/
Author: Герш С.Я.
Tags: машиностроение теплотехника теплообмен холодильные установки криогенная техника
Year: 1960
Text
~ 1
\ I
С.Я.ГЕР1П
ГЛУБОКОЕ
ОХЛАЖДЕНИЕ
ГОСЭНЕРГОИ3ДАТ
С. Я. ГЕРШ
ГЛУБОКОЕ
ОХЛАЖДЕНИЕ
Часть II
КОНСТРУКЦИИ МАШИН И АППАРАТОВ,
ТЕПЛОВЫЕ РАСЧЕТЫ, ОПИСАНИЕ
УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Издание третье, дополненное
и переработанное
ДОПУЩЕНО
Министерством высшего и среднего
специального образования РСФСР
в качестве учебника
для машиностроительных
и теплотехнических специальностей
высших учебных заведений
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МОСКВА I960 ЛЕНИНГРАД
ЭТ-5-2
В книге рассматриваются конструкции ма-
шин и аппаратов, применяемых в установках глу-
бокого охлаждения.
Подробно описаны поршневые детанде-
ры, основная и вспомогательная аппаратура
блока глубокого охлаждения.
Рассмотрены вопросы транспортировки, хра-
нения и газификации сжиженных газов, приве-
дены механические свойства материалов, при-
меняемых при низких температурах.
Приводятся тепловые расчеты основного обо-
рудования, дан полный технологический расчет
крупной кислородной установки.
Книга предназначается для инженеров
и студентов, специализирующихся в области глу-
бокого холода и разделения газов.
Содержащийся в книге материал может быть
использован для проектирования и расчета уста-
новок глубокого охлаждения студентами при
курсовом и дипломном проектировании.
Автор Герш Семен Яковлевич
ГЛУБОКОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ, ч. II
* * *
Редактор Е. И, Микулин
Техн, редактор Г. Е. Ларионов
Сдано в пр-во 13/V 1960 г. Подписано к печати 31/VIII 1960 г
Формат бумаги 70ХЮ81Ав 41,10 п. л. Уч.-изд. л. 42
Т-11625 Тираж 13 000 Цена 15 р. 70 к. (с 1 января 1961 г. цена 1 р. 57 к.) Зак. 2268
Типография Госэнергоиздата. Москва, Шлюзовая наб., 10.
ПРЕДИСЛОВИЕ РЕДАКТОРА
Вторая часть книги проф. С. Я. Герта «Глубокое охлаждение»
была написана автором незадолго до его смерти и завершает собой
капитальный труд, состоящий из двух частей.
С. Я. Герш известен как один из «едущих специалистов в обла-
сти глубокого охлаждения, он руководил работами по созданию пер-
вой отечественной кислородной установки в 1932 г.
Автор долгие годы работал в промышленности, участвуя в созда-
нии ряда новых установок глубокого охлаждения, одновременно он
вел большую педагогическую работу в МВТУ имени Баумана, где воз-
главлял специализацию «Глубокое охлаждение» и читал основной
курс по этой специальности.
В проблемной лаборатории глубокого холода, которой руководил
С. Я. Герш, выполнялись крупные научные исследования, разрабаты-
вались новые типы машин и аппаратов для установок глубокого
охлаждения. Большая эрудиция, большой производственный и педаго-
гический опыт, широкий научный кругозор—все это дало возможность
С. Я- Гершу написать книгу, которая является ценным учебным посо-
бием для студентов и полезным руководством для инженерно-техни-
ческих работников, работающих в области глубокого охлаждения.
Впервые эта книга была издана в 1936 г. в значительно меньшем
объеме. Настоящее, третье, издание подверглось значительной пере-
работке и расширению по сравнению с первым и вторым; в книге
нашли отражение новейшие достижения техники глубокого холода как
в Советском Союзе, так и за рубежом.
Бурный рост техники глубокого охлаждения, связанный с разви-
тием химической, металлургической и других отраслей промышленно-
сти, привел к созданию новых типов установок, появлению новых кон-
струкций машин и аппаратов. Так, например, в последние годы появи-
лись очень крупные установки технологического кислорода и установ-
ки по разделению сложных газовых смесей. Метод низкотемператур-
ной ректификации стал применяться для получения дейтерия из водо-
рода, выросла потребность в получении аргона, криптона и других
редких газов. Большинство этих новейших технических достижений
нашло отражение в данной книге.
Настоящий двухтомный труд охватывает большой комплекс об-
щих и специальных вопросов и по широте излагаемого материала
4
Предисловие редактора
является единственным руководством как в отечественной, так и в за-
рубежной технической литературе.
Следует отметить, что не все вопросы освещены в книге доста-
точно 'Полно; так, сравнительно мало места уделено установкам для
разделения сложных газовых смесей и рассматриваются главным об-
разом, воздухоразделительные установки.
Первая глава книги «Детандеры» подверглась коренной перера-
ботке, а в части поршневых детандеров представляет собой наиболее
полный ^труд по этому типу машин.
Приведено много нового материала в главе о конструкциях основ-
ной аппаратуры, применяемой в установках глубокого холода.
Приведены также новые методы^ расчета разделительной и тепло-
обменной аппаратуры.
Гл. 6, в которой дано описание различных типов установок глубо-
кого охлаждения, значительно расширена.
Приведен большой фактический материал в главе о 'механических
свойствах металлов при низких температурах.
Книга была полностью написана автором и сдана в редакцию,
однако ввиду внезапной кончины С. Я. Герша подготовка книги к пе-
чати была проведена его сотрудниками и учениками.
В процессе редактирования книги большая помощь по редакти-
рованию ряда глав была оказана инж. В. С. Гершем.
Ряд ценных замечаний и дополнений был сделан проф. А. Г. Го-
ловинцовым и рецензентом проф. Н. И. Гельпериным.
Следует также отметить большой труд, который вложили в окон-
чательную подготовку книги к печати инж. Л. Л. Ашик и ст. лаборант
В. Ф. Шевич.
Все замечания и пожелания по данной книге просьба сообщать на
кафедру холодильных и компрессорных машин МВТУ имени Баумана.
Редактор
ПРЕДИСЛОВИЕ К ТРЕТЬЕМУ ИЗДАНИЮ
Вторая часть курса «Глубокое охлаждение» хотя и является про-
должением первой части, но по существу представляет собой совер-
шенно самостоятельный труд, связанный с первой частью лишь общ-
ностью темы.
Во второй части книги «Глубокое охлаждение» рассматриваются
конструкции машин, аппаратов, методы их расчета и приводится опи-
сание промышленных установок глубокого охлаждения.
Большинство разделов второй части книги подверглось коренной
переработке.
Глава о компрессорах изъята из книги. В настоящее время тур-
бокомпрессоры и поршневые компрессоры высокого давления пред-
ставляют самостоятельные дисциплины, по которым имеются специ-
альные руководства с расчетами и описаниями конструкций машин.
Глава «Детандеры» значительно расширена, так как до настоя-
щего времени не имеется учебных пособий по этим машинам. В отно-
шении поршневых детандеров нет принятого и достаточно обоснован-
ного метода построения индикаторной диаграммы, расчета отдельных
процессов и т. д. Нам кажется целесообразным восполнить имеющий-
ся пробел и поэтому теории и методу расчету поршневых детандеров
пришлось уделить значительное внимание.
Значительно расширены главы об основных и вспомогательных ап-
паратах, применяемых в установках глубокого холода.
Глава о теплопередаче в аппаратах глубокого холода подверг-
лась некоторой переработке. В ней даны новые формулы для опреде-
ления коэффициентов теплоотдачи в витых змеевиковых и пластинча-
тых теплообменниках.
Глава «Тепловые и конструктивные расчеты аппаратов глубокого
охлаждения» дополнена расчетами пластинчатых теплообменников и
ректификационных колонн, применяемых в разделительных аппаратах
кислородных установок.
Расчеты по незамерзаемости регенераторов оставлены без изме-
нения, несмотря на то что они являются приближенными. Ввиду слож-
ности явлений, происходящих в насадке регенераторов при нестацио-
нарном режиме, до сих пор еще не разработана достаточно точная
методика расчета регенераторов на незамерзаемость от двуокиси
углерода.
В главе «Промышленные установки глубокого охлаждения» при-
водится описание новых типов кислородных установок, изготовляемых
в Советском Союзе, а также за рубежом. Кроме того, дано описание
установок для извлечения криптона, ксенона и для разделения сложных
газовых смесей.
6
Предисловие к третьему изданию
Расширена глава о механических свойствах металлов три низких
температурах. Приводятся данные о металлах, применяемых для из-
готовления отдельных деталей ’машин и аппаратов.
Техника глубкого охлаждения за последние 10 лет далеко шаг-
нула вперед и проникает во многие отрасли промышленности. Автор
стремился в своей работе дать картину современного состояния техни-
ки глубокого охлаждения и надеется, что его работа будет содейство-
вать дальнейшему прогрессу в ©той области.
Первая глава «Детандеры» написана инж. В. С. Гершем, осталь-
ные главы написаны мною.
Автор
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие редактора ................................................. 3
Предисловие к третьему изданию......................................... 5
Введение.........................................................• . . 11
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ДЕТАНДЕРЫ
1-1. Взедение ........................................................ 13
Поршневые детандеры . . .......................................... 14
1-2. Теоретическая индикаторная диаграмма детандера............... ... 14
1-3. Рабочая индикаторная диаграмма................................. 22
1-4. Тепловой расчет поршневого детандера............................. 38
1-5. Экспериментальные исследования поршневых детандеров.............. 42
1-6. Конструкции поршневых детандеров................................. 48
Турбодетандеры.............................................• . . . 70
1-7. Введение.........................................•............... 70
1-8. Классификация турбодетандеров. Абсолютная скорость истечения газа . . 71
1-9. Процесс расширения и к. п. д. проточной части радиального турбодетан»
дера.............................................................. 73
1-10. Влияние на к. п. д. проточной части конструктивных параметров турбоде-
тандера ’......................................................... 76
1-11. Относительные потери от трения колеса и утечек.................. 77
1-12. Сравнение различных типов турбодетандеров по величине суммарных внут-
ренних потерь..................................................... 78
1-13. Конструкции турбодетандеров..................................... 79
ГЛАВА ВТОРАЯ
АППАРАТЫ ДЛЯ ОЧИСТКИ И ОСУШКИ ВОЗДУХА И ГАЗОВ
2-1. Очистка от механических примесей................................. 90
2-2. Очистка воздуха и других газовых смесей от СО2................... 93
2-3. Аппараты для щелочной очистки газов от СО2....................... 95
2-4. Конструкции аппаратов для очистки воздуха от СО2................. 96
2-5. Скрубберные установки ........................................... 99
2-6. Очистка от больших количеств СО2.........,.......................102
2-7. Очистка газов от СО2 с помощью раствора моноэтаноламина..........104
2-8. Очистка воздуха от СО2 с помощью вымораживателей и регенераторов . . 107
2-9. Осушка воздуха....................................................Ю8
2-10. Осушка воздуха химическим методом................................НО
2-11. Осушка воздуха вымораживанием .............-.....................ИЗ
8
Содержание
2-12. Предварительные противоточные теплообменники.....................117
2-13. Вымораживание влаги в переключающихся теплообменниках установок вы-
сокого давления....................................................119
2-14. Осушка воздуха в адсорберах......................................120
2-15. Характеристика алюмогеля и работа адсорбционное установки ...... 121
2-16. Характеристика процесса адсорбции влаги активной окисью алюминия . . 122
2-17. Осушка воздуха в кислородной установке КГ-300-М ....124
2-18. Осушка кислорода с помощью активной окиси алюминия...............126
2-19. Блок сорбционной осушки кислорода ВНИИКИМАШ......................128
2-20. Очистка от твердой двуокиси углерода . . 132
2-21. Очистка жидкого воздуха от ацетилена ........................... 133
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
БЛОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ. ОСНОВНАЯ АППАРАТУРА.
ТЕПЛООБМЕННИКИ
3-1. Конструкция основных теплообменников..............................136
3-2. Теплообменники среднего давления ..................... . . . . 139
3-3. Теплообменники низкого давления.................................. 143
3-4. Сложный многосекционный теплообменник.........?...................145
3-5. Пластинчатый теплообменник........................................145
3-6. Размещение трубок в трубных решетках .... . ......... 147
3-7. Регенераторы................................................... 149
3-8. Теплообмен в регенераторах .......................................151
3-9. Гидравлическое сопротивление регенераторов........................157
3-10. Конструкции регенераторов........................................161
3-11. Переключающий механизм....................... ......... ... 162
3-12. Принудительные и автоматические клапаны .........................170
3-13. Регенераторы-рекуператоры...................................... 173
3-14. Ректификационные колонны . ......................................175
3-15. Конструкции разделительных колонн................................181
3-16. Горизонтальный центробежный ректификатор.........................187
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ОСНОВЫ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ В АППАРАТАХ ГЛУБОКОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ
4-1. Введение . . .....................................................189
4-2. Теплопередача через плоскую цилиндрическую и сферическую стенки . . 190
4-3. Основные уравнения теплопередачи при турбулентном движении........192
4-4. Теплообмен при ламинарном движении жидкости.......................196
4-5. Теплообмен в каналах некруглого сечения и изогнутых змеевиках .... 198
4-6. Теплообмен при поперечшж обтекании пучков труб....................199
4-7. Теплообмен в витых трубчатых теплообменниках......................201
4-8. Теплообмен в пластинчатых теплообменниках....................... 202
4-9. Теплообмен при изменении агрегатного состояния жидкости...........203
4-10. Физические константы газов при глубоких температурах.............209
ГЛАВА ПЯТАЯ
ТЕПЛОВЫЕ И КОНСТРУКТИВНЫЕ РАСЧЕТЫ ОСНОВНЫХ
АППАРАТОВ БЛОКА ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
5-1. Расчет теплообменных аппаратов....................................215
5-2. Тепловой расчет регенераторов.....................................226
5-3. Расчет регенераторов на незамерзаемость ..........................233
5-4. Конструктивный расчет регенераторов...............................242
Содержание
9
5-5. Различные методы обеспечения незамерзаемости регенераторов.........247
5-6. Определение размеров, ректификационных колонн и их отдельных узлов 250
5-7. Расчет конденсаторов-испарителей............*......................258
5-8. Расчет центробежного ректификатора ................................261
ГЛАВА ШЕСТАЯ
ОПИСАНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ
6-1. Установки высокого давления для получения газообразного и жидкого
кислорода ..........................................................264
6-2. Установка с насосом жидкого кислорода производительностью 30 м3 О2
в час (КГН-30)..................................................... 266
6-3. Установка среднего давления с детандером УКТС-100 ................ 268
6-4. Кислородная установка КГ-300-М. производительностью 300 м3 О2 в час . . 271
6-5. Кислородная установка КТ-1000 .................................... 273
6-6. Установка жидкого кислорода КЖ-1600 ............................ 275
6-7. Азотная установка Г-6800 277
6-8. Крупные кислородные установки с регенераторами и турбодетандером . . 281
6-9. Кислородные установки низкого давления ............................292
6-10. Зарубежные кислородные установки низкого давления.................299
6-11. Кислородная установка „Окситон".................................. 301
6-12. Кислородная установка “Эллиот" ............................. ... 302
6-13. Американские кислородные установки низкого давления с регенераторами-
рекуператорами .....................................................305
6-14. Кислородные установки с каскадным холодильным циклом..............308
6-15. Кислородные установки “Эйр-Продакте" с кислородным насосом........311
6-16. Кислородные установки низкого давления Кларка.....................316
6-17. Стационарные и транспортные кислородные установки СК-12 и АК-12 . . 324
6-18. Стационарная кислородно-азотная установка СКАДС-17................326
6-19. Установка „Филипса" для получения жидкого азота ..................330
6-20. Установка для извлечения криптона и ксенона.......................332
6-21. Установка для разделения коксового газа и получения азотно-водород-
ной смеси . . . . ........................................336
6-22. Установки для получения гелия из природного газа..................343
6-23. Установка для разделения газов пиролиза...........................346
6-24. Установки для разделения газов гидрирования.......................349
6-25. Установка для получения дейтерия..................................354
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ХРАНЕНИЕ И ТРАНСПОРТ КИСЛОРОДА
БАЛЛОНЫ, ТАНКИ, ГАЗИФИКАТОРЫ И НАСОСЫ ЖИДКОГО
КИСЛОРОДА
7-1. Хранение кислорода в газообразном состоянии........................356
7-2. Наполнительные рампы...............................................358
7-3. Хранение и транспорт жидкого кислорода. Сравнительные данные по транс-
порту кислорода в жидком и газообразном состоянии...................359
7-4. Цистерны для хранения и транспорта жидкого кислорода ..............359
7-5. Стационарные танки.................................................361
7-6. Транспортные танки.......................................... • • • 363
7-7. Вакуумные сосуды, сосуды Дьюара....................................365
7-8. Газификаторы . . ..........................................367
7-9. Транспортная газификационная установка.............................369
7-10. Насосы жидкого кислорода..........................................372
7-11. Испаритель трихлорэтилена ........................................378
10
Содержание
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
КОНТРОЛЬНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ПРИБОРЫ И АРМАТУРА,
АВТОМАТИЗАЦИЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ХОЛОДА
8-1. Дроссельные вентили.............................................381
8-2. Определение площади проходного сечения в дроссельном вентиле . . . 388
8-3. Указатели уровня жидкости ......................................390
8-4. Запорные вентили высокого давления..............................392
8-5. Трехходовой переключающийся клапан..............................393
8-6. Вентили для баллонов ....................................... 394
8-7. Предохранительные клапаны.......................................394
8-8. Автоматический кислородный газоанализатор МГК-348 ... 395
8-9. Автоматизация кислородных установок низкого давления............396
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ ПРИ НИЗКИХ
.ТЕМПЕРАТУРАХ
9-1. Введение........................................................402
9-2. Механические свойства металлов при низких температурах..........402
9-3. Результаты исследований и выводы................................409
9-4. Влияние низких температур на свойства сварных швов..............410
9-5. Механические свойства некоторых конструкционных сталей, меди> алю-
миния и их сплавов при низких температурах ...................... 411
9-6. Металлы, сплавы и припои, применяемые для изготовления аппаратов
глубокого охлаждения..............................................411
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ КИСЛОРОДНОЙ УСТАНОВКИ
С РЕГЕНЕРАТОРАМИ
10-1. Определение основных параметров установки........................420
10-2. Общий материальный и тепловой баланс установки...................422
10-3. Материальный и тепловой баланс колонны...........................425
10-4. Температура азота после расширения в детандере.......•...........429
10-5. Температура азота, поступающего в турбодетандер..................430
10-6. Тепловой баланс регенераторов....................................430
10-7. Тепловой баланс предварительного теплообменника (ожижителя)....431
10-8. Тепловой баланс аммиачного теплообменника .......................432
10-9. Тепловой баланс основного теплообме <ника........................432
10-10. Тепловой баланс детандерного теплообменника.....................432
10-11. Сводный материально-тепловой баланс.............................433
10-12. Расчет разделительной колонны...................................434
10-13. Расчет основного конденсатора.......>...........................436
10-14. Расчет выносного конденсатора...................................439
10-15. Расчет регенераторов............................................439
10-16. Расчет регенераторов на незамерзаемость в отношении углекислоты . . . 449
10-17. Тепловой расчет предварительного теплообменника.................452
10-18. Тепловой расчет аммиачного теплообменника.......................454
10-19. Тепловой расчет основного теплообменника..................•. . . 456
10-23. Тепловой расчет детандерного теплообменника.........’...........460
10-21. Потери воздуха и концентрация кислорода после регенераторов.....463
10-22. Расход энергии..................................................464
Приложения.................................................•...........466
Литература на русском языке............................................487
Литература на иностранных языках.......................................492
ВВЕДЕНИЕ
Начало развития техники глубокого охлаждения относится к кон-
цу XIX в.
В 1895 г. проф. К- Линде построил небольшую установку для
сжижения воздуха.
Установка состояла из компрессора высокого давления, змееви-
кового теплообменника, сборника для жидкого воздуха и дроссельно-
го вентиля. Змеевиковый теплообменник представлял собой две мед-
ные трубки, из которых одна меньшего диаметра располагалась внут-
ри другой большего диаметра. Теплообменник и дроссельный вентиль
были расположены внутри цилиндрического кожуха, заполненного
изоляцией, чтобы тепло от окружающего воздуха не смогло в значи-
тельном количестве проникать внутрь ожижителя.,
Следующим этапом развития техники глубокого охлаждения было
создание небольшой установки для получения газообразного кислоро-
да; после теплообменника была установлена колонна однократной
ректификации, в которой осуществлялся процесс разделения воздуха.
В нижней части колонны (кубе) собирался жидкий кислород, при ки-
пении которого часть паров отводилась в виде готового продукта,
а другая часть поднималась по высоте колонны и обогащалась азо-
том. Из верхней части колонны уходил загрязненный азот с содержа-
нием 8—10% кислорода. Кислорд и азот направлялись в теплообмен-
ник, в котором происходило охлаждение сжатого воздуха.
В начале XX в. техника глубокого охлаждения стала быстро раз-
виваться в связи с применением кислорода для сварки и резки ме-
таллов. Появились кислородные установки большей'производительно-
сти с колонной двукратной ректификации, с предварительным амми-
ачным охлаждением. Наряду с установками, использующими эффект
дросселирования, стали внедряться кислородные установки Клода
с расширением газа в детандерах.
Помимо кислорода некоторые отрасли промышленности предъяви-
ли спрос на ряд технических газов, в частности на азот и водород, ко-
торые наиболее экономичным образом можно получать в установках
глубокого холода при разделении воздуха и сложных газовых смесей.
Для получения значительных количеств азота стали строить
установки с двумя давлениями воздуха и предварительным аммиач-
ным охлаждением, которые являлись более экономичными, чем уста-
новки высокого давления.
В 20-х годах начала развиваться техника разделения сложных
газовых смесей с применением методов глубокого охлаждения. К чис-
лу таких установок следует отнести установки для разделения коксо-
вого и крекинг-газа. Каждая из этих установок состоит из нескольких
компрессоров, значительного числа теплообменной аппаратуры и
нескольких разделительных колонн.
12
Введение
Кроме основного оборудования, необходимо также иметь вспомо-
гательное оборудование для очистки газов от двуокиси углерода.
Последние два десятилетия характеризуются увеличением произ-
водительности кислородных и азотных установок и установок разде-
ления сложных газовых смесей. Появились новые типы кислородных
установок с регенераторами и турбодетандерами. Ввиду большой по-
требности в редких газах при получении кислорода, стали попутно
извлекать аргон, криптон и ксенон. В 1954 г. в Советском Союзе была
пущена крупная кислородная установка БР-1 производительностью
12 500 л*3 технологического кислорода в час. Эта установка представ-
ляет собой большое инженерное сооружение. Для сжатия воздуха при-
меняются турбокомпрессоры производительностью 85000 м3 воздуха
в час для конечного давления 6,5 ата. Требуемая холодопроизводи-
тельность получается с помощью турбодетандера.
Вся аппаратура заключена в двухстенный изоляционный кожух.
Блок разделения занимает площадь Ю0 м2, высотой 16,5 м.
Очень сложными и более грандиозными являются современные
установки для разделения углеводородных газов (так называемых
бедных газов) с целью получения водорода, используемого на заво-
дах искусственного жидкого топлива. Производительность такой уста-
новки 16 000 м3/ч.
Перед техникой глубокого охлаждения в настоящее время постав-
лены новые задачи.
В ближайшие годьи должньи быть построены установки газообраз-
ного кислорода производительностью 30 000—40 000 м3/ч. Поставлен
вопрос о создании крупных азотных установок. Требуется построить
много установок большой производительности для разделения крекинг-
газа.
Чтобы спроектировать современную установку глубокого охлаж-
дения, специалисту необходимо всесторонне изучить не только теорию
процессов получения глубоких температур, но хорошо разбираться
в том, когда следует применять установки высокого давления, когда
низкого, разбираться в конструкциях машин и аппаратов, применяе-
мых в установках глубокого охлаждения.
В первой части книги «Глубокое охлаждение» было уделено зна-
чительное внимание рассмотрению термодинамики сжижения газов,
расчету разнообразных циклов глубокого холода и процессов разде-
ления воздуха и газов.
Во второй части описываются конструкции машин и аппаратов,
приводятся методы их расчета.
Для практического использования излагаемых методов расчета и
отдельных формул в конце книги дается подробный технологический
расчет кислородной установки типа КТ-3600 с регенераторами и тур-
бодетандером.
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ДЕТАНДЕРЫ
1-1. ВВЕДЕНИЕ
Детандерами называются машины, служащие для создания холо-
да за счет внешней работы, совершаемой расширяющимся газом.
Широкое применение детандеров в различных циклах глубокого
охлаждения связано с тем, что 'получение холода при помощи детан-
дера требует меньших затрат энергии, нежели получение его за счет
дросселирования сжатого газа. Так, например, холодопроизводитель-
ность 1 кг воздуха при дросселировании его с 200 ата и 30° С до
1,0 ата составляет 8,2 ккал!кг. В случае же расширения воздуха тех
же параметров в детандере холодопроизводительность его равна 30—
32 ккал!кг, т. е. в 3,7—4,0 раза больше.
По принципу действия детандер представляет собой пневматиче-
ский двигатель, т. е. машину, преобразующую потенциальную энергию
сжатого газа в механическую работу. Коренное отличие детандеров от
пневматических двигателей состоит в том, что если последние служат
исключительно для получения механической работы, то целью приме-
нения детандера является охлаждение газа или, другими словами, по-
лучение определенного состояния газа за самой машиной, а использо-
вание работы, получаемой в процессе расширения газа, представляет
второстепенную, побочную задачу. Отметим, что в отдельных случаях
работа расширения газа в детандерах может даже полезно не исполь-
зоваться, так как это оказывается экономически нецелесообразным L
Впервые поршневой детандер был применен в установке сжиже-
ния воздуха в 1902 г. французским инженером Клодом.
Первоначальное развитие детандеростроения шло по линии созда-
ния поршневых машин. В этой связи следует упомянуть немецкого
инженера Гейланда, первым создавшего детандер высокого давления
для установок получения жидкого кислорода.
С 30-х годов, когда потребности промышленности в кислороде вы-
двинули проблему создания воздухоразделительных установок боль-
шой производительности, стали строить турбодетандеры.
Выдающееся значение для развития турбодетандеров имели ра-
боты акад. Капицы, наметившего пути значительного повышения тер-
модинамической эффективности детандеров в случае использования
радиальной реактивной турбины и построившего турбодета.ндер с ади-
абатическим к. п. д., равным 0,8—0,82.
Труды акад. Капицы оказали большое влияние на последующее
развитие техники глубокого охлаждения в целом и, в частности, на
1 Lady, Low-temperature expansion turbines, British Chemical-Engineering,
1957, v. 2, «№ 3, p. 128—131.
14
Детандеры
[ гл. I
развитие турбодетандеров как в отечественной промышленности, так
и в зарубежной практике.
В настоящее время детандеры применяются в разнообразных тех-
нологических установках, работающих при весьма низких температу-
рах с целью создания полезной холодопроизводительности и компен-
сации потерь холода.
Наибольшее распространение детандеры -получили в установках,
разделения воздуха. В последние годы детандеры начинают широко*
применяться в установках разделения газов пиролиза, установках ожи-
жения водорода и ряде других производств, требующих получения хо-
лода ’(например, процесс извлечения -сернистого ангидрида из газов,
обжига сернистого колчедана, холодильные авиационные установки
и др.).
Широкое применение детандеров в холодильной технике позволяет
в настоящее время рассматривать их как самостоятельный класс ма-
шин, проектирование и изготовление которых требует учета специфи-
ческих условий их работьи.
По способу преобразования потенциальной энергии сжатого газа
в работу детандеры подразделяются на поршневые детандеры и турбо-
детандеры.
Каждая из этих групп машин имеет свою область применения;
так, в циклах высокого и среднего давления применяются поршневые
детандеры; при низких давлениях и больших производительностях,
преимущественное распространение имеют турбодетандеры.
Согласно принятой классификации детандеры подразделяются на
детандеры высокого, среднего и низкого давления.
К детандерам высокого давления относятся поршневые машины
с давлением впуска 220—150 ата и температурой на входе 300—230° К.
Давление газа за детандером колеблется для этой группы! машин
в пределах 6—15 ата.
Детандеры среднего давления характеризуются давлением газа
на входе в машину поря'дка 50—20 ата и температурами впуска
180—140° К.
Детандеры среднего давления преимущественно выполняются
в виде поршневых машин. В последние годы стали также применяться
и турбодетандеры среднего давления, представляющие собой много-
ступенчатые турбины !.
К детандерам низкого давления относятся машины, работающие
при давлениях впуска газа 5—10 ата и температурой перед детанде-
ром порядка 120—ilil5° К- Детандеры низкого давления выполняются*
как правило, в виде быстроходной одноступенчатой турбины, а при.
малой производительности в виде поршневой машины.
ПОРШНЕВЫЕ ДЕТАНДЕРЫ
1-2. ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ ИНДИКАТОРНАЯ ДИАГРАММА ДЕТАНДЕРА
На действительный рабочий процесс в поршневом детандере ока-
зывают влияние многочисленные факторы!, аналитический учет кото-
рых чрезвычайно затруднителен, а во многих случаях практически не-
возможен. Обычно термодинамический анализ цикла поршневого де-
тандера проводится применительно к теоретической индикаторной диа-
грамме.
1 Moody А. М. and С 1 ц i t о г, Turbo-expanders for low-temperature refrigera-
tion, ASME Paper 52-A-l 14. presented at New York, December 1952.
§ 1-2]
Теоретическая индикаторная диаграмма детандера
15
Полный адиабатический теплоперепад при теоретических условиях
можно реализовать в поршневом детандере только в том случае, если
он не имеет вредного пространства и обеспечивает полное расширение
рабочего тела с производством работы. Такой детандер будем называть
идеальным. Известно, что реальный поршневой детандер имеет вред-
ное пространство, а его цикл характеризуется неполнотой расширения.
Если теоретический рабочий цикл (теоретические условия работы)
идеального детандера представится фигурой а-2-4'-Ь (рис. 1-1), то
такой же цикл реального детандера — фигурой 1-2-3-4-5-6-1 (теорети-
ческая индикаторная диаграмма). В результате этого даже при теоре-
тических условиях работы теплоперепад, получаемый от реального де-
тандера, будет меньше адиабатического.
Рис. 1-1. Теоретическая и рабочая индикаторные диа-
граммы поршневого детандера.
Под термином теоретическая индикаторная диаграмма* следует
понимать цикл машины, включающий те же элементарные процессы,
что и реальный цикл в детандере, но не учитывающий гидравличе-
ских сопротивлений, утечек, трения, внутреннего теплообмена и
теплопритока извне. z
Рабочая индикаторная диаграмма является вторым приближением
к реальному циклу.
Под термином рабочая индикаторная диаграмма в отличие от
действительной диаграммы, получаемой индицированием работающей
машины, следует понимать расчетный цикл детандера, построенный
с учетом гидравлических потерь, внутреннего теплообмена и теплопри-
тока извне.
Термодинамический расчет детандера ведется по рабочей индика-
торной диаграмме, которая с достаточной для инженерных расчетов
точностью отражает действительный процесс детандера. Отдельные
процессы уточняются при этом по экспериментальным данным, полу-
ченным на работающих машинах.
Теоретическая и рабочая индикаторные диаграммы поршневого
детандера представлены на рис. 1-1.
Теоретическая индикаторная диаграмма поршневого детандера,
работающего в интервале давлений рн и /?к, изображается замкну-
тым контуром 1-2-3-4-5-6-1 и состоит из следующих элементарных про-
цессов:
16
Детандеры
[ гл. 1
а) Наполнение цилиндра сжатым газом с давлением рн (линия
1-2). Точка 2 соответствует закрытию (отсечке) впускного клапана.
б) Расширение газа от давления рн до давления р3 (линия 2-3).
В точке 3 открывается выпускной клапан и начинается процесс исте-
чения газа из цилиндра детандера.
в) Расширение газа от давления р3 до давления р4 (линия 3-4) и
истечение газа из цилиндра детандера. В отличие от процесса расши-
рения 2-3, полностью совершаемого в цилиндре самого детандера,
этот процесс идет с двумя частями рабочего тела, расширение газа
происходит как .в цилиндре самого детандера, так и .в следующих за
Рис. 1-2. Диаграмма распределения фаз поршневого
детандера.
а2—угол отсечки; а3—угол предварения выпуска; а5—угол за-
крытия выпускного клапана; ав—угол опережения впуска.
детандером трубопроводах и аппаратах, куда поступает охлажден-
ный газ.
г) Выталкивание газа из цилиндра машины (линия 4-5). В точке
5 происходит закрытие выпускного клапана.
д) Сжатие газа, оставшегося в цилиндре после закрытия выпускного
клапана (линия 5-6). Сжатие газа осуществляется от давления рк до
давления ps. Точка 6 соответствует началу открытия впускного
клапана.,
е) Заполнение сжатым газом вредного объема цилиндра и сжа-
тие имевшегося в цилиндре газа от давления рв до давления рн.
По достижении в цилиндре давления рн весь цикл повторяется
снова.
Точки 3 и 6, соответствующие началу открытия выпускного и
впускного клапанов детандера, показаны на теоретической индикатор-
ной диаграмме совпадающими с крайними положениями поршня, что
в действительности не имеет места.
На рис. 1-2 представлена диаграмма распределения фаз поршне-
вого детандера. Точки 1-2-3-4-5-6 этой диаграм-мы, отвечающие тем же
точкам индикаторной диаграммы, соответствуют действительным уг-
лам поворота коленчатого вала детандера, при которых начинаются
§ 1-2]
Теоретическая индикаторная диаграмма детандера
17
(заканчиваются) элементарные процессы, образующие рабочий цикл
машины.
Зависимость положения поршня от угла поворота коленчатого
вала устанавливается известным уравнением
S = /?(l — cosa)-|-L^l— 1 — (г")* sin2a^; (1-1)
где S — расстояние поршня от верхней мертвой точки;
R — радиус кривошипа;
L—длина шатуна;
а — угол поворота коленчатого вала, отсчитываемый от верхней
мертвой точки по ходу вращения.
Из элементарных процессов, образующих теоретическую индика-
торную диаграмму детандера, изменение состояния газа и, (следова-
тельно, изменение его энтальпии происходит в процессах расширения,
истечения, сжатия и заполнения вредного объема цилиндра. В первых
двух процессах энтальпия газа уменьшается, так как внешняя работа
осуществляется в этих процессах за счет внутренней энергии газа.
В процессах же сжатия и заполнения энтальпия газа, наоборот, уве-
личивается, так как эти процессы связаны с увеличением внутренней
энергии газа за счет затраты внешней работы. Поскольку в перечис-
ленных процессах изменяется энтальпия, они оказывают влияние на
холодопроизводительность детандера. В процессе заполнения вред-
ного объема происходит также возрастание энтропии, однако ввиду
малого количества газа во вредном объеме в дальнейшем будем счи-
тать s=const.
Процессы наполнения и выпуска характеризуются только измене-
нием количества газа в цилиндре детандера. Так как состояние газа
в этих процессах остается неизменным, они~не участвуют в получении
холода. Однако процесс наполнения (линия 1-2) оказывает суще-
ственное влияние на общую холодопроизводительность, поскольку им
определяется количество газа, проходящего через машину.
Для анализа рабочего цикла детандера введем величины, характе-
ризующие его работу:
1. Адиабатический теплоперепад Д/ад— максимальная
разность энтальпий в начале и в конце изоэнтропического расшире-
ния газа. Адиабатический теплоперепад зависит только от начальных
параметров процесса расширения рн , Тн и конечного давления про-
цесса рк. Для реальных газов Д/ад определяется по диаграммам T-s
или i-s. В случае идеального газа адиабатический теплоперепад
может быть подсчитан по уравнению
1
/г
д/аД = ср-7’н 1—(х) [ккал/кг]. (1-2)
2. Действительный теп-Доперепа д Д!д представляет раз-
ность энтальпий газа до и после детандера
Дгд —/н—iK [ккал[кг\. (1-3)
Определение <н и iK по известным давлениям и температурам газа
до и после детандера (ря; Тп и рк; Тк) производится по тепловым
диаграммам.
2 С. Я. Герш.
