная схе-
ма адсорбционной секции:
1 — внутренняя труба; 2 — паль-
чиковая опора; 3 — изоляция; 4 —
фланец; 5 — пористый экран; 6 —
кожух; 7 — ребра; 8 — змеевик для
регенерации; 9 — перфорированный
тепловой мост
вокруг внутренней трубы, выполнен из газопроницаемой пористой
меди и снабжен радиальными ребрами, что обеспечивает понижение
температуры наружных стенок патрона и придает ему необходимую
жесткость. Для отогрева адсорбента
при его регенерации внутри патрона	А.д
смонтирован змеевиковый теплооб- \	|	)
менник.	р____у... [_______
После монтажа трубопровода общая	1
изоляционная полость вакуумируется
лишь до давления 1 Па. Рабочее давле-
ние 10~2—10"3 Па достигается в про-
цессе транспортирования криогенных
продуктов за счет поглощения оста-
точных газов охлажденным адсорбен-
том. Регенерация адсорбента произво-
дится один раз в два года путем про-
дувки горячего воздуха через змеевик.
Сборка трубопровода с единой ва-
куумной полостью осуществляется
посредством сварки друг с другом
отдельных секций (рис. 6.30). В месте
стыка секций на внутренней трубе
могут устанавливаться сильфонные
компенсаторы, а на наружном ко-
жухе — либо цилиндрические муфты,
либо линзовые компенсаторы. Кроме
того, на стыке отдельных секций мо-
Рис. 6.30. Конструкция узлов
стыка унифицированных секций:
а — без компенсаторов; б — с
сильфонным компенсатором на
внутренней трубе; в — с линзо-
вым компенсатором на кожухе
жет производиться замыкание ваку-
умных полостей отдельных участков трубопроводов с помощью
телескопических или конусных тепловых мостов. Первые, ввиду
их лучших тепловых характеристик, используются в гелиевых и
водородных трубопроводах, вторые — в трубопроводах для транс-
портирования более высококипящих жидкостей, т. е. кислорода,
азота и аргона. При монтаже вертикальных и наклонных участков
тепловые мосты, установленные на концах секций, служат для
207
жесткой фиксации внутренней трубы относительно кожуха в осевом
направлении. В этих случаях мосты имеют отверстие для образования
единого вакуумного пространства на несколько секций.
На рис. 6.31 представлен внешний вид участка криогенного
трубопровода с единой вакуумной полостью, собранного из унифи-
цированных секций и элементов с использованием сильфонов в ка-
честве компенсаторов температурных напряжений.
Компенсация температурных напряжений, возникающих во вну-
тренней трубе и кожухе при изменении их температуры, осущест-
вляется в зависимости от диаметра, длины и трассировки трубопро-
вода, а также от диапазона изменения температуры с помощью силь-
фонов, металлорукавов, компенсирующих секций; используется также
метод самокомпенсации за счет упругих свойств колен.
Рис. 6.31. Внешний вид участка криогенного трубопровода, собранного
из унифицированных секций
С помощью сильфонов, установленных на внутренней и наруж-
ной трубах, можно обеспечить компенсацию температурных напря-
жений любого участка криогенного трубопровода независимо от
его длины, диаметра и конфигурации. Общая длина внутренних
сильфонов рассчитывается на температурную деформацию трубы
при ее охлаждении. Наружные компенсаторы сильфонного типа
применяются в случае значительных деформаций кожуха. При малых
деформациях кожуха используют линзовые компенсаторы.
При последовательной установке нескольких сильфонных ком-
пенсаторов применяются специальные ограничители хода каждого
сильфона или жесткие перфорированные тепловые мосты между
сильфонами. На рис. 6.32, а представлена схема компенсации тем-
пературных напряжений с помощью сильфонов, установленных на
внутренней трубе. Несмотря на свою универсальность сильфоны
увеличивают трудоемкость изготовления и монтажа трубопроводов,
а также снижают их надежность. Кроме того, при наличии на вну-
тренней трубе сильфонных компенсаторов через опоры колен и трой-
ников на кожух и далее на строительные конструкции передаются
значительные усилия от действия давления продукта, что дополни-
тельно усложняет конструкцию. Поэтому применяются также другие
208
конструкции (рис. 6.32, б, в) с использованием металлорукавов и
компенсирующих секций, которые позволяют в ряде случаев сокра-
тить количество упругих эле-
ментов.
Металлорукав (рис. 6.33)
представляет собой коаксиально
расположенные гофрированные
шланги, заключенные в специ-
альный проволочный чехол,
который воспринимает осевые
усилия. Внутренний шланг
снабжен слоисто-вакуумной изо-
ляцией — 20 слоев пленки с про-
кладками из стекловуали; ос-
воено изготовление двустенных
металлорукавов на условные
диаметры 32, 50, 65 и 100 м.
Кроме компенсации темпера-
турных напряжений металло-
рукава используются для обе-
спечения гибкой связи трубо-
проводов с потребителями. Ком-
пенсация температурных на-
пряжений прямых участков
с помощью металлорукавов
достигается их установкой на
поворотах трубопровода с одно-
временным применением силь-
фонных компрессоров на ко-
жухе прямых участков. Такая
конструкция за счет измене-
ния радиуса поворота шланга
обеспечивает беспрепятствен-
Рис. 6.32. Схемы компенсации темпера-
турных напряжений в магистралях крио-
генных систем: а — с помощью сильфо-
нов; б — метал лору кавами; в — компен-
сирующими секциями на поворотах трас-
сы; г — за счет упругих свойств колен
(самокомпенсацией)
ное изменение длины внутренних труб при их охлаждении и
отогреве (рис. 6.32, б). Принцип действия компенсирующих секций
аналогичен принципу действия металлорукавов. Компенсирующие
секции включают прямое колено и короткий прямой участок, соеди-
ненные между собой и с сопряженными прямыми участками трубо-
Рис. 6.33. Конструктивная схема металлорукава:
1 — наружная труба; 2 — экраны; 3 — наружный металлорукав с оплеткой; 4 —
опора; 5 — внутренний металлорукав с оплеткой; 6 — переходник; 7 — гильза;
8 — внутренняя труба
209
Провода шарнирными элементами, в качестве которых используют
сильфоны на внутренней и наружной трубах или короткие отрезки
металлорукавов. При сокращении длин прямых участков вследствие
охлаждения происходит поворот вокруг шарниров сопряженных
с ними колена и прямого участка. Принципиальная схема действия
компенсирующей секции приведена на рис. 6.32, в; конструктивное
выполнение шарнира представлено на рис. 6.34.
В ряде случаев применяется метод самокомпенсации, основанный
на том, что при изменении длины прямых участков используются
упругие свойства колен, благодаря чему без установки компенсато-
ров внутренней трубы напряжение от изгибающих моментов не пре-
вышает допустимых значений. При этом происходит некоторое
изменение пространственной конфигурации внутренней трубы и ее
смещение относительно кожуха в радиальном направлении; в связи
Таблица 6.9
Основные характеристики криогенных трубопроводов
Условный диаметр d, мм	Труба внутрен- няя dX 6, мм	Кожух d х 6, мм	Число слоев СВТИ	Теплоприток. Вт/м
20	25X2	100X2	20—25 5—6	0,6—1,2 1,3—2
32	36X2	100X2	20—25 5-6	0,9—1,5 1,7-2,3
50	56X2	150X2,5 100X2	20—25 5—6	2,6—4 0,9—1,4
100	100X2	200X2,5 150X2,5	20—25 5—6	1,4-2,2 5,5—7,3
150	150X2,5	250X3 200X2,5	20—25 5—6	2—4 7—11
200	200X2,5	300X3 250X3	20—25 5—6	2,8—4 10—13
250	250X3	351X3,5 300X3	20—25 5-6	3,6—5,5 12—16
300	300X3	408X4 357X3,5	20—25 5- 6	4,2—6 15—20
400	406X3	508X4	20—25 5—6	6—10 18—22
500	506X3	640X5	20—25 5—6	7—12 22—25
Примечание. Рабочее давление в этих криогенных трубопроводах со- ставляет 1 МПа.				
210
с этим для фиксации внутренней трубы используют проволочные
опоры. Поскольку величина напряжений быстро возрастает с уве-
личением диаметра, метод самокомпенсации нашел практическое
применение для труб относительно небольшого диаметра (не более
50 мм) при наличии на трассе достаточного числа поворотов.
Рис. 6.34. Конструкция шарнира компенсирующей секции
Преимущества метода самокомпенсации очевидны, поскольку
при отсутствии специальных компенсирующих элементов на вну-
тренней трубе упрощается конструкция трубопроводов и повышается
надежность их работы. В табл. 6.9 проведены основные характери-
стики отечественных криогенных трубопроводов, смонтированных
из унифицированных элементов.
6.3. Арматура
Запорно-регулирующая криогенная арматура должна удовле-
творять следующим требованиям: сохранять работоспособность во
всем диапазоне температур —от криогенных до температур, соот-
ветствующих атмосферным условиям; обеспечивать минимальный
теплоприток к продукту; иметь достаточную герметичность затвора;
обеспечивать отсутствие утечек продукта в окружающую среду;
иметь малое время срабатывания, небольшое гидравлическое со-
противление, высокую надежность и большой ресурс работы.
Технический уровень криогенной арматуры оценивается рядом
показателей, которые с той или иной степенью точности отражают
выполнение предъявляемых к арматуре технических требований
[51 ]. Среди таких показателей можно выделить специфические для
криогенной арматуры, а также показатели, характерные для любой
общепромышленной арматуры К специфическим показателям отно-
211
сятся: теплоприток к продукту из окружающей среды и теплосо-
держание деталей, охлаждаемых криогенным продуктом. Общими
показателями технического уровня являются: ресурс, величина
протечек через затвор, герметичность уплотнения шпинделя, коэф-
фициент гидравлических потерь и др.
Теплоприток к транспортируемому продукту является важней-
шей эксплуатационной характеристикой криогенной арматуры, и
стремление к всемерному сокращению теплопритока определяет ее
основные конструктивные особенности. Основным показателем кон-
структивного совершенства арматуры в тепловом отношении служит
обычно величина теплопритоков из окружающей среды к криоген-
ному продукту в единицу времени q. Для сравнения тепловых ха-
рактеристик арматуры, отличающейся конструкцией, условным
диаметром и температурным уровнем продуктов, используется
следующий показатель:
Kq = q/[D* (То. с - Т),
где D —условный диаметр запорно-регулирующего устройства;
Т0>с —температура окружающей среды (обычно 70> с = 293 К);
Т —температура криогенного продукта.
Другим показателем конструктивного совершенства криогенной
арматуры (важным при частых отогревах коммуникаций) является
количество теплоты, передаваемой криогенной среде при охлаждении
запорно-регулирующего устройства,
i =п
Q = S MiCt (То - Тк),
1 = 1
где Mt —масса конструктивного элемента; Тс, Тк —начальная и
конечная температуры конструктивного элемента; С[ —средняя
удельная теплоемкость материала в диапазоне температур от То до
Т
1 К’
Сравнение теплоемкостей арматуры, отличающейся конструктив-
ными особенностями и условными проходами, производится с по-
мощью специального показателя
^ = Q/[D2(To.c-7)].
В зависимости от способа тепловой защиты можно выделить
три типа схемно-конструктивных исполнений криогенной арматуры.
Схема, изображенная на рис. 6.35, а, находит применение в тех слу-
чаях, когда криогенные трубопроводы расположены внутри блока
с порошковой или порошково-вакуумной изоляцией. Корпус за-
порно-регулирующих устройств находится внутри кожуха, в кото-
ром смонтированы трубопроводы, а привод расположен снаружи,
и они соединены между собой достаточно длинной (в целях увеличе-
ния термического сопротивления) трубой с заключенным внутри
нее шпинделем.
Схемное решение, изображенное на рис. 6.35, б, является основ-
ным для арматуры жидкостных криогенных систем. Характерной
особенностью данной конструктивной схемы является наличие гер-
212
метичного кожуха для защиты криогенного продукта от теплопри-
тока из окружающей среды с помощью вакуумных видов изоляции.
Кожух и корпус криогенной арматуры привариваются к кожухам и
внутренним трубам смежных секций коммуникаций, образуя с ним
единую вакуумную полость. Шток арматуры удлинен по сравнению
с обычной теплой арматурой. Крепление шпиндельной группы отно-
сительно корпуса может быть выполнено как неразъемным, так и
Рис. 6.35. Конструктивные схемы криогенной запорной араматуры: а —
с теплым приводом и удлиненным шпинделем для установки внутри общего
кожуха с порошковой изоляцией; б — с автономной теплозащитой для
установки на криогенных коммуникациях; в — встроенной пневмоарма-
туры для установки целиком внутри вакуумного кожуха
разъемным по типу штыкового разъема. Применение штыкового
разъема позволяет демонтировать шпиндельную группу с целью
ремонта или замены без нарушения вакуума в изоляционной полости.
Неразборная арматура имеет несколько лучшие типовые характе-
ристики, однако ее ремонт затруднен; она находит применение только
в гелиевых системах. Внутренний корпус криогенной арматуры
обычно имеет жесткую связь с кожухом с помощью пластиковых
опор, конструкция которых рассчитана на передачу усилий от вну-
тренней трубы на кожух и далее на строительную конструкцию.
Для небольших условных проходов известны конструкции, в кото-
213
рых допускается небольшая подвижность корпуса арматуры отно-
сительно кожуха благодаря шарнирному креплению В таких кон-
струкциях допускаются некоторые температурные деформации под-
водящих труб. При использовании порошково- или слоисто-вакуум-
ной изоляции величина теплопритока к продукту зависит в основ-
ном от длины моста, которая обычно колеблется в пределах I =
= (24-6) d.
Для уменьшения габаритных размеров арматуры применяют
тепловые мосты из стеклопластика. Примерные значения состав-
ляющих общего теплопритока равного 15 Вт для пневмоклапана
с условным диаметром провода D = 100 мм при работе на жидком
азоте составляют: 7 Вт —по тепловому мосту, 2 Вт —по опорам,
4 Вт — по штоку, 2 Вт — через изоляцию.
Удлинение шпинделя позволяет не только уменьшить тепло-
притоки из окружающей среды по штоку и тепловому мосту, но и
дает возможность повысить надежность работы арматуры. При
недостаточной длине шпинделя температура наружных поверхностей
в месте вывода штока может понизиться, и в процессе эксплуатации
будет иметь место постепенное вымораживание влаги из воздуха;
явление местного обмерзания зоны вывода штока недопустимо ввиду
того, что может привести к его заклиниванию. Интенсивность кон-
денсации и вымораживания влаги зависит от температуры поверх-
ности и относительной влажности воздуха. Допустимым максималь-
ным пределом относительного понижения температуры, установ-
ленным практикой, считается 5° С.
Наилучшие тепловые характеристики имеет встроенная в вакуум-
ную полость арматура с пневмоприводом, расположенным в холод-
ной зоне (рис. 6.35, в). Однако вследствие низкой ремонтопригодно-
сти такая арматура находит применение только в гелиевых системах,
в которых предъявляются наиболее высокие требования к тепловым
характеристикам запорно-регулирующих устройств. В арматуре
встроенного типа теплоприток к продукту осуществляется за счет
теплоемкости гелия, поступающего в управляющие полости, и тепло-
проводности трубок, подводящих управляющий гелий. Составля-
ющая теплопритока по шпинделю полностью исключается. Тепло-
приток, вносимый управляющим гелием, зависит от частоты сраба-
тывания и обычно не превышает 10”1—10“2 Вт. Его значение может
быть определено из уравнения теплового баланса q = А Ер (fBX —
— г’вых)/т> гДе У—тепловой поток к рабочему телу в единицу
времени; т—интервал времени между срабатываниями клапана;
АV — изменение объема полостей сильфонного пневмопривода при
срабатывании клапана; р — плотность управляющего гелия в по-
лости пневмопривода; fBX и /ВЬ1Х — удельная?энтальпия управляю-
щего гелия на входе и выходе.
Работоспособность или ресурс работы арматуры определяется
числом циклов срабатывания в рабочих условиях. Требование к ре-
сурсу работы криогенной арматуры для большинства случаев за-
ключается в гарантированной наработке не менее 5000 циклов сра-
батывания при температуре жидкого азота, Достижение этого пока-
214
зателя зависит от решения целого комплекса задач, среди которых
особо важное значение имеют следующие: выбор конструкционных
материалов, работоспособных при низких температурах, обеспече-
ние герметичности затвора и узла вывода штока в тепловую зону,
выбор пар трения, исключающих задиры соприкасающихся подвиж-
ных деталей.
Основными конструкционными материалами служат нержаве-
ющие стали 12Х18Н10Т и Х18Н10ТЛ (для литых корпусов); для
температур ниже 20 К применяют сталь 03Х20Н16АГ6. Шпиндели
арматуры изготовляют из стали Х21Г7АН5, а наиболее нагруженные
детали —из стали Х12Н22ТЗМР.
В качестве материала тепловых мостов все большее применение
находят стеклопластики: АГ-4С по ГОСТ 20437—75, 27-63С по
ТУ 84-499—74, СКТФ-5КТ по ТУ 6-05-211-1083—79.
Герметичность затвора является одной из важнейших характе-
ристик арматуры. Для количественной оценки протечки служит
показатель Кг —величина, пропорциональная объемному расходу
газа через единицу длины уплотняющей поверхности затвора; этот
показатель определяется по формуле Кг = AV7(D Ат), где ДР7Лт —
объемный расход газа через затвор в единицу времени; D —средний
диаметр уплотняющего кольца.
Таблица 6.10
Экспериментальные данные по герметичности затворов криогенной арматуры
Характеристика конструкции затвора	Удельное давление на уплотнитель, МПа	Число циклов срабатыва- ния	Средние протечки газообразного азо- та при Т  = 77 К, см3/мин
Седло из стали Х18Н10Т, клапан из латуни, уплотнение плоское Седло из стали Х18Н10Т, клапан из фторопласта-4 Седло из стали Х18Н10Т, клапан из поликарбоната, уплотнение на округленную кромку	50—70 300—700 8—10	200 200—5 000 100 Св. 100 10 000	0,3 0,6—10 0,08 20—60 0,03
Испытания затворов на герметичность проводятся путем опре-
деления объемной скорости протечки через них газа при различных
температурах в условиях, когда давление по одну сторону затвора
равно рабочему, а по другую —изменяется в пределах 10°—10"2 Па.
Вследствие существенного изменения температуры, механических
свойств материалов и линейных размеров деталей достижение тре-
буемой герметичности затвора во всем диапазоне рабочих температур
представляет более сложную задачу по сравнению с тепловыми усло-
виями. В табл. 6.10 приведены экспериментальные данные по про-
течкам газообразного азота при температуре 78 К через затвор
ДУ-100 в случае использования различного рода уплотнительных
материалов [36].
215
Затворы типа металл по металлу чувствительны к наличию слу-
чайных твердых частиц в потоке жидкости, в том числе частиц отвер-
жденных газов. В результате после определенного числа циклов
срабатывания (в пределах 2000) величина протечек возрастает до
недопустимых значений /Сг = (204-50) см2/мин. Фторопласт-4 обес-
печивает удовлетворительную герметичность затворов только в теп-
лых условиях. При азотных температурах протечки через затворы
резко возрастают уже после небольшого количества срабатываний,
и показатель негерметичности увеличивается до значений Кг =
= (300 4- 500) см2/мин. Хорошая герметичность (Кг < 1 см2/мин)
в условиях длительной эксплуатации (более 5000 циклов срабаты-
вания) достигнута в затворах с уплотнителями из поликарбоната
марки ПК-2 (ТУ 26-05-1668—80). Этот материал в настоящее время
Рис. 6.36. Схема действия основных сил на
тарелку клапана: а — при действии давления
на клапан; б — при действии давления под
клапан
нашел широкое применение в криогенной арматуре. Только воз-
можность загорания в среде кислорода при высоком давлении огра-
ничивает в ряде случаев его применение в кислородных си-
стемах.
Геометрические размеры арматуры и теплоприток по штоку во
многом зависят от усилия, необходимого для достижения герметич-
ности затвора. Расчет этого усилия для криогенной арматуры имеет
особенности в связи с изменением механических свойств материалов
уплотнителей с понижением температуры. Очевидно, что для обес-
печения герметичности затвора удельное давление на уплотнитель
должно находиться в пределах ^min < q <qm^ где 7min —мини-
мальное удельное давление на уплотнитель, обеспечивающее требуе-
мый показатель герметичности Кг; gmax — максимально допустимое
по соображениям контактной прочности материала уплотнителя
удельное давление.
Величина удельного давления q определяется усилием привода,
давлением рабочей среды и площадью контактной поверхности седла.
В зависимости от направления действия давления рабочей среды
(по направлению усилия привода или против него) величина удель-
ного давления на уплотнитель (рис. 6.36) определяется зависимо-
стями
( d* \
п — N _1_	'	D* 'Р  л — N	pD
91 ~ nDb '4b	'42	nDb	4b '
где p — рабочее давление; q2 — удельное давление на уплотнитель
при действии рабочего давления против усилия привода (под кла-
пан); qr —удельное давление на уплотнитель при действии рабочего
216
давления в направлении усилия привода (на клапан); Л -усилие
привода; b — ширина седла; D —средний диаметр уплотнителя;
d - диаметр сильфона или сальника, герметизирующих шпин-
дель.
Минимальное удельное давление на уплотнитель, обеспечива-
ющее герметичность затвора, возрастает с понижением температуры
продукта. На рис. 6.37 в качестве примера приведены эксперимен-
тальные данные по минимальному удельному давлению на уплотни-
тель в затворе ДУ-100 с парами сталь 12Х18Н10Т — латунь
ЛжМц-59-1 при допустимой протечке 0,1 см3/мин. В связи с этим
Рис. 6.37. Зависимость минималь-
ного удельного давления на уплот-
нитель затвора от давления рабочей
среды для пары сталь 12Х18Н10Т—
латунь ЛжМц-59-1:
1 Т *= 253 К; 2 Т -= 77 К
Рис. 6.38. Зависимость удельного
давления на уплотнитель из поли-
карбоната в клапане ДУ-100 от дав-
ления рабочей среды р (qr — при
давлении рабочей среды под кла-
пан; q2 — при давлении рабочей
среды на клапан; ^min, ^max — ми-
нимально и максимально допусти-
мые удельные давления на уплотни-
тель)
минимальное давление gmin определяется при криогенных темпера-
турах. Для затворов с применением поликарбоната ^минимальное
удельное давление при температуре 77 К можно рассчитать по эмпи-
рической зависимости [51 ], 7min — 70/А25, где р — рабочее давле-
ние, МПа.
Значение gmax определяется в теплых условиях, поскольку с по-
нижением температуры прочность и твердость материалов возра-
стают. На рис. 6.38 приведена схема определения усилия привода
и ширина седла для клапана D = 100 мм, с уплотнением из поли-
карбоната. С целью надежной герметизации необходимо за счет
изменения ширины седла выбрать такой угол наклона кривых
71 (Р) и 72 (р), чтобы при рабочем давлении среды значения qr и q2
находились в пределах: Sj = ?max — qx 0; S2 = q, — ^rmin < 0.
Обычно усилие привода выбирается таким образом, чтобы с оди-
наковым запасом использовать область допустимых нагрузок, что
достигается при равенстве значений = S2 = S. В этом случае
8 Фил ЕН Н. В. и др.
217
Ширина седла b и усилие привода N рассчитываются
[511:
по формулам
где п — коэффициент, показывающий, с каким запасом используется
область допустимых значений удельных давлений, п = 2S! (q
flmin)*
Минимальная ширина седла и минимальное усилие привода могут
быть реализованы при п =
max
0. По соображениям надежности работы
арматуры коэффициент запаса п обычно
выбирается в пределах п - - 0,24-0,5.
На надежность и работоспособность
криогенной арматуры существенное
влияние оказывает работа пар трения
(шток в направляющих втулках).
В настоящее время разработаны и
внедряются в практику кислородостой-
кие низкотемпературные смазки. Смазка
«Криогель» по ТУ 38-401-319—80 яв-
ляется кислородостойкой, пластичной
в диапазоне температур от—200 С до
4-200 СС и при давлениях до 25 МПа.
Для повышения работоспособности пар
трения эффективно применение также
несмазываемых охватывающих деталей
(втулок) из неметаллических материа-
лов : стеклопластиков, фторопласта-4,
Рис. 6.39. Комбинированный
сальник криогенной арматуры
АМИП-15М (фторопласт с ситаллом), 4К-20 (фторопласт с графитом).
Поскольку коэффициенты линейного расширения данных материалов
значительно отличаются от коэффициента линейного расширения
стали, необходимо принимать специальные меры, предотвращающие
заклинивание втулок при их охлаждении. Один из наиболее простых
способов заключается в применении разрезных втулок.
Обеспечение герметичности уплотнения шпинделя является обя-
зательным условием при создании криогенной арматуры, поскольку
утечка криогенных продуктов в атмосферу недопустима. В связи
с этим обычно герметизация арматуры по штоку осуществляется
с помощью сильфонов. Применение многослойных сильфонов позво-
ляет увеличить ресурс работы уплотнений до 20 000 циклов. В менее
ответственных случаях применяются сальниковые уплотнения. Эф-
фективно использование в сальниковых уплотнениях резиновых
колец (рис. 6.39), которые практически полностью исключают про-
течки газа. При этом температура конструкции в зоне установки
резиновых колец должна быть не ниже допустимой для данной ре-
зины, которая обычно составляет (—50 °C). При отсутствии резино-
218
вых уплотняющих колец сальники требуют постоянного обслужива-
ния — подтягивания
В качестве силового привода в криогенной арматуре широкое
распространение получили пневматические цилиндры, которые отли-
чаются высокой надежностью и быстродействием. На рис. 6.40
приведена конструкция криогенного клапана с пневмоприводом —
основного типа арматуры криогенных систем. Основные элементы
клапана: корпус /, кожух 2, шток 6 выполнены из стали 12Х18Н10Т,
а уплотнитель — из поликарбоната. Корпус 1 клапана с помощью
жесткого фланцевого соединения в тепловой зоне и стеклотекстоли-
Рис. 6.40. Типовая конструкция криогенного пневмоклапана:
1 — корпус; 2 — кожух; 3 — изоляционное пространство; 4 — тарель клапана; 5 — силь-
фон; 6 — шток; 7 — стеклопластиковая проставка; 8 — сильфон; 9 — тепловой мост корпуса;
10 — тепловой мост шпиндельной группы; 11 — поршень пневмоцилиндра; 12 — пневмо-
цилиндр; 13 — сигнальное устройство положения клапана
товых опор закреплен внутри кожуха. На внешней стороне корпуса
нанесено 20 слоев полихлорвиниловой пленки с прокладками из
стекловуали. Концами труб корпуса и кожуха клапан стыкуется
с внутренней трубой и кожухом смежных секций трубопроводов.