18
Детандеры
[ гл I
3. Адиабатический к. п. д. детандера ^ад дает качест-
венную оценку работы детандера и равен отношению действительного
и адиабатического теплоперепада
А/_
Ъд = дГ-- (Ь4>
шад
4. Холодопроизводительность детандера Д7дч может
быть определена следующим образом:
Д7„==(7 -Ar==fl -G -At' =ij -Д7,,, 1ккал/ч], (1-5)
д.ч д д /ад д ад /ад ад l /J* \ /
где Сд — часовой расход газа через детандер, кг)ч,.
Холодопроизводительность идеализированного реального детанде-
ра, процессу которого отвечает теоретическая индикаторная диаграм-
ма, находится в зависимости от площади индикаторной диаграммы и
растет с ее увеличением.
Проследим изменение энтальпии в элементарных процессах, про-
текающих в детандере. Для анализа этих процессов введем соотноше-
ния, характеризующие основные точки индикаторной диаграм!мы де-
тандера:
а) Величина вредного объема учитывается относительной вели-
чиной
V S
а=<=^’ (1-6)
где VBp — объем вредного пространства;
= —рабочий объем цилиндра;
5вр—приведенная высота вредного объема;
5 — ход поршня.
б) Процесс наполнения детандера характеризуется степенью от-
сечки и степенью наполнения. Под степенью отсечки е2 понимается
доля хода поршня, приходящаяся на процесс наполнения:
у S
V ОТС °ОТС /1
s2=-V7==-s-’ <Ь7'
Степенью наполнения 8 характеризуется использование полного
объема цилиндра детандера в процессе наполнения:
У у V . , п
*__ v нач __у отс > v вр _«2 “г а /1 о\
~ V4 + VBp- V4+VBP - 1 + а •
Легко видеть, что давления в начале и конце расширения (линия
2-3) связаны соотношением
А = Л«’. (1-9)
где п — показатель политропы расширения газа.
в) Процесс сжатия газа в детандере (линия 5-6) характеризуется
относительной величиной г6, равной доли хода поршня, приходящейся
на процесс сжатия:
= (1-10)
§1-2] Теоретическая индикаторная диаграмма детандера
19
г) Полная степень расширения газа в детандере характеризуется
отношением начального и конечного давлений
Рн
?=/• (1-11)
ГК
Так как количества газа, участвующие в отдельных процессах,
различны, холодопроизводительность детандера за один оборот колен-
чатого вала найдется как сумма холодопроизводительности отдельных
процессов
Д/д = 2Сп-Д/л [ккал[об], (1-12)
где Gn — количество газа, участвующее в элементарном процессе,
кг/об;
Ып — соответствующее изменение энтальпии, ккал[кг.
Рассмотрим изменение энтальпии газа в отдельных процессах.
1. При адиабатическом расширении идеального [газа в цилиндре
детандера (линия 2-3) изменение энтальпии будет:
А—1
Дг’2.3=л-£-=ггр*k ] ^ккал!кг^ (1-13)
Принимая во внимание выражение
°. = °. + = <К,„+ V.„) t, = V, (., + а) t, [кг/об]
и используя уравнение (1-9), имеем:
4-3= ^7ц.(е, + а)Л.(1 -S*~') [ккал/об]. (1-14)
2. При истечении из цилиндра детандера газ совершает работу
расширения, связанную с перемещением расширяющегося объема газа
в выхлопных органах, следующих за детандером.
В момент открытия выпускного клапана давление в цилиндре де-
тандера и удельный объем будут рз и оз, после расширения газа дав-
ление и удельный объем равны р± и v^. Так как работа совершается
за счет внутренней энергии газа, можно записать *:
«з —«4 = лЛ-(у4 —уз).
подставляя значение «=»— Apv, получаем:
/ р \
= Ар3 • v3 (^ 1 — -) [ккал/кг].
(Ы5)
Подставляя значение р3 согласно уравнению (1-9), умножая на
<7s = у^ (1 -]- а) у3 и принимая во внимание соотношение (1-11), имеем:
д/зч = Д.Уц(1 +<z)^(<pS*- 1) [ккал/об]. (1-16)
1 Бошнякович, Техническая термодинамика, Госэнергоиздат, 1955, ч. I,
стр. 109.
2*
20
Детандеры
[ гл. 1
В процессе истечения газа из цилиндра происходит дальнейшее
понижение температуры газа. Для реального газа температура может
быть найдена по T-s и /-«-диаграммам.
В случае идеального газа {pv — RT и Д/ = ср-ДГ) температура за
детандером может быть найдена из уравнения (1-15)
ср(Т3-Т4) = А^Т3[1-£),
откуда, принимая во внимание, что —, уравнение (1-9), а
Ср К
также Т8 = 7’2--^-, получаем:
3. В момент закрытия выпускного клапана газ, оставшийся в ци-
линдре детандера, сжимается. Процесс сжатия сопровождается увели-
чением энтальпии газа:
fe—1
= * — Н [ккал/кг]. (1-18)
Принимая во внимание выражения:
/>» _ Лч_\ * _ fa + *
Рк \V*J \ а ) '
G6 = ^(« + SS)Y6 « =
имеем:
= -V • Уц[{а + в,)*"'- <?-'] [ккал/об]. (1-19)
4. После открытия впускного клапана (точка 6) газ поступает во
вредный объем цилиндра и давление газа в нем возрастает от рй
до ри. Процесс заполнения вредного объема сопровождается повыше-
нием энтальпии газа.
Действитёльно, при заполнении вредного объема сжатым газом
внутренняя энергия газа, находящегося в цилиндре детандера, возра-
стает на величину работы, необходимой для заполнения:
Ul — Ui — ApaV, (1-20)
где V — объем газа при давлении ря и Ти, поступающий во вредное
пространство детандера из впускного трубопровода или ре-
сивера.
Подставляя значения
U,=l,-Ap,.V„-,
U.-I.-Ap,Vn-Ap,V
и принимая во,внимание
V — V -а,
вр кц Wz>
§ 1-2]
Теоретическая индикаторная диаграмма детандера
21
имеем:
подставляя
получаем
Ым = АРИ-у,1-а(1— [ккал/об]-,
\ * Н /
= А-а-Упря [1 -+ т)*] [ккал/об].
(1-21)
(1-22)
Количество холода, произведенного в детандере за один оборот
коленчатого вала, можно найти из уравнения теплового баланса:
Д'д = Ы2.з + Чл - Д/5.6 - Д/e., [ккал/об]. (1-23)
Изменение энтальпии в процессе сжатия сказывается на суммар-
ной холодопроизводительности детандера в незначительной степени.
Пренебрегая потерей холода в процессе сжатия, имеем:
Л/„ = 0; (1-24)
(1-25)
При проектировании детандера большое значение имеет правиль-
ный выбор степени наполнения 3, обеспечивающий максимальный адиа-
батический к. п. д. детандера т)ад.
Для нахождения 80ПТ выразим tj как Функцию степени напол-
нения.
Подставляя в уравнение (1-23) выражения (1-14), (1-16), (1-24),
(F-25) и принимая во внимание уравнение (1-8), имеем:
д/д = А• Уц/?н( 1 + а) [ ---?(?+а) ] [ккал/об]. (1 -26)
Согласно уравнению (1-5) величина адиабатического к. п. д. де-
тандера может быть найдена как
О:27)
Количество газа, проходящего через детандер, с достаточной точ-
ностью можно подсчитать по следующему уравнению:
^ = ^(a + s3-7)YH 1^/об] (1-28)
или, принимая во внимание уравнение (1-8):
^ = ^[S(1 [кг/об]. (1-29)
Подставляя выражения (1-26) и (1-29) в уравнение (1-27) и прини-
мая во внимание (1-2), имеем:
^ад k ‘ fe-1
22
Детандеры
I гл. 1
Уравнение (1-30) позволяет найти оптимальную степень наполне-
ния 8ОПТ, обеспечивающую при. заданных <р и а максимальный адиаба-
тический к. п. д. детандера.
Оптимальная степень наполнения найдется из условия
=°- О'31*
Уравнение (1-31) не решается в явной форме относительно 8ОПТ.
С достаточной для ориентированных инженерных расчетов точностью* 1 * *
оптимальная степень наполнения может быть найдена из выражения
1
8 =Г (1-32)
опт [<р(1 + a) J ' 7
Уравнение (1-32), при выводе • которого не учитывались потери,
имеющие место в реальном цикле, и газ рассматривался как идеаль-
ный, носит приближенный характер. Ошибка при пользовании им мо-
жет достигать в отдельных случаях 15—20%. Однако для ориентиро-
вочных подсчетов пользование этим уравнением весьма удобно.
1-3. РАБОЧАЯ ИНДИКАТОРНАЯ ДИАГРАММА
Рабочая индикаторная диаграмма поршневого детандера суще-
ственно отличается от разобранной выше теоретической индикаторной
диаграммы. Напомним, что под термином рабочая индикаторная диа-
грамма подразумевается расчетная диаграмма, построенная с учетом
гидравлических сопротивлений, внутреннего теплообмена и теплообмена
с окружающей средой.
Одно из существующих различий теоретической и рабочей индика-
торных диаграмм состоит в том, что если в первой внешняя работа
цикла, а следовательно, и площадь индикаторной диаграммы пропор-
циональны холодопроизводительности детандера, то для цикла, отве-
чающего рабочей диаграмме, такая зависимость не имеет места. Это
положение можно проиллюстрировать следующим примером: при под-
воде тепла к газу в процессе его расширения в цилиндре внешняя ра-
бота, производимая детандером, будет увеличиваться, в то же время
очевидно, что приток тепла уменьшит холодопроизводительность де-
тандера.
Анализ рабочей индикаторной диаграммы в аналитической форме
представляет значительные трудности в связи с тем, что проведение
его возможно только с использованием одного из весьма сложных при-
ближенных уравнений состояния реального газа. Кроме того, проведе-
ние его требует использования ряда коэффициентов, по которым в на-
стоящее время отсутствуют сколько-нибудь надежные данные.
В связи с этим анализ рабочего цикла поршневого детандера
ограничивается рассмотрением отдельных процессов в диаграмме T-s>
тепловым расчетом детандера и построением рабочей индикаторной
диаграммы.
1 Уравнение (Ь32) получается из уравнения (1-31) при следующем допущении:
1 + 1 + s А - 1 ? в — 1
Поскольку значение второго члена левой части этого выражения лежит в пределах
0,014-0,02, ошибка при таком допущении невелика.
$ 1-3]
Рабочая индикаторная диаграмма
23
Процесс расширения газа в диаграмме T-s для 1 кг газа, прохо-
дящего через детандер, показан на рис. 1-3.
Линия Г-2 соответствует понижению давления газа в результате
гидравлических потерь во впускных клапанах. Кривая 2-3 описывает
процесс расширения газа в цилиндре детандера. Отклонение процесса
2-3 от идеального 2-5ад связано с подводом тепла к газу в процессе
Рис. 1-3. Процесс расширения газа в порш-
невом детандере в диаграмме T-s.
/ — потери, связанные с дросселированием газа
во впускных клапанах; 2—потери, связанные с от-
клонением процесса расширения от адиабаты; 3—
потери, связанные с неполнотой расширения газа
в детандере; 4—потери, связанные с дросселиро-
ванием газа в выпускных клапанах.
к. п. д. детандера
Рис. 1-4. Определение ко-
нечного состояния газа в
области влажного пара.
расширения. Изменение давле-
ния в процессе истечения газа из
цилиндра детандера изображает-
ся линией 3-4. Как уже отмеча-
лось выше, этот процесс также
является холодонроизводящим.
На диаграмме T-s кривая 3-4 за-
нимает промежуточное положе-
ние между процессами дроссели-
рования 5-5др и политропическим
расширением газа 3-5р (продол-
жение процесса 2-3). Наконец,
линия 4-5 соответствует пониже-
нию давления газа в выпускных
клапанах детандера.
Совершенство работы детандера оценивается адиабатическим
__ is — is
^аД 1н г5ад
(1-33)
Здесь гн — /5=Д/д представляет собой действительную удельную
холодопроизводительность газа, a iH — /5ад = Д/ад— располагаемая
удельная холодопроизводительность газа.
При оперировании т]ад надо всегда знать, как определена распо-
лагаемая удельная холодопроизводительность Д«ад в том случае, если
точка 5ад находится ниже пограничной кривой (рис. 1-4). Линия s = const
може г быть оставлена или на изобаре (точка 5ад), или на продолже-
нии изобары газовой фазы [(точка 5ад), что является весьма условным.
Потери давления в распределительных органах с достаточной точ-
24
Детандеры
[ гл. 1
ностью можно рассматривать как дросселирование (i = const), в резуль-
тате которого газ поступает в детандер при давлении, несколько мень-
шем, чем во входном патрубке p2<Zpa, и оставляет детандер при дав-
лении, превышающем противодавление /?4>рк.
Гидравлические потери зависят от удельного веса и вязкости газа,
скорости в клапанах и ряда конструктивных факторов, связанных с гео-
метрией клапанов и кинематикой распределительных органов.
Для хорошо запроектированного детандера линия, соответствую-
щая процессу наполнения на индикаторной диаграмме, незначительно
отклоняется от горизонтали. В связи с этим процесс наполнения в ра-
бочей индикаторной диаграмме часто рассматривается протекающим при
постоянном давлении.
Давление газа в начале расширения может быть подсчитано по
уравнению
А = 0-34)
где <р! =---------относительная потеря давления во впускном кла-
Ра пане.
По опытным данным ВНИИКИММАШ величина относительных
потерь во впускных клапанах ф, колеблется в пределах 10—15%.
Давление выталкивания газа определяется по уравнению
= (Ь35)
где ф2 = —-------относительная потеря давления в выпускном клапане.
Для действующих машин величина относительных потерь в вы-
пускных клапанах ф2 колеблется в пределах 4—8%.
Удельные потери холода, связанные с гидравлическими потерями
в распределительных органах детандера, изобразятся на T-s-диаграмме
(рис. 1-3) площадями 5ад-5"-7-6-5ад (удельные потери холода во впускных
клапанах) и 5-10-9-5'-5 (удельные потери холода в выпускных клапанах).
Точка 5' соответствует на диаграмме конечному давлению истечения
газа в случае отсутствия гидравлических потерь в выпускных клапа-
нах (т. е. кривая 4-5' является продолжением кривой 3-4).
Степень отклонения процесса расширения от адиабатического может
быть оценена адиабатическим к. п. д. процесса расширения ^2-3:
„ __ *3
Ъз-/г_/зад
(1-36)
Очевидно, что значение tj2.3 определяется характером подвода тепла
к газу в процессе расширения.
Тепло, подводимое к газу, складывается из внешнего тепла (по-
тери холода в окружающую среду) и внутреннего тепла, представляю-
щего собой тепловой эквивалент работы трения поршневой пары.
Если условно продолжить линию расширения в самом детандере
2-3 до конечного давления (точка 5р) и отнести к этому процессу все
тепло, подводимое к газу в процессах расширения 2-3, истечения 3-4
и дросселирования, то легко видеть, что удельные потери холода
Д^пот.р = изобразятся на T-s-диаграмме площадью 5"-5-8-7-5”.
Соответственно адиабатический Дгад и действительный Дгд тепло-
перепады изобразятся на T-s-диаграмме площадями 5"-11-12-7-5" и
5-11-12-8-5„.
р р
§ 1-3]
Рабочая индикаторная диаграмма
25
Суммарному теплу, подводимому к газу в процессе полного рас-
ширения 2-5р, отвечает на диаграмме площадь 2-5р-8-7-2. Одна часть
этого тепла, изображаемая площадью 2-5р-5"-2, преобразуется в меха-
ническую работу, другая же часть, отвечающая площади 5"-5p-S-7-5",
представляет собой количество тепла, расходуемое на увеличение
энтальпии газа и, следовательно, потерю холода.
Если долю тепла, превращаемую в механическую работу, обозначить
через х
Пл (2-5р 5"-2) __
Пл (2-5р 8-7-2) ~~Х>
(1-37)
то удельные потери холода в процессе расширения определятся сле-
дующим образом:
Дгпот.р = Дг’ад —Дгд = (^т+<7Тр)(1—Л) [ккал/кг]; (1-38)
где qT— удельный теплоприток извне;
<7тр — удельное количество тепла, выделившегося от трения порш-
невой пары.
Холодопроизводительность процесса истечения газа 3-4 может быть
оценена относительным к. п. д. процесса
На величину влияют в основном два фактора—характер под-
вода тепла к газу в процессе истечения и неполнота расширения газа,
определяемая отношением — .
Pt
Так как потери холода в процессе истечения, связанные с подво-
дом тепла, были уже учтены при рассмотрении процесса расширения
газа, к удельным холодопотерям процесса истечения будем условно
относить только потери Дгпотвр, связанные с неполнотой расширения
газа.
В диаграмме T-s (рис. 1-3) удельные потери холода, связанные
с неполнотой расширения газа в детандере, изобразятся площадью
5р-5'-9-8-5р.
Точка 5' на диаграмме характеризует конечное состояние газа при
истечении в случае отсутствия гидравлических потерь в выпускных
клапанах.
Потери холода, связанные с неполнотой расширения, с достаточ-
ной для инженерных расчетов точностью могут быть подсчитаны по
уравнению
Д/ и = Д/ — ДрЛ(1 — —\ (1-40)
пот.н.р адз 3 \ р3 / ' 7
где действительный теплоперепад вычислен по уравнению (1-15).
Определение теплопритока qT и qrp связано со значительными
трудностями и осложняется отсутствием достаточно надежных экспе-
риментальных данных по ряду коэффициентов, необходимых для вы-
полнения расчетов.
В связи с этим рассмотрение потерь, связанных с теплопритоком,
ограничивается вопросом о влиянии отдельных конструктивных факто-
ров на потери холода от теплопритока извне и трения поршневой пары.
26
Детандеры
[ гл. 1
Часовая потеря холода от теплопритока извне Д/т зависит от гео-
метрических размеров цилиндра, температурного режима работы де-
тандера, коэффициентов теплопроводности материала цилиндра и изо-
ляции и коэффициентов теплоотдачи от окружающего воздуха к на-
ружной поверхности детандера и от зеркала цилиндра к газу, находя-
щемуся в детандере. Для данного детандера часовая потеря холода
может считаться постоянной.
Удельный теплоприток qT и определяемые им холодопотери будут
для данного детандера тем меньше, чем больше его производитель-
ность.
Очевидно, что с увеличением степени наполнения и числа оборо-
тов детандера удельные холодопотери от теплопритока будут умень-
шаться.
Потеря холода от трения в цилиндре зависит в основном от ко-
эффициента трения между поршневыми кольцами и цилиндром, удель-
ного давления колец на зеркало цилиндра и режима смазки.
Удельный теплоприток <7тр, а следовательно, и вызываемые им
холодопотери Дг'тр могут рассматриваться как величины постоянные,
не зависящие от производительности машины.
Увеличение производительности детандера за счет повышения числа
оборотов не должно заметно сказываться на величине Д*тр, поскольку
и производительность детандера и мощность трения qTp в первом при-
ближении прямо пропорциональны числу оборотов коленчатого вала.
Дгтр
Д4.1
Относительная потеря холода от трения поршневых колец f —
колеблется для различных детандеров в пределах 3—8%.
Удельные потери холода при расширении газа могут быть подсчи-
таны с достаточной для инженерных расчетов точностью по диаграмме
T-s в случае, если известны внешние параметры работы детандера.
Пример 1. Определить удельные потери холода при расширении воздуха
в детандере высокого давления, имеющего следующие параметры:
ра— 160 аша; Ти - 240° К;
рк —6,0 ата; 7’к = Ц7м’К
Давление конца расширения />3 = 18,0 ата.
Начальная энтальпия jB = 95 ккал/кг.
Конечная энтальпия «к = 76 ккал/кг.
Действительный теплоперепад Д/= 95— 76= 19 ккал/кг.
Адиабатический теплоперепад Д£ад, поскольку конечная точка при адиабати-
ческом расширении лежит ниже пограничной кривой, подсчитываем на продолже-
нии изобары рк = 6,0 ата.
Адиабатический теплоперепад
Д/ад = 95 — 68 = 27 ккал/кг.
Адиабатический к. п. д. детандера
19
^ад = -jy-100 = 70,2%.
Суммарная потеря холода
Д1П0Т = 27 — 19 = 8 ккал!кг или fnoT = JL = 29,8%
§ 1’3 ]
Рабочая индикаторная диаграмма
27
Принимаем относительную потерю давления на входе в детандер 44=12%.
Тогда давление начала расширения найдется как
.Рг = A G—Ф1)== 160(1—0,12) =141 ата.
Переходя в диаграмме T-s от начальной точки рп = 160 ата по изоэнтальпе
к точке /?2=141 ата, находим соответствующий ей адиабатический теплопе-
репад
Д/а Да = 95 — 68,7 = 26,3 ккал/кг.
Потеря холода, вызываемая гидравлическим сопротивлением во впускном
клапане, составляет:
0,7
Д*вп = 27 — 26,3 = 0,7 ккал/кг или /вп = = 2,6%.
Относительную потерю давления в выпускных клапанах принимаем равной
4>2 = 8%. При этом давление истечения будет равно:
1 А 1 R RK
А = Рк = 6= 6,55 ата.
Переходя от конечной точки рк = 6,0 ата и 7к=117°К по изоэнтальпе г =
= 76 ккал/кг к точке = 6,55 ата, находим соответствующий ей адиабатический
теплоперепад, равный удельной холодопотере в выпускном клапане:
0,5
Д«ад< — Д/ВЫП = °>5 ккал!кг или /вып = 27 = 1,85%.
Для определения удельных холодопотерь в процессе истечения включая про-
цесс выхлопа 3-5', необходимо определить температуру воздуха в начальный мо-
мент истечения Т3. Для этого воспользуемся уравнением (1-15):
( Рк\ ( Рк\
Д*3-5' — AP^V3 Ps / = 3 v Рз / 0'41)
здесь 53—коэффициент сжимаемости газа при температуре и давлении, соответ-
ствующих началу открытия выпускного клапана.
Более точные расчеты с учетом величины теплопритока (qT + ?тр)з-5' показы-
вают, что ошибка в определении Д/^, по приближенной формуле составляет ~ 6—7%.
Задаваясь температурой Г3, подсчитываем Д«3.5, и определяем г3 = гк + Д«3.5,,
а затем по диаграмме T-s проверяем правильность принятой температуры по точке
с параметрами р3 и
Задаемся 7\=148°К. Значение Е3 определяем по диаграмме pv-p для воз-
духа, 63 = 0,877
0,877*29,27*148 / 6,0х
Д/3.5, = ----427---- ( 1-----18*) = 5,9 ккал/кг\
ia = 76 + 5,9 = 81,9 ккал)кг.
Проверка Т3 по найденному теплосодержанию дает Т3~ 148° К.
Удельные холодопотери процесса истечения найдутся как разность адиаба-
тического теплоперепада Д/ад3 и действительного теплоперепада Дг3.5/,
Конечная энтальпия при адиабатическом расширении от р3 = 18 ата. и Т3 =
= 148° К до рк = 6,0 ата, найденная по TVs-диаграмме, 73,3 ккал/кг, откуда
Дгадз = 81,9 — 73,3 = 8,6 ккал 1кг.
Холодопотери, связанные с неполнотой расширения, составят:
Дг'пот.н.р == ДгадЗ — Д*3-5' = 8-6 — 5>9 = 2>7 ккал!кг.
Адиабатический к. п. д. процесса истечения
5,9
^3-4 “ 8,6 ’ 1" = 68»5°/о.
28
Детандеры
[ гл. J
Удельные холодопотери, связанные с теплопритоком в процессе расширения,
найдутся как разность суммарной холодопотери и холодопотерь от неполноты рас-
ширения и гидравлических сопротивлений:
д/пот. расш = (<7т + <7Тр) 0 — *) = 8 ~ °’7 - °-5 — 2>7 = 4>! ккал/кг.
Адиабатический к. п. д. процесса расширения найдется как
А*ад2 А/Пот.расш
’’ад-расш = •
Подставляя, имеем:
19,5 — 4,1
^ад.расш 19,5 • 100 = 78,8°/о.
Проведенный расчет холодопотерь отдельных .процессов носит
ориентировочный характер и не учитывает холодопотери, связанные
с наличием вредного пространства и внутренним теплообменом, кото-
рые рассматриваются ниже.
Однако настоящая методика расчета позволяет выявить влияние
степени наполнения на адиабатический к. п. д., суммарную холодо-
производительность детандера и другие параметры! конкретной
машины.
Для установления связи степени наполнения с указанными пара-
метрами воспользуемся тем, что удельные тепло!потери детандера при
работе с различными степенями наполнения связаны следующим со-
отношением:
г г
= . 0-42>
где ~ (7Т+ <7тр) (1 — х) — удельные холодопотери от теплопритока;
v3— удельный объем газа в конце расширения.
Индексы ' и " относятся к режимам, характеризуемым различными
степенями наполнения.
Анализ удобно вести, выбрав за независимую переменную не сте-
пень наполнения, а давление в конце процесса расширения р3.
Задаваясь для исследуемых режимов, характеризуемых давлениями
в конце расширения р3”, р'3 и т. д., значениями температур в конце
расширения Т3, Т3, определяем по /w-р-диаграмме удельные объемы
v", v3, что позволяет по уравнению (1-41) определить соответствую-
щие им удельные холодопотери Д^,,; Д^,,, и т. д.
Переходя от известной для всех режимов энтальпии в начале про-
цесса расширения i3 к энтальпии в конце расширения i3
Д‘з" = /а _ Дгдейств, где Д*деЯств= Д/ад- Д*9„;
4" = действ И т- Д-’
можно легко по полученным значениям i3 проверить правильность вы-
бранных температур.
Действительная удельная холодопроизводительность процесса ис-
течения 3-4 для каждого режима может быть подсчитана по уравнению
Д/м = Ар,о3(1 —g-)‘
Давление конца истечения находится по уравнению (1-35) и может
быть принято для всех режимов постоянным.
§ 1-3]
Рабочая индикаторная диаграмма
29
Энтальпия газа в конце процесса истечения для каждого режима
находится как
/4 = /,
Переходя по изоэнтальпе i'; i” и т. д. от давления р4 к давле-
нию рк, находим конечные температуры газа на выходе из детандера
Т'к; Г" и т. д.
Адиабатические к. п. д. детандера и отдельных процессов нахо-
дятся по соответствующим уравнениям.
Степени наполнения, отвечающие выбранным pj р"* и т. д., опре-
деляются следующим образом.
/2—1
TI ^2 f Рг\
Из соотношения ^—(т- имеем:
Г, \Рг/
_ 1g рг — 1g р3
(ig^-ig^-ag^-igr,) •
Подставляя найденное значение п в соотношение (1-9), опреде-
ляем величину 8: _
8 = 1Л^-
Г Рг
Результаты расчетов ряда режимов применительно к детандеру,
просчитанному в примере 1, представлены в виде кривых на рис. 1-5.
Рассмотрение кривых, представ-
ленных на рис. 1-5, позволяет сде-
лать следующие выводы:
1. Для каждого поршневого
детандера, характеризуемого опре-
деленными «тепловыми* парамет-
рами1, существует оптимальная сте-
пень наполнения 8опт, отвечающая
максимальному цад.
2. Коэффициент полезного дей-
ствия процесса расширения tj2 3 моно-
тонно возрастает с увеличением
степени наполнения, что связано
с уменьшением удельных холодопо-
терь от теплопритока qT и трения
поршневой пары qTp.
3. Адиабатический к. п. д. про-
цесса истечения в сильной степени
зависит от конечного давления рас-
ширения газа. При соотношениях
Рис. 1-5. Влияние степени наполнения
на термодинамические показатели ра-
боты поршневого детандера.
д. истечения достигает высоких
—=0,7-г-0,5 адиабатический к. п.
Рз
Значений порядка 70°/0 и выше, что указывает на эффективность холо-
допроизводительности истечения в данном перепаде давлений.
При соотношениях ^<0,3 эффективность истечения ощутимо па-
1 Под „тепловыми* параметрами детандера понимается совокупность всех
факторов, определяющих подвод тепла к газу, включая внутренний теплообмен,
трение, теплоприток из окружающей среды ц т. д.
30
Детандеры
[ гл. 1
дает, чем и объясняется снижение т)ад при увеличении степени напол-
нения.
Кроме рассмотренных выше холодопотерь, потери холода в порш-
невом детандере связаны с наличием вредного пространства и внут-
ренним теплообменом.
Холодопотери в процессе наполнения вредного
пространства найдутся следующим образом.
В соответствии с уравнением (1-20) имеем:
Ы =A-V-a.-p.( 1 —
6-1 Ц
,(1-43>
Приращение энтальпии Д/б4 не тождественно с холодопотерями
из-за вредного пространства, так как работа, связанная с дожатием.
Рис. 1-6. Потери холода, связанные с наличием
вредного пространства.
газа, оставшегося во вред-
ном пространстве после за-
крытия выпускного клапа-
на, частично возвращается
при последующем расшире-
нии газа. Полагая, что в
процессе расширения эта
работа полностью возвра-
щается, потери холода, свя-
занные с наличием вредно-
го пространства, найдутся
как
(1-44}
где £ад6.| — работа адиабатического сжатия газа с начальными пара-
метрами рв, Тй до давления pt, определяемая по диа-
грамме T-s;
Gb — количество воздуха, оставшееся в цилиндре детандера
после закрытия выпускных клапанов.
Потеря холода, обусловленная наличием вредного пространства,,
характеризуется в /г-а-диаграмме (рис. 1-6) площадью, ограниченной
линией сжатия газа (линия 6-7) и линией подъема давления (линия 6-1)~
Если пренебречь сжимаемостью газа, Д/вр может быть с доста-
точной точностью определена из уравнения
1
-il
Д/вр = Л • Уц • а • а —---—------------- [ккал{об]. (1-45>
А
Из уравнения (1-45) следует, что для детандера, работающего*
в заданном перепаде давлений, потери холода пропорциональны вели-
чине вредного пространства. Удельные же потери холода от вредного»
пространства Д/вр зависят главным образом от соотношения у. Уве-
личение степени наполнения 8 ведет к уменьшению Дгвр. Относитель-
ная потеря холода из-за влияния вредного пространства колеблется»
для выполненных машин в пределах 3—10°/0.
§ 1-3]
Рабочая индикаторная диаграмма
31
Изменение величины вредного пространства качественно и коли-
чественно влияет на холодопроизводительность детандера. Рассмотрим
уравнение, связывающее количество газа, находящегося в цилиндре
детандера в начальный момент расширения, с его параметрами
G« + GBp = lz4(a + si)Y2- С1'46)
где Оп — производительность детандера за 1 об, кг/об;
GBp — количество газа, остающегося во вредном пространстве, кг/об',
Т2 — удельный вес газа в начальный момент расширения, кг/м.3.
Подставляя в уравнение (1-46) значение GBp = Уц (а + е6) у6 и решая
его относительно Оп, имеем
Gn = vu lsaYa — s5Y5 + a (Ya — DL (1-47)
Удельные веса газа в начальные моменты расширения и сжатия
в первом приближении могут рассматриваться как величины постоя-
ньне, не зависящие от величины вредного пространства. Поскольку
всегда больше ys, значение выражения а(у2—Уб), входящего в правую
часть уравнения (1-47), всегда
положительно. Отсюда следу-
ет вывод, что влияние вредно-
го пространства на производи-
тельность детандера тем силь-
нее, чем больше разность
удельных весов газа в начале
процессов расширения и сжа-
тия.
Так, например, производи-
тель1ность детандеров высоко-
го давления, для которых ве-
личина уг—Ys значительно
больше, чем у детандеров
среднего давления, более чувствительна к изменению вредного про-
%
no
110
1OCL
4
1-7.
Рис.
вредного
4102!^
-----.0
X©
9 6
a
7 8 9 %
Влияние относительной величины,
пространства на производитель-
ность детандера.
странства, .нежели производительность последних.
На рис. 1-7 представлены кривые, иллюстрирующие влияние вели-
чины вредного пространства на -производительность детандера в зави
симости от начального давления газа.
Чрезмерное увеличение вредного пространства может в отдельных
случаях приводить к нежелательному снижению адиабатического
к. п. д. детандера т]ад за счет увеличения степени наполнения. В этих
случаях следует иметь в виду, что нежелательное влияние вредного^
пространства может быть ослаблено, а иногда и полностью компенси-
ровано уменьшением степени отсе-чки в2.
Потери холода, связанные с внутренним теплообменом, обусловли-
ваются двумя факторами—регенеративным теплообменом газа со>
стенками цилиндра, в результате которого некоторое количество теп-
ла переходит от теплого газа к холодному, и теплопередачей от тепло-
го корпуса впускного клапана к более холодному корпусу выпускного
клапана.
Часовая потеря холода, обусловленная внутрен-
ним теплообменом, зависит главным образом от температурного-
режима детандера и может в первом приближении рассматриваться для?
данной машины как величина постоянная. Очевидно, что удельная по-
теря холода от внутреннего теплообмена будет уменьшаться с ро-
стом производительности детандера.
32
Детандеры,
[ гл. 1
Влияние регенеративного теплообмена 'между газом и стенками
цилиндра на работу детандера существенно отличается от влияния
внешнего теплопритока.
Внешний теплоприток, как было уже выяснено, увеличивает инди-
каторную мощность. При росте же регенеративного теплообмена инди-
каторная мощность детандера уменьшается. Это обстоятельство
объясняется тем, что температура стенок цилиндра, изменяясь пример-
но по тому же закону, что и температура газа, несколько отстает от
последней. Вследствие этого температура газа в период наполнения и
начальный период расширения выше, нежели температура стенок, и
газ охлаждается. Процесс охлаждения газа продолжается до тех пор,
Рис. 1-8. Процесс внутрен-
него теплообмена в T-s диа-
грамме.
пока его температура в процессе расширения
не сравняется с температурой стенок. При
дальнейшем расширении направление тепло-
вого потока меняется, поскольку температура
газа становится ниже температуры стенок.
На рис. 1-8 изображен процесс адиабати-
ческого расширения газа, усложненный только
явлением регенеративного теплообмена.
Начальная стадия расширения 2-2' проте-
кает при охлаждении газа стенками, т. е. ох-
лаждение газа идет более интенсивно, чем
при адиабатическом расширении (n>k).
Заключительная часть процесса расшире-
ния протекает при охлаждении стенок цилинд-
ра газом, т. е. охлаждение таза идет -менее ин-
тенсивно, чем при адиабатическом расширении
(n<k)
Количество тепла отнимаемого от газа
стенками, изображается 'площадью 2-2'-4-5-2.
Количество тепла, подводимого к тазу от
стенок, изображается площадью 2'-3-6-4-2'.
Так как .рассматриваемый процесс установив-
шийся, количество тепла в обеих стадиях 'процесса одинаково. Конечная
точка расширения, поскольку холод низкого потенциала расходуется
в процессе расширения на более высоком уровне, оказывается правее
точки <?а>, соответствующей концу адиабатического расширения, т. е.
процесс протекает с потерями в холодопроизводительности, равными
M = i —I
3 Зад*
Помимо рассмотренных выше, холодопотерь, неизбежных при экс-
плуатации детандеров, могут иметь место 'потери х о л о д а, в ы-
званные не нор-малый ой работой отдельных узлов
детандера.
К последним, так называемым устранимым потерям относятся по-
тери вследствие неплотности клапанов и поршневого уплотнения, не-
правильной регулировки системы распределения, недостаточности
смазки цилиндров и других эксплуатационных неполадок.
Надежным средством обнаружения этих неполадок является ин-
дицирование детандеров. На рис. 1-9 приведены индикаторные диа-
граммы, -отличие которых от диаграмм, получаемых на нормально ра-
ботающих детандерах, связано с определенными неполадками.
На рис. 1-9,а представлена диаграмма с ненормально высоким со-
противлением впускного клапана, что может иметь место при недоста-
точном его подъеме.
§ 1-3]
Рабочая индикаторная диаграмма
33
Протекание процесса наполнения (линия 1-2) указывает на значи-
тельное дросселирование газа во впускном клапане. Потери холода,
связанные с дросселированием, в первом приближении будут пропор-
циональны заштрихованной площади. Дросселирование гава перед
детандером иногда применяется для регулировки расхода газа. Одна-
ко такой метод является невыгодным, так как связан с ухудшением
адиабатического к. л. д. детандера.