Конструкция опор корпуса и фланцевого соединения обеспечивает
жесткое закрепление корпуса внутри кожуха и передает усилия от
внутренней трубы криогенного трубопровода на кожух. Вывод
шпиндельной группы в теплую зону осуществляется с помощью
разъемного теплового моста, состоящего из коаксиально располо-
женных тепловых мостов корпуса и шпиндельной группы с минималь-
ным зазором между ними. Во избежание залива теплового моста
жидкостью необходимо при установке клапана обеспечить угол
наклона штока к горизонтали не менее 45°. Благодаря увеличенной
длине штока и теплового моста снижается теплоприток из теплой
зоны к криогенному продукту. Кроме того, в целях уменьшения
теплового потока шток выполнен разъемным с проставкой 7 из стекло-
пластика. Движение штока клапана относительно седла и посадка
клапана на седло с необходимым для обеспечения герметичности
затвора усилием осуществляются за счет жесткой связи с порш-
нем 11 пневмоцилиндра 12. Движение поршня 11 в нужном направ-
8*
219
лении, т. е. открытие или закрытие клапана, происходит посредст-
вом подачи управляющего газа (азота или воздуха) с рабочем давле-
нием р — 4,7 МПа в соответствующую полость цилиндра пневмо-
привода и стравливания газа из полости по другую сторону поршня.
Подача и дренаж управляющего газа производится через электро-
управляемый клапан типа ПЭК-ДД.
Рис. 6.41. Типовая конструкция встроенного пневмоклапана:
1 - фильтр; 2 — седло; 3 — уплотнитель; 4 — тарель клапана; 5 — корпус; 6,—
стеклопластиковая опора; 7 — шток; 8 — пружина; 9 — сильфон; 10 - стекло-
пластиковая опора; 11 — штуцер для подвода управляющего газа
Для регулирования скорости срабатывания пневмоклапанов при-
меняется пневматическое демпфирование с помощью обратных кла-
панов и дроссельных шайб, установленных на штуцерах подвода и
отвода управляющего газа. Уплотнение го штоку осуществляется
двумя последовательно расположенными многослойными сильфо-
Таблица 6.11
Основные характеристики криогенной пневмоарматуры
Услов- ный диа- метр, м 	t	Рабочее давле- ние, МПа	Тепло- приток, Вт	£	Масса кг	Услов- ный диа- метр, м	Рабочее давле- ние, МПа	• Тепло- приток, Вт	£	Масса, кг
0,032	6,4	6	6,5	12	0,2	4,0	50	5	385, 410
0,05	5,0	12	6	31	0,3	1,6'4,0	80	3,5	470, 490
0,1	1,6; 4,0	20	5	76, 80	0,4	1,6/3,2	100	2,5	1000
0,15	1.6	30	5	340					
Примечание Изоляция криогенной пневмоарматуры — стоисто-ва-
куумная.
220
нами 5, 8. Пневмоклапан снабжен электрическим сигнализатором 13,
показывающим положение запорного органа «открыт» или «закрыт».
В табл. 6.11 приведены основные характеристики, достигнутые
в промышленных пневмоклапанах приведенной конструкции.
На рис. 6.41 изображена конструкция встроенного запорного
клапана, применяющегося в гелиевых системах. Вследствие того
что арматура встроенного типа целиком расположена в вакуумной
полости, отпадает необходимость в удлинении штока и в герметич-
ном автономном кожухе. Закрытие клапана осуществляется подачей
управляющего гелия с давлением р = 4,7 МПа в полость сильфона;
открытие — за счет усилия пружины при сбросе давления.
Глава 7
ТЕХНОЛОГИЯ ЭКСПЛУАТАЦИИ СИСТЕМ
7.1. Обеспечение чистоты криогенных продуктов
Технические криогенные продукты, получаемые в ожижительных
установках, содержат определенное количество посторонних приме-
сей в растворенном состоянии и в виде твердых частиц. Относительное
содержание химически чистого продукта, видовой состав примесей,
содержание нормируемых примесей и методы контроля регламенти-
руются нормативно-техническими документами, определяющими
сорт технического продукта [121.
Повышение содержания посторонних примесей может изменить
физико-химические свойства продуктов и ухудшить условия работы
сопряженных подвижных деталей. Наличие даже небольшого ко-
личества твердых частиц может стать причиной забивки дроссельных
отверстий, заклинивания или увеличения усилий хода золотников,
преждевременного износа деталей. В ряде случаев примеси обла-
дают взрывопожароопасными свойствами (органические материалы
в кислороде, кислород в водороде). Применительно к гидравлическим
системам, работающим на высококипящих жидкостях, таким, как
углеводородные топлива, масла и другие, в настоящее время раз-
работаны стандарты на чистоту рабочих жидкостей по твердым
примесям. Так, в США действует национальный стандарт ДМS-1638,
предусматривающий 12 классов чистоты жидкостей и нормы допу-
стимых загрязнений, характеризуемых количеством твердых частиц
определенного размера в 100 см3 жидкости (табл 7.1). В СССР дей-
ствует ГОСТ 17216—71 «Классы чистоты жидкостей», имеющий по
сравнению с американским стандартом более тонкую градацию
классов чистоты. На жидкие криогенные продукты ГОСТ 17216—71
не распространяется в связи со спецификой загрязнения твердыми
частицами криогенных жидкостей; требования к чистоте криогенных
продуктов определяются стандартами, регламентирующими содер-
221
Таблица 7.1
Нормы допустимого загрязнения по стандарту ДМ5-1638
Класс чистоты	Количество частиц в 100 см3 пробы при размере частиц мкм				
	5—15	15 — 25	25—50	50—100	Более 100
00	125	22	4	1	0
0	250	44	8	2	0
1	500	89	16	3	1
2	1 000	178	32	6	1
3	2 000	256	63	11	2
4	4 000	712	126	22	4
5	8 000	I 425	256	45	8
6	16 000	2 850	508	90	16
7	32 000	5 700	1 012	180	32
8	64 000	11 400	2 025	360	64
9	128 000	22 800	4 050	720	128
10	256 000	45 600	8 100	1440	256
11	512 000	91 200	16 200	2880	512
12	1 024 000	182 000	32 400	5760	1024
жание примесей в технических продуктах, получаемых в ожижитель-
ных установках [12 ]; стандартами, регламентирующими технологию
подготовки поверхностей, ОСТ 26-04-312—71, ОСТ 92-4281—74, и
требованиями конкретных потребителей по максимально допусти-
мым размерам твердых частиц.
Основные причины загрязнения криогенных продуктов в систе-
мах связаны с производством продуктов, несовершенством изготов-
ления оборудования, его износом в процессе эксплуатации, конден-
сацией компонентов воздуха и других газов. Первые три причины
загрязнения характерны для любых гидравлических систем [58],
хотя для криогенных систем имеются и специфические моменты;
четвертая причина характерна только для систем, работающих на
низкотемпературных жидкостях.
Можно отметить, что количество частиц, образующихся в процессе
износа оборудования, невелико, а сам процесс при криогенных тем-
пературах замедляется. В гораздо большем количестве в полости
оборудования попадают технологические загрязнения, вследствие
несовершенства конструкций и технологических процессов изго-
товления, неудовлетворительных условий монтажа, низкого качества
инструмента, недостаточно высокой культуры производства, не-
совершенства средств и способов обеспечения и контроля чистоты
поверхностей. Каждому этапу производственного цикла изготовле-
ния и монтажа систем сопутствуют свои виды технологических
загрязнений. На этапе изготовления деталей типичными видами за-
грязнений являются твердые частицы (стружка, ржавчина, абразив
и 'другие), органические вещества (жир, масло, парафин и т. д.),
частицы обтирочных материалов (нити, ворс). При сборке аппара-
тов и узлов систем технологические загрязнения состоят из частиц
флюса, сварочного шлака и грата, метиза, обломков инструмента и
222
электродов, брызг металла. На этапе Монтажа во Внутренние поло-
сти дополнительно могут попадать пыль, песок, отходы рабочих
материалов (краска, резина) и т. д Некоторая часть технологиче-
ских загрязнений поступает в криогенные продукты в течение дли-
тельного времени вследствие отторжения первоначально достаточно
прочно удерживающихся частиц флюса, капель металла и попадания
других отложений в результате термоциклирования оборудования
в процессе эксплуатации.
Более специфичен механизм загряз-
нения криогенных продуктов сопут-
ствующими примесями. Если для высо-
котемпературных жидкостей концент-
рация сопутствующих примесей опре-
деляется качеством очистки рабочих
жидкостей при их производстве или
перед заполнением систем и мало ме-
няется в процессе эксплуатации, то
в криогенных продуктах относительное
содержание сопутствующих примесей
имеет динамичный характер. Во-первых,
при выкипании криогенных жидкостей
в процессе охлаждения конструкции
и хранения продукта увеличивается
концентрация твердых механических
частиц и малолетучих примесей. Во-
Рис. 7.1. Растворимость в моль-
ных долях двуокиси углерода
в жидком кислороде [3]
вторых, при увеличении концентра-
ции малолетучих примесей, растворимость которых сравни-
тельно невелика, они частично кристаллизуются. В-третьих, при
неизменном абсолютном содержании примесей может происходить
увеличение концентрации твердых частиц вследствие уменьшения
предела растворимости при понижении температуры жидкости.
Так, в техническом кислороде содержание двуокиси углерода на-
ходится в пределах 3-Ю"6 объемных долей, что несколько ниже
предела растворимости, который при температуре насыщения, соот-
ветствующей атмосферному давлению (90 К), составляет примерно
4-10~6 объемной доли. Следовательно вся двуокись углерода в тех-
ническом жидком кислороде с температурой 90 К и выше постепенно
перейдет в растворенное состояние. При понижении температуры
растворимость двуокиси углерода резко снижается (рис. 7.1) и она
частично кристаллизуется При температуре 77 К более 90 % дву-
окиси углерода переходит в твердое состояние. С повышением тем-
пературы продукта углекислота вновь переходит в раствор. Кон-
центрация двуокиси углерода может также превысить предел на-
сыщения из-за испарения жидкого кислорода в процессе эксплуата-
ции систем. Аналогичным образом ведут себя примеси азота и кис-
лорода в жидком водороде.
Анализ опыта эксплуатации криогенных систем показывает,
что частицы отвержденных газов являются главной составляющей
твердых примесей, если продукт охлаждается в системе ниже темпе-
223
рагуры насыщения. При выдаче потребителям охлажденного в си-
стеме жидкого кислорода имели место случаи забивки фильтров
твердой углекислотой.
Четвертая причина загрязнений, характерная для криогенных
систем, обусловлена конденсацией малолетучих компонентов воздуха
и других технологических газов при их контакте с криогенными
продуктами. При попадании воздуха во внутренние полости обору-
дования кислородных систем происходит конденсация углекислого
газа и паров воды; в азотных системах — кислорода, углекислого
газа, паров воды; в водородных — всех основных компонентов воз-
духа и т. д. Загрязнение криогенных продуктов посторонними га-
зами вследствие их конденсации происходит при первоначальном
заполнении резервуаров, последующем наддуве газами паровых
полостей и в результате подсоса воздуха из окружающей среды.
Загрязнение криогенных продуктов посторонними газами и ком-
понентами воздуха в значительной мере зависит от технологии
эксплуатации систем, поддержания повышенного давления в си-
стемах, использования достаточно чистых газов для наддува резер-
вуаров.
Обеспечение требуемой чистоты продуктов на входе к потреби-
телю достигается комплексом мероприятий в процессе изготовления
деталей и узлов систем, их монтажа, подготовки к приему жидких
продуктов и в процессе эксплуатации систем. Комплекс мероприя-
тий по обеспечению требуемой чистоты продуктов включает: под-
готовку рабочих поверхностей оборудования; обеспечение герметич-
ности оборудования; подготовку внутренних объемов систем к приему
продуктов; технологические мероприятия (эксплуатацию под избы-
точным давлением в системе, использование чистых газов для над-
дува); фильтрационную и адсорбционную очистку криогенных
жидкостей.
Подготовка внутренних поверхностей оборудования криогенных
систем предусматривает их очистку после изготовления от остатков
флюса, песка, металлических частиц, масла и т. д. В зависимости
от размера и конфигурации полостей, назначения узлов и деталей
выбирается наиболее приемлемый метод очистки.
Очистка поверхностей производится путем механического воз-
действия твердых тел, жидкостей и газов, химического воздействия
жидкостей и газов или комбинации механического и химического
воздействия.
В связи с тем что основными видами технологических загрязне-
ний оборудования являются масляные и жировые отложения, кото-
рые к тому же взрыво- и пожароопасны в контакте с кислородом,
все внутренние поверхности криогенного оборудования подвергаются
обезжириванию с применением жидких и газообразных раствори-
телей и водно-моющих растворов. Как правило, технология обезжи-
ривания сочетает в себе химическое и механическое воздействия на
загрязненные поверхности, поэтому при обезжиривании попутно
удаляется основная часть механических примесей. Обезжиривание
деталей, узлов и изделий производят одним из следующих методов:
224
протиркой, промывкой, струйной очисткой, паровой очисткой, запол-
нением, погружением, ультразвуком. Жидкой средой служат орга-
нические растворители (бензин, керосин, спирт, ацетон), хлоросо-
держащие растворители (четыреххлористый углерод СС14, трихлор-
этилен СНС13, тетрахлорэтилен С2Н2С14) и водно-моющие растворы.
После обезжиривания детали или узлы просушивают газообразным
воздухом или азотом. Применяемые при обезжиривании материалы,
технология обезжиривания, контроль качества очистки поверхно-
стей оборудования регламентируются отраслевыми стандартами.
Емкостное оборудование после изготовления и криогенные системы
по окончании монтажа подвергаются холодной опрессовке посред-
ством залива в рабочие полости жидкого азота и его последующего
слива. Указанная операция также способствует удалению техно-
логических примесей. Можно отметить, что существующая техно-
логия очистки внутренних поверхностей оборудования обеспечивает
удаление основного количества технологических загрязнений, и
в практике эксплуатации систем не было случаев забивки фильтров
такими загрязнениями.
Подготовка внутренних объемов систем к приему криогенных
продуктов производится для удаления компонентов воздуха, спо-
собных загрязнить продукты. Для водородных систем подготовка
внутренних объемов производится в обязательном порядке, поскольку
при этом параллельно решается задача обеспечения техники безопас-
ности, т. е. гарантированное отсутствие взрывоопасных смесей
водорода и воздуха. Удаление атмосферного воздуха и других газов
перед заполнением систем кислородом, азотом и гелием определяется
соответствующими требованиями к чистоте продуктов.
Подготовка систем к приему продукта может быть осуществлена
полосканиями, продувкой или вакуумированием объема, а также
комбинацией этих способов. При полосканиях удаление посторонних
газов производится повторяющимися операциями наддува системы
газообразным продуктом, выдержкой под давлением и сбросом за-
грязненного газообразного продукта. При подготовке продувкой
система некоторое время непрерывно продувается газообразным
продуктом. Подготовка вакуумированием заключается в удалении
посторонних газов средствами откачки с последующим заполне-
нием системы газообразным продуктом. Выбор способов подготовки
и их сочетаний зависит от конструктивных особенностей системы и
условий эксплуатации. Например, вакуумирование — экономич-
ный и простой способ, который эффективен для резервуаров, обвя-
занных сложной сетью магистралей с тупиками, однако оно требует
повышенной плотности стыковочных узлов и арматуры; в некоторых
случаях оно неприемлемо из-за малой жесткости конструкций. Под-
готовка методом продувки не всегда достаточно эффективна, по-
скольку при этом затрудняется удаление воздуха из тупиков. В связи
с этим на практике часто применяют подготовку резервуаров ме-
тодом полосканий; тем более, что после отработки технологии ка-
чество подготовки удобно определять по числу циклов наддува —
сброса. Расход газа в процессе полосканий лишь в слабой степени
2?5
зависит от места и направления ввода газа, поскольку выравнивание
концентраций в объеме происходит достаточно быстро (выдержка
для выравнивания концентраций в объеме составляет несколько
минут в каждом цикле наддува). При этом должны быть выполнены
некоторые очевидные требования по вводу и выводу газа. Патрубки
располагаются в верхней и нижней частях системы; газ наддува
должен подаваться и сбрасываться через различные патрубки. При
замене тяжелого газа более легким (например, азота на водород)
ввод последнего целесообразно осуществлять в верхнюю часть со-
суда, а сброс — из нижней части. При замене легкого газа более
тяжелым последний желательно вводить в нижнюю часть сосуда,
а выводить через верхнюю часть.
Снижение концентрации того или иного компонента за одно по-
лоскание при выравнивании концентрации в объеме можно оценить
из соотношения
Ро \
5
г
С =
1 Pl " * 1 V Pl
где с0, щ, сг — объемные концентрации компонентов в оборудовании
перед и после наддува и в газе подготовки; /;0,	— абсолютное
давление в системе в начале и конце наддува.
Обычно содержание примесей в газе подготовки сг намного меньше
требуемого конечного содержания сг cVx перед заливкой. В этом
случае количество полосканий п, необходимое для достижения за-
данной конечной концентрации газа, может быть рассчитано по
зависимости ск = cQ (pjpif1.
Время продувки, необходимое для снижения концентрации при-
меси от начальной до требуемой конечной величины, при идеальном
перемешивании газа в объеме определяется по зависимости
т = с°~Сг ,
V сь- сг
где Vc — объем резервуара; V — объемный расход газа в единицу
времени; г0, ск, сг — объемные концентрации удаляемого газа в на-
чале и конце продувки и в продукте, используемом для продувки.
При вакуумировании до остаточного давления /?ост и последу-
ющем заполнении объема газообразным компонентом объемная кон-
центрация удаляемого газа составит
G = [РоРв + (Ра
где с0, сг — объемные концентрации удаляемого газа до и после
вакуумирования; сг — объемная концентрация удаляемого ком-
понента в газе наддува; ра и рв — начальное (атмосферное) и оста-
точное давление после вакуумирования; рн — давление наддува.
В случае, когда примесями в газе наддува можно пренебречь
(гг С конечная концентрация той или иной примеси в объеме
системы после ряда циклов вакуумирование — наддув рассчиты-
вается по уравнению
н>
где п — количество циклов вакуумирования и наддува
226
Подготовку систем к заполнению жидким водородом обычно про-
водят в два этапа. На первом этапе любым из рассмотренных методов
снижают концентрацию кислорода в системе ниже предела воспла-
менения тройной смеси Н2—О2—N2, т. е. ниже 5 % объемных долей
кислорода. В целях большей гарантии безопасности содержание
кислорода в конце первого этапа подготовки допускают не более
2—3 % объемных долей. Такому содержанию кислорода в случае
использования метода вакуумирования соответствует остаточное
давление менее 1,4-104 Па. Целью второго этапа подготовки объемов
водородных систем является сведение к минимуму загрязнения про-
дукта газами, оставшимися в объеме. Двухэтапная подготовка позво-
ляет более тщательно и с большей надежностью подготовить криоген-
ную систему для работы с водородом. Контроль качества подготовки
объема систем перед заполнением криогенными продуктами произ-
водится замером концентрации азота и кислорода (основных компо-
нентов воздуха), а в случае подготовки методом вакуумирования —•
на основании величины остаточного давления при вакуумировании.
Ограничение накоплений примесей в процессе эксплуатации
криогенных систем связано с соблюдением следующих технологиче-
ских требований. Внутри оборудования перед заполнением системы
должно находиться минимальное количество посторонних компонен-
тов, способных сконденсироваться или раствориться в рабочем
продукте. Газообразные продукты, используемые для наддува ре-
зервуаров, должны быть достаточно чистыми; желательно, чтобы
они были получены методом газификации рабочей жидкости. При
эксплуатации систем во внутренних полостях оборудования необ-
ходимо поддерживать избыточное давление, обычно не менее 0,02—
0,03 МПа.
Контроль содержания примесей в жидком продукте достоверно
может быть произведен только в случае, если примеси находятся
в растворенном виде. При наличии в жидкости твердых частиц отбор
представительной пробы жидкости из резервуаров затруднен, по-
скольку из-за действия силы тяжести концентрация частиц по вы-
соте слоя жидкости может существенно различаться. Наиболее до-
стоверные данные о чистоте продукта могут быть получены при
отборе пробы жидкости из трубопровода выдачи продукта, однако
при этом практически отсутствует возможность вмешательства в про-
цесс выдачи с целью уменьшения содержания примесей. В связи
с этим часто при выборе технологии эксплуатации систем ограничи-
ваются расчетной оценкой максимального увеличения содержания
сопутствующих примесей в жидком продукте на входе к потреби-
телю, которое обеспечивается контролем качества подготовки объе-
мов перед заполнением, и технологией работы, исключающей подсос
воздуха. Такие оценки содержания примесей являются также ис-
ходными предпосылками при определении поверхности фильтров.
Для расчетного определения концентрации какой-либо высоко-
кипящей или механической примеси в жидком продукте на входе
к потребителю предполагают полный переход примесей из газовой
атмосферы в жидкость в процессе заполнения резервуаров, отсут-
227
ствие примесей в образующихся парах рабочего продукта, а также
беспрепятственное попадание частиц в магистраль выдачи. Эти пред-
положения в конечном итоге приводят к расчету предельных значе-
ний концентрации микропримесей на входе к потребителю. Содержа-
ние какой-либо микропримеси в жидкости на входе к потребителю
в объемных долях на основании указанных допущений можно за-
писать в виде суммы отдельных составляющих
С = ^0 + Л Л 4“	4~ Д-З 4"
где с0 — содержание примеси в исходном продукте; Лсд — увеличе-
ние концентрации примеси за счет несовершенства подготовки объе-
мов системы; Дс2 — увеличение концентрации примесей вследствие
испарения жидкости при охлаждении системы; Лс3 — увеличение
концентрации примеси за счет испарения жидкости при ее хранении и
вытеснении из сосуда; Ас4 — увеличение концентрации примеси
за счет конденсации из газа наддува.
Отдельные составляющие, увеличивающие концентрацию при-
меси в исходном продукте, рассчитываются по формулам:
Д<?1 ^кРг/Рж»
Дс2 ==:	М\
Д-з= 4" Дн + Дг2) Ми/(М — /Ии);
Дс4 = снЛ4н/(М - 7ИН)
— при наддуве сторонним газообразным продуктом,
Дс4 = (с0 г 4- Д-2 4- Д-з) м _ Ми
— при наддуве парами хранимого продукта.
Здесь сл — объемная концентрация примеси в газе перед заполнением
резервуаров систем; рг — плотность газообразного продукта в объеме
системы перед ее заполнением; рж — плотность жидкости; Л10Хл —
количество жидкости, испарившейся при заполнении резервуаров
системы; 7И — количество жидкости, залитой в резервуары; Л1И —
количество жидкости, испарившейся при хранении; сн — содержа-
ние примеси в газе наддува; 7ИН — масса газа наддува.
Вклад отдельных составляющих в увеличение содержания микро-
примесей для разных продуктов может быть самый различный в зави-
симости от чистоты исходного продукта, качества подготовки объе-
мов, потерь при охлаждении резервуара, при хранении жидкости,
ее охлаждении и в процессе выдачи.
В табл. 7.2 приведены примеры увеличения содержания высоко-
кипящих примесей в жидких кислороде и водороде по сравнению
с их концентрацией с0 в исходном продукте при различных концен-
трациях этих примесей в газе заполняющем систему перед по-
дачей в нее рабочего продукта. При проведении расчетов принято,
что давление в резервуарах перед заполнением составляет 0,13 МПа,
относительные потери жидкости при заполнении резервуаров /И0ХЛ4И
равны 0,3 для водородных и 0,08 — для кислородных резервуаров,
228
Что примерно соответствует конструкциям резервуаров, рассчитан-
ных на 2,5 МПа; относительные потери при хранении и выдаче
продуктов (7Ии + 7ИН)/(Л1 — 7Ии — Л1н) приняты равными 0,1.
Анализ данных, приведенных в таблице, позволяет сделать не-
которые практические выводы. Количество примесей возрастает на
всех этапах обращения с жидкими криогенными продуктами. В каж-
дом конкретном случае, располагая данными всей последователь-
ности операций на пути следования жидкости от штуцера завода-
ожижителя до потребителя, можно рассчитать концентрацию инте-
ресующей примеси на входе к потребителю. В зависимости от кон-
кретной схемы снабжения	Таблица 7.2
и технологии эксплуата-
ции промежуточных ре-
зервуаров и систем содер-
жание примесей на входе
к потребителю может уве-
личиваться в несколько
раз по сравнению с их
содержанием на сливном
штуцере ожижительной
установки. Другой вывод
заключается в том, что
влияние подготовки объе-
мов криогенных систем
на чистоту продукта по
мере улучшения качества
подготовки постепенно вы-
рождается
Поскольку улучшение
Концентрации малолетучих примесей в криоген-
ных продуктах с рабочим давлением приблизи-
тельно 2,5 МПа
Варианты концентра- ции в газе, заполняю- щем теплую систему	Концентрация в жидком продукте			
	после охлажде- ния и заполне- ния системы		на входе к потребителю	
	О2	н2	о2	н2
1000со 1ООсо 10с0	2,6с0 1,43сд 1,31с0	3,О5со 1,92с0 1,8к0	2,7с0 1,53с0 1,41с0	3,15с0 2,О2со 1,91с0
Примечание. с0 концентрация
примесей в исходном продукте.
качества подготовки объемов связано
с увеличением расхода газов и времени подготовки, а также с воз-
растающими трудностями контроля содержания примесей в конце
подготовки, очевидна целесообразность ограничения содержания
примесей в газе в конце подготовки на уровне б\. = (10-4-100) с0 в за-
висимости от требований к чистоте продукта. Применительно к кис-
лородным системам, работающим на техническом кислороде, это
означает возможность приема жидкого продукта при наличии в си-
стеме сухого воздуха.