б)
Рис. 1-9. Индикаторные диа-
граммы поршневых детандеров
при отдельных эксплуатацион-
ных неполадках.
а — недостаточный подъем впускно-
го клапана; б —запаздывание от-
крытия впускного клапана; в—чрез-
мерное уменьшение степени напол-
нения; г — недостаточный подъем
выпускного клапана; д—запаздыва-
ние открытия выпускного клапана.
Запаздывание открытия впускного клапана приводит к потерям
холода, изображенным заштрихованной площадью на рис. 1-9,6. За-
паздывание открытия впускного клапана уменьшает угол отсечки и,
следовательно, снижает расход газа через детандер. Влияние запаз-
дывания открытия впускного клапана на к. п. д. детандера значитель-
но слабее влияния дросселирования газа на входе, так йак параметры
газа в начальный момент расширения (р2 и Т2) изменяются при запаз-
дывании незначительно.
На рис. 1-9,в представлена индикаторная диаграмма детандера
с чрезмерно заниженной степенью наполнения.
Давление конца расширения рз оказывается ниже давления вьи-
пуска р4. На индикаторной диаграмме такому протеканию процесса
расширения соответствует так называемая «петля», площадь которой
пропорциональна холодопотерям. Отметим, что потери, связанные
з С. я Герш.
34
Детандеры
[ гл. 1
с образованием «петли», могут иметь место при значительном сниже-
нии начального давления газа перед детандером ри без соответствую-
щего увеличения степени наполнения б.
Ненормально высокое сопротивление выпускного клапана приво-
дит к потерям холода, изображенным на рис. 1-9,г. Эти потери могут
иметь место при недостаточном подъеме выпускного клапана. Запаз-
дывание открытия выпускного клапана также вызывает потери холо-
да. представленные на рис. 1-9,5.
При неплотности одного из клапанов в цилиндре !(при неплотной
посадке впускного .клапана) или в трубопроводах за детандером (не-
плотная посадка выпускного клапана) происходит смешение потоков
газа, имеющих различные температуры, что приводит к значительному
понижению к. п. д. детандера.
Внешними признаками неплотностей в клапанах детандера явля-
ются повышение температуры газа за детандером и увеличение рас-
хода газа через детандер.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХОЛОДОПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ДЕТАНДЕРА
ПО МЕТОДУ БАЛАНСОВЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
Рассмотренная методика расчета поршневых детандеров основыва-
ется на использовании адиабатического к. п. д. [уравнение (1-4)]. По-
следний определяет, какую часть максимально возможного теплопере-
пада Дг'ад использует данный детандер в реальных условиях.
Действительный теплоперепад Д«д отличается от адиабатиче-
ского Дгад по причине неизбежности следующих потерь:
1. Потери от гидравлических сопротивлений впускных устройств Дгвп.
2. То же выпускных устройств Д«вып.
3. Потери от теплопритока извне и трения поршневых колец
о стенки цилиндра Дг?.
4. Потери от утечек рабочего тела через неплотности в цилин-
дровых и поршневых устройствах
5. Потери от неполноты расширения Дгнр.
6. Потери от вредного пространства Дгвр.
Очевидно
Дг =Д/ <—Д< —Д/ —Дг —Д/ —Д/ —Дг .
д “‘ад “‘вп “‘вып g н.р вр-
Если учесть природу причин, вызывающих эти потери, то все их можно
разделить на две группы:
1. Потери, вызываемые особенностями конструкции реального
детандера. К этой группе потерь относятся две последние, т. е.
Д/„ п и Д/ .
н.р вр
2. Вторая группа потерь, куда войдут все остальные, является
результатом отличия реальных условий работы детандера от идеаль-
ных, теоретических.
Учитывая все это, проф. А. Г. Головинцов предложил оценивать
раздельно влияние на экономичность детандера каждой из этих групп.
Отношение
At'n _
Д/ад ^0 ад
§1-3] Рабочая индикаторная диаграмма 35
будем называть адиабатическим к. п. д. теоретического рабочего
цикла, здесь Дг0 — теоретический теплоперепад (определяется по тео-
ретической индикаторной диаграмме реального детандера 1-2-3-4-5-6-1
(рис. 1-1).
Отношение
назовем теоретическим относительным к. п. д.
Первый из этих коэффициентов характеризует влияние на эконо-
мичность детандера фаз индикаторной диаграммы и может служить
целям сознательного, наиболее удачного выбора их сочетания. Теоре-
тическим относительным к. п. д. т]о может быть оценено состояние и ка-
чество поршня, поршневых колец, клапанов, изоляции и тому подоб-
ных факторов, на которые можно влиять в процессе эксплуатации и
ремонта.
Для вычисления Az'q наиболее просто воспользоваться предложен-
ным А. Г. Головинцовым методом балансовых характеристик, ко-
торый состоит в следующем.
Пусть в некотором объеме постоянной или переменной величины
в результате какого-то процесса изменяются одновременно и парамет-
ры рабочего тела и его количество О(кг]. Для характеристики этого
процесса проще всего воспользоваться величиной так называемой б а-
лансовой характеристики, равной алгебраической сумме из-
менений полных значений внутренней энергии At/ [ккал] и работы про-
тив внешних сил AL:
Q* = AG-|-AL;
следует иметь в виду, что это уравнение и уравнение тепла различны,
хотя и то и другое основываются на законе сохранения энергии.
Рассмотрим систему, состоящую из двух объемов, которые могут
сообщаться друг с другом и обмениваться количествами рабочего
тела при неизменном общем количестве его. В каждом из этих объе-
мов при этом будут протекать процессы переменных количеств веще-
ства. Рассмотрим случай, когда теплообмен между элементами систе-
мы и окружающей средой отсутствует. Для этого случая закон сохра-
нения энергии приводит к следующему очевидному уравнению:
UH = UKz±:£ AL, (1-48)
где (7 —внутренняя энергия всего рабочего тела, находящегося в си-
стеме к началу процесса обмена количествами вещества, ккал;
UK — то же в конце процесса, ккал;
XAL— сумма работ преодоления внешних сил, действующих на
систему, ккал.
Очевидно,
Ц. = (И1^1)н + (И2^г)н’
^K=("1G1)k+(«2G2)K>
где Hi и — внутренние энергии рабочего тела в объемах I, II, ккал/кг;
Gi и Ga — количество рабочего тела в них, кг.
Теперь уравнение (1-48) принимает вид:
(kGJH + («2^)н = («А)к + («З^К ^2-
3»
36
Детандеры
( гл 1
После преобразований получаем:
- [(« А)« - (nfiX ^AL^ [(и fix - (ufiX + AL2]
или
Этим уравнением связываются балансовые характеристики в системе
двух объемов. Им можно воспользоваться для определения теплосо-
держания рабочего тела в сборнике за детандером iK. При извест-
ном начальном теплосодержании iH это дает возможность вычислить
теоретический теплоперепад А/р.
При решении этой задачи принимаем, что на время процессов вы<-
хлопа 3-4, выталкивания 4-5 (рис. 1-1) цилиндр детандера и сборник
Рис. 1-10. К методу балансовых характеристик.
представляют систему
двух объемов (рис. 1-10).
В первом приближе-
нии считается, что в тече-
ние р асе м ат р ив а е м ы х
процессов не происходит
теплообмен между рабо-
чим телом и стенками ци-
линдра или сборника.
Давление в последнем
прмн и м а ется (п остоя нн ы м
и равным Ра. Количества
рабочего тела, входящие
в сборник за время вы-
хлопа 3-4 и выталкивания
4-5, занимают в нем обо-
собленные пространства,
образуемые днищем сборника и некоторым невесомым воображаемым
поршнем Г, на который со стороны газа, ранее находившегося в сбор-
нике, действует постоянная сила F р4.
Процесс выхлопа протекает по следующей схеме: отдельные ча-
стички рабочего тела dG\, выходя из цилиндра с теплосодержанием
i [ккал/кг], в сборнике снова приобретают это же значение теплосодер-
жания. По мере падения давления в цилиндре уменьшается и началь-
ное теплосодержание элементарных частичек. Параметры! газа в ци-
линдре меняются по адиабате pvk =const. Изменение же параметров
элементарных частичек, поступающих в сборник, условно можно пред-
ставить изоэнтальпами 3-3'; а-а'\ Ь-b' и т. д.
К концу выхлопа воображаемый поршень F опишет объем У4с
в котором разместится все рабочее тело G34 (кг], входящее сюда за
время этого процесса. Среднее теплосодержание этого количества ве-
щества может быть определено на основе равенства -модулей балан-
совых характеристик в цилиндре и сборнике:
— Q* = Q*;
'Хц
V, - их=- их+Apt (V4 - vo)c,
где t/4 и Ut — внутренние энергии рабочего тела в цилиндре к концу
и началу выхлопа, ккал;
§ 1-3]
Рабочая индикаторная диаграмма
37
U34 и U0 — внутренние энергии рабочего тела в сборнике к концу
и началу выхлопа, ккал. По условию £/о = О.
V4 и Ve— изолированный объем сборника к концу и началу вы-
хлопа, л«3. По условию Vo = 0.
Теперь
(Рз^З “4^4)4 == “з4с^34 4" АР^4с>
(«А — (И34 4“ APiV3^fi^ ~ г34с ^34- ( 1 '49)
В этих уравнениях:
и3, а4 и «34с — удельные значения внутренней энергии в цилиндре и
в. сборнике, ккал[кг',
и,4с— удельный объем рабочего тела в сборнике к концу вы-
хлопа,- м3/кг;
iMc — искомое среднее теплосодержание рабочего тела в сбор-
нике, ккал[кг.
Из уравнения (1-49) получаем:
Определение теплосодержания рабочего тела, входящего в сборник
в результате процесса выталкивания 4-5, проводится на тех же осно-
ваниях. Задача упрощается тем, что при принятых допущениях в те-
чение этого процесса теплосодержание рабочего тела в сборнике
остается неизменным и равным теплосодержанию его в цилиндре
к концу выхлопа, т. е.
^5c = Z4 = lS-
Среднее теплосодержание всего количества рабочего тела, попадаю-
щего в сборник за цикл, определится на основе смешения:
____ г34с^34 + *45с ^45
?5:~ G34 + G«
При определении параметров рабочего тела в цилиндре можно
дить из допущения, что по замкнутому контуру теоретического
чего цикла (теоретической индикаторной диаграммы) 1-2-3-4-5-6-1
удельная величина энтропии не изменяется. Тогда все параметры
в любой точке цикла связаны с параметрами рабочего тела на линии
1-2 уравнениями адиабаты.
Если рабочее тело подчиняется уравнению Клапейрона, то
i==Ak^Pv
и уравнение (1-51) приводит к следующему:
А О’» - Л) + kp4 (V. - iz8)]
;3« =--------------<Г„------------ С-52)
здесь V3, V4 и V3 — полные объемы цилиндра в точках 3, 4 и 5. м3.
(1-51)
исхо-
рабо-
38
Детандеры
(гл. 1
Зная начальное теплосодержание рабочего тела на входе в детан-
дер iH —i1 = i2 и конечное *к = *з5С) легко вычислить теоретический
теплоперепад
4<=»н-г‘к=г'1-г'з5с
и адиабатический к. п. д. теоретического рабочего цикла
_______*2 ~ <35с
Кд — j2 _
(обозначения по рис. 1-1).
Рис. 1-11. Зависимость к. п. д. детандера 1)Оад от
степени отсечки при различных противодавлениях.
(1-53)
Очевидно, т)Оад является функцией фаз индикаторной диаграммы.
Таким образом, уравнение (1-53) символически может быть представ-
лено в следующем виде:
'*1оад=Н«; е.)-
При помощи этой зависимости можно производить теоретический ана-
лиз влияния на экономичность детандера отдельных фаз индикаторной
диаграммы.
В качестве примера на рисунке 1-11 приведены зависимости т)Оад от
различных факторов. Эти зависимости вычислены теоретически по
уравнению (1-53).
1-4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ПОРШНЕВОГО ДЕТАНДЕРА
В задачу теплового расчета поршневого детандера входит опре-
деление основных геометрических размеров машины, определение
параметров газа в характерных точках индикаторной диаграммы и
построение индикаторной диаграммы, на основе которой производится
динамический расчет детандера.
Исходные данные для теплового расчета определяются в резуль-
тате расчета технологической схемы установки глубокого холода и
включают обычно начальное давление газа рн, начальную температуру
газа Тп, конечное давление газа рк и весовой расход газа через
детандер Gn.
§ 1-4]
Тепловой расчет поршневого детандера
39
Порядок выполнения теплового расчета следующий:
1. Давление выталкивания газа р. определяется по уравне-
нию (1-35)
• Л =
Значение коэффициента <]>а обычно принимается в пределах 0,04—
0,08.
2. Задаваясь величиной т)ад, по уравнению (1-33) определяют эн-
тальпию газа после детандера:
i =i —тп -Дг .
к н <ад ад
Величина Дгад находится по начальным параметрам газа и конечному
давлению в f-s-диаграмме.
В случае отсутствия надежных экспериментальных данных по т)ад
для машин, аналогичных проектируемой, при выборе значений к. п. д.
можно ориентироваться на величины, приведенные в табл. 1-1.
Таблица 1-1
Тип детандера Температура газа перед детандером, °К Значение ^ад, %
Детандеры высокого давлени 300 68г—80
230 64—76
Детандеры среднего давления 220 62—68
150 58—62
Детандеры низкого давления > 130 68—70
Низшие значения т|ад в табл. 1-1 относятся к детандерам малой
производительности (150— 250 кг1ч). Верхний предел значений т)ад
относится к машинам большой производительности (500 кг[ч и выше).
3. Конечное теплосодержание газа 1К и подсчитанное ранее дав-
ление р4 позволяют по Т-я-диаграмме найти температуру истечения Г4.
Конечная температура газа за детандером найдется в T-s-диаграмме
по параметрам iK и рк. Действительная температура газа, соответ-
ствующая точке 4 на индикаторной диаграмме, будет на 2 — 3° выше
вследствие потерь холода за счет внутреннего теплообмена и внешнего
теплопритока.
4. Задаваясь перепадом давлений — , находят давление газа в конце
А
процесса расширения pz. Оптимальный перепад давлений зависит
главным образом от начального давлений газа ря и колеблется в пре-
делах 1,5 — 2,5.
Нижний предел относится к детандерам низкого давления, верх
ний—к машинам высокого давления.
5. Параметры газа в конце процесса расширения (точка <?) нахо-
дятся методом подбора. Задаваясь Tt, по диаграмме pv-p опреде-
40
Детандеры
[ гл. 1
ляется удельный объем vs, после чего подсчитывается энтальпия газа
по уравнению
г'з=г’к+л^-л(1-|;).
По найденному значению /3 проверяется по диаграмме Т-s принятая
ранее величина Т3.
6. Определяются параметры газа в начале процесса расширения.
Давление рг подсчитывается по уравнению (1-34):
Л = Рн(1 — Ф1Х
Значение коэффициента ф3 принимается обычно в пределах 0,08—0,15.
Температура Га определяется по Г-s-диаграмме, полагая, что пониже-
ние давления во впускных клапанах происходит по закону / = const.
Удельный объем газа иа находится по pv-p-диаграмме.
7. Степень наполнения 8 подсчитывается по уравнению
8 = ^. (1-54)
Полученное значение степени наполнения рекомендуется сопоставить
с экспериментальными данными по 8опт. В случае отсутствия послед-
них желательно провести расчетный анализ для определения (—)
\Г<'ОПТ
(анализ ведется по методике, разработанной в примере 1-1). Если
р,
в результате анализа оказывается, что принятое значение у резко
отличается от (— ) , необходимо вновь определить параметры газа
\ А/опт
в конце процесса расширения согласно пунктам 4 и 5, задаваясь
оптимальным соотношением — .
а
Степень отсечки sa найдется как
Sj=8(l+a) — а. (1-55)
8. Удельный объем газа в момент закрытия выпускного клапана
определяется по pv-p-диаграмме по температуре Г4 и давлению р*.
9. Геометрические размеры цилиндра детандера могут быть опре-
делены по уравнению, устанавливающему связь между объемом ци-
линдра Гц и параметрами газа в конце процесса расширения (точка <?):
^оп = гтб^7Ч; (1-56)
здесь Уоп — часовой объем, описываемый поршнем, м*/ч;
G.—часовое количество газа, участвующее в процессе расши-
рения, кг/ч.
Преобразуем выражение (1-56), принимая во внимание следующие
соотношения:
G3 = G4 + G6, (1-57)
где Од — производительность детандера, кг/ч;
G* — часовое количество газа, остающегося . в детандере, кг/ч:
60-n-i (а + е5)-У
G6------- - [кг/ч]. (1-58)
м5
§ 1-4]
Тепловой расчет поршневого детандера
41
Часовой объем
УОП = 60.«./.УЦ [л’/q, (1-59)
где п — число оборотов коленчатого вала, об/мин;
I — число рабочих полостей расширения за 1 об коленчатого
вала;
е5 — относительная величина сжатия.
Подставляя (1-57), (1-58), (1-59) в уравнение (1-56), имеем:
Од
СП . Л + а а + е5
6°-"г (—г-------<-
(1-60)
5
Задаваясь величиной I, находим диаметр цилиндра
0 = 0,277
(1-61)
При выборе значений а и s5 можно ориентироваться на величины,
приведенные в табл. 1-2.
Таблица 1-2
Тип детандера
Детандер высокого давления .........
Детандер среднего давления..........
Детандер низкого давления ..........
0,04—0,06
0,05—0,08
0,06—0,10
0,18—0,25
0,10—0,15
0,08—0,10
При выборе числа оборотов детандера и значений %= -р- можно ори-
ентироваться на следующие практические величины:
Для вертикальных детандеров высокого давления небольшой про-
изводительности « = 350—400 o6jмин.
Для машин средней производительности среднего давления п =
=>150—200 об)мин.
Для горизонтальных машин большой производительности п =
= 115—150 об/мин.
Для детандеров высокого давления небольшой производительно-
сти k=3,5-s-4,5.
Для детандеров высокого давления большой производительности
Х=2,5—3,0.
Для детандеров среднего давления Л. = 1,2—1,5.
Для детандеров низкого давления %=0.8—0,95.
Расчетная индикаторная диаграмма строится на основе теплового
расчета детандера. Кривую расширения рекомендуется строить пере-
носом точек процесса расширения из /-«-диаграммы. Такой метод
построения весьма удобен, так как в Т’-х-дианрамме процесс расши-
рения изображается линией с небольшой кривизной и при переносе
точек автоматически учитывается переменный показатель политропы
расширения.
В связи с тем, что тепло, выделяющееся в процессе сжатия, в зна-
чительной степени аккумулируется более холодными стенками цилин-
дра, линия сжатия на индикаторной диаграмме (линия 5-6) изобра-
жается как изотерма.
42
Детандеры
[гл. 1
Индикаторная мощность, развиваемая детандером, найдется как
[кв/п], (1-62)
где F — площадь индикаторной диаграммы, мм1;
п — число оборотов коленчатого вала, об!мин-,
I— число рабочих полостей детандера за 1 об коленчатого вала;
ml — масштаб давлений, кг/см2!мм;
т2 — масштаб объемов, м21мм;
(р — коэффициент полноты диаграммы, зависящий в основном от
фаз распределения и быстроходности детандера.
Коэффициент полноты диаграммы оценивается экспериментально
по индикаторным диаграммам выполненных машин и имеет величину
порядка 0,93—0,96. Большие значения <р относятся к детандерам сред-
него и низкого давления, меньшие—к детандерам высокого давления.
Диаграмма распределения фаз строится на основании рабочей
индикаторной диаграммы. Углы, соответствующие степени отсечки е2
и закрытию выпускного клапана es, определяются по уравнению (1-1).
Углы предварения впуска и выпуска колеблются обычно в следующих
пределах:
предварение впуска .... 5—8°
предварение выпуска . . . 8—10°
Величина предварения зависит главным образом от быстроходности
детандера, а также от кинематики и конструкции распределительных
органов.
1-5. ЭСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПОРШНЕВЫХ ДЕТАНДЕРОВ
Несмотря на широкое применение поршневых детандеров, экспери-
ментальные работы,- посвященные изучению рабочего процесса, прово-
дились в весьма ограниченном объеме. Это обстоятельство заставляет
при проектировании детандеров ориентироваться, как правило, на па-
раметры существующих машин, зачастую не имеющих под собой до-
статочного обоснования.
Так, например, экспериментальное исследование поршневого де-
тандера высокого давления ДГ-540, предпринятое во ВНИИКИМАШ,
показало, что фазы распределения этой получившей широкое распро-
странение машины запроектированы неправильно, в результате чего
детандер не обладает достаточно высокими термодинамическими по-
казателями.
Весьма обстоятельная работа по экспериментальному исследова-
нию поршневых детандеров высокого давления выполнена во
ВНИИКИМАШ канд. тех. наук В. И. Епифановой и инж. И. И. Гиль-
маном ’. Исследования проводились на детандерах типов ДВД-2,
ДВД-4, ДВД-4М, ДГ-120, ДГ-540. Отдельные результаты указанной
работы приведены на графиках рис. 1-12—4-16.
На рис. 1-12 представлены кривые зависимости адиабатического
к. п. д. детандера ДВД-2 от степени наполнения 8* * при различных
противодавлениях рк и начальных давлениях рн .
1 Епифанова В. И. иГильманИ. И., Экспериментальное исследование
поршневых детандеров высокого давления, .Кислород', 1951, № 3 и 4.
* При использовании данных, представленных на рис. 1-12—1-16, необходимо
иметь в виду, что степенью наполнения авторы исследования считают величину
§ 1-5]
Экспериментальные исследования поршневых детандеров
43
На рис. 1-13 приведена универсальная характеристика детандера
ДВД-2 при начальном давлении 200 ата.
На рис. 1-14, 1-15 представлены данные, полученные при испы-
тании детандеров ДВД-4 и ДВД-4М, отличающихся разными преде-
лами регулирования степени наполнения.
Рис. 1-12. Характеристики де-
тандера ДВД-2 при различ-
ных давлениях:
а —рн = 70 ата; /г = 200 об {мин,,
б—рп=Л%) ата; л=200 об}мин',
в —рн —200 ата; «=200 об^ин.
Сравнение результатов испытаний поршневых детандеров при
различных начальных давлениях газа, противодавлениях и степенях
наполнения позволяет сделать следующие выводы:
1. С увеличением начального давления рИ (при 8 = const и рк =
= const) адиабатический к. п. д. детандера т]ад возрастает, что свя-
С4 ©о
5' = а + е2 в отличие от принятой нами величины д = . Таким образом, дей-
ствительная степень наполнения должна быть пересчитана по формуле 5 = "ц-004»
где б' — степень наполнения по данным исследования а 0,04 — относительная вели-
чина вредного пространства испытанных детандеров.
44
Детандеры
[ гл. 1
Степень наполнения
Рис. 1-13. Универсальная характеристика детандера
Рис. 1-14. Сопоставление результатов испытания де-
тандеров ДВД-4 (6 = 0,12 — 0,22) и ДВД-4М (6 -
= 0,32 — 0,6) при различных противодавлениях рп =
= 120 ата, п— 255 об/мин.
Рис. 1-15. Универсальная характеристика детандера
ДВД-4 при начальном давлении рн = 120 ата.
§ 1-5]
Экспериментальные исследования поршневых детандеров
45
Рис. 1-16. Оптимальная степень наполне-
ния и максимальный адиабатический
к. п. д. поршневого детандера ДВД-4М
при различных начальных давлениях
(рк = 6 ата).
зано с увеличением расхода воздуха через детандер и соответствую1
щим уменьшением удельных потерь холода.
2. Повышение противодавления рк (при 8 —const и рн = const)
имеет следствием увеличение адиабатического к. п. д. детандера,
что объясняется уменьшением потерь холода из-за неполноты рас-
ширения.
Отметим, что при увеличении противодавления расход газа через
детандер снижается (за счет увеличения количества воздуха, остаю-
щегося во вредном пространстве),
а также уменьшается адиабатичес-
кий теплоперепад Д/ад; в резуль-
тате суммарная холодопроизводи-
тельность детандера несколько
уменьшается, несмотря на увели-
чение 7) .
•ад
3. Для детандера, работаю-
щего в заданном перепаде давле-
ний (рн = const и рк=const),
связь между адиабатическим
к. п. д. и степенью наполнения опи-
сывается кривой с максимумом.
С увеличением противодавления
/?к(при /?н = const) максимальные
значения для щ сдвигаются в
сторону возрастания степени на-
полнения. Также следует отме-
тить, что с понижением началь-
ного давления газа рн (при /?к =
=const) оптимальная степень на-
полнения монотонно возрастает.
На рис. 1-16 представлены кривые зависимости оптимальной сте-
пени наполнения 8опт и соответствующего значения ,)адмакс от началь-
ного давления воздушного детандера, работающего с противодавле-
нием, равным 6,0 ата. Поскольку в области максимальных значений
т}ад кривая ^ад (рис. 1-5) весьма полога, представляется возможным
выделить интервал значений для степени наполнения, в котором вели-
чина т)ад сохраняет достаточно высокое значение. На рис. 1-16 этот
интервал представлен заштрихованной областью.
Очевидно, что для других значений рк кривые ,|ад макс = Ft (рИ)
и 3onT = F2(/?H) будут несколько сдвинуты относительно кривых, пред-
ставленных на рис. 1-16, но характер их протекания сохранится.
Оптимальному режиму работы детандера соответствует определен-
ная величина ( —) • Испытания показывают, что с увеличением на-
чального давления р значение (—) также' несколько возрастет.
Как правило, (—) изменяется в пределах 1,5 — 2,0. Учитывая
пологий характер кривой ri = 77(S), практически допустимы значения
— порядка 2,5, а в отдельных случаях и более высокие.
46
Детандеры
[ гл. 1
В лаборатории глубокого холода МВТУ имени Баумана инж.
А. Н. Василенко было проведено исследование детандера ДК-50. При
проведении экспериментов изучалось влияние объема вредного про-
странства, неполноты сжатия и расширения на работу поршневого
вредного пространства менялся в
Рис. 1-17. Зависимость от степени
•ад
сжатия при различных а и е2.
%
66
62
€г
10 14 18 22 26 30 %
58
62
Цад-- e5=Q,43
66
.0^51
8,5
15 ~
18 _
21
24-
58
10 14 18 22 26 30
Рис. 1-18. Зависимость
•ад
пени отсечки при разных
от
а
£.г
%
сте-
и е5.
%
пределах от 7,5 до 24°/0; степень сжатия — от 0,08 до 0,43; степень
отсечки впуска — от 0,1 до 0,315.
Начальное давление воздуха перед детандером поддерживалось
равным 200 ата, конечное давление за детандером —15 ата, число
оборотов было постоянное я = 285 об[ман.
Для индицирования был использован электропневматический ин-
дикатор ТЛ-3, позволивший получить развернутые по углу поворота
коленчатого вала индикаторные диаграммы! большого масштаба, что
повысило точность исследования.
Как показали эксперименты, значительное увеличение степени
сжатия практически очень мало влияло на величину адиабатического
к. п. д. (рис. 1-17), так как при этом происходило резкое сокращение
потерь холода, обусловленных наличием объема вредного простран-
ства. Также было выявлено, что увеличение объема вредного простран-
§ 1-5]
Экспериментальные исследования поршневых детандеров
47
ства, хотя и выеыеает некоторое понижение адиабатического к. п. д.,
приводит к значительному росту часовой холодопроизводительности
детандера в результате возрастания при этом расхода воздуха, про-
ходящего через детандер. Результаты проведенных экспериментов
указывают на возможность совершенствования существующих конст-
рукций детандеров такого типа, в частности их механизма распреде-
ления. Была также подтверждена целесообразность применения
в детандерах высокого давления 'большей чем 0,1—0,15 величины сте-
пени отсечки впуска (рис. 1-48).
Определенный интерес пред-
ставляет экспериментальное ис-
следование опытного быстроход-
ного прямоточного детандера вы-
сокого давления конструкции инок.
В. Б. Гридина, проведенное в ла-
боратории глубокого холода
МВТУ имени Баумана.
В данной машине попользо-
вана наиболее простая в кон-
структивном отношении прямо-
точная схема действия (рис. 1-19),
при которой отсутствуют прину-
дительные выпускные органы и
поэтому часть воздуха, оставшая-
ся в цилиндре после свободного
выпуска, не отводится ив нро-
отранства над поршнем, а сжи-
мается до начала очередного цик-
ла. Такая схема при соответству-
ющем конструктивном оформле-
нии обеспечивает резкое сниже-
ние гидравлических потерь как в
Рис. 1-19. Схема поршневого прямоточно-
го детандера.
/—механизм привода впускного клапана; 2—впу-
скной клапан; 3—выпускные окна; 4—уравни-
тельный канал; 5—разгрузочный поршенек.
самом цилиндре, так и при выхо-
де из него, а также .позволяет
полностью выделить холодную
зону детандера.
Эти преимущества обуслов-
ливают возможность работы пря-
моточного детандера на повышенных оборотах 'без снижения качества
холода.
Описание конструкции исследованного прямоточного детандера
приведено на стр. 67.
На рис. 1-20а показаны графики зависим ости адиабатического
к. п. д. прямоточного поршневого детандера от числа оборотов и угла
впуска для двух значений мертвого объема
а = 12% и а = 21%.
Положительное влияние числа оборотов на экономичность прямо-
точного детандера можно объяснить уменьшением относительных по-
терь холода главным образом за счет сокращения времени соприкосно-
вения охлажденного воздуха с теплыми частями машины.
Зависимость адиабатического к. п. д. от угла впуска (степени от-
сечки) для прямоточной машины (рис. 1-206) аналогична той же за-
48
Детандеры
[ гл. 1
Q55
Число обопптод, об/мин
Рис. 1-20а. Зависимость адиабатическо-
го к. п. д. прямоточного детандера от
числа оборотов при различных углах
впуска.
Давление впуска рвп = 195 ата, противодав-
ление рвып = 6,0 ата.
А —для а = 12%; 5 —для а = 21%.
Угол впуска: / —<р = 60; 2—© = 70; 3 —«=8Э.
Угол Спуска ft град и степень отсечки е
Рис. 1-206. Зависимость адиабатическо-
го к. п. д. прямоточного детандера от
рабочего угла впуска (степени отсечки)
при различных числах оборотов.
Д —для а =12%; Б — для а = 21%; 1 — п=.
= 550 об!м.ин‘, 2—л = 750 об]мин\ 3—п =
= 1 000 об}мин .
висимости для обычных детандеров. Оптимальное значение степени от-
сечки еопт=0,30-4-0,50 практически не зависит от числа оборотов и ве-
личины мертвого пространства.
1-6. КОНСТРУКЦИИ ПОРШНЕВЫХ ДЕТАНДЕРОВ
Отечественная промышленность выпускает ряд типов поршневых
детандеров, предназначенных для кислородных установок высокого и
среднего давления.
Основные технические данные поршневых детандеров, выпускае-
мых отечественными заводами, приведены! в табл. 1-3.
По своим эксплуатационным показателям отечественные поршне-
вые детандеры не уступают лучшим зарубежным образцам.
Конструкции поршневых детандеров, во многом сходные с кон-
струкциями поршневых компрессоров, имеют ряд специфических осо-
бенностей, которые должны учитываться при проектировании машины.
К отдельным узлам, характерным для поршневых детандеров,
следует в первую очередь отнести конструкции клапанов и поршневых
уплотнений. Ниже дается краткое описание характерных конструкций
как этих узлов, так и отдельных детандеров в целом.
а) Клапаны поршневых детандеров
При конструировании клапанов используется .принцип самоуплот-
нения, основанный на том, что на грибок клапана, находящегося в за-
крытом положении, давит большее давление, способствующее его
уплотнению. Привод клапанов принудительный и может выполняться
как толкающим, так и тянущим.
4^
р
ъа
[. Герш.
Наименование
ДК-50
Расположение цилиндра
Диаметр цилиндра, мм ..........................
Ход поршня, мм.................................
Число оборотов вала, об/мин....................
Производительность, м*/ч:
при пуске .....................................
при нормальной работе ..............
пределы регулирования производительности,
%......................•..................
Температура воздуха перед детандером, °C . . .
Температура воздуха после детандера, °C:
при пуске .....................................
при нормальной работе.....................
Давление воздуха перед детандером, ата:
при пуске .....................................
при нормальной работе.....................
Давление воздуха после детандера, ата..........
Мощность электрогенератора-тормоза, кет . . . .
Вес детандера, т...............................
Расход веретенного масла АУ для смазки цилин-
дра, г/ч......................................
Предназначается для кислородной установки . . .
28
130
340—400
60
80—100
4-30
—95
—80
200
180—200
15
0,38
15
СК-12М
АК-12М
♦ Применяется вместо -ДВД-2 и ДВД-4.
•» Числитель — для КГ300-М, знаменатель — для КТ-1000.
Таблица 1-3
Тип детандера
ДВД-2 ДВД-4 ДВД-5 ДСД-5 ДВД-2М*
ертикальное Горизонтальное Вертикальное
70 80 155 80 70
180 180 290 180 180
200 255 145 180 180
150—180 430 3000 300—350 170/430**
110—130 325 2 000 190—200 120/325
65—100 65—100 80—120 65—100 65—100
+30 +30 —35 От — 45 до — 50 +30
—но —105 От—НО до—120 — 120
—85 —85 От — 160 до—165 От — 100 до —105 —88/—98**
200 200 200 50 200
70—90 120 170 30—33 90/120**
5 5 15 5 5
14 20 130 7 20
1,12 1,15 7,06 1,14 1,14
10 10 10 10 10
КГ-300-2Д КТ-1000 КЖ-1 УКГС-100 кг-зоо-м КТ-1000
§1-6] Конструкции поршневых детандеров
50
Детандеры
[ гл. 1
Проходные сечения клапанов рассчитываются, как .правило, по
средним скоростям газа в клапане за время его открытия.
Расчетные скорости Скд для впускных клапанов колеблются обыч-
но в интервале 25—45 м/сек, для выпускных клапанов 20—30 м/сек.
Проходное сечение клапана fK * связано со скоростью следующей
зависимостью:
/ —F —
' кл 1 п С ’
^кл
где Fn — площадь поршня;
Сп — средняя скорость поршня за время открытия клапана;
Скл—средняя скорость газа в клапане.
При конструировании клапана следует стремиться, чтобы во всех
проходных сечениях клапана скорость газа была одинакова.
Проходное сечение клапана найдется из соотношения
fKn = V'd-h-cos а,
где d— средний диаметр уплотнительного пояска;
h — высота подъема клапана;
а — угол, образованный уплотнительным конусом и плоскостью
клапана.
Высота подъема клапанов колеблется в пределах 3—8 мм. Боль-
шие подъемы клапанов применяются для машин большой производи-
тельности и сравнительно тихоходных.
Удельное давление на уплотняющем пояске обычно колеблется
в пределе 550—800 кг/см2.
На рис. 1-21 представлены конструкции впускных клапанов высо-
кого давления. Конструкции характеризуются развитыми сальниковы-
ми уплотнениями из баббитовых колец трапециевидной формы.
Направляющая втулка, выполненная из бронзы, смазывается при
помощи пресс-тавотницы. Шпиндель клапана чаще всего изготавли-
вается из стали 1Х18Н9Т с азотированным слоем.
Уплотнительный конус и шпиндель часто выполняются как одна
деталь (рис. 1-21,а). Иногда в качестве уплотняющего элемента при-
меняют шариковые клапаны (рис. 1-21.6). Поскольку при посадке
клапана возникают значительные инерционные усилия, способствую-
щие износу грибка и седла, у детандеров большой производительно-
сти с целью уменьшения инерционных усилий применяются «разрез-
ные» клапаны (рис. 1-22).
На рис. 1-23 представлены конструкции выпускных клапанов вы-
сокого давления.
С целью уменьшения гидравлических сопротивлений клапанов
применяются так называемые диффузорные клапаны. Принцип рабо-
ты последних основан на том, что кинетическая энергия струи газа,
проходящего через специально профилированные сечения клапана, пе-
реходит в потенциальную энергию давления с относительно не-
большими потерями давления. Придавая седлу клапана и канала фор-
му диффузора, удается уменьшить размеры клапанов за счет повы-
шенных скоростей газа и одновременно избежать большой депрессии
в клапанах. Конструкция диффузорного клапана представлена на
рис. 1-24.