Фильтрация криогенных жидкостей (как и всяких других)
производится с целью удаления из них твердых частиц. В отличие
от высокотемпературных жидкостей жидкие криогенные продукты
(кроме обычных механических частиц: песка, частиц флюса, ока-
лины и других) могут содержать частицы отвержденных при крио-
генных температурах веществ, газообразных при нормальных усло-
виях. Хотя принципиально механизм фильтрации тех и других
частиц одинаков, однако сам подход к выбору поверхности фильтру-
ющих элементов существенно различен. Концентрация обычных
механических частиц в технических криогенных жидкостях мала и
в практике эксплуатации систем не отмечено случаев забивки ими
фильтров. Определение поверхности фильтров для задержки меха-
229
нических частиц базируется на гидравлическом расчете по чистой
жидкости и может быть выполнено при известном коэффициенте
гидравлического сопротивления [45].
Содержание частиц отвержденных газов при достаточном охлажде-
нии продукта оказывается существенно более высоким по сравне-
нию с механическими примесями, поэтому фильтры, поверхность
которых выбрана на основе только гидравлического расчета, могут
забиться в ходе выдачи продукта. Поверхность таких фильтров
должна выбираться с учетом ресурсной характеристики материала,
которая зависит от вида материала и параметров продукта. Это соз-
дает значительную трудность в расчете поверхности фильтров,
Рис. 7.2. Изменение сопротивления 7? =
фильтроматериалов при фильтрации жидкого
водорода [47]:
1 ФНС-2; 2 — ФНС-10; 3 — ФЭП-0,5; 4
ФЭП-10; 5 - сетка № 685
делает его менее надеж-
ным и требует проведения
большого количества до-
статочно сложных экспе-
риментов. Опыт эксплуа-
тации крупной кислород-
ной системы показал, что
при выдаче жидкого ки-
слорода с температурой
около 90 К сетчатые
фильтры с размером ячеек
более 40 мкм работают
вполне надежно в тече-
ние длительного времени;
при выдаче охлажден-
ного до 75—80 К кисло-
рода те же фильтры в
ряде случаев забивались твердой углекислотой. Опасность за-
бивки фильтров твердыми частицами азота в водородных систе-
мах появляется при размерах ячеек фильтров 10—15 мкм и
менее. На рис. 7.2 приведены типичные ресурсные характеристики
сопротивления R = Др/(рЧ7) ряда фильтроматериалов на жидком
водороде [47]. Таким образом, при разработке фильтров для систем
выдачи криогенных продуктов следует четко определять цель фильт-
рации и параметры выдаваемого продукта. Если цель фильтрации
состоит в удалении обычных механических примесей выше определен-
ного размера, то фильтр должен быть установлен на участке трубо-
провода, где температура жидкости равна или превышает темпера-
туру насыщения при атмосферном давлении. Размеры такого фильтра
определяются только гидравлическим расчетом на основании задан-
ного перепада давления и гидравлических характеристик фильтру-
ющих материалов. Если фильтр устанавливается на потоке охлажден-
ной жидкости, то он частично задерживает также частицы отвержден-
ных газов, и поверхность такого фильтра должна выбираться с уче-
том ресурсной характеристики фильтровальных материалов в кон-
кретных условиях выдачи продуктов. С повышением требований к
тонкости фильтрации и понижением температуры жидкости растут
габаритные размеры фильтров и снижается надежность их работы.
230
Повышение надежности работы фильтров тонкой очистки на по-
токе охлажденной жидкости может быть достигнуто путем ее предва-
рительной фильтрационно-адсорбционной очистки. В качестве адсор-
бентов обычно используются различные марки силикагелей. В фильтр-
адсорберах одновременно проходят процессы адсорбции растворен-
ных и адгезии твердых примесей. Однако введение в состав систем
фильтр-адсорберов значительно усложняет технологию эксплуата-
ции систем.
Наибольшее распространение для фильтрации криогенных жидко-
стей получили сетки из латунной или нержавеющей стальной про-
волоки с тонкостью фильтрации 70—40 мкм. В последнее время
Рис. 7.3. Конструкция сетчатого фильтра для криогенных жидкостей:
1 кожух; 2 — опорный элемент; 3 -- экранно-вакуумная изоляция; 4 —
фильтрующий патрон; 5 — корпус; 6 — прижим; 7 — упор; 8 - люк; 9 —
крышка люка; 10 — патрубки трубопровода
находят применение более тонкие сетки, обеспечивающие тонкость
фильтрации 20 мкм. Такая тонкость фильтрации (20—70 мкм) удов-
летворяет требованиям основных потребителей криогенных продук-
тов. В связи с тем что сетчатые фильтры используются в ряде дру-
гих отраслей техники, в широком ассортименте выпускаются про-
мышленностью цилиндрические фильтроэлементы из сеток с различ-
ной тонкостью фильтрации. Распространению сетчатых фильтров
способствовали их дешевизна, высокие прочностные свойства и
хорошие гидравлические характеристики. На основе общепромыш-
ленных сетчатых фильтроэлементов разработаны типовые конструк-
ции криогенных фильтров. Конструктивно типовые криогенные
фильтры представляют собой один или несколько последовательно
или параллельно соединенных цилиндрических фильтроэлементов,
заключенных в корпус с экранно-вакуумной изоляцией. Корпус
снабжен люком для возможности замены фильтроэлементов без
расстыковки коммуникаций. Конструкция сетчатого криогенного
фильтра приведена на рис. 7.3. При необходимости фильтрации крио-
генных продуктов от частиц с размерами 20 мкм и менее используют
различные пористые материалы. Отечественной промышленностью
выпускается широкий ассортимент металлических пористых лент
231
232
Материалы для фильтрования криогенных жидкостей
Таблица 7.3
Марка фильтроматериала ГОСТ, TV	Толщина, мм	Тонкость фильтрации, мкм	Пористость	Предел проч- ности Ог,, МПа .о	Средний диаметр пор, мкм	Материал
		Сетки				
С200 (ГОСТ 3187—76)	0,5	180	0,42	—	22—154	12Х18Н10Т
С450 (ТУ 14-4-432—73)	0,2	60	0,43	—	11—51	
С685 (ТУ 14-4-697—76)	0,138	20	0,42	—	5,1—35	
008 (ТУ 14-4-507—74)	0,2	80	0,68	—	32—77	
0071 (ТУ 14-4-507—74)	0,2	70	0,65	—	22—61	Х18Н10Т
0040 (ТУ 14-4 507—74)	0,1	40	0,62	——	10—26	
0056 (ТУ 14-4-507—74)	0,15	56	0,68	—	38—55	
	Сетчатые пористые		материалы типа ПСМ			
5 слоев сетки 0071	1,7—2,65	30—40	0,26—0,44	200—250	—	
9 слоев сетки 0071	3,1—5,3	20—35	0,23—0,50	200—250	—	Х18Н10Т
10 слоев сетки С685	1,6	5—10	0,11	300—400	—	
10 слоев сетки С685	2,2	5—10	0,31	120—250	—	
	Лента пористая фильтрующая					
ФНС-2 (ТУ 14-1-400—75)	0,1—0,14	2—3	0,28—0,38	60—100	4,5—9,1 13,5	
ФНС-5 (ТУ 14-1-1400—75)	0,14—0,2	5	0,32—0,37	40—70		Х18Н15
ФНС-10 (ТУ 14-1-1400—75)	0,2—0,31	10	0,38—0,42	40—70	20—24	
ПНС-5 (ТУ 14-1-2173-77)	0,5; 1; 2; 3	4—6	0,3—0,5	70—100	—	
ПНС-10 (ТУ 14-1-2173—77)	0,5; 1;2;3	10—12	0,3—0,5	70—100	—	Х18Н15
ПНС-20 (ТУ 14-1-2173—77)	0,5; 1;2;3	20—25	0,3—0,5	70—100	—	
		Высокопористый фторопласт				
ФЭП 0,5—1	6,6—7	0,5—1	0,676	0,87—1,9	6	Фторопласт-4
ФЭП 5—7 (МРТУ 6-02-357—68)	6,6—7	5—7	0,633	0,78—1,9	28	марки Б или В
ФЭП 10—12 (МРТУ 3-5-6-8)	6,6—7	10—12	0,728	0,82—1,9	46	
в соответствии с ТУ 14-1-140—75, ТУ 14-1-21-73—77 и других,
полученных из порошков стали ПХ18Н15, которые обеспечивают
тонкость фильтрации до 2 мкм. В последние годы начинают вне-
дряться пористые сетчатые материалы (ПСМ), получаемые прессо-
ванием или прокаткой сеток с последующим спеканием. Такие ма-
териалы наряду с удовлетворительными гидравлическими характе-
ристиками обладают более высокой механической прочностью.
Фильтровальные элементы из ПСМ обеспечивают тонкость фильтра-
ции до 2—5 мкм. При малых перепадах давления возможно исполь-
зование более дешевых неметаллических пористых материалов 
пористого фторопласта типа ФЭП, волокнистых фильтрующих
тканей Петрянова типа ФПП. Достоинство пористого фторопласта
помимо высокой тонкости очистки заключается в значительно боль-
шем ресурсе работы по сравнению с материалами типа ФНС. Основ-
ные фильтровальные материалы, применяемые в криогенных си-
стемах [68, 45], приведены в табл. 7.3.
7.2. Обеспечение безопасной эксплуатации
криогенных систем
При обеспечении безопасной эксплуатации криогенных систем
необходимо учитывать, что низкие температуры вызывают охрупчи-
вание ряда конструкционных материалов, в том числе углеродистых
сталей; в замкнутых объемах, заполненных криогенными продук-
тами, происходит рост давления вследствие испарения и нагрева;
повышенные теплопритоки при охлаждении конструкций и при
потере вакуума в изоляционных полостях приводят к подъему давле-
ния, если проходное сечение дренажных коммуникаций недостаточно;
даже кратковременное воздействие криогенных продуктов на че-
ловеческий организм приводит к обморожению кожных покровов и
тканей; пары криогенных продуктов (кроме кислорода) непригодны
для дыхания; ряд криогенных продуктов в жидком и газообразном
состоянии взрыво- и пожароопасны в смеси с воздухом (водород,
метан) или при контакте с другими веществами, особенно органиче-
скими (кислород).
Наличие значительных объемов жидких криогенных продуктов
в крупных системах в сочетании с перечисленными факторами опас-
ности предопределяют возможность травматизма обслуживающего
персонала и существенного материального ущерба при авариях.
Безопасность эксплуатации криогенных систем обеспечивается ком-
плексом мероприятий, осуществляемых на стадиях проектирования,
изготовления оборудования и монтажа систем, а также вовремя их
эксплуатации.
На стадии проектирования систем решаются вопросы’ выбора
конструкционных материалов; проводится комплекс технологических
и прочностных расчетов, подтверждающих обоснованность схемных
и конструктивных решений; обеспечивается компенсация темпера-
турных напряжений при охлаждении элементов систем. В случае
необходимости проводятся научно-исследовательские работы по
233
отдельным вопросам определения и уточнения режимных параметров
продуктов и прочности конструкций. При разработке схемно-тех-
нологических решений учитываются динамические нагрузки, воз-
никающие на переходных режимах работы систем, и принимаются
меры по их снижению, анализируются и сводятся к минимуму по-
следствия возможных отказов отдельных элементов, а также слу-
чайных отклонений от нормального технологического режима.
Типовыми решениями, ограничивающими последствия таких ситуа-
ций, являются: установка дренажно-предохранительных клапанов
на всех участках технологических схем между двумя запорно-
регулирующими устройствами; вывод дренажных коммуникаций
в зоны, безопасные для обслуживающего персонала, для строитель-
ных сооружений и оборудования; при дистанционном управлении
работой запорно-регулирующих устройств в случае отключения
энергопитания обеспечение исполнительными механизмами строго
фиксированного положения затворов (открытое или закрытое) в за-
висимости от назначения конкретного устройства; в местах возмож-
ного пролива продукта ограничение площади испарения обваловкой
(например, вокруг резервуаров); оснащение помещений, в которых
возможно появление паров продуктов, сигнализаторами отклоне-
ния состава атмосферы от допустимых норм. В процессе изготовле-
ния и монтажа систем комплекс организационно-технических меро-
приятий обеспечивает соответствие характеристики оборудования
техническим требованиям. Важными элементами обеспечения вы-
сокой надежности оборудования — составной части проблемы обес-
печения безопасной эксплуатации систем — являются проведения
автономных испытаний оборудования и комплексных испытаний си-
стем в целом. В ходе проведения комплексных испытаний прове-
ряется функционирование агрегатов, выявляются и устраняются
дефекты изготовления отдельных элементов и их монтажа, уточня-
ется технология эксплуатации системы.
В процессе эксплуатации систем техника безопасности обеспе-
чивается организационно-технологическими мероприятиями, на-
правленными на строгое соблюдение инструкций по эксплуатации
систем и их отдельных элементов. Необходимым звеном этих меро-
приятий является техническая подготовка обслуживающего персо-
нала и периодическая проверка знаний правил обслуживания обо-
рудования и техники безопасности.
Опыт эксплуатации криогенных систем показывает, что основные
причины и последствия аварий связаны в первую очередь с химиче-
скими свойствами рабочих продуктов. Рассмотрим основные вопросы
обеспечения техники безопасности систем, работающих на жидких
метане, кислороде, азоте и водороде, т. е. на наиболее широко ис-
пользуемых продуктах.
Азот — нейтральное вещество; в связи с этим проблема обеспе-
чения техники безопасности азотных систем решается сравнительно
просто. Важное практическое значение для обеспечения безопасной
эксплуатации азотных систем имеют следующие два момента Пер-
вый из них, который является общим для всех нетоксичных криоген-
234
Рис. 7.4. Изменение концентрации
кислорода в жидком азоте в зави-
симости от относительной доли
испарившейся жидкости при с0 =
= 4% [25]
ных продуктов, таких как азот, аргон, неон, гелий, обусловлен
снижением концентрации кислорода в воздухе вблизи мест дренажа
значительных утечек продуктов. В связи с этим в процессе эксплуа-
тации азотных систем, при внутреннем осмотре и ремонте крупно-
габаритного оборудования принимаются меры, исключающие по-
падание персонала в зоны с пониженной концентрацией кислорода;
ограничивается количество жидкого азота, с которым можно рабо-
тать в помещениях с естественной циркуляцией, в пределах V^/V <
<7-10“3, где — объем жидкого азота; V — объем помещения.
Данное соотношение объемов гарантирует понижение концентрации
кислорода в воздухе не ниже 15 % даже при мгновенном испарении
азота. Дренаж жидкого и газообраз-
ного азота производится только через
специальные коммуникации с выво-
дами их на площадки дренажа или
в дренажные сосуды. Помещения,
в которых возможна утечка жидкого
или газообразного азота, оборуду-
ются датчиками концентрации кисло-
рода и сигнализаторами нижнего
допустимого предела содержания ки-
слорода, составляющего 19 % объ-
емных долей; при необходимости
предусматривается аварийная при-
точно-вытяжная вентиляция, которая
включается при понижении кон-
центрации кислорода ниже допустимого предела. При внутреннем
осмотре и ремонте оборудование должно быть отогрето до комнатных
температур и концентрация кислорода внутри объемов поднята не
менее чем до 19 % посредством продувки воздухом, в противном
случае необходимо использовать автономный дыхательный аппарат.
Второй специфический момент, определяющий безопасность обраще-
ния с жидким азотом, обусловлен потенциальной возможностью
повышения в жидкости концентрации кислорода, что превращает
инертный продукт во взрыво- и пожароопасный. Дело в том, что
технические сорта жидкого азота содержат до четырех процентов
кислорода, с которым образует раствор в любых соотношениях ком-
понентов. При подводе тепла быстрее испаряется более летучая
фракция — азот и раствор постепенно обогащается кислородом.
Степень обогащения кислородом зависит от начальной концентрации
кислорода и количества испарившегося продукта. Изменение со-
держания кислорода в азото-кислородной смеси с начальным со-
держанием объемных долей кислорода с0 = 4 % в зависимости от
относительной доли испарившегося продукта представлено на
рис. 7.4, из которого видно, что концентрация кислорода в жидко-
сти может возрасти к концу испарения от 4 до 50 % по объему и
более. В результате создаются благоприятные условия для загорания
и даже детонации ряда материалов. Повышение концентрации кис-
лорода представляет большую опасность, потому что она не всегда
235
учитывается из-за инертных свойств исходного продукта Такая
ситуация может возникать при использовании жидкого азота для
охлаждения металлолома, удаления приливов с резинотехнических
изделий, закалке деталей и в других случаях, поскольку к чистоте
обрабатываемых изделий не предъявляется никаких требований
относительно присутствия масел, жиров и других органических
материалов (ввиду инертности жидкого азота). В связи с этим в си-
стемах, где технологический процесс связан с испарением значи-
тельных объемов азота, следует контролировать содержание в нем
кислорода; при увеличении концентрации кислорода до 30 °о жид-
кость должна быть слита. В противном случае поверхности деталей
и оборудования должны быть обезжирены.
Основные вопросы техники безопасности кислородных систем
связаны с сильными окислительными свойствами кислорода 117, 23,
24]. Большинство металлических и все материалы органического
происхождения в тех или иных условиях способны гореть в среде
газообразного и жидкого кислорода. Исключение составляют сплавы
на основе меди, никеля, серебра, золота, а также материалы, основ-
ной составляющей которых являются предельные окислы и другие
минералы неорганического происхождения. Более того, пористые
органические вещества (дерево, кожа, асфальт, пенополиуретан и
другие), а также смазочные материалы и жиры в газообразном и
жидком кислороде способны детонировать. Кардинальным решением
проблемы безопасности кислородных систем явилось бы применение
пожаро- и взрывобезопасных материалов. Однако недостаточно вы-
сокие прочностные свойства одних, хрупкость и нетехнологичность
других, высокая стоимость третьих, а также трудности создания
негорючих конструкционных материалов приводят к необходимости
использования в конструкциях материалов, способных гореть в среде
кислорода. Обеспечение техники безопасности кислородных систем
основано на использовании таких материалов, которые в условиях
их эксплуатации либо не горят, либо для их загорания требуются
достаточно мощные источники зажигания, отсутствующие в нормаль-
ных режимах эксплуатации. Ввиду значительно большей чувстви-
тельности к загоранию органических материалов, применение их
в зависимости от условий эксплуатации либо не допускают, либо
всемерно ограничивают лишь самыми необходимыми случаями.
При этом конструктивными мероприятиями (экранированием ме-
таллической фольгой и проставками, заглублением в толщу металла,
уменьшением зазоров) затрудняют доступ к ним кислорода, что
повышает мощность источников зажигания и ограничивает послед-
ствия загорания. Все кислородное оборудование обязательно под-
вергается обезжириванию после монтажа, капитального ремонта,
а также в процессе эксплуатации в сроки, предусмотренные техни-
ческой документацией. Дренаж жидкого и газообразного кислорода
допускается только на специально отведенные площадки, вокруг
которых на достаточном удалении отсутствуют органические ве-
щества и источники воспламенения. При турбулентном режиме
истечения из отверстия дренажной трубы безопасные расстояния
236
от среза дренажной трубы определяются по полуэмпирическои
зависимости
/ = 200 тЖ,
где d — диаметр дренажной трубы; Т и — температура воздуха и
дренируемого кислорода.
В процессе эксплуатации строго соблюдаются организационно-
технические мероприятия по поддержанию технологического режима
и обеспечению правил эксплуатации оборудования, сводящие к ми-
нимуму возможность возникновения очагов загорания. Следует
отметить, что достаточная редкость загораний и большая доля среди
причин загораний нарушений технологического режима и правил
техники безопасности способствуют даже распространению убежде-
ния о полной безопасности эксплуатации кислородного оборудова-
ния, которую можно обеспечить путем ужесточения требований к об-
служиванию. Однако накопленный опыт свидетельствует о том, что
в реальных условиях длительной эксплуатации систем полностью
исключить источники зажигания практически невозможно. Так,
в жидкостных кислородных системах причиной зажигания органи-
ческих материалов может явиться гидравлический удар с достаточно
интенсивной скоростью нарастания давления. /Многообразие ма-
териалов в условиях их работы, сложный механизм загорания и
случайный характер появлений источников зажигания приводит
к тому, что в настоящее время отсутствует общепризнанный теорети-
ческий подход к оценке условий безопасного применения материалов.
Выбор материалов в значительной мере определяется накоплен-
ным опытом конструирования и эксплуатации данного типа обору-
дования. В этой связи усилия исследователей направлены на вы-
явление объективных показателей степени опасности применения
материалов в кислороде [23, 33, 77, 78].
Большинство исследователей оценивают опасность использования
материалов в жидком и газообразном кислороде по их чувствитель-
ности к удару, некоторые по воздействию электрической искры или
по интенсивности реакции. Поскольку относительная опасность ис-
пользования материала, оцененная по одному параметру, не всегда
отражает объективную опасность их применения, рассматривается
оценка опасности путем комбинации нескольких параметров, ха-
рактеризующих способность материалов к горению. Предложена
также оценка противопожарных свойств конструкции в целом,
заключающаяся в инициировании загорания изделия и подавлении
пожара средствами пожаротушения [73].
Заслуживает внимания идея статистического подхода к оценке ве-
роятности загорания материалов в конструкции. На основе обобщения
опыта эксплуатации различного кислородного оборудования пред-
ложена корреляция, связывающая среднюю наработку оборудования
до загорания материала т0 с энергией зажигания
то = 4,7-106£о.
237
Верхняя й нижняя доверительные границы корреляционной
зависимости соответственно равны:
т® = £МО6£о;
т» = 2,5- 104£о,
где Eq — энергия зажигания, Дж; т0— среднее время работы обо-
рудования до загорания, ч.
Если задан срок между капитальными ремонтами оборудования
или ресурс непрерывной работы системы т, то вероятность невоспла-
менения материалов в пределах заданного отрезка времени равна:
П = — ехр т/т0;
при П >0,9 и т/т0<0,1 /7=1 - т/т0
где П — вероятность невоспламенения материала.
Данный подход позволяет выявить условия безопасного приме-
нения материалов, располагая данными по энергии зажигания.
Практическое использование приведенных зависимостей ослож-
няется тем, что энергия зажигания твердых материалов зависит не
только от параметров кислорода (давления, температуры, скорости),
но и от геометрических размеров и формы деталей, площади, времени
и места воздействия источника зажигания и его природы. Кроме
того, вероятность появления источника с заданной энергией зажи-
гания может существенно отличаться в оборудовании различного
назначения. Тем не менее корреляция дает возможность заранее
ориентировочно оценивать среднее время наработки оборудования
без загорания. Значения энергии зажигания металлов в жидком и
газообразном кислороде обычно составляют £0 >200 Дж, в неме-
таллических материалах — Ео = 0,1-4—10 Дж, в тканях — £0 =
- 0,1=0,5 Дж [23, 24].
Основные проблемы обеспечения техники безопасности систем,
работающих на жидких водороде и метане, обусловлены взрыво-
пожароопасными свойствами продуктов в смеси с воздухом. Смесь
метана с воздухом при нормальных условиях воспламеняется, если
объемная доля содержания метана находится в пределах 5,3—15 %,
детонирует при его объемной доле 6,3—13 %; смесь водорода с воз-
духом воспламеняется и детонирует в гораздо большем диапазоне
концентраций водорода, содержащей объемные доли 4—75 % и
18,3—74 %. В смеси с кислородом пределы воспламенения и детона-
ции расширяются и составляют в объемных долях для метана 5,1 —
61 % и 10—60 %, а для водорода —4—96 % и 15—94 % соответ-
ственно.
Тепловой импульс (энергия зажигания), необходимый для
воспламенения указанных веществ, весьма мал и составляет
для смесей метана с воздухом £0 = 280-10-6 Дж и для водородно-
воздушных смесей £0 = 19-10“6 Дж. Энергия, инициирующая
реакцию водорода с воздухом, столь мала, что воспламенение
водорода может произойти даже за счет разряда электростатиче-
ского электричества, накопившегося на одежде Тротиловые экви-
валенты взрыва стехиометрических смесей метана и водорода с воз-
238
духом равны соответственно 4,8 и 10,6 кг тринитротолуола на один
килограмм продукта. При длительной эксплуатации водородных
резервуаров и других видов оборудования, в которых имеет место
испарение продукта и не исключены небольшие поступления воздуха
и кислорода (например, при наддуве сосудов, подстыковке трубо-
проводов), возможно постепенное накопление кислорода и азота.
Ввиду ничтожно малой растворимости кислород и азот в жидком
водороде легко образуют твердые осадки. Накопление кислородо-
содержащих осадков вызывает потенциальную опасность их возго-
рания и взрыва. Осадки твердого кислорода в жидком водороде
могут детонировать уже при толщине 100 мкм и даже менее. С уве-
личением содержания азота опасность взрыва осадков уменьшается
и осадок воздуха в жидком водороде вполне безопасен в отношении
взрыва. Однако возгонка воздуха при отогреве сосудов может при-
водить к образованию взрывоопасной газовой смеси. Безопасность
эксплуатации систем, работающих на жидких водороде и метане,
обеспечивается комплексом мероприятий по исключению образования
взрывоопасных смесей, ликвидации источников воспламенения, а
также организацией безопасного дренажа в атмосферу. Предотвра-
щение образования газовых взрывоопасных смесей в оборудовании
достигается тем, что перед подачей жидких или газообразных про-
дуктов в объемах снижается содержание кислорода путем вакууми-
рования или замещения воздуха на инертный газ (обычно азот).
При удалении воздуха вакуумированием остаточное давление должно
быть ниже предельного, при котором смеси становятся негорючими,
т. е. ниже 6000 Па для метана и 3400 Па для водорода, При заме-
щении воздуха на инертный газ остаточное содержание кислорода
понижается до значений ниже верхнего предела воспламенения
в смеси с кислородом, т. е. до значений c<Z 0,05 объемной доли
при заполнении метаном и с < 0,04 объемной доли при заполнении
водородом.
После заполнения систем жидкими продуктами во внутренних
полостях во избежание подсоса воздуха поддерживается небольшое
избыточное давление, которое обычно составляет не менее 0,03 МПа.