Клапаны детандеров среднего и низкого давления отличаются от
приведенных конструкций клапанов высокого давления главным об-
§ 1’6]
Конструкции поршневых детандеров
51
Рис. 1-21. Конструкция впускного клапана высокого дав-
ления.
а—с конусным уплотнением; б —с шариковым уплотнением.
/ — клапан; 2— шток; 3— пружина; 4— сальниковая набивка; 5—выпу-
скной канал; 6—впускной канал; 7—обратная пружина шарика.
Рис. 1-22. Конструкция разрезного клапана высокого давления
детандера ДВД-6.
/ — корпус клапана; 2— вставное седло; 3 — сферический клапан; 4—пру-
жина клапана; 5—толкатель клапана.
4*
52
Детакдеры
[ гл. 1
Рис. 1-23. Конструкции выпускных клапанов высокого давления.
а — клапан детандера ДВД-2:
/— корпус; 2— клапан; 5—сальник из свинцово-графитовых колец; 4—пружина; 5— гайка; та-
релка пружины; 7—корпус предохранительной .мембраны.
б) Клапан детандера ДК-50:
/ — корпус; 2— седло; 3—клапан; 4-— уплотнительное кольцо; 5—промежуточное кольцо; 6— пру-
жина; 7—гайка для крепления клапана.
разом конструкцией сальника. Если в клапанах высокого давления
сальниковая набивка выполняется в виде наборных баббитовых колец,
то у клапанов среднего и низкого давления применяются мягкие на-
бивки.
Клапаны детандеров среднего
давления представлены на рис. 1-25.
Для защиты сальников от обмерза-
ния возле них располагаются ка-
меры обогрева.
Рис. 1-24. Диффузорный клапан.
б) Поршневые уплотнения
Конструкция поршневого уплот-
нения оказывает весьма сущест-
венное влияние на к. п. д. детанде-
ра. Кроме надежной герметизации
рабочей полости цилиндра, к кон-
струкции поршневого уплотнения
предъявляется требование малого
тепловыделения при трении. Вы-
полнение этих требований связано с известными трудностями, по-
скольку хорошая герметизация достигается за счет развития поверх-
ностей трения и применения повышенных удельных давлений в порш-
невой паре, т. е. решений, связанных с увеличением тепловыделений.
Поршневое уплотнение детандеров высокого давления осуществ-
ляется поршневыми кольцами из перлитного чугуна.
В практике детандеростроения получили широкое распространение
§ 1-6]
Конструкции поршневых детандеров
53
двойные поршневые кольца. Конструкция наборного поршневого
уплотнения с двойными кольцами приведена на рис. 1-26.
Единичный комплект состоит из двух уплотнительных, одного
пружинящего и одного проставочного кольца. Достоинство такой кон-
струкции связано с простотой изготовления уплотнительных колец,
от которых не требуется определенной упругости; хорошей герметич-
ностью, так как замок верхнего уплотнительного кольца перекрывает-
ся нижним кольцом. Кроме того, такая конструкция имеет относи-
Рис. 1-25. Клапаны среднего давления.
а —впускной клапан; б —выпускной клапан; / — клапан; 2—седло;
3—пружина клапана; 4—сальник; 5—камера обогрева.
тельно небольшую длину поршневого уплотнения. Число двойных ко-
лец обычно не превышает семи-восьми.
Уменьшение длины поршневого уплотнения позволяет отдалить
его от холодной головки поршня и тем самым ослабить вредное влия-
ние тепловыделения на рабочий процесс машины.
Этот момент очевиден из сравнения первоначального и оконча-
тельного варианта конструкции поршневого уплотнения детандера
ДВД-6 (рис. 1-27).
Большое значение для нормальной работы поршневого уплотнения
имеет узел соединения поршня с крейцкопфом, поскольку даже не-
большие перекосы заметно влияют на величину тепловыделения
в поршневой паре. В практике детандеростроения нашли применение
54
Детандеры
[ гл. 1
Рис. 1-26. Поршень
детандера высоко-
го давления.
1 — скалка; 2—пор-
шневое кольцо; 3 —
пружинящее кольцо;
4— проставочное
кольцо; 5—стопорная
шайба; б—болт.
как сам1оустана1вли,в1ающ1иеся конструкции сочленения
поршня и крейцкопфа, так и жесткие конструкции.
Примером самоустанавливающегося сочленения слу-
жит конструкция, приведенная на .рис. 1-31.
При применении жестких конструкций сочленения
необходимо обеспечивать равномерный зазор между
поршнем и цилиндром. Иногда поршень и крейцкопф
совмещаются в одной детали (примером такого реше-
ния является поршень детандера ДВД-6 (рис. 1-27).
Для предотвращения возможного попадания машин-
ного масла, используемого для смазки кривошипно-
шатунного механизма, в рабочую полость желательно
применение маслоюлизыв1ающего кольца (рис. 1-27,6).
Для уменьшения теплопритока от поршневого
уплотнения в рабочую полость головку поршня реко-
мендуется выполнять из материала с низкой тепло-
проводностью и с лабиринтом, несколько разгружаю-
щим поршневое уплотнение.
Для уменьшения трения в поршневой паре иног-
да применяются уплотнительные кольца с заливкой
баббитом.
В детандерах среднего давления применяется мягкое кожаное
уплотнение (рис. 1-28), хорошо зарекомендовавшее себя при скоро-
стях поршня до 1,5 м1сек. Зарубежные фирмы иногда применяют те-
кстолитовые уплотнения.
Рис. 1-27. Поршень детандера ДВД-6,
а—2-й вариант, б —1-й вариант.
Для детандеров низкого давления наиболее рациональной кон-
струкцией поршневого уплотнения является лабиринтное уплотнение,
применение лабиринтного уплотнения позволяет' свести до минимума
тепловыделения и тем самым обеспечивает высокий к. п. д. детандера.
в) Детандер-компрессор ДК-50
Детандер-компрессор ДК-50 предназначен для небольших кисло-
родных установок производительностью 12—15 л жидкого кислорода
в час.
Детандер-компрессор представляет собой вертикальную тандем-
§ 1-6]
Конструкции поршневых детандеров
55
Техническая характеристика детандера-компрессора
Наименование Единица измерения Компрессор Детандер
Производительность нм3/ч 80—85 50
Начальное давление ата 1 200
Конечное давление 99 1,4 15
Начальная температура °C Окружающая среда 20—40° С
Конечная температура °C 50°С —80—90° С
Число оборотов об /мин 4004-430 400—430
Диаметр цилиндра мм 210 28
Ход поршня » 130 130
Линейное вредное пространство . . 99 1 1
Тип клапанов 99 Кольцевые Шпиндельные
пластинчатые
машину. В верхней части расположен цилиндр детандера, в нижней—
цилиндр компрессора.
Распределение фаз детандера в градусах угла поворота вала:
Отсечка.................... 35°
Предварение впуска .... 5°
„ выпуска .... 7°
На ipис. 1-29 и 1-30 представлены поперечный и продольный раз-
резы детандер-компрессора.
Отличительные особенности машины следующие: разрезной колен-
чатый вал лежит на двух роликовых подшипниках; нижняя головка
шатуна разъемная и имеет роликовый подшипник.
Поршень компрессора — трендовый, с заливкой опорных поверх-
ностей баббитом, он представляет собой по су-
ществу крейцкопф, •обеопеч.йвающ'ий направление
движения поршня детандера.
В крышке компрессора размещены два вса-
сывающих и два нагнетательных пластинчатых
клапана, к ней же крепится кованый стальной
цилиндр детандера. Клапаны детандера разме-
щаются в головке цилиндра, привод клапанов
осуществляется от кулачкового распределитель-
ного вала, связанного с коленчатым валам дву-
мя парами шестерен.
Клапаны детандера снабжены сальниковы-
ми уплотнениями из профильных колец; впуск-
ной клапан диффузорного типа. Уплотнение
поршневой пары осуществляется поршневыми
Рис. 1-28. Поршень с
кожаными манжетами.
кольцами из 9 наборных комплектов, каждый из
которых состоит из двух чугунных и одного внутреннего стального пру-
жинящего кольца.
Сочленение поршня детандера и поршня компрессора, выполняю-
щего роль крейцкопфа, — жесткое.
Смазка цилиндра производится от лубрикатора, а механизма дви-
жения — барботажная.
Детандер-компрессор снабжен регулятором безопасности, который
при увеличении числа оборотов поворачивает распределительный ва-
лик и тем самы'м отводит кулачки от толкателей клапанов. Одновре-
менно регулятор воздействует на электромагнитный клапан, прекра-
щающий подачу воздуха в машину.
56
Детандеры
[ гл. 1
Рис. 1-29. Детандер-компрессор ДК-50. Поперечный разрез.
§ Ьб]
Конструкции поршневых детандеров
57
Рис. 1-30. Детандер-компрессор ДК-50. Продоль-
ный разрез.
58
Детандеры
[ гл. 1
г) Детандеры высокого давления ДВД-2 и ДВД-4
Конструкции детандеров ДВД-2 и ДВД-4 полностью тождествен-
ны, за исключением диаметра цилиндров.
Увеличение производительности детандера ДВД-4 по сравнению
с детандером ДВД-2 с 220 до 430 нм3 достигнуто за счет увеличения
диаметра цилиндра с 70 до 80 мм и повышения числа оборотов 'маши-
ны с 200 до 255 об/мин.
Продольный разрез детандера ДВД-2 представлен на рис. 1-31.
Детандеры ДВД-2 и ДВД-4 представляют собой одноцилиндро-
вую вертикальную машину; рама машины — литая, разъемная. Па-
раллели ползуна отливаются отдельно и вставляются в раму сверху,
в параллели запрессованы бронзовые направляющие втулки толкате-
лей. Стальной кованый цилиндр детандера крепится к параллелям
через промежуточную плиту.
Двухопорный коленчатый вал монтируется на сферических роли-
ковых подшипниках, вал имеет два противовеса, полностью уравнове-
шивающих центробежные силы* и частично силы инерции поступатель-
но-движущихся частей.
Поршень детандера имеет семь уплотнительных элементов, каждый
из которых состоит из двух поршневых, одного пружинящего и одного
дистанционного колец.
Сочленение поршня и ползуна выполнено самоустанавливающимся.
Смазка механизма движения — принудительная. Цилиндр смазы-
вается веретенным или трансформаторным маслом, подаваемым лубри-
катором, контроль за смазкой цилиндра осуществляется через специ-
альные глазки.
Впускной клапан непосредственно крепится к цилиндру детандера.
Выпускной клапан расположен в головке цилиндра. Такое размещение
клапанов позволяет обеспечить малую величину вредного пространства
детандера и одновременно уменьшить потери, связанные с дросселиро-
ванием воздуха в выпускном клапане,, проходные сечения в котором
получаются достаточно 'большие.
Максимальная высота подъема впускного клапана 8,2 мм, выпуск-
ного 9,5 мм.
•Привод клапанов осуществляется с помощью толкателей и кулис
от кулачков с касательным профилем, смонтированных непосредствен-
но на коленчатом валу. Регулирование производительности детандера
осуществляется специальным устройством, позволяющим изменять угол
впуска воздуха в детандер, схема регулирования показана на рис. 1-32.
Изменение угла впуска достигается изменением величины зазора
в толкателе '(рис. 1-32) вследствие смещения ролика относительно оси
толкателя. Система регулирования обеспечивает изменение произво-
дительности в пределах 100—60% от максимальной без существенного
изменения угла предварения впуска воздуха.
График регулирования детандера ДВД-2 представлен на рис. 1-33.
Коэффициент полезного действия детандеров в зависимости от
производительности колеблется в интервале 70—76%.
Для обеспечения безопасности работы детандеры ДВД-2 и ДВД-4
снабжены центробежным -выключателем, воздействующим на колодоч-
ный тормоз при числе оборотов машины, превышающем допустимые,
одновременно включается электромагнитный клапан, перекрывающий
линию подачи воздуха высокого давления в детандер.
Мощность, развиваемая детандером, снимается мотор-генератором
§ 1-6]
Конструкции поршневых детандеров
59
Рис. 1-31. Детандер ДВД-2. Продольный разрез.
/ — картер; 2— средник; 5—ползун; 4— шатун; 5—коленчатый вал; 6— палец ползуна; 7— поршень;
3 —цилиндр; 9—впускной клапан; 10 — выпускной клапан; //-—предохранительный клапан; 12— ку-
лачок впуска; 13—кулачок выпуска; 14 и /5—штоки-толкатели; 16—лубрикатор; /7—шестеренча-
тый маслонасос; 13—маховик; 19—кулисный механизм; 20— центробежный предохранитель.
60
Детандеры
[ гл. 1
Рис. 1-32. Схема регулирования детандероз
ДВД-2 и ДВД-4 (сплошными линиями пока-
зано положение ролика, соответствующее
максимальной производительности, пунктир-
ными — минимальной производительности).
1 — маховичок регулятора; 2—ролик; 5—валик регу-
лятора; 4—кулачок впуска; 5 —гайка впускного кла-
пана; 6—толкатель.
Рис. 1-33. График регулирования детандера
ДВД-2, п = 200. об/мин; <хкул == 75°.
§ 1-6]
Конструкции поршневых детандеров
61
электрического тока, в качестве генератора используется асинхронный
двигатель переменного тока, привод которого осуществляется шестью
клиновидными ремнями.
д) Детандер ДВД-6
Детандер ДВД-6 предназначен для установки типа КЖ, в схеме
которой применен холодильный цикл с циркуляцией детандерного
воздуха.
Детандер ДВД-6 (рис. 1-34) представляет собой горизонтальную
одноцилиндровую машину простого действия. Чугунная литая стани-
на детандера имеет цилиндрический прилив, внутренняя полость кото-
рого выполняет роль направляющей крейцкопфа.
Рис. 1-34. Детандер ДВД-6. Продольный разрез.
/ — станина; 2—цилиндрический прилив; 5—направляющие; 4-— цилиндр; 5— поршень; 5—крейцкопф;
7—шатун; 8—шаровая головка; 9—вал; 10— выпускной клапан; // — глазок; 12—предохранительная
мембрана.
Стальной кованый цилиндр, выточенный в виде одной детали
с массивной цилиндрической головкой, кренится непосредственно
к станине детандера.
Для устранения возможного провисания под цилиндром детандера
предусмотрена скользящая опора.
Поршень детандера выполнен за одно целое с крейцкопфом, такая
конструкция обеспечивает 'большую точность при установке поршня
в цилиндре.
Поршень детандера (рис. 1-27) имеет шесть комплектов двой-
ных колец, максимально удаленных от холодной головки поршня, кро-
ме того, он снабжен седьмым маслослизывающим кольцом.
Применение маслослизывающего кольца значительно разгружает
детандерные фильтры. Смазка цилиндра осуществляется лубрикато-
ром, подающим масло в теплую часть цилиндра, наблюдение за пода-
чей масла осуществляется через специальный глазок.
, Впускной и выпускной клапаны размещены в головке цилиндра.
Привод клапанов осуществляется с помощью толкателей и кулис от
62
Детандеры
[ гл. 1
кулачков, укрепленных на коленчатом валу детандера. Для уменьше-
ния инерционных усилий, приводящих к расшлепыванию уплотнитель-
ных поверхностей, во впускном клапане применена разрезная кон-
струкция. Конструкция такого клапана приведена на рис. 1-22.
Рис. 1-36. Центробежный регулятор без-
опасности детандера ДВД-6.
/ — груз; 2 и 5—пружины; 3 —рычаг; 4— боек; 6—
толкатель; 7—коленчатый вал; 8—кулиса впуска.
Рис. 1-35. Схема распределитель-
ных органов детандера типа
ДВД-6.
/ — цилиндр; 2— впускной клапан; 3—
толкатель впуска; 4—кулиса впуска;
5—кулак впуска; 6—выпускной клапан;
7—коромысло выпуска; 8—толкатель
выпуска; 9 — кулиса выпуска; 10— ку-
лак выпуска (кулаки и кулисы условно
повернуты в плоскость чертежа).
Схема распределительных органов
детандера ДВД-6 представлена на
рис. 1-35.
Регулирование детандера осуще-
ствляется путем изменения положения
ролика на кулисе впускного клапана.
Смазка механизма движения детан-
дера— принудительная от шестеренчато-
го насоса.
На детандере ДВД-6 установлен цен-
тробежный регулятор безопасности (рис.
1-36), который при превышении макси-
мального числа оборотов сдвигает рычаг, фиксирующий боек в рабочем
положении. Боек под воздействием пружины выбрасывается из кулисы
и, таким образам, впускной клапан выключается. На случай выключе-
ния тока в цепи мотор-генератора детандер снабжен электрическим
устройством, останавливающим его.
е) Детандер Кларка
Детандер Кларка (рис. 1-37) предназначен для кислородных
установок низкого давления. Он представляет собой вертикальную
машину, в верхней части которой расположены два цилинрда детанде-
ра. В нижней части расположены цилиндры компрессора, отделенные
от детандерной части промежуточной закрытой рамой, через окна ко-
торой обслуживаются сальники детандера и компрессора.
§ 1-6]
Конструкции поршневых детандеров
63
Рис. 1-37. Детандер Кларка. Продольный и поперечный разрезы.
Основные параметры детандера
Производительность....................................
Начальное давление ...................................
Конечное давление ....................................
Температура поступающего воздуха .....................
Температура воздуха после детандера ..................
Число оборотов:
пуск..................................................
нормальный режим...........•................ . .
90 нм3/ч
6—8 ата
1,2 „
114° К
85° К
350 об/мин
125 „
64
Детандеры
[ гл. 1
Диаметр цилиндра детандера..............................100 мм
Диаметр цилиндра компрессора............................125 „
Ход поршня......................................... . 89 „
Рама машины — сварная. Коленчатый вал лежит на двух ролико-
вых подшипниках.
Цилиндры компрессора представляют собой одновременно и на-
правляющие крейцкопфа, они не охлаждаются ввиду незначительной
степени сжатия. Охлаждение предусмотрено лишь для бронзовой
литой головки цилиндра, где сбоку расположены клапаны компрес-
сора.
Клапаны детандера, расположенные в плите из нержавеющей
стали, приводятся в действие от кулачкового вала тягами, которые все
время работают на растяжение.
Распределительный валик приводится во вращение от коленчато-
го вала с помощью цепи с натяжным роликом.
Поршень детандера шлифованный с лабиринтным уплотнением,
состоящим из 11 круговых канавок. Такая конструкция уплотнения,
обеспечивая достаточную герметизацию цилиндра, благоприятно влия-
ет на к. п. д. детандера, так как практически исключает трение в порш-
невой паре.
Поршень компрессора снабжен чугунными поршневыми кольцами.
Верхние полости детандерных цилиндров соединены между собой
трубопроводом, чтобы избежать образования объемов сжатия.
Смазка цилиндров детандера отсутствует. Смазка компрессора и
шатунного механизма — принудительная от шестеренчатого насоса, по-
лучающего вращение от коленчатого вала.
ж) Горизонтальный детандер двойного действия
Детандер предназначен для установок среднего давления. Он пред-
ставляет собой одноцилиндровую горизонтальную машину двойного
действия.
Основные параметры детандера
Производительность.....................................НО
Пределы давления:
пусковой режим........................................ 48—6 ата
нормальный режим . . ....................... 28—6 „
Температура воздуха:
перед детандером............................................145° К
после детандера........................................110° К
Число оборотов:
пуск .................................................165 обIмин
нормальный режим..................................140 „
Диаметр цилиндра....................................... 65 мм
Ход поршня............................................. 79,5 мм
Конструкция детандера представлена на рис. 1-38.
Коленчатый вал лежит на двух подшипниках вильчатой рамы и од-
ном выносном подшипнике.
Бронзовый цилиндр детандера крепится к плите рамы лапами.
Поршневые усилия воспринимаются рамой посредством болтовых тяг.
Сальниковое уплотнение штока, отнесенное от рабочей полости ци-
линдра во избежание обмерзания, достигается при помощи кожаной
манжетки.
Уплотнение поршня производится двумя кожаными манжетами.
Герш.
§ 1-6 ] Конструкции поршневых детандеров
Рис. 1-38. Детандер двойного действия. Горизонтальный разрез.
/-рама; 2 —шток; 3 — сальниковое уплотнение; 4—распределительный кулачковый валик впуска; 5—распределительный валик выпуска;
поршень; 7 —цилиндр.
66
Детандеры
[ гл. 1
Цилиндр со всеми четырьмя клапанами заключен в герметичный кожух,
заполненный изоляцией.
Детандер имеет два распределительных валика, каждый из кото-
рых имеет индивидуальный привод от коленчатого вала через пару
конических шестерен.
Открытие и закрытие клапанов осуществляются качающимся ко-
ромыслом.
Для впуска предусмотрена двойная кулачковая шайба для отсеч-
ки на 20 и 40% по ходу поршня. Передвижение кулачков при переходе
с пускового на рабочий режим производится отжимающим механизмом.
Конструкции клапанов даны на рис. 1-25. Сальниковое уплотнение
штока клапана вынесено из изоляционного кожуха, вследствие чего
клапаны не обмерзают.
Подъем .впускного клапана производится установочной гайкой на
конце штока клапана, позволяющей изменять момент открытия кла-
пана.
Подъем выпускного клапана регулируется толкателем на
коромысле.
Детандер снабжен центробежным регулятором безопасности.
При увеличении числа оборотов выше 180 в минуту центробежный ре-
гулятор безопасности воздействует на тормозное устройство машины.
з) Детандер Гейляндта
Детандер типа Гейляндта применяется в установках получения
жидкого кислорода высокого давления, работающих по циклу Гей-
ляндта.
Основные технические данные по детандерам Гейляндта различной
производительности приведены в табл. 1-4.
Таблица 1-4
Показатели Тип детандера
Д Г-120 | ДГ-540
Номинальная производительность, м*/ч . . 400 1 700
Начально© давление, апга 160 160
Конечное давление, ата 6 6
Температура поступающего воздуха .... +30 —35
Число оборотов при нормальном режиме . . 80—130 135
Диаметр цилиндра, мм 115 155
Ход поршня, мм Относительная величина вредного простран- 210 290
ства, % 4 4
Детандер Гейляндта (рис. 1-39) представляет собой одноцилин-
дровую горизонтальную машину простого действия. Впускные и выпуск-
ные клапаны расположены в головке цилиндра, выполненной за од-
но целое с последним.
Клапаны приводятся в действие с помощью горизонтальных што-
ков и двух кулачков, насаженных на коленчатый вал.
Поршень детандера изготовлен за одно целое с крейцкопфом.
Шатун состоит из двух частей, винтовое соединение которых позволяет
регулировать величину вредного пространства.
Сочленение крейцкопфа и шатуна осуществляется посредством ша-
рового шарнира.
§ 1-6]
Конструкции поршневых детандеров
67
Рис. 1-39. Детандер Гейляндта. Внешний вид.
Конструкция впускного и выпускного клапанов позволяет регули-
ровать зазор между клапаном и толкателем.
Регулирование фаз распределения производится изменением поло-
жения ролика кулисы (рис. 1-40).
Диаграмма фаз распределения детандера Гейлянтда показана на
рис. 1-41.
Хонец
впускав
Ось мертвых
положений
176*начало
выпуска
Рис. 1-41. Диаграмма фаз распределения в де-
тандере Гейляндта.
Предбарение
бпуска352°
Конец
быпускаЗЗО'
Рис. 1-40. Детали распределительного устройства.
Ролик с кулисой.
1—качающийся рычаг; 2—ось; 3—гайка; 4—ползун;
5—ролик.
Смазка детандера принудительная.
Детандер снабжен центробежным регулятором безопасности, кото-
рый при превышении максимального числа оборотов детандера выво-
дит боек из пазов толкателя и, таким образом, отключает выпускной
клапан детандера.
и) Поршневой прямоточный детандер высокого давления ПДВД-1
На рис. 1-42 показан чертеж быстроходного прямоточного поршнево-
го детандера, сконструированного и изготовленного в лаборатории глу-
бокого холода МВТУ имени Баумана.
5*
Рис. 1-42. Быстроходный прямо
а — продольный разрез;
Разрез по разгрузочному поршеньку и по распределитель
точный поршневой детандер.
б —поперечный разрез.
ному валу условно совмещен с плоскостью чертежа.
70
Детандеры
[ гл. 1
Эксплуатационные и конструктивные параметры машины
Число цилиндров................................... 1
Диаметр цилиндра........................... . . 40 мм
Ход поршня...................................... 60 »
Диаметр выпускных окон ........................... .5 »
Номинальное число оборотов................. : . 1 100 об/мин
Максимальное рабочее число оборотов............ 1 500 »
Производительность...........................'. 300—350 нм*/ч
Адиабатический к. п. д.........................70э/о
Габаритные размеры....................... ..... 890X525X370 мм
Вес............................................. 128 кг
Картер детандера — сварной с разъемом по оси &ала. Шатунно-
кривошипный механизм — обычного типа с крейцкопфом. Коленчатый
вал — двухопорный, подвесного типа, установлен в подшипниках сколь-
жения. Поршень — сборной конструкции с текстолитовой головкой.
Поршневые кольца (восемь уплотнительных и одно маслосбрасываю-
щее) — чугунные. Два 'верхних кольца выполнены двойными. Два ниж-
них и маслосбрасывающее кольцо при любом положении поршня рас-
полагаются ниже выпускных окон, что обусловлено необходимостью
уплотнить выпускной трубопровод, давление в котором всегда выше
атмосферного. ‘
Нижний фланец поршня опирается непосредственно на верхнюю
сферическую головку шатуна через бронзовую опорную вставку. При
таком сочленении осевое поршневое усилие не передается на крейц-
копфный палец, последний воспринимает только нормальную состав-
ляющую поршневой силы'.
Цилиндровая втулка — стальная цементированная, имеет 12
круглых выпускных окон. Распределительный вал приводится, от ко-
ленчатого вала вертикальным валиком с разъемной шлицевой муфтой
и двумя парами конических шестерен.
Для разгрузки клапана впуска от выталкивающей силы в период
Подъема применено специальное устройство, состоящее из разгрузоч-
ного поршенька и балансирного рычага (рис.;1-19). Полость, располо-
женная под разгрузочным поршеньком, соединена коротким каналом
с надпоршневым пространством, благодаря чему давление в этой поло-
сти изменяется так же, как и в цилиндре детандера. Диаметр разгру-
зочного поршенька равен диаметру стержня впускного клапана, по-
этому в период открытия последнего выталкивающее усилие клапана
и поршенька уравновешивается балансирным рычагом.
•Смазка детандера — комбинированная: под давлением смазыва-
ются коренные и шатунные подшипники коленчатого вала, подшипни-
ки верхней головки шатуна и опорная вставка; трущиеся поверхности
поршня и крейцкопфа смазываются разбрызгиванием, а детали меха-
низма распределения — капельным способом.
ТУРБО ДЕТ АН ДЕРЫ
1-7. ВВЕДЕНИЕ
Турбодетандер представляет собой турбину, работающую на сжа-
том воздухе или сжатом газе, при температурах, значительно более
низких, чем температура окружающего нас воздуха.
В турбодетандере происходит преобразование энергии сжатого
газа в механическую работу, передаваемую на вал 'машины. При рас-
ширении газа в турбодетандере происходит понижение его температу-
ры, энтальпия газа уменьшается, а разность энтальпий до и после тур-
§ 1-8]
Классификация турбодетандеров. Скорость истечения газа
71
бодетандера представляет собой то количество холода, которое ис-
пользуется в установке глубокого охлаждения.
Процессы, происходящие в турбодетандерах, идентичны с тако-
выми в паровых и газовых турбинах. Поскольку теория и газодина-
мический расчет турбин приводятся в
курсах по паровым и газовым турбинам1,
нет необходимости на «их подробно оста-
навливаться. Целесообразно лишь кос-
нуться некоторых характерных особенно-
стей, касающихся специфических условий
работы турбодетандера при весьма низ-
ких температурах.
На рис. 1-43 показана схема ради-
ального турбодетандера. Сжатый газ по-
ступает в подводящий канал — улитку
корпуса — /, предназначенный для рав-
номерного подвода газа к направляюще-
му или сопловому аппарату 2. В направ-
ляющем аппарате происходят расшире-
ние газа и преобразование его потенци-
альной энергии в кинетическую.
Газ с большой скоростью из направ-
ляющего аппарата поступает на лопатки
рабочего колеса 3 и приводит его во вра-
щение. Для предотвращения утечки газа
через зазоры 'между рабочим колесом и
корпусом предусматриваются лабиринт-
ные уплотнения 4 и 5. Турбодетандер
должен быть тщательно изолирован, что-
Рис. 1-43. Схема турбодетандера.
/ — подводящий канал; 2—направляю-
щий аппарат; 5—рабочее колесо; 4 и
5—лабиринтные уплотнения.
бы свести до .минимума приток тепла из окружающей среды. Для этого
турбодетандер .помещают в кожух, а свободное пространство заполняют
шлаковой ватой или мипорой.
1-8. КЛАССИФИКАЦИЯ ТУРБОДЕТАНДЕРОВ.
АБСОЛЮТНАЯ СКОРОСТЬ ИСТЕЧЕНИЯ ГАЗА
Различают активные и реактивные турбодетандеры.
В направляющем аппарате активного турбодетандера происходит
полное использование потенциальной энергии газа. Давление газа
перед рабочим колесом и за ним остается одинаковым.
В реактивном турбодетандере преобразование потенцальной энер-
гии в кинетическую происходит как в направляющем аппарате, так и
на лопатках рабочего колеса.
При изоэнтропическом расширении газа изменение кинетической
энергии определяется по уравнению
А(С2_С2)=/о_/1 = /1о, (1-63)
где z0 — z\ = hQ —"разность энтальпий — располагаемый теплоперепад,
ккал!кг\
Жирицкий Г. С., Авиационные турбины, Оборонгиз, 1950.
Кириллов П. И., Газовые турбины и газотурбинные установки, Машгиз,
1956/*
Кириллов П. И., Кантор С. А., Теория и конструкция паровых турбин,
Машгиз, 1947.
Циткин С. П., Радиальные турбодетандеры, Машгиз, 1949.
72
Детандеры
[ гл. 1
с0, q — скорость газа начальная и конечная, м/сек;
А =4^7 — термический эквивалент работы, ккал[кГ-м;
g — ускорение силы тяжести, MfceK2.
Начальной скоростью с0, ввиду ее малой величины, пренебрегают
и тогда, исходя из уравнения (1-63),
^0'о-Ч)=91,5И7^7Г=91,5/А;. (1-64)
В реактивной турбине из полного располагаемого теплоперепада
й0 в направляющем аппарате используется лишь часть Л01=/0—Ч > а
оставшаяся часть — в лопатках рабочего колеса.
Рис. 1-44. Изменение давле-
ния и скорости в активном
турбодетандере.
Рис. 1-45. Изменение давления
и скорости в реактивном турбо-
детандере.
Отношение теплового перепада, используемого в лопатках рабо-
чего колеса, к общему тепловому перепаду называется степенью
реактивности, т. е.
На рис. 1-44 и 1-45 показано изменение давлений и скорости в
направляющем аппарате и лопатках рабочего колеса для активного и
реактивного турбодетандеров.
§ 1-9]
Процесс расширения и к. п. д. радиального турбодетандера
73
В активном турбодетандере давление газа после направляющего'
аппарата рг равняется давлению его р2 после рабочего колеса
Pi = Pz-
В реактивном турбодетандере давление газа перед лопатками ра-
бочего колеса больше давления его в выходном патрубке
Pi>P2-
В зависимости от направления потока газа турбодетандеры под-
разделяются на осевые и радиальные.
В осевом турбодетандере движение газ происходит параллельно
оси машин.
В радиальном турбодетандере газ движется от периферии к цен-
тру. Такой турбодетандер называется центростремительным. В случае
движения газа в обратном направлении от центра к периферии турби-
на называется центробежной. Центробежные турбодетандеры не по-
лучили применения, и изготовляются только турбодетандеры центро-
стремительного типа.
1-9. ПРОЦЕСС РАСШИРЕНИЯ И К. П. Д. ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ
РАДИАЛЬНОГО ТУРБОДЕТАНДЕРА ‘
а) Расширение в направляющем аппарате и потеря энергии
Треугольники скоростей газа на входе и выходе с лопатки рабо-
чего колеса реактивного радиального турбодетандера изображены на
рис. 1-46.
Газ после расширения в сопле направляющего аппарата до давле-
ния рх поступает на лопатку с абсолютной скоростью ct, составляю-
щей угол а.! с окружной скоростью колеса.
Вычитая из абсолютной скорости газа с, окружную скорость и1Г
находим величину и направление относительной скорости входа на
лопатки wt.
При идеальном процессе без гидродинамических потерь расшире-
ние газа в сопле будет происходить по адиабате Д0Ди (рис. 1-47).
Соответствующая тепловому перепаду hol = it — ilt теоретическая
скорость составит си.
Из-за гидродинамических потерь действительная скорость истече-
ния газа из сопел ct будет меньше теоретической си и определяется
следующим соотношением:
Ci = <fcu или , (1-66}
где 1—скоростной коэффициент сопла, зависящий от потери энер-
гии в сопле qc.
Средний скоростной коэффициент сопла <р = 0,95.
В сопле в идеальном процессе может бьтть использован тепло-
перепад /г01:
- <„ = (1 - Г-) Ч = 4 = 27 4 < Ь67>
1 Зайдель Р. Р. и Арсеньев Ю. Д., Анализ потерь в радиальном реак-
тивном турбодетандере, „Кислород", 1951, № 6.
74
Детандеры
[гл. 1
Рис. 1-46. Профиль проточной части и тре-
угольники скоростей радиального турбодетан-
дера.
Рис. 1-47. Процесс в одноступенчатом реак-
тивном турбодетандере.
§ 1-9]
Процесс расширения и к. п. д. радиального турбодетандера
75
Величина потери энергии qc равна разности кинетической энергии
для идеального и действительного процессов, т. е.
— ci ^=='2g' (f* • (1-68)
Действительная скорость истечения по уравнению (1-67) равна:
G = 4> (1-69)
Величина относительной скорости wt определяется из треуголь-
ника скоростей или находится аналитически по уравнению
— — 2uic1cosal, (1-70)
где их — окружная скорость на входе в колесо, м/сек.
б) Расширение на лопатках рабочего колеса и потеря энергии
В лопатках рабочего колеса происходит дальнейшее преобразова-
ние потенциальной энергии в кинетическую и давление газа пони-
жается от до р2.
В идеальном процессе (рис. 1-47) при расширении газа по адиабате
относительная скорость равна теоретической величине w2t.
В действительном процессе относительная скорость уменьшается
и равна:
= и = (1-71)
где ф — скоростной коэффициент рабочих лопаток, зависящий от по-
тери энергии в каналах рабочего колеса.
Для радиального реактивного турбодетандера скоростной коэф-
фициент изменяется в зависимости от отношения окружной скорости
колеса к действительной скорости истечения из сопла — — х. При-
С1
ближенно скоростной коэффициент подсчитывается по формуле
ф = 0,75-|~0,12х. (1-72)
Величина потери энергии дл в лопатках рабочего колеса равна
разности кинетической энергии для идеального и действительного
процессов, т. е.
<7л ~ z2 *2/ ~ 2g ^W2t ~ w2 ) = 2g W2 ("фг 1) ‘ (1'73)
Абсолютная скорость газа на выходе из колеса определяется из
треугольника скоростей по уравнению (рис. 1-46)
е2 ~ w2 — и2 — 2«2с2 cos аз> (1-74)
где и2— окружная скорость на выходе из колеса, м/сек;
а2 — угол между направлениями абсолютной скорости и окружной
скорости на выходе из лопаток.
76
Детандеры
[ гл. I
Относительная скорость w2 определяется из уравнения баланса
энергии расширяемого газа на входе и выходе из рабочего колеса:
4 4* 2g~ ci = ^л 2^- с2 » 0*75)
где £л— работа, совершаемая газом в 1 сек на лопатках рабочего
колеса1 при угловой скорости <о и вращающем моменте М;
Ьл — Ma>=-L.(u1c1 COS at «2с2 COS аа). (1 -76)
Используя уравнения (1-70), (1-73), (1-74), (1-76) и имея в виду,
что 4 — z2Z-=p/i0, после соответствующих подстановок и преобразова-
ний получим:
= Ф —(«?—«*)• (1*77)
в) Потери энергии с выходящим газом
Помимо потерь энергии в направляющем аппарате и лопатках
рабочего колеса, имеется потеря энергии с газом, выходящим из
турбодетандера с абсолютной скоростью сг, в результате чего энталь-
пия газа возрастает с i3 до /а.