Перед осмотром и ремонтом оборудование отогревается, а концен-
трация продукта во внутренних полостях снижается до безопасных
пределов путем продувок или полосканий газообразным азотом,
а затем воздухом. Ввиду очень широкого диапазона концентраций,
при которых происходит воспламенение смесей водород -воздух,
предотвращению возможного загорания и взрыва при эксплуатации
водородных систем уделяется особое внимание. Помещения, в кото-
рых возможна утечка водорода, оборудуются автоматическими сиг-
нализаторами содержания кислорода в воздухе, которые срабаты-
вают при достижении концентрации водорода не более 10 % от ниж-
него предела воспламенения водородо-воздушной смеси. Предусма-
триваются меры по защите оборудования и обслуживающего персо-
нала от накопления зарядов статического электричества Электро-
оборудование и КИП выполняются во взрывозащищенном исполне-
нии или устанавливаются в герметичных шкафах, продуваемых
239
инертным газом. Чтобы избежать накопления осадков отвержденного
воздуха и кислорода, ограничивается период непрерывной эксплуа-
тации водородного оборудования. Безопасной считается 5—10-
кратная заправка резервуаров; после этого они подлежат отогреву
до температуры Т 100 К с целью возгонки и удаления кислородо-
содержащих примесей. Наибольшая вероятность образования взрыво-
опасных осадков и газовых смесей свойственна фильтрам тонкой
очистки жидкого водорода, что обязательно должно учитываться
при разработке конструкций и регламента их эксплуатации.
Обеспечение безопасных условий дренажа газообразного водо-
рода производится путем оценки зоны воздействия пламени при
поджигании струи. При определении безопасных расстояний от
среза дренажной трубы следует иметь в виду, что в случае внезап-
ного загорания объем пламени максимален в начальный период
времени, поскольку ограничен поверхностью с концентрацией объем-
ных долей водорода, составляющей 4 %, соответствующей нижнему
концентрационному пределу воспламенения смеси. Через небольшой
отрезок времени объем пламени уменьшается и ограничивается по-
верхностью с содержанием объемных долей водорода 30 %, что
соответствует стехиометрическому соотношению смеси водорода
с воздухом.
При расчетах обычно пренебрегают изменением концентрации
по радиусу струи и не учитывают влияние подъемной силы. В этих
условиях расстояние по оси струи, соответствующее изменению
концентрации водорода от с = 1 на срезе трубы до с на конце струи,
при турбулентном режиме истечения определяется выражением [39 ]
I А Г Т 11ЛЛ/1	\
~г — — I/ —m—с+ 14,4 (1 — с),
где Т — температура окружающего воздуха; Тв — температура
водорода; d — диаметр сечения трубы газосброса; с — концентра-
ция водорода в смеси на расстоянии / вдоль струи.
При определении безопасного расстояния в случае кратковре-
менного воздействия пламени а = 1, с = 0,04, А = 1,86 для гори-
зонтальной и А = 3,75 для вертикальной струи; при горении а = 1,
с = 0,3, А = 5,3 для горизонтальной и А = 8,3 для вертикальной
струи. В зависимости от конкретных условий эксплуатации за без-
опасное расстояние принимается одна из двух рассчитанных величин.
Анализ приведенной зависимости показывает, что газосброс с до-
жиганием обеспечивает меньшие безопасные расстояния. Однако
в этом случае необходимо наличие «дежурного» факела. Сокращение
опасной зоны имеет место также при разбавлении дренируемого
водорода газообразным азотом. Разбавление водорода азотом в объем-
ном отношении 1 : 1 сокращает длину пламени примерно в пять раз.
Чтобы исключить образование взрывоопасных смесей внутри труб,
температура дренируемого водорода должна быть выше температуры
конденсации воздуха, а дренажные трубы перед началом и в конце
сброса паров продуваются десятикратным объемом инертного газа
(обычно азотом) при скорости не менее 0,1 м с,
240
Важным условием безопасности окружающих объектов является
удаление их на достаточно большое расстояние от хранилищ жид-
кого водорода. Для определения безопасных расстояний используют
пол} эмпирические формулы, применяемые для расчета избыточных
давлений во фронте ударной волны и безопасных расстояний при
взрыве взрывчатых веществ [20]. Определение тротилового экви-
валента массы водорода, способной детонировать при проливе,
основано на использовании ряда упрощающих предположений.
Считается, что жидкость мгновенно вступает в тепловое взаимодей-
ствие с заранее известной поверхностью грунта F, которая опреде-
ляется площадью обваловки вокруг хранилища. Скорость испарения
водорода находится из решения задачи теплопроводности полу-
ограниченного тела при граничных условиях третьего рода [44]
(Z2T
aF (TQ — Т) срк г а —
q =---------е erfc -х- л ят,
г	Л 9
где F — поверхность испарения; Т и То — температура жидкости и
первоначальная температура грунта; г — теплота испарения; т —
текущее время; а — коэффициент теплоотдачи при пленочном кипе-
нии; с, р, X — удельная теплоемкость, плотность и теплопроводность
грунта.
Таким образом, при проливе жидкого водорода на грунт масса
взрывоопасной смеси очень быстро достигает максимального значе-
ния, а затем постепенно уменьшается. Для расчетных оценок макси-
мальной массы водорода, способной участвовать в реакции с возду-
хом, предполагается, что она формируется в течение первых двух
минут:
Л4 = J Gth,
о
где М — максимальная масса водорода, способная участвовать
в реакции; тх — время формирования массы; G — скорость испаре-
ния.
С учетом теплофизических свойств покрытий типа сухой земли
и бетона, а также предполагая, что полное перемешивание водорода
с воздухом происходит в стехиометрическом соотношении, для рас-
чета тротилового эквивалента можно использовать следующую
формулу: Сэкв = /С/7, где Сэкв — тротиловый эквивалент взрыва
при мгновенном проливе водорода; F — поверхность испарения;
К 40 кг/м2.
Наряду с определением взрывобезопасных расстояний при проек-
тировании водородных систем следует иметь в виду необходимость
противопожарных разрывов до ближайших сооружений. При их
определении можно ориентироваться на нормативы, разработанные
для сжижения газов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Агафонов И. М., Домашенко А. М. Особенности процессов тепломассообмена
при бездренажном хранении криогенных жидкостей до закритического давления. —
Хим. и нефт. машиностроение, 1983, № 2, с. 19—21.
2.	Адсорбционные вакуумные насосы/В. И. Куприянов, А. В. Исаев,
Н. П. Ю ш и н и др. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1980. 34 с. (Сер. ХМ-6, Криогенное
и кислородное машиностроение. Обзорн. информ.).
3.	Амамчан Р. Г., Берцев В. В., Буланин М. О. Исследование фазовых равновесий
при низких температурах методом инфракрасной спектроскопии. — Журн. физ.
химии, 1973, № 10, с. 2656—2666.
4.	Баслина Е. М., Винников А. И., Аксельрод Л. С. Экспериментальное исследо-
вание тепломассообменных процессов в закрытых сосудах с низкотемпературными
жидкостями. Минск: Наука и техника, 1968, т. IV, с. 172—182.
5.	Белик Н. П., Зельдина Э. А. К расчету гидравлического удара в трубопроводах
с тупиком. — Гидромеханика, АН УССР, 1975, вып. 31, с. 35—39.
6.	Беляев Н. М. Система наддува топливных баков ракет. М.: Машиностроение,
1976. 335 с.
7.	Беляков В. П. Криогенная техника и технология. М.: Энергоиздат, 1982. 271 с.
8.	Бержерон Л. От гидравлического удара в трубах до разряда в электрической сети.
М.: Машгиз, 1962. 348 с.
9.	Буланов А. Б., Пронько В. Г., Блинова И. Д. Охлаждение жидкого водорода
барботированием гелия. — В кн.: Криогенная техника. Технология, контроль
и управление. Балашиха: НПО «Криогенмаш», 1974, вып. 16, с. 23—35.
10.	Буров Л. А., Макушкин А. П. Стеклопластики в криогенной технике: Обзорная
информация. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1973. 57 с. (Сер. ХМ-6. Криогенное и кисло-
родное машиностроение).
11.	Вальциферов Ю. В., Полежаев В. И. Конвективный теплообмен в замкнутом
осесимметричном сосуде с криволинейной образующей при наличии поверхности
раздела фаз и фазовых переходов. — Изв. АН СССР. Механика жидкостей и газов,
1975, № 6, с. 126—134.
12.	Газы, газовые смеси, криогенные жидкости: Каталог/Сост. Н. М. Д ы х н о,
Т. А. Л обачева. М.: НИИТЭХИМ, 1977. 21 с.
13.	Гелиевые сосуды и криостаты: Экспресс-информация/В. Г. Пронько,
Л. Б. Буланова, Ю. А. М ярославская, В. П. Тарасов. М.:
ЦИНТИхимнефтемаш, 1973, № 3. 20 с. (Сер. ХМ-6. О работах НИИ и КБ отрасли).
14.	Герц Е. В. Пневматические приводы. Теория и расчет. М.: Машиностроение,
1969. 359 с.
15.	Горбачев С. П., Крикунов А. А., Гончарук О. А. Нестационарный процесс захо-
лаживания сверхпроводящего кабеля газообразным криоагентом. — В кн.: Сверх-
проводящие ЛЭП. М.: ЭНИН, 1979, с. 47—56.
16.	Гризодуб Ю. Н. Применение теории пассивных четырехполюсников к расчету
распространения колебаний давления в разветвленных гидравлических системах
авиадвигателей. —Изв. АН СССР. Автоматика и телемеханика, 1951, т. 11, № 2,
с. 105—128.
17.	Денисенко Г. Ф., Файнштейн В. И. Техника безопасности при производстве
кислорода. М.: Металлургия, 1975. 276 с.
18.	Директор С., Рорер Р. Введение в теорию систем/Пер. с англ. М.: Мир, 1974.
464 с.
242
19.	Домашенко А. М., Качура В. В., Филин Н. В. Экспериментальное исследование
неравновесных процессов испарения при охлаждении жидкого кислорода и азота
вакуумированием парового пространства. — В кн.: Процессы и технология в крио-
генном машиностроении. Балашиха: НПО «Криогенмаш», 1975, с. 144—155.
20.	Единые правила безопасности при взрывных работах. М.: Недра, 1968. 319 с.
21.	Житомирский И. С., Пестрякова В. А. Методы расчета гидродинамических и те-
пл ©обменных процессов, имеющих место при заполнении, наддуве и опорожнении
криогенных емкостей. — В кн.: Космические исследования на Украине. Киев:
Наукова думка, 1973, вып. 1, с. 90—99.
22.	Жуковский Н. Е. Избранные сочинения. В 2-х т. Т. 2.М.-Л.: Гостехиздат, 1948.
422 с.
23.	Иванов Б. А. Безопасность применения материалов в контакте с кислородом.
М.: Химия, 1974. 287 с.
24.	Иванов Б. А., Розовский А. С. Безопасность работы с жидким кислородом. М.:
Химия, 1981. 221 с.
25.	Иванов Б. А., Наркунский С. Е., Розовский А. С. О взрыво- и пожарной работе
с жидким и техническим азотом: Экспресс-информация, 1974, №7, с. 7. (Сер. ХМ-6.
О работах НИИ и КБ отрасли).
26.	Исследование адсорбции водорода на цеолите СаЕН-4В в интервале температур
20,4—70 К/К. Г. Бреславе ц, Т. К. Григорова, В. С. Коган и др. —
Вопросы атомной науки и техники, 1980, вып. 4 (14), с. 96—99. (Сер. Общая и ядер-
ная физика).
27.	Каганер М. Г. Тепловая изоляция в технике низких температур. М.: Машино-
строение, 1966. 275 с.
28.	Каганер М. Г. Тепломассообмен в низкотемпературных конструкциях. М.:
Энергия, 1979. 256 с.
29.	Кадымов Я. Б. Переходные процессы в системах с распределенными парамет-
рами. М.: Наука, 1968. 192 с.
30.	Качура В. П., Филин Н. В., Клебанов А. И. Динамика заполнения незахоло-
женной магистрали жидким азотом. — В кн.: Процессы и технология в криогенном
машиностроении. Балашиха: НПО «Криогенмаш», 1976, с. 55—70.
31.	Кириченко Ю. А., Супрунова Ж* А. Особенности моделирования процесса тепло-
обмена в замкнутом объеме, частично заполненном жидкостью. Харьков, 1980. 24 с.
(Препринт 1) (АН УССР Физ. техн, ин-та низких температур).
32.	Кириченко Ю. А. К расчету температурного расслоения в заполненных жид-
костью замкнутых емкостях при постоянной плотности теплового потока на обо-
лочке.— Инж.-физ. журн., 1978, т. XXXIV, № 1, с. 5—11.
33.	Кларк А. Ф., Хает Дж. Г. Совместимость конструкционных материалов с кисло-
родом. — Ракетная техника и космонавтика, 1974, т. 12, № 4, с. 31—52.
34.	Криогенное оборудование: Каталог/Сост. X. Я. Степи др. М.: ЦИНТИ-
химнефтемаш, 1980. 87 с.
35.	Криогенные трубопроводы типа Hellax—Andrew Helias/Пер. НПО «Криогенмаш»,
Инв. № 724. 19 с. Проспект фирмы Andrew, декабрь, 1965.
36.	Куликов Ю. Я., Макушкин А. П., Филин Н. В. Исследование работоспособности
затворов криогенной арматуры — Хим. и нефт. машиностроение, 1973, № 3, с. 36—
37.