Потеря кинетической энергии с уходящим газом равна:
<7В = 4-4 = ^*4 (1-78)
г) Суммарные потери энергии и к. п. д. проточной части турбодетандеров
Суммарные потери в направляющем аппарате, рабочем колесе и с
выходной скоростью составляют:
2<7 = <7с + <7л+<7в- (I-79)
Учитывая потери, к. п. д. проточной части равен:
Так как в турбодетандере используется тепловой перепад i0 —
то к. п. д. проточной части определяется выражением
= i. — £3_ /j.gjv
•пр.части ; '
zo — l2t
1-10. ВЛИЯНИЕ НА К. П. Д. ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ
КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ТУРБОДЕТАНДЕРА
На к. п. д. проточной части турбодетандера оказывают влияние
конструктивные параметры, как-то: отношение диаметров колеса
d2
, угол наклона сопла или угол, с которым входит газ в колесо
at, угол, с которым газ выходит из колеса, аа, угол лопатки
95^ 1 Жирицкий Г. С.. Авиационные газовые турбины, стр. 196, Оборонгиз,
§ 1-11]
Относительные потери от трения колеса и утечек
77
колеса на входе на выходе Р2, а также степень реактивности р и
отношение окружной скорости колеса к действительной скорости
и.
истечения из сопла—=%..
ci
На к. п. д. турбо детандера параметры у- и х оказывают наиболь-
шее влияние.
Как показали теоретические исследования и испытания работаю-
щих машин, радиальные турбо детандеры с малым отношением у.=
d2
= -^-, т. е. с длинными лопатками, имеют относительно небольшие
гидродинамические1 потери.
При наименьшем значении р=0,3 гидродинамические потери со-
ставляют £2=0,07. В этом случае оптимальная степень реактивности
?=0,64, а оптимальное отношение окружной скорости» колеса к абсо-
лютной х=1,5; уменьшение х до 1 и р до 0,46 не вызывает существен-
ного увеличения £2.
В радиальных турбодетандерах с большим отношением р=
(р~0,85), т. е. с короткими лопатками, гидродинамические потери со-
ставляют около 20%. Следует отметить, что для таких машин потери
относительно мало изменяются при изменении степени реактивности
Р от 0 до 0,45 и величины х от 0,45 до 0,9.
Другими словами активный и реактивный турбодетандеры с корот-
кими лопатками имеют примерно одинаковые гидродинамические
потери.
Очень большие потери в осевом турбодетандере (р = 1) одинаковы
как для активной, так и реактивной машины и составляют 23,5%.
Оптимальное значение угла ai составляет 12-4-25°, угла а2~90°,
угол р2 следует принимать равным 25—40°.
1-11. ОТНОСИТЕЛЬНЫЕ ПОТЕРИ ОТ ТРЕНИЯ КОЛЕСА И УТЕЧЕК
а) Потери от трения
Потери от трения колеса и утечек зависят не только от конструк-
тивных параметров р, ц и х, но также и от конструктивной схемы ра-
бочего колеса (рис. 1-48).
На преодоление сопротивления вращению рабочего колеса в га-
зовой среде затрачивается часть энергии, которая в форме тепла пе-
редается газу и увеличивает его энтальпию от /з до Ц (|рис. 1-47).
Относительная потеря энергии от трения рабочего колеса равна
где qr — удельная работа трения, ккал!кг;
/г0 -- теплоперепад при изоэнтропическом расширении, ккал!кг.
Работа трения
. . Ю2ЯА^Т
qT = t4 — t3 = —-—[ккал/кг],
где NT - - мощнсгсть трения, кет;
G — расход газа, кг(сек.
1 Епифанова В. И., Об оптимальных условиях работы одноступенчатого
турбодетаядера, „Кислород", 1952, № 4.
78
Детандеры
[ гл. 1
Рис. 1-48. Конструктивные схемы колес радиальных реактивных турбодетандеров,
а —разгруженное колесо с односторонним выходом; б—неразгруженное колесо с односторонним'
выходом; в —колесо с двусторонним выходом.
Мощность трения подсчитывается по формуле
= Ь И» (1-84>
где Yj — удельный вес среды на входе § колесо, кг[м\
Р — коэффициент, зависящий от критерия Рейнольдса, формы ко-
леса и камеры.
Коэффициент р определяется по формуле
где v, — кинематическая вязкость газа при состоянии за направляю-
щим аппаратом, м31сек.
Коэффициент k = 3 для закрытых колес и k = 4 для колес без
покрывного диска.
б) Потери от утечек
Для определения количества газа, утекающего через лабиринтные
уплотнения при дозвуковых скоростях, может быть применена формула
Стодола
//2 2
Р'г7^1кг1се^ о-86>
где z — число лабиринтов;
/— площадь живого сечения круговой щели, м2:
/ = 1с.рл.8. (1-87>
Минимальная величина радиального зазора S принимается, исхо-
дя из технологических соображений.
Для активных турбодетандеров, когда pi=p2, утечки равны нулю,.
Для реактивных турбодетандеров утечки увеличиваются при воз-
растании степени реактивности р.
1-12. СРАВНЕНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ ТУРБОДЕТАНДЕРОВ
ПО ВЕЛИЧИНЕ СУММАРНЫХ ВНУТРЕННИХ ПОТЕРЬ
В табл. 1-5 приведены результаты расчетов потерь в турбодетан-
дерах различного типа.
Для сравнительной характеристики в табл. 1-5 приведены данные
§ 1-13]
Конструкции турбодетандеров
79*
Таблица 1-5*'
Сравнение потерь и к. п. д. турбодетандеров различного типа
при 20° = 0,95
а2 = 90э (х<1»0)
?2 = 30°
-yL = 50
Параметры Тип турбодетандера
Радиальный центростремительный Осевой Центробежный с короткими лопатками
с длинными лопатками с короткими лопатками
Р- 0,3 0,85 1 1,15
Р 0,46 0 0 0
U1 X — „ Ci 1,00 0,47 0,45 0,44
л ^пр. ч 0,076 0,203 0,234 0,264
^тр 0,018 0,003 0,003 0,003.
£уТ 0,046 0 0 0
0,140 0,206 0,237 0,267
'Оад 86/о 79>/о 76/о 73°/о
* Епифанова В. И., Об оптимальных условиях работы одноступенчатого турбо детандера, „Ки*
слород*. 1952, № 4, стр. 19.
расчета потерь и к. п. д. для центробежного турбодетандера, не полу-
чившего из-за больших потерь и малой величины к. п. д. 7)ад примене-
ния в технике глубокого холода.
Из рассмотрения таблицы видно, что радиальный центростреми-
тельный турбодетандер с параметрами ц = 0,3 и р=0,46 имеет наимень-
шие потери и наибольший адиабатический к. п. д. Следует отметить,,
что при уменьшении |х<0,3 и х=1,0 внутренние потери продолжают
уменьшаться и потому целесообразно строить турбодетандеры с воз-
можно более длинными лопатками и минимально возможным р.
Радиальный центростремительный турбодетандер с короткими ло-
патками имеет большие потери и меньший к. п. д. т)ад =0,79.
В осевых турбодетандерах внутренние потери увеличиваются и
адиабатический к. п. д. уменьшается до т)ад =0,76.
1-13. КОНСТРУКЦИИ ТУРБОДЕТАНДЕРОВ
Появление турбодетандеров относится к 30-м годам в связи с со-
зданием крупных кислородных установок с регенераторами типа Лин-
де— Френкль.
Первые турбодетандеры были активного типа с осевым располо-
жением лопаток рабочего колеса и имели относительно невысокий ади-
абатический к. п. д.
Как отмечалось выше, в 1938 г. акад. П. Капицей был построен
турбодетандер реактивного типа с радиальным расположением лопа-
ток и выходом расширенного газа через центральный патрубок.
В настоящее время как в СССР, так и за рубежом изготовляются
преимущественно радиальные, реактивные турбодетандеры.
80
Детандеры
[ гл. 1
По данным Свиринга наибольший адиабатический к. п. д. при
оптимальных условиях для различных турбодетандеров следующий:
Коэффициент полезного
действия турбодетандера
Турбодетандер активного типа...................... 78>/0
„ реактивного типа.............. 82,7/о
„ реактивного типа с центральным
отводом...................................... 85,7J/O
За рубежом фирмы Батерлей К° (Англия) и Эйр Продакте (США)
изготовляют турбодетандеры для расширения с начального давления
7—70 ата, мощностью от 2,2 до 185 кет, с к. л. д. т]ад=0,82. В Герма-
нии изготовляются турбодетандеры» для начального давления 20—
40 ата. В Англии был построен миниатюрный турбодетандер для не-
большой установки разделения воздуха диаметром £>=14,3 мм с чис-
лом оборотов 240 000 в минуту, мощностью около 0,8 кет.
В Советском Союзе для установок типа Линде — Френкль изго-
товляют турбодетандеры активного типа с регулированием холодопро-
изводительности посредством включения и выключения части воздухо-
подводящих сопел.
Для кислородных установок низкого давления изготавливаются
турбодетандеры реактивного типа с отводом воздуха через централь-
ный патрубок.
а) Турбодетандер для установки типа Линде — Френкль
На рис. 1-49, 1-50 изображен турбодетандер Линде активного типа
с радиальным расположением лопаток для установки производитель-
ностью 3 600 м3О2/ч. Турбодетандер представляет собой одноступенча-
Рис. 1-49. Турбодетандер активного типа с радиальном расположением лопаток.
/ — турбодетандер; 2—редуктор; 3 — з чектродвигатель-генератор.
§ 1-13]
Конструкции турбодетандеров
81
тую консольную активную турбину, предназначенную для расширения
азота, отводимого из-под крышки конденсатора. Поступление азота
регулируется четырьмя вентилями, расположенными горизонтально.
Турбодетандер соединен через редуктор с генератором. Для охлажде-
ния масла, заключенного в ванне редуктора, предусмотрен насос, с по-
мощью которого производится непрерывная циркуляция масла через
холодильник, расположенный у редуктора.
Рабочее колесо турбодетандера (рис. 1-51) с внешним диаметром
352 мм изготовляется из дюралюминия. В соответствующие прорези
обода вставляется 125 лопаток, между которыми ставятся дистанцион-
Рис. 1-50. Турбодетандер активного типа с радиальным
расположением лопаток. Регулирование количества по-
ступающего азота с помощью запорных вентилей.
ные вкладки. Для укрепления лопаток сверху прикрепляется кольцо
из алюминия, а снизу по окружности в сечении обода вставляют кони-
ческие 'медные кольца.
Для направления потока азота в турбодетандере имеется специаль-
ное сопло с направляющими лопатками.
На рис. 1-52 показано направляющее сопло из семи каналов.
Турбодетандеры описанного типа надежны в работе, и их преиму-
щество перед турбодетандерами реактивного типа с подводом воздуха
по всей окружности состоит в том, что производительность их регу-
лируется в значительных пределах.
Коэффициент полезного действия этих турбодетандеров колеблет-
ся в пределах 0,6—0,65 в зависимости от режима работы.
б) Турбодетандер ТДР-15000
Турбодетандер установлен на первой кислородной установке низ-
кого давления БР-1 производительностью 12 500 нм3О2/ч.
6 с. я. Герш.
82
Детандеры
[ гл. 1
Рис, 1-51. Рабочее колесо турбодетандера.
Рис. 1-52. Направляющий аппарат турбодетан-
дера.
§ 1-13]
Конструкции турбодетандеров
83
На рис. 1-53 показан'продольный разрез турбодетандера.
Рабочее колесо—двустороннее (рис. 1-54) диаметром 450 мм, из-
готовлено из алюминиевого сплава АК-6. Оно состоит из колеса с ра-
бочими лопатками и двух наружных дисков. Лопатки колеса фрезе-
руются за одно с основным диском, число рабочих лопаток 17. На-
ружные диски соединены с основным диском рабочего колеса заклеп-
ками, проходящими через тело лопаток.
Направляющий аппарат (рис. 1-55) изготовлен из латуни и состоит
из 48 сопел высотой 8,8 мм.
Вал — из нержавеющей стали 1Х18Н9Т, вращается в подшипни-
ках скольжения. Правый подшипник—радиально-упорный, а левый
подшипник снабжен демпфером (рис. 1-56,а и б). Демпферный под-
Рис. 1-53. Турбодетандер ТДР-15 000.
/ — ротор; 2—корпус; 5—направляющий аппарат; 4 — подшипник радиальный;
5—подшипник радиально-упорный.
шипник служит для уменьшения колебаний при переходе вала через
первое критическое число оборотов. Во избежание больших 1притоков
тепла подшипники удалены на 450 мм от центра рабочего колеса.
Несмотря на небольшой вес рабочего колеса, пришлось ставить гиб-
кий вал, так как рабочее число оборотов оказалось выше критического.
Демпферный подшипник (рис. 1-56,6) состоит из вкладыша 1,
гибкой стойки 2 и цилиндра 3, скрепленных между собой. С другой
стороны гибкая стойка 2 прикреплена к цилиндру 4 и к корпусу 5.
Между цилиндрами 3 и 4 имеется масляная прослойка. Масло
входит в пространство 6 через штуцер 7. Для предотвращения утечек
масла предусмотрено уплотнительное кольцо 8.
6*
84
Детандеры
[ гл. 1
Рис. 1-54. Рабочее колесо.
аппарата
на заклепках и пайке
Сечение по а-а
Рис. 1-55. Направляющий аппарат
§ 1-13]
Конструкции турбодетандеров
85
а)
Рис. 1-56. Радиально-упорный и демпферный подшипники,
а-радиально-упорный подшипник; б-радиально-демпферный подшипник.
<86
Детандеры
(гл )
Рис. 1-57. Турбодетандер ТДР-14 с креплением рабочего колеса на валу
быстроходной шестерни редуктора.
При значительных вибрациях вала колебания воспринимаются
маслом, находящимся в зазоре между цилиндрами 3 и 4 и гасятся.
Воздух поступает в турбодетандер одновременно через два па-
трубка и разделяется в лопатках рабочего колеса на два потока.
Характеристика турбодетандера ТДР-15000
Производительность................... 15 000 нм*/*
Давление воздуха на входе............ 5,8 ата
я л „ выходе..................... 1,4 „
Начальная температура ............... 117° К
Число оборотов....................... 7 180 об/мин
Мощность............................. 150 кет
в) Турбодетандер ТДР-14
Турбодетандер ТДР-14 производительностью 15 000 нм31ч предна-
значен для расширения воздуха с 5,8 до 1,4 ата.
Турбо детандер ТДР-15000, описанный выше, имеет ряд существен-
ных недостатков из-за двустороннего подвода воздуха к лопаткам ра-
бочего колеса, удаленности подшипников, гибкого вала. При односто-
роннем подводе воздуха можно иметь жесткий вал, исключить один
подшипник и демпфер.
Вместо турбодетандера ТДР-15000 для серийных кислородных
установок низкого давления БР-1 изготовляются турбодетандеры
ТДР-14 с той же технической характеристикой.
Общий вид турбодетандерного агрегата изображен на рис. 1-57.
На рис. 1-58 показан продольный разрез через турбодетандер
ТДР-14, который по своей конструкции представляет одноступенчатую
[турбину с радиальным расположением лопаток и односторонним вы-
Конструкции турбодетандеров
87
ходом газа через центральный патрубок. Рабочее колесо расположено
консольно на валу шестерни редуктора.
Колесо разгружено от осевых усилий, а случайные осевые нагруз-
ки воспринимаются упорным подшипником редуктора. Корпус турбо-
детандера—разъемный по оси, нижняя часть его опирается на раму
тремя лапами.
Редуктор турбодетандера представляет собой одноступенчатую
косозубую передачу Смазка шестерен и подшипников — принудитель-
Рис. 1-58. Турбодетандер ТДР-14. Продольный разрез.
I—корпус; 2—рабочее колесо; 3—направляющий аппарат; 4— лабиринтная втулка; 5 —редуктор
ная, циркуляционная от шестеренчатого насоса, встроенного в редук-
тор. Осевые усилия от шестерен воспринимаются упорной шайбой, си-
дящей на валу быстроходной шестерни.
Вал тихоходной шестерни редуктора соединен с электродвигате-
лем, смонтированным на отдельной раме. Электродвигатель—асин-
хронный короткозамкнутый. Мощность турбодетандера используется
для получения электроэнергии, которая передается в сеть.
Турбодетандерный агрегат снабжен устройством для защиты, от
разгона в случае отключения сети. Защита осуществляется с помощью
быстродействующего запорного клапана, прекращающего подачу воз-
духа в турбодетандер.
88
Детандеры.
[1Л. 1
г) Турбодетандер ТД-250-5/1,5
Высокооборотный турбодетандер ТД->250-5/1,5 с аэростатическими
подшипниками был сконструирован инж. В. М. Кулаковым, построен
и испытан в лаборатории глубокого холода МВТУ имени Баумана.
Он предназначается для установки низкого давления производи-
тельностью 10 ж3 газообразного кислорода в час.
Турбодетандер (рис. 1-59) состоит из рабочего колеса 1, тормоз-
ного колеса 2, посаженных консольно на вал 3, вращающийся в под-
Рис. 1-59. Турбодетандер ТД-250-5/1,5.
— рабочее колесо; 2 —тормозное колесо, 3—вал; 4—подшипники; 5—корпус подшипников; 6—те-
кстолитовая прокладка; 7—корпус детандера.
шинниках 4. К массивному корпусу подшипников 5 крепится корпус
детандера 7 через текстолитовую прокладку 6 толщиной 32 мм.
Жесткий вал выполнен из нержавеющей стали и установлен
в аэростатических подшипниках с графитовыми вкладышами. Корпус
подшипников—стальной, а корпуса детандера и тормоза выполнены
из алюминиевого сплава АЛ-9.
Улитка детандера выполнена профилированной трехрожковой, для
более равномерной подачи воздуха в сопла направляющего аппарата.
Направляющий аппарат имеет 14 каналов. Для увеличения шири-
ны колеса на входе угол лопаток направляющего аппарата на выходе
принять минимально возможным си = 11°.
В узком сечении направляющего аппарата (размер 2,5X1,7 мм)
скорость газа равна скорости звука. В косом срезе направляющего
аппарата газ дополнительно расширяется до числа М~ 1,2 и отклоня-
ется на Г, входя в колесо под углом 12°.
Рабочее колесо без покрывного диска имеет 16 лопаток на входе и
8 на выходе. В радиальной части лопатки изогнуты по дуге круга
с угла 30° до угла 90°, затем лопатки выводятся в осевую часть и за-
гнуты до угла 40°. Таким образом, угол поворота потока в межлопа-
Конструкции турбодетандеров
89
точном канале составляет 110°. Колесо
изготовлено из дюралюминия с поверх-
ностной анодировкой. Внешний вид коле-
са представлен на рис. 1-60.
Выходной патрубок турбодетандера
выполнен в виде диффузора.
Тормозное колесо выполнено в виде
ступени центробежного компрессора с
семью сильно загнутыми лопатками. Оно
также изготавливается из дюралюминия
с поверхностной анодировкой.
Подшипники —аэростатические. Воз-
дух с давлением 3—5 ата подводится к
вкладышам по осевому и кольцевым ка-
налам. В центральной плоскости вклады- Рис- 1-6Q- Внеш^пйпДи?/1Р?бочего'
колеса ТД-250-5/1,5.
ша, равномерно по окружности располю-
жено восемь отверстий для подачи воз-
духа в радиальный зазор вала. Диаметральный зазор равен 30 мк
Вращающийся вал располагается во вкладышах таким образом,
что зазор в верхней части вала больше, чем в нижней. Так как сопро-
а)
—То = НО
Го-120
7 _ Olf £
Рис. 1-61. Характеристики турбодетандера
ТД-250-5/1,5.
а—зависимость различных параметров от п 'репата
давлений.
110,5° К; □~Го= 115,54-116° К,
120,5° К; Го = 125 4-125,5° К;
безразмерные характеристики.
° А” 1.5’ Р* 1.25’
£о_ _£• А— =—.
Рз 1»4 ’ Рч U’
90
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[гл 2
тивление щели обратно пропорционально третьей степени ее высоты,
то расход воздуха через верхний зазор в осевом направлении больше,
чем через нижний. Вследствие этого давление в нижней части вала
больше, чем в верхней, и появляется радиальная подъемная сила.
Воздух, пройдя радиальные части обоих вкладышей, попадает в их
•осевую часть, где по описанному выше принципу создает осевую подъ-
емную силу. Далее воздух собирается в зазоре между валом и корпу-
сом подшипника и уходит в атмосферу.
Характеристика турбодетандера
Производительность............................ 150-?-300 нм?/ч
Начальное давление............................ Зч-6 ата
Конечное давление............................. 1,2-^2 „
Температура воздуха перед детандером.......... НО—125° К
Число оборотов................................до 50 000 в минуту
Адиабатический к. п. д........................ 0,68—0,75
Вес агрегата.................................. 9 кг
Для расчетного режима значение т)ад =0,75, при оптимальных
условиях при испытаниях был получен = 0,77.
Результаты испытаний высокооборотного турбодетандера пред-1
ставлены на рис. 1-61,а и б.
ГЛАВА ВТОРАЯ
АППАРАТЫ ДЛЯ ОЧИСТКИ И ОСУШКИ ВОЗДУХА И ГАЗОВ
Перед поступлением в блок глубокого охлаждения воздух и газы
должны пройти специальную подготовку, -включающую очистку от ме-
ханических примесей, влаги, углекислого газа, а иногда и ряда других
примесей.
Технологические процессы по очистке и осушке газа осуществля-
ются с целью обеспечения надежной и безопасной 'работьи установок
глубокого охлаждения.
Наличие нежелательных примесей в воздухе и газах приводит к за-
грязнению и забивке теплообменных аппаратов, разделительных ко-
лонн, вентилей, что ухудшает работу блока разделения и сокращает
время непрерывной работы установок.
Наличие ацетилена «в кислороде может привести к взрыву разде-
лительного аппарата.
Вследствие этого воздух и газы должны быть тщательно очищены
•от вредных примесей.
2-1. ОЧИСТКА ОТ МЕХАНИЧЕСКИХ ПРИМЕСЕЙ
Очистка воздуха и газов от механических примесей и пыли про-
изводится в фильтрах, устанавливаемых на всасывающих трубопрово-
дах компрессоров. Количество механических примесей в воздухе ко-
леблется в пределах от 0,005 до 0,01 г/я3. Такое количество пыли мо-
жет привести к загрязнению клапанов компрессора, к быстрому изно-
су поршневых колец и цилиндра.
Наибольшее распространение получили висциновые фильтры.
В качестве фильтрующего элемента применяются кольца Рашита,
смоченные висциновьтм маслом с низкой температурой застывания.
Висциновое масло представляет собой смесь 60% цилиндрового и
§ 2-1]
Очистка от механических примесей
91
40% соляровЪго масла. У цельный вес его у = 0,938; вязкость 3° по
Энглеру при /=50° С.
Вместо висцинового масла можно применять масло фригус, замер-
зающее при t=—25° С. Удельный вес его у=0,876—0,816; вязкость
2—2,3° по Энглеру при /=50° С. Может быть применено трансформа-
торное масло с температурой замерзания t=—45° С. Удельный вес его
у=0,816; вязкость 1,8° по Энглеру при /=+50°С.
На рис. 2-1 показан фильтр, устанавливаемый на всасывающем
трубопроводе компрессора. Конструкция позволяет легко вынуть для
промывки сетки с кольцами Рашига.
Висциновые фильтры больших установок состоят из отдельных
ячеек, число которых зависит от производительности. Отдельные
ячейки имеют размер 500x500x80 мм и защищены проволочной ре-
Рис. 2-2. Ячейка висцинового фильтра.
щеткой со стороны входа воздуха (рис. 2-2). Ячейки заполнены коль-
цами Рашига размером 12x12x0,3 мм. Поверхность колец в каждой
ячейке 8,3 м2. Ячейки погружают в висциновое масло, затем маслу
дают стечь, чтобы на кольцах осталась лишь тонкая масляная пленка.
Через каждую ячейку можно пропустить 1 000—1 200 м3/ч воздуха, что
соответствует скорости 1,1 м!сек. Расход масла при непрерывной ра-
боте ячейки составляет 4 кг в год. Очистка воздуха в этих фильтрах
92
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[гл. 2
Рис. 2-3. Установка фильтра в воздушном канале.
весьма совершенна: остающееся количество
пыли и механических примесей составляет
0,1—0,15 мг!мъ. Сопротивление фильтра ме-
няется .в пределах от 5 мм вод. ст. до 10 мм
и при дальнейшей работе -почти не увели-
чивается.
На крупных установках фильтры уста-
навливаются прямо в воздухопроводе боль-
шого диаметра (рис. 2-3).
В -очень (крупных установках более це-
лесообразно применять непрерывно дей-
ствующие висциновые фильтры. На рис. 2-4
и 2-5 показан непрерывно действующий
фильтр. Ячейки такого фильтра состоят из
нескольких слоев металлической сетки и
подвешиваются на шарнирах к двум цепям
Галля, сидящим на зубчатках, приводимых
в движение от электромотора. Ячейки, со-
прикасаясь друг с другом, образуют непре-
рывную поверхность, через которую прохо-
дит очищаемый воздух. При движении це-
пи, ячейки периодически погружаются в
ванну, наполненную висциновым маслом, и
с поверхности сеток непрерывно смывается
осевшая пыль. Степень очистки воздуха в
Рис. 2-4. Непрерывно действу-
ющий фильтр. Поперечный
разрез.
непрерывно действующих фильтрах является более совершенной, чем
в ячейковых.
Если атмосфера на территории цеха разделения воздуха загрязне-
на различными вредными примесями (ацетилен, углеводородные газы,
дымовые газы и т. д.), то забор воздуха относят на некоторое расстоя-
ние, обеспечивающее отсутствие в нем вредных примесей.
Забор воздуха в этом случае осуществляется по воздуховодам
большой протяженности 1—-1,5 км. Диаметр воздуховодов выбирается
таким, чтобы падение давления перед компрессорами не превышало
200—300 мм вод. ст.
§ 2-2]
Очистка воздуха и других газовых смесей от С02
93 <
Рис. 2-5. Непрерывно действующий фильтр. Общий вид.
В случае, если переменные ветры не позволяют обеспечить требуе-
мую чистоту воздуха, применяется двусторонний забсцр воздуха из
двух разных точек,’ расположение которых выбирается так, чтобы
можно было всегда получать воздух с подветренной стороны.
Переключение воздуховода с одной точки на другую производит-
ся с помощью автоматических жалюзей.
2-2. ОЧИСТКА ВОЗДУХА И ДРУГИХ ГАЗОВЫХ СМЕСЕЙ ОТ СО2
Углекислый газ и -водяные пары, попадая в разделительный ап-
парат, выпадают там и замерзают при глубоких температурах. Отло*
жение льда воды происходит при температурах более высоких, чем от-
ложения СО2, вода вымерзает в трубках теплообменника.
Углекислый газ выпадает в жидкости испарителя, проскакивает
в ректификационную колонну, где забивает тарелки и откладывается
в дроссельном вентиле. Забивка колонны и вентилей твердой углекис-
лотой нарушает работу установки, вследствие чего разделительный
аппарат периодически останавливают на отогрев.
Период непрерывной работы до замерзания аппарата зависит от
степени очистки от СО2 и Н2О и длится в среднем от двух до трех не-
дель, после чего аппарат должен быть поставлен на отогрев. При со-
вершенной очистке продолжительность работы может быть доведена
до трех, а в отдельных случаях до шести и более месяцев. При плохой
очистке от СО2 и водяных паров замерзание аппарата может произой-
ти через несколько дней работы.
Содержание СО2 в воздухе колеблется в пределах от 0,03 до
0,04% по объему. Углекислый газ замерзает при —56,6° С и давлении
р=5,28 ата. При р=1 ата температура сублимации — 78,9° С.
Начало выпадения твердой углекислоты зависит от ее парциаль-
ного давления, которое составляет 0,0004 от общего давления воздуха.
Очистка газов от СО2 может производится различными методами.
Углекислота может быть удалена из газовой смеси путем промывки ее
94
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
жидкими поглотителями, а также путем вымораживания или методом
адсорбции при низких температурах.
Выбор метода очистки в значительной степени зависит от схемы
установки глубокого охлаждения.
Одним из наиболее распространенных методов очистки от СОг
является щелочная промывка газа.
В процессе щелочной промывки СО2 вступает в химическое взаи-
модействие с растворителем, образуя стойкое химическое соединение,
при этом упругость паров углекислого газа над растворителем стано-
вится неизмеримо малой.
При растворении СО2 в поглотителе >без химической реакции (про-
цесс абсорбции) определенной концентрации углекислого газа в жид-
кости соответствует определенное парциальное давление газа над
жидкостью, что не позволяет удалить полностью СО2. Так, например,
при промывке газа водой не удается полностью удалить СО2 и этот
метод применяется лишь для предварительной очистки газа со значи-
тельным содержанием СО2.
Растворимость газов в жидкости зависит от давления, темпера-
туры, природы газа и природьи растворителя.
Согласно закону Генри растворимость газа при постоянной тем-
пературе изменяется прямо пропорционально его давлению над рас-
твором:
х —а-р, (2-1)
где а — коэффициент растворимости, зависящий от температуры;
х — молярная концентрация газа в растворителе;
р — парциальное давление газа над раствором:
р = Ру,
где Р — общее давление газа;
у — концентрация газа.
Величина Н — ~ называется константой равновесия и зависит
только от температуры.
Константы равновесия Н для СО2 при растворении его в воде
приведены в табл. 2-1.
Таблица] 2-1
Константы равновесия СО2 при различных температурах1
t, °C 0 5 10 15 20
/МО-6 Л °C /МО-6 0,553 35 1,588 0,666 40 1,771 0,792 45 1,954 0,930 50 2,153 1,079 60 2,590
1 Справочник технической энциклопедии, т. 5, стр. 417.
Твердая углекислота в незначительных количествах растворяется
в жидком воздухе и кислороде. Количество СО2, растворенного
в жидком кислороде и воздухесоставляет соответственно 3,6 с;и3 и
1,74 см? 1л (при 0°С и 760 мм, рт. ст.). Для того чтобы твердая угле-
кислота не выделялась из жидкого кислорода, количество СО2 в воз-
1 И ш к и н И. П. и Бурбо ГЬ 3., Журнал Физической химии, 13, вып. 9,
1939.
§ 2-3]
Аппараты для щелочной очистки газов от С02
95
духе после очистки должно быть не более 0,001%, т. е. при содержа-
нии СО2 в воздухе 0,03% степень очистки должна быть около 97%.
В практических условиях степень очистки колеблется в пределах
90—93% и количество СО2 в очищенном воздухе составляет 0,002—
0,003%.
2-3. АППАРАТЫ ДЛЯ ЩЕЛОЧНОЙ ОЧИСТКИ ГАЗОВ ОТ СО2
Щелочная очистка газов от СО2 производится в аппаратах—де-
карбонизаторах или скрубберах с .помощью раствора едкого кали
КОН или раствора едкого натра NaOH.
Реакция между углекислотой и едким натром протекает по урав-
нению
2NaOH + СО2 = NaaCO3 + Н2О,
т. е. после реакции мы получаем углекислый натрий (соду).
Для поглощения 1 кг СО2 требуется теоретически 1,82 кг едкого
натра.
В случае применения едкого кали происходит следующая химиче-
ская реакция:
2КОН + СО2 = КаСО3 + Н2О
и для поглощения 1 кг СО2 требуется 2,55 кг едкого кали.
Образовавшиеся NaaCO3 и К2СО3, растворенные в воде, способны
также соединяться с СОа, переходя в бикарбонат натрия NaHCO3 и
калия КНСО3. Однако эти реакции протекают значительно медленнее
первой и поэтому не имеют практического значения.
Едкое кали имеет ряд преимуществ по сравнению с едким натром.
Образующиеся К2СО3 и К'НСОз лучше растворяются в воде, чем
ЫагСОз и ЫаНСОз и поэтому не происходит быстрого выпадения угле-
кислого кали и закупорки скрубберов, в особенности в зимнее время
при значительном охлаждении щелочного раствора. Препятствием для
применения едкого кали является его высокая стоимость. В качестве
поглотителя СО2 обычно применяется едкий натр (каустик) как более
дешевый продукт. Едкий натр употребляется в виде щелочного раство-
ра плотностью 13—16° Боме. В летнее время применяется 'более креп-
кий раствор; в зимнее время плотность раствора должна быть пони-
жена до 12° по Боме во избежание выпадения кристаллов углекисло-
го натра N2CO3.
В табл. 2-2 приводятся данные о растворе едкого натра при
+ 15° С для плотности от 1.2 до 20° по Боме.
В декарбонизаторах процесс очистки воздуха от GO2 производится
некоторым постоянным количеством щелочного раствора, заполняю-
Таблица 2-2
Градусы Боме Удельный вес % содер- жания NaOH Количество NaOH, кг на 1 лс8 раствора Градусы Боме Удельный вес % содер- жания NaOH Количество NaOH, кг на 1 м3 раствора
12 1,091 8,08 88 17 1,134 11,90 134,9
13 1,100 8,78 96,3 18 1,142 12,63 145,0
14 1,108 9,50 105,3 19 1,152 13,50 155,5
15 1,116 10,30 114,9 20 1,162 14,35 166,7
16 1,125 11,06 124,4
•96
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
{гл. 2
Рис. 2-6. Степень ‘ очистки
воздуха от двуокиси угле-
рода в зависимости от про-
центного использования
щим аппарат в начале работы установки. По-
степенно щелочной раствор срабатывается,
степень очистки воздуха ухудшается и концен-
трация СО2 в очищенном воздухе увеличива-
ется.
На графике (рис. 2-6) приведены данные
экспериментальных работ, проведенных
И. Стрижевским по очистке воздуха от угле-
кислоты в декарбонизаторах. Кривые А и Б
характеризуют степень очистки воздуха (со-
держание СОг [сл13/л43] воздуха) в зависимости
от использования щелочного раствора. При ра-
боте с одним декарбонизатором (кривая А)
при использовании 65—70% щелочи количе-
ство СО2 в воздухе составляет миллионные
доли (0,002—0,0024%). При дальнейшем ис-
пользовании щелочи количество остающейся в
воздухе СО2 резко увеличивается, что приво-
дит к быстрому замерзанию аппарата. Для
удлинения срока работы воздух очищается от
СО2 последовательно в двух аппаратах с цир-
куляцией щелочного 'раствора (кривая Б), при
щелочного раствора. этом использование щелочного раствора мо-
жет быть доведено до 90—92% при весьма
значительной степени очистки воздуха. Количество углекислоты в очи-
щенном воздухе составляет 0,002 %.
2-4. КОНСТРУКЦИИ АППАРАТОВ ДЛЯ ОЧИСТКИ ВОЗДУХА ОТ СО2
Для уменьшения габаритов аппаратуры, а также для более совер-
шенной очистки и лучшего использования щелочи обычно применяется
счистка воздуха от СО2 под давлением от 12 до 15 ат.
Существуют два типа аппаратов для очистки воздуха и газов
от СО2:
1) декарбонизаторы, в которых воздух барботирует через раствор
щелочи;
2) скрубберы, в которых газ контактирует со стекающим раство-
ром щелочи, циркулирующим с помощью .насоса.
а) Декарбонизатор с горизонтальными барабанами
Декарбонизатор (рис. 2-7) состоит из двух горизонтально распо-
ложенных цилиндрических барабанов, соединенных между собой дву-
мя трубами разного диаметра. Труба большего диаметра проходит
в нижний барабан и имеет дырчатую решетку, на которой располага-
ются кольца Рашига.
Весь нижний барабан и часть трубы большого диаметра заполня-
ются щелочным раствором, для контроля уровня на трубе имеются
пробные краны.
Воздух под давлением 12—45 ати из второй ступени компрессора
поступает в нижний барабан под решетку большой трубы, проходит
снизу вверх через кольца Рашига и входит в верхний барабан. Так как
воздух увлекает с собой щелочной раствор, то в верхнем барабане
устраивается ряд перегородок для отделения захваченных частиц ще-
§ 2-4]
Конструкции аппаратов для очистки воздуха от С02
97
Рис. 2-7. Декарбонизатор с горизонтальными
барабанами.
Рис. 2-8. Схема включения де-
карбонизатора.
/—подводящая труба; 2 — маслоот;
делитель; 3—обратный клапан-
4—6 —трубопровод для отвода воз-
духа; 5 — щелочеуловитель; 7—вен-
тиль для байпаса.
лочного раствора, который
затем стекает через трубу
меньшего диаметра в ниж-
ний барабан.
В больших уста1н>О1Вках
ставятся два декарбониза-
тора, причем каждый из них
заполняется раствором для
150-часовой работы.
В табл. 2-3 приведены
размеры горизонтальных де-
карбюнизаторов.
На рис. 2-8 показана схема включения декарбонизатора. До
и после декарбонизатора должны быть поставлены маслоотделитель и
щелочеуловитель. Перед входом воздуха в аппарат должен быть по-
ставлен обратный клапан 5, чтобы при уменьшении давления щелочь
не попала в компрессор. Подводящие и отводящие трубопроводы долж-
ны быть соединены обводной линией с вентилем 7 для возможности вы-
ключения декарбонизатора при пуске компрессора.
Таблица 2-3
Размеры декарбонизаторов и количество щелочного раствора, необходимое
для заполнения
Величина Габаритные размеры, мм Количество перерабаты- ваемого воз- духа, м3/ч Водяная емкость, дм3 Объем заливаемого щелочно о раствора, дм3 Потре бное количество каустика для щелочного раствора плотностью 13° Боме, кг
Длина Ширина Высота
I 1 950 800 2 900 180 1 750 ‘ 816 78,8
II 2 200 800 3 350 360 4 700 1 000 96,6
III 3 080 1 290 4 800 600 7 320 3 440 338,1
С Я г ерш.
98
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
б) Вертикальный декарбонизатор
На рис. 2-9 схематично изображен вертикальный декарбонизатор.
Он представляет вертикальный цилиндрический резервуар, внутри ко-
торого установлена концентрически расположенная труба, заполнен-
ная кольцами Рашига. Воздух под
давлением 12—15 ати поступает под
насадку, проходит через кольца Ра-
шига и, поднимаясь, увлекает с со-
бой щелочной раствор, который при
выходе из внутренней трубы отде-
ляется от уже очищенного воздуха
и стекает в нижнюю часть резер-
вуара с наружной стороны трубы.
Очищенный воздух проходит
брызгоуловитель. Декарбонизатор
наполняется щелочным раствором
несколько более чем наполовину.
Вследствие насыщения щелочного
раствора пузырьками воздуха удель-
ный вес жидкости в трубе будет
меньше удельного веса раствора
и уровень ее будет выше уровня ще-
лочного раствора. При достаточной
высоте уровня жидкость будет пе-
Рис. 2-10. Вертикальный декарбониза-
тор для установки 30 м3 кислорода
в час.
реливаться через верхний кран внут-
ренней трубьи. Таким образом, достигается постоянная циркуляция ще-
лочного раствора, находящегося во внутренней трубе.
При недостаточном уровне раствора в декарбонизаторе циркуля-
ция нарушается, щелочь, находящаяся во внутренней трубе, срабаты-
вается и очистка воздуха ухудшается, что приводит к более быстрому
замерзанию установки. При слишком высоком уровне возможен унос
щелочи в цилиндр компрессора, что вредно отражается на его работе.
§ 2-5]
Скрубберные установки
99
Необходимо принимать меры для того, чтобы масло не попадало
в декарбонизатор, так как это ухудшает очистку от СОг.
Отработанный раствор выдавливают воздухом через трубку G при
открывании вентиля К. Наполнение свежим раствором производится
насосом через воронку.
На рис. 2-10 показан вертикальный декарбонизатор для установки
производительностью 30 м3 кислорода в час. Отличительная его особен-
ность: подвод воздуха и отвод его через внешние трубопроводы,
простая и в то же время на-
дежная конструкция щелочно-
го сепаратора, расположенно-
го в верхней части декарбони-
затора.
В последнее время в кис-
лородных установках для до-
стижения более высокой степе-
ни очистки, от двуокиси угле-
рода стали применять два по-
следовательно включенных де-
карбэнизатора.
Установка двух декарбо-
низаторов улучшает степень
очистки, повышает коэффи-
циент использования щелочи
и обеспечивает непрерывную
очистку при замене щелочного
раствора.
На рис. 2-11 приведена
схема блока очистки от СОг
для установки СКАДС-17.
Установка снабжена дву-
мя декарбонизаторами 1, вклю-
ченными после второй ступе-
ни компрессора и работающи-
ми под давлением 13,5 ати.
Рис. 2-11. Блок очистки воздуха от двуокиси
углерода.
/ — декарбонизаторы; 2—масловлагоотделитель; 3—
щелочеотделитель; 4—обратные клапаны; 5—обвод-
ной вентиль.
Перед входом в декарбонизатор воздух проходит масловлагоотдели-
тель 2.
Воздушная коммуникация обоих декарбонизаторов позволяет
включать их последовательно, причем любой из декарбонизаторов
может работать первым по ходу воздуха или отключаться для пере-
зарядки свежим раствором щелочи. После декарбонизаторов установ-
лен щелочеотделитель 3.
Следует отметить, что эти декарбонизаторы не имеют во внутрен-
нем кожухе насадки из колец Рашига и входящий в декарбонизатор
воздух непосредственно барботирует через водный раствор щелочи.
2-5. СКРУББЕРНЫЕ УСТАНОВКИ
В скрубберных установках происходят непрерывная циркуляция,
щелочного раствора и орошение им поднимающегося газа, благодаря
чему достигается более совершенная очистка воздуха от СО2, чем ,
в декарбонизаторах. Степень использования щелочи в двух последо-
вательно включенных скрубберах доходит до 90—92%.
На рис. 2-12 показана конструкция скруббера для кислородной
установки производительностью 250 м3 О2 в час. Очистка воздуха от
7*
Рис. 2-12. Скруббер, ра-
ботающий под давле-
нием 6 ата для уста-
новки 250 м3 кислорода
в час.
Рис. 2-13. Скрубберная установка.
1 — скруббер; 2 —щелочный насос; 3—бак для щелочного раствора; 4—щелочеуло-
витель; 5—щелочной' циркуляционный насос.
Рис. 2-14. Скруббер для
кислородных установок
большой производительно-
сти.
§ 2-5]
Скрубберные установки
101
СО2 происходит под давлением 6 ати в двух последовательно соеди-
ненных скрубберах.
Скруббер представляет собой вертикальный цилиндрический
аппарат 1, нижняя часть которого является сборником для щелочного
раствора. Выше сборника расположена решетка, на которой помещена
насадка из колец Рашига 2 с размерами 50 X 50 X 2.
Щелочной раствор поступает через разбрызгиватель 3, выше ко-
торого wa решетке 4 лежит отбойный слой колец Рашига 5 размером
25X25X1 для улавливания щелочи. В верхней части скруббера уста-
новлен щелочеотделитель 6, сходный по своей конструкции с пароосу-
шителем проф. А. Шелеста. Щелочеотделитель работает вполне удо-
влетворительно. Отделившиеся частицы щелочного раствора через
центральную трубку 8 стекают в сборник. Воздух поступает в скруб-
бер по трубе 9, патрубок 10 соединяется с циркуляционным насосом.
Щелочной раствор ив скруббера удаляется через трубу 11. Для подо-
гревания щелочного раствора в зимнее время предусматриваются па-
ровые трубы 12.
На рис. 2-13 изображена схема скрубберной установки кислород-
ного агрегата — КГ-ЗОО-М.
Очистка воздуха осуществляется в двух последовательно вклю-
ченных скрубберах, заполненных насадкой из колец Рашига.
Воздух последовательно проходит оба скруббера 1, орошаемых
щелочным раствором с помощью центробежных насосов.
Второй по ходу воздуха скруббер заполняется свежим щелочным
раствором, а щелочь из второго скруббера перекачивается в первый
после спуска из него отработанного раствора. Свежий раствор приго-
товляется в щелочном баке 3, откуда насосом 5 перекачивается во
второй скруббер.
На выходе воздуха из скруббера устанавливается щелочеулови-
тель 4. Щелочной раствор заливается в скрубберы в количестве,
обеспечивающем трехсуточную непрерывную работу.
Скруббер установки КГ-ЗОО-М, предназначенный для очистки
420 м3 воздуха в час. имеет следующие размеры:
Диаметр насадочной части . . . 630 мм
Диаметр сборника.............. 1 020 »
Высота ...................... 1 270 ,
На рис. 2-14 показана конструкция скруббера для установки боль-
шой производительности; нижняя часть заполнена раствором едкого
натра; верхняя цилиндрическая часть заполнена несколькими яруса-
ми насадки из колец Рашига, которые лежат на решетках. Щелочной
раствор из нижнего сборника с помощью центробежного насоса по-
дается на верх скруббера через разбрызгиватель, попадает на кольца
Рашига и стекает вниз. Воздух, поступающий из компрессора под
нижнюю решетку, проходит через насадку, соприкасается с щелочным
раствором и освобождается от СО2.
Для отделения воздуха от захваченного щелочного раствора ста-
вится наверху отбойная сетка с кольцами Рашига.
В нижней части скруббера имеется устройство для подогрева во
избежание образования в холодное время кристаллов соды, особенно
если скруббер расположен на открытом воздухе. При температуре
15—20° С образования кристаллов не наблюдается. В случае засоре-
ния скруббера его промывают теплой водой.
102
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
2-6. ОЧИСТКА ОТ БОЛЬШИХ КОЛИЧЕСТВ СО2
В тех случаях, когда содержание углекислоты в газе значительно,
как, например, в коксовом газе и в некоторых природных газах, в ко-
торых содержание углекислоты доходит до 3—4%, сначала ставят
скрубберы для водной промывки сжатого газа, после которых устанав-
ливаются скрубберы с щелочным раствором.
Схема очистки коксового газа от СОг промывкой водой показана
на рис. 2-Г5. Газ подается в скруббер снизу, проходит через насадку
из колец Рашига, обильно орошается водой и выходит сверху. Расход
I Ж противоточному
JL теплообменнику
на дегазацию
Указатель
уровня
Коксовый ваз
из компрессора т
Sвыхов газа
циркуляционные насосы
Указатель
уровня
Пар
Рис. 2-15. Схема очистки коксового газа от СО2 под давлением.
Насос комбинированного
действия \
(мотор, насос и турбина)
а Питательней
насос
воды для промывки 3000 ж3/ч коксового газа под давлением 12 ати
составляет 200 м3. Вода подается центробежным насосом, так как
вода выходит из скруббера под давлением 12 ати, то для использова-
ния потенциальной энергии ее пускают в гидравлическую турбину.
Этим способом удается возвратить до 40% энергии, затрачиваемой
для подачи воды в скруббер.
Этот агрегат, состоящий из электромотора, центробежного насо-
са и гидравлической турбины (мотор — насос — турбина), составляет
необходимую часть установок для предварительной очистки коксового
газа. Скруббер для промывки 3000 м3/ч коксового газа имеет высо-
ту 6 м при диаметре 1,2 м.
После промывки обильным потоком воды содержание СОг
в коксовом газе понижается с 3—4 до 0,4—0,6%.
Более полное удаление СОг требует резкого увеличения количе-
ства промывной воды и является экономически невыгодным. Приме-
нение водяных скрубберов становится нерациональным при содержа-
нии СО2 менее 0,5%.
Ввиду большого количества воды, требуемой для промывки, при-
ходится эту воду использовать многократно. После выпуска воды из
§ 2-6]
Очистка от больших количеств СОг
103
Рис. 2-16. Схема коммуникации скрубберной установки для очистки
коксового газа от СО2.
I, II, III—скрубберы; IV—центробежный насос; 7 — щелочной бак; а—подводя-
щий трубопровод; Ь — трубопровод для отвода газа; с—паровые трубы;
d —трубопровод для подачи щелочи; е —подвод пара.
Вентили
Работают Открыты Закрыты
I —II скруббер 1, 3, 5 2, 4, 6, 7,8, 9
II—1П 4, 6, 8 1, 2, 3, 5, 7, 9
III —I 7, 9. 2 1, 3, 4, 5, 6, 9
турбины большая часть углекислоты! выделяется в виде пузырьков,
тем не менее вода еще содержит значительное количество СО2, и ее
нельзя вводить обратно в скруббер.
Для выделения СО2 воду направляют в так называемый экспан-
зер, в котором она стекает .по деревянной хордовой насадке. После
экспанзера вода поступает в дегазатор, где 'продувается воздухом; для
этой цели строят градирни. После дегазации воду можно снова ис-
пользовать в скруббере. Свежую воду приходится добавлять в коли-
честве 5—10%.
Рис. 2-17. Схема предварительной очистки природного газа от СОа.
/ — скруббер; 2 — дегазатор; 5—агрегат мотор—насос—турбина; 4—газоотделитель.
104
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
После водяного скруббера газ для окончательной очистки от СО2
направляется в щелочные скрубберы. Обычно устанавливают три
скруббера, из которых один перезаряжается, а воздух проходит по-
следовательно через два скруббера.
На рис. 2-16 показана схема коммуникаций, позволяющая возду-
ху проходить через два любых скруббера, причем он сначала прохо-
дит через скруббер, в котором щелочь уже несколько сработана, а за-
тем скруббер со свежим щелочным раствором.
На рис. 2-17 показана схема очистки пирогаза от СО2 промывкой
водой. Пирогаз сжимается до давления р = 35 ати и» поступает в водя-
ной скруббер после которого направляется в щелочные скрубберы
для окончательной очистки. Вода под давлением несколько выше чем
р = Э5 ати подается в верхнюю часть скруббера. Проходя через насад-
ку из колец Рашига, вода приходит в тесное соприкосновение с газом
и поглощает содержащуюся в нем СО2. Далее вода поступает в водя-
ную турбину для использования части энергии, затраченной на подачу
свежей воды в скруббер, откуда идет в газоотделитель 4 и дегаза-
тор 2.
2-7. ОЧИСТКА ГАЗОВ ОТ СО2 С ПОМОЩЬЮ РАСТВОРА МОНОЭТАНОЛАМИНА
В последние годы для очистки природных и нефтезаводских газов
от больших количеств СО2 широко применяется метод абсорбции рас-
твором моноэтаноламина Ч
Одноступенчатая промывка газа раствором моноэтаноламина
применяется для грубой очистки от СО2, 'при этом степень очистки на-
Рис. 2-18. Схема установки для очистки природного газа от СО2
раствором моноэтаноламина.
ходится в пределах 0,04—0,05% СО2. Дальнейшую более тонкую очи-
стку производят щелочным раствором. Можно производить двухсту-
пенчатую промывку газа моноэтаноламином, понижая содержание
СО2 в газе до 0,02—0,016%', при этом необходима также щелочная
очистка для гарантии от проскока СО2.
Очистка газа от СО2 производится при давлении от 15 до
25 кг/см2. Процесс десорбции раствора моноэтаноламина происходит
при давлении 2,5 кг/сл<2.
Обычно применяют 15%-ный водный раствор моноэтаноламина
(2,5 молей МЭА на 1 л раствора).
На рис. 2-18 показана принципиальная схема установки для очи-
1 В процессе моноэтаноламиновой очистки из газа, кроме СО2, удаляются и
другие вредные примеси, например сероводород.
§ 2-7] Очистка газов от СОг с помощью раствора моноэтаноламина 1 Of>
стки природного газа от СО2 методом абсорбции раствором моноэта-
ноламина.
Состав природного газа следующий:
СН4............97,2% объемных С4................ 0,2% объемных
С2Н4........... 0,2% я N2............. 1,4%
С8Н8 .......... 0,2% » СО2......... 0,8% „
Процесс очистки осуществляется следующим образом. Природный
газ под давлением 15—25 ата поступает в абсорбер /, проходит снизу
вверх через насадку из колец Рашига, орошаемую 15%-ным раство-
ром моноэтаноламина. Очищенный газ проходит через сепаратор 2,
в котором происходит улавливание капель раствора МЭА, и далее на-
правляется в ожижительную установку. Из сепаратора раствор сте-
кает в сборник абсорбера.
Раствор из сборника абсорбера поступает непрерывно на реге-
нерацию в десорбер 4, предварительно подогреваясь в теплообменни-
ке 3 до 115° С. В десорбере 4 раствор стекает по насадке вниз, посте-
пенно регенерируется, а выделяющаяся двуокись углерода СО?
вместе с парами воды поднимается вверх и выходит из аппарата.
Водяной пар получается в кипятильнике 5, обогреваемом паром
с давлением 4—5 ата.
Регенерируемый раствор из сборника десорбера направляется
в теплообменник <?, где охлаждается от 135 до 50° С, и далее в холо-
дильник 6, где охлаждается до 30° С, откуда поступает в сборник 7.
Насос 8 подает раствор из сборника в верхнюю часть абсорбционной
колонны /. Для регулирования количества раствора, подаваемого в аб-
сорбер, предусмотрена байпасная- линия, позволяющая часть раствора
возвращать обратно в сборник.
Двуокись углерода СО2 вместе с водяным паром и небольшим
содержанием паров моноэтаноламина уходит из верхней части десорб-
ционной колонны 4 и поступает в конденсатор 9, охлаждаемый водой.
Сконденсированные водяные пары отделяются от СО2 в газоотде-
лителе 10; вода поступает в дренажный сборник 11, а углекислота- вы>-
брасывается в атмосферу.
Пример 2-1. Произвести расчет очистки природного газа от СО2 раствором,
моноэтаноламина. Количество перерабатываемого газа Р=2 000 л«3/^. Содержание
СО2 в газе 1/СОа = 0,8% объемных. Температура газа и раствора t = 30° С. На-
садка в абсорбере из колец Рашига размером 15X15 мм.
Расчет производится при давлениях газа 15 и 25 апга.
Поглотителем (сорбентом) является 15%-ный раствор моноэтаноламина, или
2,5-мольный раствор МЭА.
Парциальное давление СО2
при р = 15 ата
15-0,8 л
Pqq* 760*—Pqq = 91 мм рт. ст.;
при р = 25 ата;
25-0,8
j9Cq2~ 760-—= 152 мм рт. ст.
По значениям парциального давления СО2 и температуре раствора опреде-
ляется поглотительная (равновесная) способность МЭА по данным Доджа и.
Месона1:
для давления 91 мм рт. ст.
0,6 моль СО2/моль МЭА или 0,6-22,4-2,5 = 33,6 ;и3СО2/л«3 МЭА;
для давления 152 мм рт. ст.
0,625-жмь СО^моль МЭА или 0,625-22,4-2,5= 35 м3СО2/м3 МЭА.
1 Trans, of Amer. Jnst. Chem. Eng., v. 32,1936 r. p. 41.
306
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
Степень насыщения раствора практически составляет 40—60%. от равновесной.
Учитывая последующую тонкую очистку газа от СО^, принимаем степень насыще-
тия^50% от равновесной, что составляет:
для давления /7=15 ата
33,6-0,5= 16,8 я3 СО2/л3 МЭА;
для давления р = 25 ата
35-0,5= 17,5 л3 COJm* МЭА.
Количество двуокиси углерода, абсорбированной из газа 1 я3 раствора, опре-
деляется как разность между количеством СО2, содержащимся в насыщенном и
регенерированном растворе МЭА.
Количество СО2, содержащейся в регенерированном растворе, определяется
условиями регенерации: температура /=135* С, давление в десорбере 2,5 ата.
При этих условиях согласно данным Доджа и Месона 1 я3 однопроцентного
раствора МЭА содержит 0,325 ж®СО2.
При применении 15% МЭА количество поглощенного СО2 составит:
0,325-15 = 4,87 я3 СОа/л® МЭА.
Количество поглощенной двуокиси углерода составит:
при давлении /?=15 ата
16,8 — 4,87 = 11,93 я3 COJm3 МЭА;
при давлении /7 = 25 ата
17,5 — 4,87= 12,63 я3 COJm3 МЭА.
Необходимое к о л ичеств о раствора
Количество двуокиси углерода в природном газе
2 000-0,8 _ ,
^соа— юо — *7*-
Количество раствора:
при /2=15 ата
16
Трасте = 11,93 = 1 *34 м3/ч,
три р = 25 ата
16
Трасте = 12,63 ~ 1,265
Расчет абсорбера
Количество перерабатываемого газа
Уг = 2 000 я3/ч.
Давление газа р = 15 ата.
Объем насадки абсорбера определяется по формуле
(х, —хг)-Уг
а®с (/^2 /’жкр.л'^да
/где = 0,008 — объемная доля СО2 в очищаемом газе;
хг = 0,0005 — объемная доля СО2 после очистки;
Кда — коэффициент абсорбции я3 СО2/ч• я3• ата\
(р2— Лк)ср.л — среднелогарифмическая движущая сила абсорбции, ата.
Практически коэффициент абсорбции для очистки от СОа при давлении
15—20 ати составляет для насадки из колец Рашига 50X^0 яя1
К„а = 118 я3 СОЛч-я3-ата.
1 Отчет ГИАП, „Испытание агрегата по очистке газа от углекислоты этано-
.ламином на Горловском АТЗ“.
§ 2-8] Очистка газов от С02 с помощью вымораживателей и регенераторов
107
Ввиду того, что в нашем случае насадка из колец Рашига другого размера,
то коэффициент абсорбции согласно исследованиям Гильтона1 будет больше коэф-
фициента абсорбции, полученного при испытаниях ГИАП, в
’300\0.б
Tmi =1.97,
где 100 м2— поверхность 1 мВ 9 насадки из колец Рашига размером 50X50;
300 м2— поверхность 1 м9 насадки из колец Рашига размером 15><15.
Для насадки из колец Рашига 15X15 коэффициент абсорбции
Кда = 118-1,97 = 232 м9-СО2/ч*м9*ата.
Среднелогарифмические значения движущей силы абсорбции, ата,
где р'2~0,\2 ата — парциальное давление СО2 в газе на входе в абсорбер;
р2 == 0,0075 ата — то же на выходе из абсорбера;
р' _ парциальное давление СО8 равновесное с раствором, входящим в абсор-
Ж бер; ввиду весьма незначительной величины можно принять:
Рж= °,
р’ж—парциальное давление СО8, равновесное с раствором, вытекающим из абсор-
бера.
Парциальное давление ничтожно малое и можно принять:
/* = о.
Тогда движущая сила
0,12 — 0,0075
(Р2 Рж)ср.л — 0 12 ~
2,31g 0,0075
Объем насадки
0,008—0,0005
^нас= 0-б4.21Г-— 2°0°=1,61 М>.
Примем диаметр скруббера D = 0,6 м.
Тогда высота насадки
„ v _ 1.61 505 „
н~ F 0,755-0,62 — °.ио м-
2-8. ОЧИСТКА ВОЗДУХА ОТ СО2 С ПОМОЩЬЮ ВЫМОРАЖИВАТЕЛЕЙ
И РЕГЕНЕРАТОРОВ
В современных кислородных установках стремятся по возможно-
сти отказаться от химической очистки воздуха от СОг.
В крупных кислородных установках, работающих по циклу низ-
кого давления с применением регенераторов, значительная часть воз-
духа (96%), поступающая в установку при давлении 5,5—6 ата, не
требует специальных аппаратов для очистки от СОг и осушки от НгО,
так как регенераторы, помимо теплообмена, выполняют функции очи-
стных аппаратов. Подробнее об очистке СО2 в регенераторах изложе-
но в гл. 5.
1 Ing. Eng. Chemist, 1937, 29, № 3, р. 298.
108
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
В установках высокого давления очистку от углекислоты! с по-
мощью вымораживателей-теплообменников осуществить не удалось
и до сих пор очистка от СОг в этих установках производится хими-
ческим методом.
2-9. ОСУШКА ВОЗДУХА
Содержащиеся в воздухе, хотя бы и в незначительных долях, во-
дяные пары, попадая в теплообменники блока глубокого охлаждения,
превращаются в лед и замораживают аппаратуру.
Количество влаги, содержащейся в воздухе, зависит от темпера-
туры, давления и относительной влажности.
233 243 253 263 273 283 293 303 313 323
Рис. 2-19. Упругость паров Н2О, насыщающих
объем, занимаемый воздухом при различных тем-
пературах.
Относительной влажностью называется отношение количества во-
дяных паров, содержащихся в воздухе, к количеству паров, насыщаю-
щих его при данной температуре.
Для средней полосы СССР относительная влажность колеблется
в пределах от 0,6 до 0,7.
На рис. 2-19 приведены данные об упругости -паров воды при ма-
ксимальном насыщении воздуха при различных температурах,
а в табл. 2-4 приведены данные о количестве влаги, насыщающей 1 м3
объема, занимаемого воздухом при различный температурах.
Из приведенных цифр видно, что при понижении температуры
с +30 до —40° С количество водяных паров в воздухе уменьшается
с 30,3 до 0,117 г/я3, т. е. уменьшается на 99,7%.
§ 2-9]
Осушка воздуха
109
Таблица 2-4
Количество влаги в воздухе при различных температурах при полном
насыщении
Темпе- ратура, °C Вес водяных паров, г Ди3 воздуха Темпе- ратура, °C Вес водяных паров, г/л<3 воздуха Темпера- тура, °C Вес водяных паров, г/л3 воздуха Темпера- тура, ®С Вес водяных паров, г/ле3 воздуха
30 30,3 10 9,4 — 15 1,38 —35 0,193
25 23,0 5 6,8 —20 0,88 —40 0,117
20 17,3 0 4,84 —25 0,55 —45 0,067
15 12,8 —5 3,24 —30 0,333 —50 0,038
— 10 2,14 —55 0,021
—60 0,011
Данные в табл. 2-4 и графике рис. 2-19 приведены для давления
воздуха р=1 ата.
Количество влаги в воздухе при полном насыщении зависит не
только от температуры, но также и от давления.
На графике рис. 2-20 приведены данные о количестве влаги при
различных температурах и давлениях до 1 000 ат.
Удаление влаги (или осушка) может быть произведено физиче-
ским или химическим -методом.
К физическим методам осушки относятся:
1) вымораживание влаги в попеременно работающих теплообмен-
никах или регенераторах; в этом случае воздух сильно охлаждается
и содержащаяся в нем влага выпадает в виде инея или снега; этот
метод применяется в установках большой производительности;
2) поглощение влаги из воздуха в адсорберах, заполненных сили-
кагелем или алюмогелем (активированной окисью алюминия).
При химическом методе осушки происходит поглощение влаги
с помощью твердого едкого натра, едкого кали и хлористого кальция.
Химический метод осушки применяется в небольших кислородных
установках.
Следует отметить, что с повышением давления воздуха объем его
уменьшается и, следовательно, уменьшается количество влаги, насы-
щающей новый объем, занимаемый воздухом. При сжатии воздуха
большая часть влаги, в нем содержащейся, выделяется в холодиль-
никах компрессора, а меньшая часть влаги должна быть удалена по-
средством осушки.
Пример 2-2. Определить количество влаги, которое выделяется в холодиль-
никах компрессора, и количество влаги, удаляемое посредством осушки при сжатии
воздуха в компрессоре до 200 и 55 апга. Количество перерабатываемого воздуха
1 000 нм*/ч, начальная температура £ = 30°С, относительная влажность воздуха
у — 0,6. Температура воздуха после холодильника компрессора t = 35° С.
Количество влаги в воздухе, поступающем в компрессор:
303 30 3
IF0 = 1 ооо,273,о»6Го^о = 2 кг/ч‘
Весовое количество воздуха
G = 1 000-1,293 = 1 293 кг/ч.
Количество влаги при t = 35° С и 200 ата при полном насыщении находим
путем интерполяции по графику рис. 2-20:
IF = 1 293-3-10-* = 0,3879 кг/ч 0,39 кг/ч.
по
Аппараты для очистки, и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
температуры.
Количество влаги, выделенное в холодильниках компрессора:
— W = 20,2 — 0,39 = 19,81 кг/ч
и должно быть удалено из воздуха только 0,39 кг/ч.
При давлении 55 ата и температуре 35° С путем интерполяции находим по
графику
W" = 1 293-8-10~4 = 1,04 кг/ч.
Количество влаги, выделенное в холодильниках компрессора
— W = 20,2 — 1,04 = 19,16 кг/ч
и осушкой, должно быть удалено из воздуха 1,04 кг/ч,
2-10. ОСУШКА ВОЗДУХА ХИМИЧЕСКИМ МЕТОДОМ
Осушка воздуха химическим 'методом производится в стальных
баллонах, заполненных едким кали КОН или хлористым кальцием
СаС12, или же едким натром NaOH.
§ 2-10]
Осушка воздуха химическим методом
111
Применение едкого кали обеспечивает более совершенную осуш-
ку воздуха. Вследствие его высокой стоимости на отечественных кис-
лородных заводах для осушки воздуха применяется едкий кусковой
натр. Одна молекула едкого натра при 20° С связывает 4 молекулы
воды, образуя соединение
NaOH-4H2O.
Теоретически для поглощения 1 кг НгО необходимо 0,56 кг NaOH.
Практически вследствие неполного использования едкого натра его'
удельный расход на 1 кг поглощаемой влаги составляет 0,9—1 кг.
Удельный расход NaOH зависит от температуры осушаемого воз-
духа. При температуре воздуха 20—30? С удельный расход NaOH со-
ставляет 1,6—2,7 г/м3 кислорода.
Рис. 2-21. Конструкции баллонов осушительных батарей.
/ — корпус баллона; 2—патрон-корзина; 3—фильтр; 4—штуцер; 5—труба; 6— продувочный вентиль;
7—труба для продувки; 3—крышка; Р—плита; 10— прокладка; //—уплотнение; /2—болты; 13— на-
жимные болты; 14— гайка патрона; 15— крышка фильтра патрона; "16— резиновое кольцо; 17 — ре-
шетка патрона; 18—уплотнение.
На рис. 2-21 показаны баллоны осушительной батареи. Баллон
представляет собой цилиндрический толстостенный сосуд с внутренним
диаметром 180—210 мм, суженный внизу. Внутри баллона помещена
корзина, заполненная поглотителем. Сверху корзина снабжена двой-
ной крышкой; с ватным фильтром и уплотняющим кольцом, не по-
зволяющим воздуху проходить через кольцевую щель между корзи-
ной и баллоном. Верхняя и нижняя крышки корзины имеют отвер-
стия для прохода воздуха.
Баллон сверху закрывается стальной крышкой, укрепляемой по-
средством болтов, или навертной крышкой с уплотняющей плитой, ко-
112
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
Рис. 2-22. Осушительная батарея из четырех
баллонов.
Рис. 2-23. Схема установки для улавливания каустика
после продувки осушительной батареи.
§ 2-11]
О сушка воздуха вымораживанием
из
горая прижимается винтами. Осушительная батарея с баллонами,
с муфточным соединением крышки показана на рис. 2-22.
Воздух в каждый баллон поступает снизу и выходит сверху, про-
ходя через слой химического поглотителя.
Корзина осушительного баллона должна быть герметически за-
крыта крышками с обеих сторон, чтобы не уменьшать поглотительной
способности химического реагента. Крышки отнимаются только перед
самым опусканием корзины в баллон осушительной батареи.
Так как масло, уносимое воздухом из компрессора, снижает по-
глотительную способность едкого натра, перед осушительной батареей
устанавливается маслоотделитель. Чтобы частицы щелочи не 'могли
попасть в блок разделительного аппарата после осушительной бата-
реи устанавливают специальный сепаратор (отделитель).
Основные данные типовых осушительных батарей приведены
в табл. 2-5.
Таблица 2-5
Основные данные осушительных батарей
Вес сухого*
химикалии, кг
Размеры баллонов,
мм
Диаметр
I
II
III
IV
30
60
100
250
1 460
2 260
2 260
2 260
108
180
360
540
185
185
185
185
222
222
222
222
1 900
1 900
1 900
1 900
186
186
186
186
16
16
16
16
2 320
2 320
2 320
2 320
Для улавливания каустика, теряемого при продувке осушитель-
ной батареи, устанавливают щелочеуловители. На рис. 2-23 приведена
схема установки для улавливания щелочи при продувке осушитель-
ных баллонов.
При продувке каустик поступает в щелочеуловитель, куда пода-
ется горячая вода для растворения каустика, щелочной раствор спу-
скается в бак для приготовления щелочи.
2-11. ОСУШКА ВОЗДУХА ВЫМОРАЖИВАНИЕМ
Как было отмечено выше, при понижении температуры воздуха коли-
чество влаги резко уменьшается. При давлении р — 55 ата и пере-
работке воздуха V = 1 000 нм*[ч и / = 30° С в холодильниках компрес-
сора выделяется влаги (см. пример 2-2)
№0 —№' = 20,2— 1,04=19,16 кг]ч.
Если охладить воздух до / = — 45° С, то количество влаги при
полном насыщении (по графику, рис. 2-20) равняется:
№"= 1 293-1,5-10-7 = 0,000196 0,0002 кг/ч,
т. е. дополнительно выделится влаги
№' — №"=1,04 — 0,0002 = 1,0398 кг/ч
и останется 0,0002 кг[ч, или 0,2 г/ч.
з С. я. Герш.
114
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
I гл. 2
Следует отметить, что осушка воздуха посредством выморажива-
ния более совершенна, чем осушка с помощью химических поглоти-
телей.
'П|ри охлаждении воздуха до температуры t = —45° С остаточное
количество влаги в нем в 10—12 раз меньше, чем при осушке воздуха
едким натром.
а) Осушка воздуха с помощью аммиачного охлаждения
Осушка воздуха в небольших воздухоразделительных установках
производится путем его охлаждения в аммиачных теплообменниках.
Оборудование аммиачной установки для охлаждения воздуха со-
стоит из аммиачного компрессора, конденсатора и аммиачного тепло-
обменника; обычно устанавливаются два переключающихся теплооб-
менника, что обеспечивает непрерывность работы.
Рис. 2-24. Схема аммиачного теплообменника для охлаждения и осушки воздуха.
При наличии предварительного охлаждения продукты разделения
выходят из установки при весьма низкой температуре, при односту-
пенчатой аммиачной машине от —20 до —25° С, при двухступенчатой
машине от — 40 до — 45° С. Холод обратных потоков используется
для предварительного охлаждения воздуха до поступления его в ам-
миачные теплообменники. В предварительных теплообменниках воз-
дух должен охлаждаться до 0° С, но не ниже, так как в противном
случае теплообменник может забиться льдом.
На рис. 2-24 представлена схема аммиачного теплообменника
змеевикового типа.
В аммиачном теплообменнике расположены) три змеевика 7, If
и ///, состоящие из пучка стальных труб малого диаметра, располо-
женных внутри трубы большого диаметра. По внутренним трубкам
проходит воздух, а в межтрубном пространстве движется противото-
ком испаряющийся аммиак.
§ 2-11]
ОсушХй воздуха выморажизанием
115
Воздух, очищенный от углекислоты после холодильника послед-
ней ступени компрессора, поступает по трубе А в пучок стальных тру-
бок змеевика /, где охлаждается до температуры +2°С жидким и ча-,
стично газообразным аммиаком, движущимся в межтрубном .про-
странстве. При охлаждении воздуха в теплообменнике / выделяется
значительное количество влаги, примерно 75—ВО %, эта влага собира-
ется в отделителе К, который периодически продувается. Аммиак дав-
лением 10—15 ата подводится по трубе В и дросселируется до 4 ата,
при этом он частично испаряется и охлаждается до температу-
ры —2° С.
После влагоотделителя К воздух идет попеременно в змеевики
// и III, где охлаждается до- —25 —35° С, при этом вымораживается
оставшаяся влага (5—7 г на 1 ж3), которая оседает в виде инея и
льда на стенках трубок.
Через каждые 10—15 ч работы происходит «замерзание» змееви-
ка, воздух направляют во второй змеевик, тогда как первый отогре-
вают.
Охлаждение воздуха в змеевиках II и III производится аммиаком,
который по трубопроводу Е поступает в змеевики, причем давление
его с помощью дросселя F уменьшается с 4 до 1,15—1,2 ата, в резуль-
тате чего температура понижается от —30 до —32° С. При понижении
давления аммиака до 0,4 ата температура может быть понижена до
—50° С.
Отогревание можно производить газообразным аммиаком при
давлении 10—42 ата, что соответствует температуре от 25 до 30° С.