37.	Кутателадзе С. С., Стыркович М. А. Гидродинамика газожидкостных систем.
2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергия, 1976. 296 с.
38.	Лямаев Б. Ф., Небольсин Г. П., Нелюбов В. А. Стационарные и переходные про-
цессы в сложных гидросистемах. Методы расчета на ЭВМ/Под ред. Б.Ф.Лямаева.
Л.: Машиностроение, 1978. 192 с.
39.	Некоторые вопросы безопасности при хранении водорода и работе с ним: Ин-
форм. листок/Н. В. Ф и л и н, В. Ф. Ко м о в, Ю. А. Кон д р а ш ко в, Г. Г. Ш е-
в я к о в. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1971, № 5. 24 с.
40.	Нестационарный теплообмен/В. К.Кошки н, Э. К. К а л и н и н, Г. А. Д р е й-
ц е р, С. А. Я р х о. М.: Машиностроение, 1973. 327 с.
41.	Общие и теоретические вопросы теплоэнергетики. Обзор. Т. 3. Теплообмен при
пленочном кипении в элементах энергетических аппаратов/Э. К- Калинин,
И. И. Б е р л ин, В. В. Костю к, Ю. С. К о ч е л а е в. — М.: ВИНИТИ, 1972.
147 с. (Сер. Итоги науки и техники).
243
42.	О возможности создания малоинерционных средств регистрации криогенных
температур от 14 К и выше/В. В. П л о т н и к о в, Ю. Е. В а с и л ь е в, Н. В. Фи-
ли н, А. Т. Клементьев. — В кн.: Исследование криогенных установок и тех-
нологических процессов в криогенном машиностроении. Балашиха: НПО «Криоген-
маш», 1977, с. 131 — 137.
43.	Одишария Г. Э., Славинский В. П. Определение объема подпорных емкостей
головной насосной станции. — Газовая пром-сть, 1978, № 7, с. 42—44.
44.	О некоторых закономерностях испарения и горения ожиженных газов/В. В. К о-
м о в, В. Ч. Р е у т, В. В. Г р и ш и н и др. — В кн.: Пожарная техника и тушение
пожаров. М.: ВНИИ противопожарной обороны, 1973, вып. 10, с. 18—27.
45.	Пермяков Б. А., Ложкин В. А. Очистка криогенных жидкостей фильтрованием.
М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1974, 38 с. (Сер. ХМ-6. Криогенное и кислородное маши-
ностроение. Обзорн. информ.).
46.	Петражицкий Г. Б., Клюшников Ф. В. Свободная конвекция в горизонтальной
цилиндрической емкости. — Тр. МВТУ, 1973, № 170, с. 45—70.
47.	Потехин Г. С., Ходорков И. А. Проблемы чистоты и безопасности при транспор-
тировке и хранении жидкого водорода. — В кн.: Атомно-водородная энергетика
и технология. М.: Энергоатомиздат, 1982, вып. 5, с. 96—106.
48.	Пронько В. Г., Леонова Г. М. Расчет процессов охлаждения криогенного обо-
рудования. — Хим. и нефт. машиностроение, 1971, № 1, с. 9—11.
49.	Пронько В. Г., Аксельрод Л. С., Никонов А. Н. Анализ процессов выдавливания
криогенных жидкостей и определение расхода газа наддува.—В кн.: Аппараты
и машины кислородных и криогенных установок. М.: Машиностроение, 1971, с. 3—12.
50. Пронько В. Г. Двухступенчатая модель теплопередачи применительно к охла-
ждению криогенного оборудования в условиях пленочного кипения. — В кн.: Крио-
генная техника. Процессы в установках и системах. Балашиха: НПО «Криогенмаш»,
1975, вып. 17, с. 28—42.
51.	Романенко Н. Т., Куликов Ю. Ф. Криогенная арматура. М.: Машиностроение,
1978. 112 с.
52.	Сборник правил и руководящих материалов по котлонадзору. М.: Недра, 1972.
472 с.
53.	Серов Е. П., Корольков Б. П. Динамика парогенераторов. М.: Энергоиздат,
1981. 406 с.
54.	Серов Е. П., Корольков Б. П. Динамика процессов в тепло- и массообменных
аппаратах. М.: Энергия, 1967. 167 с.
55.	Система криогенного обеспечения ускорительно-накопительного комплекса/
А. И. А г е е в, В. А. Б е л у ш к и н, И. К- Б у т к е в и ч и др. — В кн.: VII Все-
союзное совещание по ускорителям заряженных частиц. М.: Изд-во АН СССР.
Объединенный ин-т ядерных исследований, 1980. 11 с.
56.	Сказываев В. Е., Хвощев С. С., Жданов С. П. Цеолит СаЕ-Т — новый эффек-
тивный адсорбент для вакуумной техники. — В кн.: Вопр. атомной науки. Харьков:
ХФТИ АН УССР, 1975, вып. 1 (4), с. 34—38. (Сер. Физика и техника высокого ва-
куума).
57.	Совершенствование схем криогенных гелиевых систем для криостатирования
сверхпроводящих устройств/В. П. Беляков, А. П. И н ь к о в, В. Д. Кова-
ленко, И. М. Морковкин. — Хим. и нефт. машиностроение, 1980, № 7,
с. 5—7.
58.	Соловьев Б. В. Очистка судовых систем от технологических загрязнений. Л.:
Судостроение. 1977. 75 с.
59.	Справочник по физико-техническим основам криогеники/М. П. Малков,
И. Б. Д а н и л о в, А. Г. 3 е л ь д о в и ч, А. Б. Ф р а д к о в; Под ред. М. П. Мал-
кова. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергия, 1973. 342 с.
60.	Степанов Г. А., Фаткина А. М., Лоханкина Л. К. Свойства сталей и сплавов
для криогенной техники. М.: Изд-во стандартов, 1976. 58 с. (обзорн. информ).
61.	Сытрикович М. А., Мартынова О. И., Миропольский 3. Л. Процессы генерации
пара на электростанциях. М.: Энергия, 1969 . 312 с.
62.	Сухов В. И., Смирнов Е. Н., Брошко Ю. М. Установки для газификации криоген-
ных жидкостей. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1975. 58 с. (Сер. ХМ-6. Криогенное
и кислородное машиностроение. Обзорн. информ.).
63.	Тарко Л. М. Волновые процессы в трубопроводах гидромеханизмов. М.: Машино-
строение, 1973. 168 с.
244
64.	Токарев В. Е. Истечение жидкости из емкости с образованием воронки. —
Авиационная техника, 1967, № 3, с. 89—-95.
65.	Уолллис Г. Одномерные двухфазные течения: Пер. с англ. Под ред. И. Т. А л а-
дьева. — М.: Мир, 1972. 440 с.
66.	Фастовский Е. Г., Петровский Ю. В., Ровинский А. Е. Криогенная техника.
М.: Энергия, 1974. 495 с.
67.	Филин Н. В., Буланов А. Б., Позвонков Ф. М. Зарубежное оборудование крио-
генных систем. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1973, 48 с. (сер. ХМ-6. Криогенное и ки-
слородное машиностроение. Обзорн. информ.).
68.	Фильтры для тонкой очистки криогенных жидкостей/С. В. Б е л о в, В. А. Л о ж-
к и н, Г. П. Павлихин, Н. В. Фил ин. М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1980. 45 с.
(Сер. ХМ-6. Криогенное и кислородное машиностроение. Обзорн. информ.).
69.	Хлыбов В. Ф. Метод расчета температурного расслоения жидкости в вертикаль-
ных цилиндрических сосудах при турбулентной свободной конвекции. — Хим.
и нефт. машиностроение, 1978, № 5, с. 16—17.
70.	Парный И. А. Неустановившееся движение реальной жидкости в трубах. М.:
Недра. 1975. 296 с.
71.	Энциклопедия кибернетики. Т. 1. Киев: Гл. ред. Украинской Советской Энцикл.,
1974. 607 с.
72.	Analysis of thermal stratification of liquid hydrogen in rocket propellant tanks/
J. W. T a t о m. W. H. В г о w n, L. N. К n i g h t and E. F. С о x e. —Advances
in Cryogenic Engineering, 1964, vol. 9, p. 265—272.
73.	Botteri В. P., Manheim J. Fire and explosion suppression techniques. — Aerospace
Med., 1969, vol. 40, N 11, p. 1186—1193.
74.	Epstein M., Anderson R. E. An equation for the prediction of cryogenic pressurant
requirements for axisymmetric propellant tanks. — Avances in Cryogenic Enginee-
ring, 1968, vol. 13, p. 207—214.
75.	Evangelisti G., Boari M. Some applications of water—hammer analysis by the
method of characteristics. — L Energia E Electrica, 1973, vol. 50, N 1, p. 1 —12
76. Hurd S. E., Harper E. Y. Liquid propellant stratification with sidewall and bottom
heating. — Journal of Spacecraft and Rockets, 1968, vol. 5, N 2, p. 220—222.
77.	Hust J. G., Clark A. F. A survey of compatibility of materials with high pressure
oxygen service — Cryogenics, 1973, vol. 13, N 6, p. 325—336.
78.	Key C. F. An apparatus for determination of impact sensitivity of materials in con-
tact with liquid and gaseous oxygen at high pressures. — Mater. Res. and Stand.,
MTRSA, 1971, vol. 11, N 6, p. 28—51.
79.	Moore W. I., Arnold R. I. Failure of Appollo Saturn V Liquid oxygen loading
system. — Advances in Crvogenic Engineering, 1968, vol. 13, p. 534—544.
80.	Poth L. Y., van Hook Y. R. Control of the thermodynamic state of spacestoked
cryogenics by the jet mixing. — Journal of Spacecraft and Rockets, 1972, vol. 9, N 5,
p. 332—336.
81.	Steward W. D. Transfer line surge. — Advances in Cryogenic Engineeringm 1965,
veil. X, p. 313—322.
82.	Wybranowski E. A 10000 — GPM 1 iquid hydrogen transfer system for the Sa-
turn/Apollo Program 1970.—Cryogenic Conference, 17—19 June, 1970, Colorado.
USA. p. 76.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ..........................................................   3
Глава 1. Системы хранения, выдачи потребителям и термостатирования
жидких криогенных продуктов............................................. 5
1.1. Области применения жидких криогенных продуктов..................... —
1.2. Жидкостные криогенные системы ................................. 11
Глава 2. Процессы в резервуарах при хранении, охлаждении и выдаче
продуктов.............................................................. 29
2.1.	Хранение жидких криогенных продуктов............................... —
2.2.	Выдача криогенных продуктов из резервуаров........................ 42
2.3.	Охлаждение криогенных продуктов .................................. 51
Глава 3. Транспортирование жидких криогенных продуктов по трубо-
проводам .............................................................. 60
3.1.	Расчет параметров потока криогенной жидкости при передаче по трубо-
проводам ............................................................... —
3.2.	Охлаждение магистралей	криогенных	систем....................... 76
3.3.	Расчет времени охлаждения	магистралей............................  86
3.4	Расчет повышения давления при подаче криогенной жидкости в тепло-
вую магистраль......................................................... 94
Глава 4. Неустановившиеся процессы в криогенных системах....	100
4.1.	Особенности неустановившихся процессов при работе на криогенных
жидкостях .............................................................. —
4.2.	Неустановившиеся процессы	при заполнении тупиковых	отводов.	.	.	111
4.3.	Неустановившиеся процессы	при открытии запорного устройства ...	134
4.4.	Работа криогенных систем	на переходных режимах................ .	133
Глава 5. Методы экспериментального исследования и расчета параметров
неустановившихся процессов в	криогенных системах............... 144
5.1.	Особенности экспериментальных исследований на жидких криогенных
продуктах .............................................................. —
5.2.	Измерение параметров неустановившихся процессов в криогенных с >
стемах................................................................ 149
5.3.	Расчет параметров	неустановившихся	процессов .................... 158
Глава 6. Оборудование	криогенных	систем ........................... 169
6.1.	Резервуары .	    —
6.2.	Трубопроводы	......... ....	200
6.3.	Арматура	........... .	.	211
Глава 7. Технология эксплуатации систем..............................  221
7.1. Обеспечение чистоты криогенных продуктов .......................... —
7.2. Обеспечение безопасной эксплуатации криогенных систем............ 233
Список литературы................................................. 242
Николай Васильевич Филин
Александр Борисович Буланов
ЖИДКОСТНЫЕ КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
Редактор М. Г. Оболдуева
Художественный редактор С. С. Венедиктов
Технический редактор П. В. Шиканова
Корректор И. Г. Иванова
Переплет художника Б. Н. Осенчакова
ИБ № 4149
Сдано в набор 14.05.85. Подписано в печать 30.10.85. М-22161.
Формат бОХЭО1/^. Бумага типографская № 2. Гарнитура литературная
Печать высокая. Усл. печ. л. 15,5. Усл. кр.-отт. 15,69 Уч.-изд. л. 17,71
Тираж 4120 экз. Заказ 144. Цена 1 р. 10 к.
Ленинградское отделение ордена Трудового Красного Знамени
издательства «Машиностроение»,
191065, Ленинград, ул. Дзержинского, 10
Ленинградская типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
193144, г. Ленинград, ул. Моисеенко, 10.