При отогревании жидким аммиаком закрывают вентиль D и
аммиак поступает через О\ или О2 в змеевик, где отдает часть -своей
теплоты, и далее через краны Pi или Р2 направляется в трубу Ж
к дроссельному вентилю С и поступает в змеевик I. Процесс размора-
живания жидким аммиаком длится 5—7 ч.
После отогревания змеевика II, чтобы включить его в работу,
поступают следующим образом:
Открывают D и закрывают кран Ох и Pi, далее открывают кран R2
и, слегка приоткрыв нижний вентиль на распределителе S2, продува-
ют змеевик // для удаления воды, получившейся при таянии льда.
Чтобы» подготовить чистый змеевик // к работе, его нужно охладить.
Для этого пускают аммиак, приоткрывая краны Ni и Мъ После
охлаждения змеевика II, на что требуется 30—40 мин, выключают из
работы змеевик III и отогревают его.
Аммиачный теплообменник помещается в кожухе, заполненном
изоляцией.
Аммиачные теплообменники высокого давления представляют
собой аппараты, подобные вышеописанному, но в них отсутствует
змеевик /.
Для уменьшения расхода аммиака в средних и крупных установ-
ках, предварительное охлаждение воздуха до +1ч-2°С производится
холодными обратными газами, уходящими из блока разделения при
температуре более низкой, чем температура аммиачного охлаждения.
б) Аммиачные теплообменники низкого и среднего давления
Аммиачные теплообменники для воздуха низкого (р~5 ати) и
среднего (р~60 ати) давления обычно выполняются в виде верти-
кального кожухотрубного аппарата. Внутри трубок проходит аммиаки
в межтрубном пространстве — воздух. В современных. конструкциях
8*
116
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
аммиачных теплообменников как воздух, так и жидкий аммиак по-
ступают в нижнюю часть аппарата и выходят сверху. Вследствие
большой высоты теплообменника в нижней части аммиак находится
под несколько большим давлением и имеет несколько более высокую
температуру, чем в верхней части.
Ряс. 2-25. Аммиачный теплообменник
для воздуха низкого давления.
Поэтому одинаковое направление’
воздуха и паров аммиака обеспе-
чивает получение более низкой
температуры воздуха при выходе
из теплообменника.
Конструкция аммиачного те-
плообменника для воздуха низ-
кого давления показана на рис.
2-25.
Теплообменник состоит из пуч-
ка цельнотянутых стальных труб,
развальцованных в стальных ре-
шетках и заключенных в кожух.
Воздух движется в межтрубном
пространстве снизу вверх, а амми-
ак — в трубах в том же направле-
нии. Корпус изготовляется из угле-
родистой стали. В верхней ча-
сти теплообменника имеется саль-
ник.
Обычно устанавливаются два
аммиачных теплообменника. Влага,
содержащаяся в воздухе, отлагается
в виде льда на трубках, воздух на-
правляется в один из теплообмен-
ников, в то время как другой ста-
вится на оттаивание, которое про<.
изводится газообразным аммиа-
ком.
Размеры аммиачного теплооб-
менника для азотной установки, пе-
рерабатывающей 6 800 м3/ч возду-
ха, следующие:
Число трубок........... 181
Диаметр труб...........20X2,5 мм
Длина труб.............. 6 500 мм
Диаметр теплообменника . . 580 „
Контроль за работой теплооб-
менника сводится к наблюдению
за температурой и давлением воз-
духа до и после аппарата и за ко-
личеством аммиака, подаваемого
в аппарат. При недостатке аммиака
будет недостаточное охлаждение,
при избытке он будет попадать
в аммиачный компрессор в виде
жидкости. Регулировка подачи ам-
миака осуществляется по указате-
лю уровня.
§ 2-12]
Предварительные противоточные теплообменники
117
Рис. 2-26. Схема предварительт
ных теплообменников для воз-
духа низкого давления.
2-12. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ПРОТИВОТОЧНЫЕ ТЕПЛООБМЕННИКИ
В случае применения аммиачного охлаждения продукты разделе-
ния выходят из основных теплообменников при t=—40 —45° С и не-
сут с собой значительное количество холода. С целью рекуперации
холода обратных потоков устанавливаются так называемые предва-
рительные теплообменники (рис. 2-26) для охлаждения воздуха пря-
мого потока до —10сн---30° С (более низкая температура относится
к большим установкам) перед поступлением в аммиачные теплооб-
менники. При охлаждении воздуха в предварительных теплообменни-
ках выделяется значительная часть
влаги. Для обеспечения непрерывной
работы теплообменника он разделяется
на две ветви: в первой из них воздух ох-
лаждается до 2—5° С и выделившаяся
при этом влага стекает в отделитель, рас-
положенный между двумя ветвями. Впер-
вой ветви воздух проходит сверху вниз,
во второй — снизу вверх. Дальнейшее
охлаждение воздуха во второй ветви
сопровождается выделением еще содер-
жащейся в нем влаги в виде льда.
После нескольких часов работы во
второй ветви- теплообменника накапли-
вается значительное количество льда. Во
избежание полной закупорки и оста-
новки аппарата направление движения
прямого и обратного потоков меняется
при помощи соответствующих переклю-
чающих органов. Переключающий ор-
ган для обратного потока состоит из
штока с двумя дисками D, приводимого
в движение двумя тягами, а для пря-
мого потока при входе его в теплообмен-
ник имеется двухседельный клапан А,
на выходе — два запорных клапана В\ и В2. После переключения по-
токов воздух сначала поступает в ту ветвь, которая перед этим рабо-
тала как холодная, при этом лед оттаивает и вода стекает в отдели-
тель. Затем воздух входит во вторую ветвь, в которой происходит
его дальнейшее охлаждение. Такая схема обеспечивает непрерывную
работу и при этом почти полностью используется холод продуктов
разделения.
В первой ветви воздух не должен охлаждаться ниже 2—5° С во
избежание осаждения в ней льда. Этот лед невозможно будет уда-
лить после переключения потоков, и он вызывает полную закупорку
теплообменника. Для регулирования температуры воздуха имеется
задвижка С, позволяющая отводить часть обратного потока, не допу-
ская его во вторую ветвь.
Скапливающаяся вода в отделителе должна спускаться периоди-
чески каждые полчаса.
На рис. 2-27 дана -схема предварительного теплообменника другой
конструкции. Отличие состоит в том, что охлаждение воздуха про-
дуктами разделения переносится только на одну ветвь. В то .время
как воздух проходит обе ветви, холодные газы обратного потока про-
ходят только одну ветвь, именно вторую. При этом воздух в первой
ветви не может охладиться ниже 0° С.
118
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
Такое распределение потоков позволяет охладить воздух до зна-
чительно более низкой температуры, и одновременно устраняет опас-
ность закупорки теплой ветви. Воздух попеременно поступает при по-
мощи распределительного клапана или в правую, или в левую ветвь
и последовательно проходит обе ветви, а поступающий сверху обрат-
ный лоток движется противо-
током только через одну ветвь
в зависимости от положения
регулировочного клапана на
выходе.
На рис. 2-28 и 2-29 пока-
заны конструкции предвари-
тельных теплообменников для
воздуха низкого и высокого
давления в установке Г-6800,
работающей по циклу с двумя
давлениями.
Каждый из теплообмен-
ников состоит из двух кожу-
хотрубных ветвей, работаю-
щих попеременно. Теплообмен-
ник низкого давления (рис.
2-28) предназначен для
Рис, 2-28 Конструкция предварительного
теплообменника низкого давления.
Рис. 2-27. Схема предварительных
теплообменников.
5 400 м3/ч воздуха давлением 6 ати, охлаждение которого производится
азотом. Аппарат изготовляется из стальных труб диаметром 17X2,5 мм
•длиной 5 064 мм, наружный диаметр корпуса 600 мм. Теплообменник
высокого давления рассчитан на 1 400 м3/ч воздуха, давление которого
-меняется в пределах 120—200 ати. Охлаждение воздуха производится
кислородом, уходящим из блока разделения.
Теплообменник высокого давления (рис. 2-29) состоит из 1'13 мед-
§ 2-13] Вымораживание влаги в переключающихся теплообменниках
119
Рис. 2-29. Конструкция предвари-
тельного теплообменника для
воздуха высокого давления.
Рис. 2-30. Влагоотделитель
для воздуха высокого давле-
ния.
ных трубок размером 12X2 мм, развальцованных в решетках. Концы
трубок заливаются сплавом (50% свинца и 50% олова). Общая по-
верхность теплообменника 17,4 м2.
Между ветвями теплообменника помещается влагоотделитель.
Конструкция отделителя высокого давления дана на рис. 2-30.
Для переключений потоков азота, кислорода и воздуха имеются
распределительные органы, которые попеременно закрывают проход
то к одной, то к другой ветви теплообменника.
2-13. ВЫМОРАЖИВАНИЕ ВЛАГИ
В ПЕРЕКЛЮЧАЮЩИХСЯ ТЕПЛООБМЕННИКАХ
УСТАНОВОК ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
В установках высокого давления с детандером вместо предвари-
тельных и аммиачных теплообменников устанавливают теплообменни-
ки-вымораживатели, в которых воздух охлаждается до —45, —50° С.
В этом случае для вымораживания влаги расходуется некоторое ко-
личество холода и, следовательно» затрачивается некоторое дополни-
120
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
Рис. 2-31. Схема теплообменников для вы-
мораживания влаги в установках высокого
давления.
тельное количество энергии, но
это компенсируется значитель-
ным упрощением оборудова-
ния. Отпадает необходимость
устанавливать аммиачную
установку с компрессором,
конденсатором и аммиачными
теплообменниками.
На рис. 2-31 показана схе-
ма теплообменников для вы-
мораживания влаги из возду-
ха. Охлаждение производится
обратными потоками кислоро-
дом и азотом, а потому теплооб-
менник-вымораживатель двух-
секционного типа. Воздух те-
чет в межтрубном простран-
стве. В трубках в отдельных
секциях противотоком движут-
ся кислород и азот.
Переключение потоков про-
исходит аналогично тому, как
в теплообменниках по схеме
рис. 2-27..
2-14. ОСУШКА ВОЗДУХА В АДСОРБЕРАХ
В последние годы» для осушки воздуха и других газовых смесей
широко применяются адсорбенты силикагель и алюмогель (активная
окись алюминия). Степень осушки при адсорбции влаги силикагелем
и алюмогелем более высокая, чем при других способах осушки, что
видно из данных, приводимых в табл. 2-6.
П|ри химическом способе осушки в практических условиях не уда-
ется получить указанной в табл. 2-6 степени осушки.
Таблица 2-6
Степень осушки воздуха от влаги различными веществами и
вымораживанием
Наименование вещества и способа осушки Формула Количество влаги в воз- духе после осушки, г/м3 Температура точки росы, соответствую- щая остаточному количеству влаги, °C
Хлористый кальций СаС12 1,5 —14
Едкий натр NaOH 0,8 —19»
Силикагель SiO2XH2O 0,03 —52
Едкое кали кон 0,014 —58.
Алюмогель ai2o3xh2o 0,005 —64
Аммиачная двухступенчатая уста-
новка 0,067 —45
Так, при осушке воздуха с помощью едкого натра удельное коли-
чество влаги, остающееся в воздухе, в среднем составляет 2 г/м3,.
что соответствует влагосодержанию воздуха при —10° С. При этом
по мере срабатывания каустика степень осушки уменьшается и дости-
гает 4 г/м3 перед перезарядкой осушительной батареи.
§ 2-15] Характеристика алюмогеля и работа адсорбционной установки
121
Количество влаги, остающейся в воздухе, при применении сили-
кагеля или активной окиси алюминия значительно меньше, чем при
осушке едким натром. Степень осушки за весь период работы остает-
ся без изменения.
По сравнению с осушкой вымораживанием при применении алю-
могеля и силикагеля количество оставшейся влаги уменьшается со-
ответственно в 13,5 и 2,2 раза. Силикагель обладает недостаточной"
прочностью и при работе сильно измельчается. Капельная влага, по-
падая на силикагель, вызывает растрескивание его зерен. Мелкие
частицы силикагеля, уносимые воздухом из адсорберов, засоряют
аппаратуру и арматуру. Активная окись алюминия является более
прочной, чем силикагель, не измельчается при попадании капельною
влаги и не так интенсивно истирается.
Применение активной окиси алюминия обеспечивает более со-
вершенную осушку воздуха, чем осушка силикагелем.
2-15. ХАРАКТЕРИСТИКА АЛЮМОГЕЛЯ И РАБОТА
АДСОРБЦИОННОЙ УСТАНОВКИ
Алюмогель — активная окись алюминия, представляет собойf
инертное вещество, не растворяющееся в воде» достаточно прочное ю
устойчивое против истирания.
Активная окись алюминия получается дегидрацией тригидрата<
окиси алюминия (А12О3 • ЗН2О) при его термической обработке.
Состав активной окиси алюминия следующий:
А12О3.......... 92% SiO2 ..........0,1%
Н2О............. 7% Fe2O3..........0,1%
Na2O...........0,7% TiO2...........0,1%
Объемный вес активной окиси алюминия при диаметре зеренг
3—6 мм составляет 0,8 кг/л.
Таблица 2-7'
Физические свойства активного глинозема и активной окиси алюминия
Наименование
адсорбента
Активный гли-
нозем . . .
Активная
окись алюми-
ния ....
0,85
0,8
1,6
1,6
3,6
3,24
47
50
29
25
76
75
94—97
97
Коэффициент теплопроводности Л=0,06 и теплоемкость с=
=0,25 ккал/кг °C.
Были проведены значительные исследования *, в результате кото-
рых найдены подходящие образцы активной окиси алюминия, пригод-
1 БурбоП. 3., ИшкинИ. П. иГлебова Л. И., Осушка воздуха, кисло-
рода и других газов активным глиноземом, .Кислород", 1951, № 2.
1122
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
ной в качестве сорбента. Удалось найти новый эффективный адсор-
бент типа активной окиси алюминия — активный глинозем, который
получается из кускового гидрата окиси алюминия — побочного про-
выюв азота
Рис. 2-32. Схема адсорбционной установки для
осушки воздуха.
дукта производства алюми-
ниевых заводов.
Основные физические
свойства активного глино-
зема и активной окиси алю-
миния (американской)
представлены на табл. 2-7.
На рис. 2-32 показана
схема адсорбционной уста-
новки для осушки воздуха.
Адсорбционная установ-
ка состоит из двух стальных
баллонов, заполненных ад-
сорбентом.
Между адсорберами
расположен электроподо-
греватель для подогревания
азота, поступающего на ре-
генерацию адсорбента.
Адсорберы и подогрева-
тель заключены в общий
кожух, заполненный изоля-
цией.
Рабочий период адсорбера продолжается 8—12 ч, после чего вла-
га удаляется нагреванием и продувкой адсорбента сухим азотом. За-
тем регенерированный адсорбент охлаждается до первоначальной тем-
пературы (25—30° С). Наличие двух адсорберов позволяет вести не-
прерывный процесс осушки воздуха.
2-16. ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССА АДСОРБЦИИ ВЛАГИ
активной окисью алюминия
Процесс поглощения влаги сопровождается выделением теплоты
адсорбции, которая снижает поглотительную способность адсорбента.
На рис. 2-33 приведены кривые, характеризующие изменение тем-
пературы алюмогеля при поглощении влаги из воздуха в зависимости
от времени адсорбции в
различных сечениях адсор-
бера.
Изменение температуры
дано на расстоянии 76, 305,
530 и 760 мм от верхнего се-
чения адсорбера.
В табл. 2-8 приведены
данные об условиях работы
и размерах адсорбера, для
которого получены эти кри-
вые.
Из рис. 2-33 видно, что
Рис. 2-33. Процесс поглощения влаги активной
окисью алюминия.
температура каждого слоя
имеет максимум, который
-§ 2-16] Характеристика процесса адсорбции влаги активной окисью алюминия 123
Таблица 2-8
Размеры опытного адсорбера и характеристика его работы при
атмосферном давлении
Наименование Единица измерения Размеры и количество
Высота слоя алюмогеля ММ 810
Диаметр адсорбера . .• ММ 305
Температура поступающего воздуха VC 24
Количество влаги в воздухе г/м3 20,7
Объемная скорость воздуха Объемная скорость воздуха, отнесенная ко все- м*/ч-кг 0,325
му сечению адсорбера л/ мин- см2 0,335
сдвигается <с течением времени от входного слоя адсорбента
к выходному. Перемещение зоньи максимального подогрева указы-
вает ва то, что процесс осушки происходит в узком слое адсорбен-
та, который по мере насыщения влагой и снижения поглотительной
способности вследствие роста температуры смещается от входного
сечения адсорбера к выходному. Проскок влаги начинает наблюдать-
ся при срабатывании выходных слоев адсорбента, когда температура
на выходе достигает максимального значения.
В опытном адсорбере температура воздуха на выходе через 7 ч
достигла максимального значения ЮГ С, и тогда начал наблюдаться
проскок влаги.
Для обеспечения надлежащей степени осушки количество погло-
щаемой влаги активной окисью алюминия не должно быть больше
4% от его веса; целесобразнее ограничиться поглощением 2,5—3,5%
влаги от веса алюмогеля. При отводе тепла адсорбции количество
влаги, поглощаемое алюмогелем, может быть увеличено до 10—11%
от его веса.
Для регенерации активной окиси алюминия азот должен нагре-
ваться до 245 н- 260° С и проходить через адсорбер снизу вверх. Об
окончании процесса десорбции судят по температуре уходящего азо-
та, которая должна оставаться постоянной, причем она не должна
опускаться ниже 105—110° С. Процесс регенерации активной окиси
алюминия продолжается 3—5 ч. После регенерации активная окись
алюминия должна медленно охлаждаться азотом, который подается
в блок осушки без подогрева.
В табл. 2-9 приведены данные, характеризующие процесс регене-
рации активной окиси алюминия.
На рис. 2-34 изображены четыре кривые изменения температуры
поперечного слоя активной окиси алюминия в зависимости от продол-
Таблица 2-9
Характеристика процесса регенерации алюмогеля
Наименование
Единица
измерения
Количество
Количество алюмогеля .....................
Количество поглощаемой влаги..............
Количество азота..........................
Температура азота ..................... -
Объемная скорость азота ..................
кг
Mz)4
°C
мЧч'Кг
67
1,8—2,4
60—68
245—260
0,9—1
124
Аппараты для очистки и осушки воздуху и газов
[ гл. 2
жительности процесса десорбции влаги на расстоянии 760, 530, 305 и:
76 мм от верхнего сечения адсорбера.
В нижних двух'сечениях адсорбера температура очень быстро по-
вышается. Через 1,5 ч начинает очень быстро повышаться температу-
ра в третьем сечении, удаленном на 305 мм от верха адсорбера.
В верхнем сечении адсорбера температура слоя держится менее 60° С
до тех пор, пока основная часть слоя активной окиси алюминия пол-
удалится практически вся вла-
га. Когда температура азота
будет на 40—50° С ниже на-
чальной, считают, что активная
окись алюминия полностью»
регенерирована.
Поскольку теплота адсорб-
ции вызывает сильный на-
грев адсорбента и ухудшает
процесс осушки, необходимо-
принимать меры для снижения
температуры и повышения по-
глотительной способности ад-
сорбента.
Во многих современных
кислородных установках, име-
ющих адсорбционную осушку
воздуха от влаги, применяется
предварительное охлаждение
воздуха перед блоком осуш-
ки.
ностью не регенерируется и из него не
Рис. 2-34. Процесс регенерации активной
окиси алюминия.
Предварительное охлаждение осуществляется в теплообменнике-
ожижителе, где за счет использования обратных потоков воздух
охлаждается до температуры 2—5° С, а после этого направляется в блок
осушки. Таким образом, удается значительно понизить влагосодержа-
ние воздуха, поступающего на осушку, так как основная часть влаги
конденсируется в ожижителе. Кроме того, предварительное охлажде-
ние улучшает процесс адсорбции, повышает сорбционную емкость
адсорбента.
Предварительное охлаждение значительно улучшает процесс осуш-
ки, однако требует дополнительных затрат энергии, так как при этом
увеличиваются потери холода в установке глубокого охлаждения.
2-17. ОСУШКА ВОЗДУХА В КИСЛОРОДНОЙ УСТАНОВКЕ КГ-ЗОО-М
На рис. 2-35 изображена схема блока осушки воздуха для кис-
лородной установки КГ-Э00-М.
Блок осушки состоит из двух пар попеременно работающих
адсорберов. Каждый адсорбер представляет собой баллон, заполнен-
ный активным глиноземом.
Процесс осушки осуществляется следующим образом: воздух пе-
ред входом в осушительные баллоны-адсорберы проходит заполненный
сорбентом влагоотделитель /, в котором он освобождается от капель-
ной влаги и масла. Далее воздух через вентиль 5 и фильтр 3 направ-
ляется в первую пару осушительных баллонов 2, где происходит его
осушка. Осушенный воздух проходит фильтр 3, расположенный в ниж-
ней части адсорбера, и через переключающийся вентиль 5 идет в раз-
делительный аппарат.
§ 2-17] Осушка воздуха в кислородной установке КГ-300-М 125
Рис. 2-35. Схема блока осушки.
/—влагоотделитель; 2 — осушительные баллоны; 3—фильтры; 4—электропечь; 5—
сдвоенный воздушный вентиль; 6—сдвоенный азотный вентиль; 7 —т'рморегулятор
греющего азота; 5—диафрагма; /(/—дифманометр; // — манометры.
Рис. 2-36. Внешний вид блока осушки.
126
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[гл. 2
Периодически происходит переключение потока воздуха. Он про-
ходит через вторую пару адсорберов, а в первой паре в это время про-
исходит регенерация активного глинозема.
Активный глинозем, находящийся во влагоотделителе, не регене-
рируется, а после полного насыщения его маслом (примерно каждые
2 мес.) удаляется и заменяется новым.
В верхней части влагоотделителя имеется войлочный фильтр, пред-
назначенный для улавливания частиц сорбента, уносимых воздухом.
Внизу и наверху осушительных баллонов имеются фильтры 3.
Нижние фильтры предназначены для очистки осушенного воздуха*
от пыли активного глинозема, а в верхних фильтрах происходит очистка,
греющего азота от пыли, которая может вызвать порчу арматуры.
Азот, поступающий на регенерацию сорбента, подогревается
в электропечи 4.
Переключение потоков воздуха и азота производится двойными за-
порными вентилями 5 и 6.
Требуемая для регенерации сорбента температура азота поддер-
живается с помощью терморегулятора 7, выключающего печь при из-
лишнем повышении температуры.
При выключении печи зажигается сигнальная лампа на щите
управления.
Количество греющего азота определяется при помощи диафраг-
мы 9 и дифманометра 10.
Осушительные баллоны и фильтры помещаются в кожухе, запол-
ненном изоляцией. Печь заключена в отдельный кожух и также изоли-
руется.
На рис. 2-36 изображен внешний вид блока осушки. Размеры его>
следующие: занимаемая площадь 750X1050 мм, высота 1860 мм.
2-18. ОСУШКА КИСЛОРОДА С ПОМОЩЬЮ АКТИВНОЙ ОКИСИ АЛЮМИНИЯ
Для получения сухого газообразного кислорода применяется осуш-
ка кислорода в адсорберах, заполненных активной окисью алюминия.
Осушка кислорода в установке «Эйр Продакте» производится при ма-
Рис. 2-37. Схема адсорбционной установки для осушки кислорода.
А — влагоотделитель; В—сепаратор; C—D—адсорберы; В—перепускной вентиль; N — фильтр;.
F — электро подогреватель; И—эксгаустер; О—маслоотделитель.
§ 2-18]
Осушка кислорода с помощью активной окиси алюминия
127
ксимальном рабочем давлении 165—175 ати в сталь-
ных баллонах диаметром 168 мм, толщиной стенок
6 мм. Высота слоя алюмогеля 1 000 мм. При произ-
водительности установки 30 мг/ч объемная скорость
кислорода 0,015 л]мин - см2.
Количество алюмогеля в каждом баллоне
18,4 кг. Регенерация алюмогеля производится че-
рез каждые 8 ч азотом, нагретым до 245—260° С.
Количество 'пропускаемого азота 20—27 м?!ч.
Объемная скорость на 1 кг алюмогеля 1,1—
1,5 м^/ч-кг.
На рис. 2-37 показана схема осушительной
установки для осушки кислорода в американской
установке «Эйр-Ридакшен-30» 1.
Установка состоит из следующих элементов:
влагоотделителя А, сепаратора В, двух адсорбе-
ров С и D, перепускного клапана Е, фильтра N,
электроподогревателя F, маслоотделителя G, эксга-
устера Н и контрольно-измерительных 'приборов.
Основные размеры адсорберов и характеристи-
ка их работы приведены в табл. 2-10.
Конструктивные особенности адсорбера пока-
заны на рис. 2-38. Адсорбер снабжен двумя сетча-
тыми фильтрами.
Осушка кислорода происходит следующим
образом: сжатый кислород поступает в влагоотде-
литель Л, где из кислорода выделяется вода, ис-
*—254мм—► >
/4мм I
Рис. 2-38. Адсорбер
для осушки кисло-
рода.
пользуемая для смазки компрессора.
Накапливающаяся вода удаляется через вен-
тиль каждые полчаса. Для выделения оставшихся
капелек влаги кислород проходит через сепара-
тор В, а затем направляется в адсорберы С и D, в которых происходит
окончательная осушка кислорода. Осушенный кислород идет в напол-
нительную рам'пу.
Таблица 2-10
Размеры адсорберов для осушки кислорода и характеристика их работы
Наименование Единица измерения Размеры и количество
Объем осушаемого кислорода м*/ч. 30
Максимальное рабочее давление ата 165
Внутренний диаметр мм 254
Толщина стенки я 14
Высота слоя активной окиси алюминия . . . - 1 100
Объем адсорбера л 62
Объемная скорость л/мин • смг 0,007
Количество активной окиси алюминия . • - Количество влаги, поглощаемой за рабочий кг 50
период Количество поглощенной влаги на 1 кг актив- » 1,5
ной окиси алюминия % 3
1 Ишкин^И. и Черняк В., Кислородная установка
„Автогенное дело“, 1945, № 10.
„Эйр-Ридакшен-30*;
1128
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[ гл. 2
2-19. БЛОК СОРБЦИОННОЙ ОСУШКИ КИСЛОРОДА ВНИИКИМАШ >
На рис. 2-39 изображена схема блока адсорбционной осушки ки-
слорода, разработанная ВНИИКИМАШ.
Схема имеет следующие отличительные особенности:
1) дополнительное понижение температуры кислорода в холодиль-
нике, охлаждаемом водой, через которую продувается сухой азот:
2) поддержание давления в адсорберах р = 130 ати независимо от
переменного давления кислорода в наполняемых баллонах.
Рис. 2-39. Схема установки для осушки кислорода.
7 — холодильник; 2— влагоотделитель; 3 — ванна; 4—сборник продувки; 5—осушительный баллон;
5—-слой адсорбента; 7 —керамический фильтр; 8 — регулятор давления; 9—электронагреватель
азота;-'/# —измерительная диафрагма для азота.
Процесс осушки кислорода осуществляется следующим образом:
кислород, сжатый до р = 130 ати, поступает в змеевиковый холодиль-
ник 1, погруженный в водяную ванну 2, через которую продувается
сухой азот, уходящий из блока разделения. Из змеевикового холодиль-
ника охлажденный кислород поступает во влагоотделитель 2, откуда
вода периодически продувается в сборник 4. Кислород из сборника 4
поступает в газгольдер, а вода сливается в сосуд для дистиллирован-
ной воды.
1 Жданов Б. С. и Никиткин В. Д.» Установка для сорбционной осущки
«кислорода, «Кислород*, 1951, № 5.
§ 2-49]
Блок сорбционной осушки кислорода ВНИИКИМАШ
129
Кислород из влагоотделителя идет в один из переключающихся осу-
шительных баллонов 5, заполненных активным глиноземом, проходит
снизу вверх через слой сорбента 6 и осушается. Далее кислород прохо-
дит керамический фильтр 7 для очистки от пыли сорбента, регулятор
давления 8 и направляется в кислородную наполнительную рампу.
Рис. 2-40. Осушительный бал-
лон.
/—корпус; 2—латунный патрон;
3 — активный глинозем; 4—крышка;
5—прокладка; £ —фланец; 7 —
шпилька; 8— бандаж: 9 — решетка;
10—пружина; 11—изоляция.
Рис. 2-41. Фильтр.
/ —корпус; 2—глухая крышка; 5—уплотняю-
щая крышка; 4—керамический фильтрующий
стакан.
Периодически производится регене-
рация активного глинозема в баллонах
азотом, нагретым до температуры 260° С.
Азот из разделительного аппарата про-
ходит через электронагреватель Р, реге-
нерируемый осушительный баллон 5,
фильтр 7 и через диафрагму 10 выходит
наружу.
Осушительный баллон (рис. 2-40) состоит из корпуса /,
рассчитанного на давление 165 ати. В верхнюю часть корпуса вверты-
вается плоская крышка 4. При помощи шпилек 7, нажимного фланца 6
и прокладки из отожженной меди 5 создается надежное уплотнение,
обычно применяемое на сосудах высокого давления. Внутреннее дав-
ление на крышку воспринимается резьбовым соединением, а шпильки
при этом воспринимают усилие, необходимое для уплотнения проклад-
ки. Ввиду ослабления из-за резьбы верхней части корпуса на него на-
прессовывается бандаж 8.
9 С Я Герш
130
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
( гл. 2
Внутри корпуса расположен латунный патрон 2 с активным глино-
земом. Для уплотнения сорбента имеется решетка 9, прижимаемая
пружинами 10. Кольцевое пространство между внутренней и наружной
обечайкой патрона заполнено изоляцией 11.
Фильтр (рис. 2-41) предназначен для очистки кислорода и грею-
щего азота от пыли активного глинозема, которая может вывести из
______________________________ строя арматуру. Корпус фильтра
"7 изготовлен из латунной трубы диа-
Рис. 2-42. Электронагреватель азота.
1 — электронагревательный элемент; 2 — стальной
кожух; 3 — изоляция.
метром 120X15 мм и рассчитан на
рабочее давление 165 ата. В ниж-
нюю часть трубы ввертывается до-
нышко 2, имеющее пропаянную
резьбу. Верхняя крышка 3 уплот-
няется с помощью нажимных шпи-
лек и муфточного соединения. Внут-
Рис. 2-43. Регулятор давления.
/—корпус; 2—шпиндель; 3—пружина; 4—ман-
жеты; 5—седло.
ри корпуса расположен керамический стакан 4 диаметром 70/40 мм*
длиной 300 мм.
Керамический стакан характеризуется
Размер пор .............................
Коэффициент воздухопроницаемости не ниже
Кажущаяся пористость....................
Предел прочности при сжатии............ .
следующими данными:
120+20 мк
10 м**см/м2ч-мм, вод. спг..
не менее 25%
не менее 180 кг!см2
§ 2-19]
Блок сорбционной осушки кислорода ВНИИКИМАШ
131
. Электронагреватель азота (рис. 2-42) отличается от
электронагревателя, применяемого в блоке осушки воздуха, где нагре-
вание азота происходит при непосредственном соприкосновении с грею-
щей спиралью.
В электронагревателе для блока осушки кислорода должен быть
устранен непосредственный контакт с раскаленной спиралью. Азот про-
ходит через кольцевую щель, и нагрев осуществляется через стенку
трубу, обогреваемой раскаленной спиралью.
Рис. 2-44. Внешний вид блока осушки.
/ — осушительный баллон; 2—кожух; 3— фильтр; 4—переключающие вентили; 5—электронагрева-
тель; 6— щит контрольно-измерительных приборов.
Нагревательный элемент 1 выполнен из нихромовой проволоки,
намотанной на сердечник из керамических колец. Нагревательный эле-
мент расположен в центральной трубе и может быть легко вынут для
осмотра. Электронагреватель помещен в стальной кожух 2 и изолиро-
ван шлаковой ватой 3.
Мощность электронагревателя 4,5 кет.
Регулятор давления (рис. 2-43) предназначен для поддер-
жания давления в блоке осушки р = 130 ати независимо от давления
в наполняемых баллонах.
Действие регулятора основано на следующем принципе, в то время
когда давление в системе меньше 130 ати, выход газа из регулятора
закрыт шпинделем 2, нагруженным пружиной 3. Когда давление в си-
132
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
(гл. 2
стеме достигает 130 ати, шпиндель отжимается от седла 5 и кислород
поступаете рампу.
На рис. 2-44 изображен внешний вид блока осушки кислорода.
2-20. ОЧИСТКА ОТ ТВЕРДОЙ ДВУОКИСИ УГЛЕРОДА
Несмотря на очистку воздуха от СО2 с помощью щелочного раство-
ра в скрубберах или регенераторах, небольшое количество двуокиси
углерода попадает в разделительный аппарат. В результате длитель-
ной работы кислородной установки дроссельные вентили и ректифика-
ционные колонны забиваются частицами твердой двуокиси углерода.
При хорошей очистке воздуха от СО2 в разделительный аппарат посту-
пает от 10 до 15 слх3 СО2/ж3 воздуха. В жидкости куба разделительного
аппарата при давлении 5—6 ати может раствориться 5 см3СО^л,
вхоо газа Оля шпаг veto
Рис. 2-45. Схема включения фильтра дву-
окиси углерода и адсорбера ацетилена.
/—разделительный аппарат; 2—фильтр;
3—адсорбер.
а остальное количество остается
в виде твердых частиц.
Для очистки жидкости куба
разделительного аппарата от
твердых частичек СО2 приме-
няются фильтры из пористой ке-
рамики. Такой способ очистки от
твердой СО2 является наиболее
эффективным.
Пористая керамика пред-
ставляет собой обожженную мас-
су, состоящую из кизельгура, ша-
мота или кварцевого песка и на-
полнителя.
Керамические фильтры обла-
дают достаточной механической
прочностью и устойчивостью при
низких температурах и обеспечи-
вают хорошую степень очистки
от СО2.
Согласно экспериментальным данным для фильтрации от СО2 сле-
дует применять керамику с размером пор 90 —100 мк пористостью
45—50%. Механическая прочность керамики должна составлять 200—
250 кг!см? на сжатие.
Скорость фильтрации составляет 1,1—1,2 л/ч на 1 см2 площади
фильтра.
Фильтры обычно устанавливаются на потоке кубовой жидкости,
причем для непрерывной работы необходимо иметь два фильтра. На
рис. 2-45 показана схема включения фильтра двуокиси углерода и
адсорбера ацетилена.
На рис. 2-46 изображен фильтр для очистки жидкого воздуха от
твердой окиси углерода в установке КТ-1000, производительностью
1 000 м3 газообразного кислорода в час.
Фильтр представляет собой цилиндрический сосуд, внутри которого
расположен керамический фильтрующий стакан. Верхняя крышка —
съемная. Уплотнение торцов стакана осуществляется при помощи про-
кладок из обезжиренной кожи, установленных гладкой стороной к ме-
таллу и шероховатой к кермике.
Срок непрерывной работы фильтоа от 4 до 6 суток.
Фильтры больших размеров могут составляться из отдельных
фильтрующих керамических стаканов.
§ 2-21 ]
Очистка жидкого воздуха от ацетиленд
133
Рис. 2-46. Фильтр для очистки жидкого воз-
духа от твердой двуокиси углерода.
Выход
Рис. 2-47. Групповой углекислот-
ный фильтр из семи керамиче-
ских стаканов.
На рис. 2-47 изображен фильтр, состоящий из семи керамических
стаканов диаметром 1'20/80 juju и длиной 1 000 лш. В нижней части
крышка плотно прижимается к стакану при помощи штока и стягиваю-
щей пружины, расположенной в верхней части керамического стакана.
2-21. ОЧИСТКА ЖИДКОГО ВОЗДУХА ОТ АЦЕТИЛЕНА
При переработке значительных количеств воздуха в разделитель-
ный аппарат проникает ацетилен, который накапливается в кубовой
жидкости и жидком кислороде. Наиболее вероятной причиной взрывов
разделительных аппаратов является ацетилен. Поэтому в целях обес-
печения безопасности работы необходимо непрерывно очищать воздух
от ацетилена.
Очистка воздуха от ацетилена производится в адсорберах, запол-
ненных силикагелем и устанавливаемых на потоке жидкого воздуха из
куба нижней колонны в верхнюю.
На рис. 2-48 изображен адсобер для очистки жидкого воздуха от
ацетилена. Адсорбер представляет собой цилиндрический сосуд, запол-
ненный силикагелем. На нижней конической решетке уложена медная
сетка. Коническая решетка облегчает высыпание адсорбента через цен-
134
Аппараты для очистки и осушки воздуха и газов
[гл. 2
тральную трубку в случае его замены. Верхняя перемещающаяся ре-
шетка прижимается к адсорбенту семью пружинами. Сила нажатия
пружин- регулируется болтами, проходящими через верхнюю крышку.
Жидкий воздух входит снизу и выходит из верхней части аппара-
Рис. 2-48. Адсорбер для очистки жидкого воз-
духа от ацетилена для установки КТ-1000.
та. Объемная скорость составляет 5,35 л/ч см2 площади сечения адсор-
бента.
На рис. 2-49 изображен адсорбер ацетилена для кубовой жидкости
установки БР-1 производительностью 12 500 нм3 О2/ч. В качестве адсор-
бента применяется крупнопористый кусковой силикагель. Адсорбент
загружается во внутренний цилиндр слоем толщиной 900 мм. Сверху
силикагель прижимается решеткой с помощью пружин.
В установках низкого давления, где часть воздуха после расши-
жшгмго
Рис. 2-49. Адсорбер для очистки жидкого воз-
духа от ацетилена для установки производи-
тельностью 12 500 м* кислорода в час.
Рис. 2-50. Адсорбер для очистки воздуха от
ацетилена в газовой фазе.
§ 2-21 ] Очистка жидкого воздуха от ацетилена
136
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
рения в турбодетандере подается в верхнюю колонну, как, например
в установке БР-1, устанавливаются адсорберы и на газовом потоке.
На рис. 2-50 показан ацетиленовый газовый адсорбер. В качестве ад-
сорбента применен мелкопористый кусковой силикагель. Поглощение
ацетилена происходит в слое адсорбента толщиной 150 мм, заполняю-
щем кольцевое пространство между двумя цилиндрическими стенками.
Воздух движется от периферии к центру. Адсорбер рассчитан на непре-
рывную работу в течение 30—40 суток.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
БЛОК ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ. ОСНОВНАЯ АППАРАТУРА
Блоком глубокого охлаждения называется низкотемпературная
часть установки глубокого охлаждения, состоящая из теплообменной и
разделительной аппаратуры, фильтров, арматуры, коммуникаций и
контрольно-измерительных приборов.
Все аппараты блока глубокого охлаждения заключаются в общий
кожух, заполненный изоляцией.
В зависимости от назначения установки и состава разделяемого*
газа блок глубокого охлаждения может представлять собой весьма
громоздкое «сооружение, состоящее из значительного числа теплооб-
менников низкого и высокого давления, нескольких ректификационных
колонн, испарителей, конденсаторов, адсорберов и другой аппаратуры.
В небольших установках для разделения воздуха в блоке имеются все-
го лишь один теплообменник и разделительная колонна однократной
или двукратной ректификации.
Снаружи блока глубокого охлаждения располагается щит с кон-
трольно-измерительными приборами, регулирующими, анализными и
продувочными вентилями для контроля процесса и управления уста-
новкой.
Т ЕПЛООБМЕННИ К И
3-1. КОНСТРУКЦИЯ ОСНОВНЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ
Основным теплообменником называется аппарат, служащий для
охлаждения прямого потока газа до температур, необходимых для осу-
ществления технологического процесса в блоке глубокого охлаждения.
Основные теплообменники можно разделить по рабочему давлению
прямого потока газа на теплообменники высокого давления, среднего
и низкого давления.
В теплообменниках высокого давления прямой поток обычно течет
внутри трубок малого диаметра, охлаждаемых снаружи холодными
газами под атмосферным давлением, проходящими в межтрубном про-
странстве.
В теплообменниках низкого давления прямой поток обычно идет
в межтрубном пространстве, а продукты разделения проходят внутри
трубок.
а) Теплообменники высокого давления
В старых типах установок глубокого охлаждения наиболее рас-
пространенной конструкцией теплообменников высокого давления были
якорные теплообменники змеевикового типа. Отличительной их осо-
бенностью являлось продольное движение газов прямого и обратного-
§ 3-1]
Конструкция основных теплообменников
137
потоков. Прямой поток воздуха высокого давления проходит внутри
медных трубок небольшого диаметра, заключенных в общий кожух.
Обратный газ движется в межтрубном пространстве противотоком
вдоль трубок. Теплообменники якорного типа имеют необолыпой коэф-
фициент теплопередачи, в результате чего получались громоздкие и
тяжельне аппараты со значительной 1поверхностью теплообмена.
На рис. 3-1 изображена схема якорного теплообменника для
крупной азотной установки, перерабатывающей 6 800 м3 воздуха в час.
В настоящее время применяются поперечно-точные витые тепло-
обменники с более высокими коэффициентами теплопередачи, отличаю-
щиеся небольшими габаритами и весами.
Рис. 3-1. Змеевиковый теплообменник якорного
типа.
1 и 2 —коллекторы для воздуха высокого давления; 3—мед-
ные трубки; 4—наружный кожух; 5 и 6 — штуцера для кис-
лорода; 7 и 8 — штуцера для азота.
В этих теплообменниках прямой поток воздуха высокого давления
движется внутри медных трубок, навитых на цилиндрическую трубу-
сердечник, навивка в смежных рядах производится в разных направ-
лениях. Между рядами трубок по окружности имеется несколько
дистанционных прокладок, в результате чего образуется кольцевая
щель для прохода обратных потоков газа.
Коэффициент теплоотдачи при поперечном обтекании трубок
обратными газами во многом зависит от характера навивки трубок.
Как показали экспериментальные работы, проведенные в лаборатории
глубокого холода МВТУ имени Баумана, в тесных пучках витых трубок
ухудшается процесс теплопередачи. При относительном поперечном
шаге ~-<1,2 коэффициент теплоотдачи уменьшается. Лучшие условия
теплообмена создаются при относительном поперечном шаге -—- = 1,2—
1,4 и продольном -^-=1,0—1,4.
138
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[гл. 3
На рис. 3-2 изображен поперечно-точный витой теплообменник вы-
сокого давления.
На цилиндрический сердечник навиваются медные трубки разме-
ром 7,5X1,25. Трубки собираются во входном и выходном коллекторах,
расположенных в верхней и нижней частях теплообменника. Наружный
Рис. 3-2. Теплообменник с поперечно-точ- Рис. 3-3. Теплообменник кислородного
ным движением газов. аппарата КГ-300-М.
/—трубки, 2—сердечник; 3 и 4—коллекто-
ры, 5—обечайка; 6—нижнее донышко; 7—верх-
нее донышко.
медный цилиндрический кожух и днища собираются и присоединяются
к коллекторам после навивки теплообменника.
Воздух высокого давления движется в трубках сверху вниз,
а в межтрубном пространстве движется азот снизу вверх.
На рис. 3-2 показаны размеры теплообменника высокого давления,
предназначенного для охлаждения 800 Л43 воздуха в час. Теплообменник
весьма компактен и имеет небольшие габариты, наружный диаметр его
В = 300 мм, высота #=1470 мм, поверхность теплообмена 9,3 м2.
§ 3-2]
Теплообменники среднего давления
139
Теплообменник кисло-
род и ого аппарата КГ-300-М.
На рис. 3-3 показан поперечно-
точный теплообменник разделитель-
ного аппарата КГ-300-М.
По трубкам проходит сжатый
воздух, а в межтрубном простран-
стве— кислород. Воздух входит
сверху через коллектор 4 и посту-
пает в трубки теплообменника. Йз
коллектора 3 сжатый воздух на-
правляется в разделительную колон-
ну. В нижней части коллектора 3
расположена трубка для продувки.
В этом аппарате теплообмен проис-
ходит между сжатым воздухом и
кислородом. Кислород движется
снизу вверх и выходит через отвер-
стия в центральной трубе. Тепло-
обменник имеет высокий коэффи-
циент теплопередачи и весьма ком-
пактный.
На рис. 3-4 изображен трехпо-
точный витой теплообменник для
установки производительностью
30 м3 кислорода в час с выдачей его
из блока разделения под давлением
16,5 ати. Жидкий кислород, пода-
ваемый в теплообменник кислород-
ным насосом, испаряется и нагре-
вается в трубках диаметром 5Х
X1 мм, расположенных внутри воз-
душных трубок диаметром 10X1,5
мм. В кольцевом пространстве про-
тивотоком кислороду движется воз-
дух высокого давления. В межтруб-
ном пространстве снизу вверх дви-
жется азот и омывает воздушные
трубки.
Кислород
Рис. 3-4. Теплообменник для выдачи
кислорода из блока разделения под
давлением 165 ати.
1 — коллектор верхний; 2—коллектор нижний;
3 —обечайка; 4 и 5—крышки; 6~трубки диа-
метром 5 X 1 мм; 7—трубки диаметром
10 X 1,5 мм; 5—сердечник.
Жидкий кислород входит под
давлением 165 ати через штуцер
в трубки диаметром 5X1 мм, воз-
дух высокого давления движется
в кольцевом пространстве сверху вниз. Теплообменник весьма эффек-
тивен, но имеет сложную конструкцию коллекторов.
3-2. ТЕПЛООБМЕННИКИ СРЕДНЕГО ДАВЛЕНИЯ
На рис. 3-5 изображен двухсекционный теплообменник для кисло-
родной установки среднего давления УКГС-100 производительностью
115—125 м3 кислорода в час.
Теплообменник разделен на две части: в верхней части воздух
охлаждается до температуры —45 —50° С, в нижней части — до
температуры около —150° С.
140
Блок, глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
Дзот Воздух Воздух
Рис. 3-5. Теплообменник кислородного аппарата установки УК.ГС-100.
1 и 2 — коллекторы; 3—азотная секция; 4—сердечник; 5—наружная обечайка; d—кислородная сек-
ция; 7, 8 и 10—коллекторы; 9—тцуба, соединяющая коллекторы.
§ 3-2]
Теплообменники среднего давления
141
4Ш
Рис. 3-6. Теплообменник трехпоточный для блока разделения бедного газа.
142
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
Во внутренней секции 3 проходит азот, в наружной секции 6 — ки-
слород. В азотной секции десять рядов медных трубок, навитых на
сердечник 4. В кислородной секции два ряда трубок, навитых на обе-
чайку азотной секции.
Воздух давлением 25 ати (при пуске 50 ати) через коллекторы
1 и 2 поступает в трубки азотной и кислородной секций.
После верхней части теплообменника воздух из двух секций входит
в коллектор 7, откуда по трубе 9 направляется в коллектор 8. Из кол-
лектора 8 25—45% воздуха отводится в детандер, а остальное количе-
ство проходит в трубки нижней части теплообменника. Из коллекто-
ра 10 охлажденный воздух поступает в колонну двукратной ректифи-
кации.
Азот, уходящий из колонны, проходит через внустреннюю (азот-
ную) секцию теплообменника, а кислород—через наружную секцию.
а) Теплообменник трехпоточный
На рис. 3-6 изображен трехпоточный змеевиковый теплообменник
установки разделения бедных газов гидрирования (см. гл. 6, 6-24), в ко-
тором происходит охлаждение газа от температуры —155° С (118° К) до
температуры —180° С (93° К) с частичной конденсацией сдельных
компонентов.
По своей конструкции теплообменник представляет собой верти-
кальный змеевиковый аппарат. Корпус его сварной из нержавеющей
стали со змеевиками из латунных трубок,
концы которых заделаны в трубные латун-
ные решетки. На сердечник с наружным
диаметром d = 185 мм навиты три ряда тру-
бок диаметром 12X1,0 и шесть рядов диа-
метром 7,5X0,75.
В межтрубном пространстве проходит
бедный газ при давлении р—25 ати. Внутри
трубок противотоком бедному газу течет
технический водород при давлении р = 24
ати, метановая фракция при р=0,5 ати и
кубовая жидкость .водородной колонны при
р=0,5 ати.
Для увеличения коэффициента тепло-
отдачи от бедного газа к стенкам трубок
внутри имеется латунная рубашка, при-
паянная к верхней трубной решетке.
Верхняя трубная решетка вместе со
змеевиками крепится с помощью шпилек
к крышке сварного корпуса.
Отдельно на рис. 3-6 показаны трубные
решетки с коллекторами и патрубки для от-
дельных фракций.
Рис. 2-7. Теплообменник с поперечными
перегородками.
/—стальной кожух теплообменника; 2—скользящая трубная
решетка; 3—верхняя трубная решетка; 4—трубки теплооб-
менника; 5—обечайка; 7 и 8—коллекторы; 9—фланец
сальника; 10— перегородки.
§ 3-3 J
Теплообменники низкого давления
143
К достоинствам аппарата следует отнести его компактность, высо-
кий коэффициент теплопередачи.
Габариты аппарата: диаметр £>=450 мм, высота //=4 922 мм. Вес
1 530 кг. Поверхность теплопередачи 70 м2.
б) Кожухотрубный теплообменник с поперечными перегородками
и движением сжатого газа в межтрубном пространстве
На рис. 3-7 изображен теплообменник с поперечными перегородка-
ми и движением сжатого газа в межтрубном пространстве. Такой теп-
лообменник предназначен для установок среднего давления Клода.
Воздух движется в межтрубном пространстве снизу вверх, причем
для увеличения скорости движения воздуха и создания поперечного
потока через каждые 50 мм расположены перегородки.
Азот и кислород идут в трубках сверху вниз. Для каждого из газов
имеются внизу и вверху теплообменника коллекторные коробки.
В теплообменнике предусмотрена одна плавающая трубная ре-
шетка с сальником 9 для компенсации температурных деформаций,
возникающих из-за различных температур кожуха и трубок.
3-3. ТЕПЛООБМЕННИКИ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Теплообменники низкого давления обычно изготовляются в виде
кожухотрубных аппаратов. В межтрубном пространстве движется воз-
дух, в трубках проходят обратные газы — кислород и азот.
Такое распределение потоков вызвано тем, что забивание тепло-
обменников отложениями льда НгО и СОг при низких температурах
идет медленнее, так как сечение межтрубного пространства примерно
в 2 раза больше общего сечения трубок. Кроме того, при обратном
распределении потоков аппарат удается сделать более компактным.
Однако такое распределение потоков имеет и отицательные сто-
роны. Вследствие того, что в межтрубном пространстве идет сжатый
воздух, скорость его незначительна, что влечет за собой уменьшение
коэффициента теплоотдачи от воздуха к стенке. Поэтому приходится
усложнять конструкцию теплообменника путем установки специальной
внутренней рубашки, искривлять трубки, чтобы сблизить их между
собой и тем самым создать более благоприятные условия для теплооб-
мена, или же устанавливать перегородки для создания поперечного
потока.
На рис. 3-8 изображена конструкция теплообменника низкого дав-
ления в установке, перерабатывающей 6800 м3 воздуха в час. Через
теплообменник проходит 5400 м3 воздуха в час при давлении 6 ата.
Хладоагентом служит азот. Теплообменник состоит из 1 579 медных
трубок диаметром 6X0,75 мм, развальцованных в двух латунных труб-
ных решетках 1 и 2, к которым присоединен наружный кожух из крас-
ной меди. Для того чтобы увеличить коэффициент теплопередачи,
имеется внутренняя рубашка 7, которая крепится к скользящей верхней
трубной решетке и вместе с ней может свободно перемещаться в вер-
тикальном направлении. Обечайка 7 присоединяется к гофрированной
трубе штуцера 5, такое соединение обеспечивает хорошую компенса-
цию при относительных перемещениях кожуха и внутренней обечайки
вследствие температурных деформаций.
Узел присоединения рубашки 7 к кожуху и штуцеру изображен
отдельно на рис. 3-9а.
Рис. 3-9а. Узел крепления внутренней обе-
чайки с гофрированной трубой и наружным
кожухом.
Рис. 3-96. Детали сальни-
кового уплотнения.
1—скользящая трубная решетка;
2—-фланец кожуха; 3—уплотне-
ние из клингерита; 4—нажимной
фланец; 5 —шпильки; 6—кожух
теплообменника.
Рис. 3-8. Трубчатый теплообменник низкого
давления.
/ — нижняя трубная решетка; 2—верхняя скользящая
трубная решетка; 5—медные трубки; 4— кожух,
5 и —штуцера; 7—внутренняя обечайка; 8—фланец
сальника; 9—нажимной фланец.
144 Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники (гл.
00
§ 3-5]
Пластинчатый теплообменник
145
На рис. 3-96 показаны детали
сальникового уплотнения трубной
решетки. Сальниковое уплотнение—
клингеритовое.
По высоте теплообменника,
примерно через 750 мм, каждый
концентрический ряд трубок опаи-
вается проволокой, что гарантирует
правильное относительное располо-
жение трубок.
3-4. СЛОЖНЫЙ МНОГОСЕКЦИОННЫЙ
ТЕПЛООБМЕННИК
На рис. 3-10 изображена кон-
струкция трехсекционного теплооб-
менника установки разделения кок-
сового газа.
Распределение потоков в тепло-
обменнике следующее.
Коксовый газ давлением 12 ати
поступает в теплообменник через
штуцер /, проходит межтрубное
пространство* сверху вниз и выхо-
дит через штуцер 2. Благодаря
внутренней цилиндрической рубаш-
ке обеспечиваются хорошее обтека-
ние поверхности теплообмена, зна-
чительная скорость движения газа
и тем самым достаточно высокий
коэффициент теплоотдачи.
Обратные потоки газов под не-
большим избыточным давлением
движутся противотоком в трубках,
объединенных в соответствующие
секции, и охлаждают коксовый газ.
Азото-водородная фракция входит
через штуцер 5, проходит централь-
ные трубки и выходит черев шту-
цер 4. Метановая фракция проходит
через среднюю кольцевую секцию,
входит через штуцер 5 и выходит
через штуцер 6.
Третья фракция, состоящая из
окиси углерода и азота, проходит
через наружную секцию, входит че-
рез штуцер 7 и выходит через шту-
цер 8, На коллекторах и штуцерах
установлены компенсаторы темпера-
турных деформаций. Верхняя труб-
ная решетка выполнена плавающей.
Рис. 3-10. Трехсекционный теплообмен-
ник для установки разделения
коксового газа.
/ — штуцер для входа коксового газа; 2 —
штуцер для выхода коксового газа; 5—шту-
цер для входа азото-водородной смеси; 4 —
штуцер для выхода азото-водородной смеси;
5 — штуцер для входа метана; 6— штуцер для
выхода метана; 7—штуцер для входа CO-HV2;
8 —штуцер для выхода СО-]-Л^2; 9 —внутренний
цилиндрический кожух; 10—наружный кожух;
// — верхняя скользящая трубная решетка;
/2 —нижняя трубная решетка; /3—сальник;
14—проволока для обмотки трубок.
3-5. ПЛАСТИНЧАТЫЙ ТЕПЛООБМЕННИК
В последние годы в установках низкого давления стали приме-
нять эффективные пластинчатые теплообменники.
Пластинчатый теплообменник состоит из ряда прямоугольных или
10 с. я. Герш.
146
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
концентрических секций. К перегородкам, разделяющим секции, при-
паиваются ребристые пластины, образующие поверхность теплообмена.
На рис. 3-11 изображен общий вид трехсекционного пластинчатого
теплообменника, а на рис. 3-12—ребристая пластина (б) и схема рас-
положения ребристых пластин в отдельных секциях (а).
Ребристые пластины образуют насадку, которая заполняет про-
странство между перегородками, разделяющими секции. Отбортован-
Рис. 3-11. Трехсекционный пластинчатый теплообменник.
Рис. 3-12. Пластины, образующие ребристую насадку,
а—схема расположения пластин в двух смежных секциях;
б—ребристая пластина.
ные концы пластин припаиваются к перегородке для обеспечения теп-
лового контакта.
Теплый и холодные газы движутся противотоком в смежных сек-
циях. Пластинчатые теплообменники обычно выполняются в виде мно-
госекционных аппаратов. При обтекании ребристых пластин имеют
место высокие значения коэффициента теплоотдачи, интенсивность
теплопередачи в значительной степени зависит от теплопроводности
ребер.
§ 3-6]
Размещение трубок в трубных решетках
147
Пластинчатые теплообменники являются весьма эффективными
аппаратами, отличаются малыми габаритами, весом и малым гидравли-
ческим сопротивлением.
Имеется много различных конструкций пластинчатых теплообмен-
ников; рассмотренный тип аппарата является одним из наиболее эф-
фективных. В американской кислородной установке «Эллиот» были
применены теплообменники с насадкой из ребристых пластин. При из-
готовлении пластинчатых теплообменников необходимо обеспечить хо-
роший контакт между пластинами и перегородками, разделяющими
секции.
Трудоемкая технология изготовления пластинчатых теплооб-
менников является в настоящее время препятствием для широкого
внедрения их в промышленность.
3-6. РАЗМЕЩЕНИЕ ТРУБОК В ТРУБНЫХ РЕШЕТКАХ
При конструировании теплообменников большое значение имеет
правильная разбивка трубок в трубной решетке, что обеспечивает рав-
номерное обтекание газом всех трубок.
Размещение трубок в трубных решетках производится двумя спо-
собами: 1) по вершинам равносторонних треугольников или, что то же
самое, по периметрам правильных шестиугольников (а); 2) по концен-
трическим окружностям (б) (рис. 3-13).
а) б)
Рис. 3-13. Расположение труб в трубной решетке.
При разбивке трубок по первому способу общее количество труб,
которое может быть размещено внутри шестиугольника, подсчитывает-
ся по формуле
N=3n(n— 1) + 1,
где п — общее число рядов по радиусу, включая и центральную трубу.
Кроме этого количества труб, на сегментах между шестиугольни-
ком и описанной окружностью можно разместить дополнительное коли-
чество труб. При этом контур решетки определяется ломаной линией,
не выходящей за пределы окружности, в которую вписан наибольший
шестиугольник.
10*
Таблица 3-1
Количество труб, размещаемых на трубной решетке по сторонам правильных шестиугольников,
с учетом заполнения сегментов трубами
В таблице приняты следующие обозначения:
п — число рядов, считая и центральную трубу:
УУ— число труб, размещаемых на площади наибольшего шестиугольника;
М — дополнительное число труб, размещаемых на шести сегментах;
N + Л4— общее число труб, размещаемых на трубной решетке таким образом, чтобы центры труб не выходили
за контур окружности» описанной диаметром, равным диагонали наибольшего шестиугольника.
п 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20
N 1 7 19 37 61 91 127 169 217 271 331 397 469 547 631 721 817 919 1027 1 141
М — — — — — — — 18 24 30 36 42 48 66 90 102 114 126 138 162
N+M 1 7 19 37 61 91 127 187 241 301 367 439 517 613 721 823 931 1 045 1 165 1303
П родолжение
п 21 22 23 24 25 23 27 28 29 30 31 32 33 34 35
N М N+M 1 261 198 1 459 1387 228 1 615 1 519 246 1765 1 657 264 1 921 1801 282 2 083 1 951 312 2 263 2 107 348 2 455 2 269 384 2 653 2 437 420 2 857 2611 444 3 055 2 791 468 3 259 2 977 492 3 469 3 169 528 3 647 3 367 582 3 949 П роде 3 571 624 4 195 элжение
п 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50
N М N+M 3 781 666 4 447 3 997 696 4 693 4219 726 4 945 4 447 768 5215 4 681 822 5 503 4 921 870 5 791 5 167 918 6 085 5419 966 6 385 5 677 1 002 6 679 5 941 1 038 6 979 6211 1 086 7 297 6 487 1 158 7 645 6 769 1 212 7 931 7 057 1 266 8 323 7 351 1 320 8 671
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
со
§ 3-7]
Регенераторы
149
В табл. 3-1 приведены данные о количестве труб, размещенных на
трубной решетке по сторонам правильных шестиугольников, с учетом
заполненных трубами сегментов.
При размещении труб по концентрическим окружностям расстоя-
ние между трубами будет всегда на некоторую величину больше вы-
бранного шага, равного расстоянию между окружностями.
В табл. 3-2 указано количество труб, размещенных на трубной
решетке по концентрическим окружностям.
Таблица 3-2
Количество труб, размещаемых на трубной решетке по концентрическим
окружностям
В таблице приняты следующие обозначения:
п — порядковый номер окружности;
m—максимальное количество труб, которое может разместиться на окружности
при шаге, равном расстоянию между окружностями;
— общее количество труб, включая и центральную трубу.
п тп ът п тп
1 6 7 11 69 410 '
2 12 19 12 75 485
3 18 37 13 81 566
4 25 62 14 87 653
5 31 93 15 94 747
6 37 130 16 100 847
7 43 173 17 106 953
8 50 223 18 ИЗ 1066
9 56 279 19 119 1 185
10 62 341 20 125 1310
3-7. РЕГЕНЕРАТОРЫ
Регенераторы в кислородных установках применяются для охлаж-
дения основного потока воздуха, идущего на разделение в ректифика-
ционную колонну, а также для очистки его от СО2 и осушки от влаги.
В 1924 г. Френкль предложил заменить теплообменники регенера-
торами с насадкой из металлической ленты. Принципиальное их отли-
чие от теплообменников заключается в том, что холодный газ периоди-
чески проходит через теплоемкую массу—насадку с очень развитой по-
верхностью и отдает ей свой холод; поступающий затем теплый газ,
проходя через регенератор, воспринимает холод от насадки и охлаж-
дается.
Для непрерывной работы требуются два регенератора (рис. 3-14).
Во время охлаждения теплого газа в одном регенераторе, в другом
происходит нагревание холодного газа. Периодический впуск холод-
ного и теплого газа в регенераторы осуществляется с помощью пере-
ключательных органов.
Регенератор по своей конструкции представляет цилиндрический
сосуд, наполненный насадкой из алюминия. В первоначальных кон-
струкциях регенераторов применялась насадка из оцинкованной желез-
ной ленты, но, как показала практика, такая насадка непригодна
вследствие быстрой коррозии железа, влекущей за собой закупорку
аппарата.
Насадка (рис. 3-15 и 3-16) выполняется из отдельных галет, изго-
товленных из гофрированной алюминиевой ленты высотой 35 мм, тол-
щиной 0,2—0,4 мм и высотой гофра от 1,7 до 3,3 мм. Затем галеты
150
Блок, глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
укладываются в корпусе регенератора, образуя теплоемкую массу
с развитой поверхностью.
Регенераторы по сравнению с теплообменниками имеют ряд преи-
муществ, главным из которых является возможность получить в ма-
лом объеме очень большие поверхности теплообмена; для 1 м3 акку-
мулирующей насадки регенератора поверхность теплообмена составляет
1 000—2 000 м2 в зависимости от типа применяемой ленты.
Потери от недокуперации в регенераторах значительно снижаются,
примерно на 0,4—0,6 ккал/кг, так как на теплом конце разница тем-
ператур между воздухом и уходящим газом составляет 5—>3°С, что
Рис. 3-14. Схема регенераторов.
Рис. 3-15. Насадка из гофриро-
ванной ленты.
Рис. 3-16. Профиль гофрированной
ленты.
дает возможность довести к. п. д.
регенератора до 98%. Получить
такой к. п. д. в теплообменниках
в установках большой произво-
дительности очень трудно, так
как это связано с значительным
увеличением поверхности тепло-
обменника и возрастанием его
гидравлических сопротивлений.
Г идравлические сопротивления регенераторов незначительны
(0,07—0,12 кг/см2), что позволяет пропускать большие объемы газов
с весьма малой потерей давления. Кроме того, при наличии регенера-
торов отпадает необходимость в предварительной обработке воздуха —
очистки от СО2 и осушки от влаги, так как оседающие на насадке реге-
нератора при охлаждении воздуха влага и углекислота выносятся на-
ружу обратными потоками газов. При прохождении газов (продуктов
разделения) через регенераторы благодаря их большому объему, пре-
вышающему в несколько раз объем сжатого воздуха, происходит пол-
ная сублимация и испарение отложившейся углекислоты и влаги.
Наряду с вышеуказанными преимуществами регенераторы обла-
дают тем недостатком, что при переключении потоков происходит за-
грязнение {получаемого продукта остающимся газом. В момент пере-
ключения объем регенератора еще заполнен газом, пропускавшимся
через него ранее, и этот газ смешивается с другим газом, продуваемым
после переключения. Загрязнение остающимся газом тем больше, чем
§ 3-8]
Теплообмен в регенераторах
151
выше было давление газа, который пропускался до переключения. Для
уменьшения загрязнений и потерь воздуха устанавливают перепускные
клапаны, выравнивающие давления перед переключением регенера-
торов.
В тех установках глубокого охлаждения, где не требуется получе-
ния чистого продукта, эти отрицательные качества регенераторов не
имеют особого значения. К таким установкам следует в первую оче-
редь отнести установки обогащенного воздуха и кислородные установ-
ки для получения кислорода чистотой 96—97%.
В конструкциях регенераторов, которые .применяются в установках
глубокого охлаждения в настоящее время, теплообмен между возду-
хом и холодными газами — азотом и кислородом—происходит пе-
риодически через теплоемкую насадку, состоящую из большого коли-
чества дисков (галет), навитых из тонкой гофрированной ленты. Через
интервалы в 2—3 мин происходит переключение потоков и теплый
воздух проходит попеременно через один из двух парно работающих
регенераторов, охлаждается, воспринимая холод от насадки, через ко-
торую перед этим прошел обратный холодный газ из разделительной
колонны. В то время как в одном регенераторе происходит охлажде-
ние воздуха, в другом в это время происходит нагревание холодного
газа. Для осуществления непрерывного теплообмена на теплом конце
регенераторов устанавливаются специальные переключающиеся клапа-
ны, периодически впускающие воздух и обратные газы — азот и ки-
слород.
3-8. ТЕПЛООБМЕН В РЕГЕНЕРАТОРАХ
Харакатер теплообмена в регенераторах установок глубокого
охлаждения впервые был подробно исследован Гаузеном1. В разрабо-
танной им теории подробно освещается характер тепературных изме-
нений в регенераторах. В качестве примера рассмотрена пара регене-
раторов высотой 3 м, заполненных металлической насадкой весом
1 250 кг в каждом регенераторе, поверхность которой составляет
860 м2. В регенераторе периодически происходит теплообмен между
1 000 м3 воздуха, поступающего при температуре 20° С, и 1 000 м3 азота
при температуре —180° С. Коэффициент теплоотдачи от воздуха к на-
садке, а также от насадки к азоту принят равным ai = a2 =
=40 ккал/м2 - ° С • ч.
Характер температурных изменений в обоих регенераторах одина-
ков, а потому достаточно рассмотреть температурные колебания в од-
ном из них.
а) Охлаждение регенератора
На рис. 3-17 и 3-18 показано постепенное охлаждение аккумулирую-
щей массы регенератора при прохождении азота с температурой на
входе —180° С.
При непрерывном пропускании азота (рис. 3-17) кривые, характе-
ризующие изменение температуры насадки по высоте регенератора,
перемещаются вправо, приблизительно параллельно, приближаясь коси
абсцисс. Кривые показывают изменение температуры насадки по вре-
мени. Через полчаса регенератор охлаждается почти полностью.
Если с момента начала охлаждения производить периодическое
переключение потоков в регенераторе, охлаждение насадки будет про-
1 Hausen Н., Ober die Anwendbarkeit von Regeneratoren in der Kaltetech-
nik Zeitschrift f. d. gesamte Kalteindustrie, 1932, № 12.
152
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
Рис. 3-17. Охлаждение регенератора азотом температурой / =
= — 180° С при непрерывном потоке.
Длина регенератора 3 м. Вес насадки 1 250 кг. Поверхность 860 м*. Количе-
ство азота 1 000 м9]ч.
исходить значительно медленнее и кривые охлаждения имеют другой
вид. На рис. 3-18 «оказано изменение температуры для 'периодов,
охлаждения и нагревания при переключении через каждые 2 мин. Кри-
вые, начерченные непрерывной линией, показывают протекание темпе-
ратуры регенератора в конце периода охлаждения, кривые пунктирные
соответствуют концу периода нагревания. Эти две кривые (сплошная
Направление потока азота
Рис. 3-18. Охлаждение регенератора при переключении через,
каждые 2 мин.
Часовые количества: 1 000 м* азота с начальной температурой /=—180® С;
1 000 м3 воздуха с начальной температурой /в =20® С.
§ 3-8]
Теплообмен в регенераторах
153
и пунктирная), в пределах которых колеблется температура насадки,
после значительного промежутка времени, примерно после 10 ч работы,
принимают неизменное положение, что говорит о наступлении устано-
вившегося режима.
б) Установившейся режим регенераторов
Изменение температуры насадки при установившемся состоянии
регенератора представлено на рис. 3-19.
Верхняя и нижняя кривые являются температурными пределами,
между которыми изменяется температура аккумулирующей насадки.
Между ними нанесены температуры насадки через каждые 0,4 чин.
Изменение температур насадки (если не учитывать концы регене-
ратора) происходит по закону прямой линии, т. е. прямая, представ-
ляющая распределение температур, во время периода охлаждения пере-
Рис. 3-19. Изменение температуры насадки регенератора при
установившемся состоянии (переключение через 2 мин).
Через регенератор проходит I 000 ж3 азота с начальной температурой t =
=—•180® С и I 000 ж8 воздуха с начальной температурой /в = 20® С.
мещается параллельно с постоянной скоростью вниз, а во время перио-
да нагревания — с той же скоростью вверх. Точно так же температуры
воздуха и азота при прохождении через регенератор изменяются по ли-
нейному закону, причем во время охлаждения температура азота в каж-
дый момент на 1,7° ниже (а температура воздуха во время периода
нагревания на 1,7° С выше) температуры насадки. У концов регенера-
тора температурные линии покривлены вследствие того, что начальные-
температуры воздуха и азота остаются неизменными и тем самым нару-
шают линейное изменение температуры насадки. При высоких регене-
раторах или малых периодах переключения участки с искривленным
изменением температур получаются небольшими. При коротких регене-
раторах или при большой продолжительности периодов переключения
линейный характер изменения температур насадки может оказаться
сильно искаженным и эти нарушения могут оказываться до середины
регенератора.
<54
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
в) Изменение температур насадки, воздуха и азота
Указанные особенности в характере колебаний температур насад-
ки и потоков становятся наглядными при рассмотрении графика перио-
дического изменения температур.
На рис. 3-20 показано изменение температур в середине регенера-
тора для четырех переключений — двух теплых и двух холодных перио-
дов. Сплошными прямыми показаны изменения температуры насадки,
время, мин
Рис. 3-20. Изменение температуры насадки в середине регенератора
(период переключения 2 мин).
•а пунктирными линиями — изменения температур воздуха и азота при
прохождении через середину регенератора. Разность температур между
воздухом и насадкой, а также азотом и насадкой все время остается
одинаковой и равной 1,7° С. Таким образом, разность температур меж-
ду воздухом и азотом во всех точках остается равной 3,4° С. При на-
ложении друг на друга диаграмм теплого и холодного периодов кри-
Рис. 3-21. Изменение температуры насадки на холодном конце регенератора
при установившемся режиме (период переключения 2 мин).
вые температур насадки сольются в одну линию, как это видно из
рис. 3-206).
Совершенно другой характер изменений температур имеет место на
концах регенератора. На рис. 3-21 приведен график изменения темпера-
тур в течение холодного и теплого периодов на холодном конце регене-
ратора: сплошными линиями показано изменение температуры насадки,
а пунктирными — изменение температур азота и воздуха. В то время
как температура азота остается постоянной —180° С, температура воз-
духа непрерывно возрастает во время периода нагревания. При наложе-
нии друг на друга кривых температур насадки для холодного и тепло-
го периодов получается замкнутая кривая. Характер изменения темпе-
§ 3-8]
Теплообмен в регенераторах
155
ратур насадки влечет за собой уменьшение средней разности темпера-
тур между насадкой и азотом, с одной стороны, и насадкой и возду-
хом — с другой стороны, по сравнению с постоянной разностью в сере-
дине регенератора.
На концах регенератора разность температур между насадкой и
газами составляет 0,8° С вместо 1,7° С в середине регенератора. Умень-
шение разности температур влечет за собой уменьшение количества
передаваемого тепла.
г) Сравнение регенератора с теплообменником
Количество передаваемого в теплообменнике тепла зависит от коэф-
фициента теплопередачи, поверхности теплообмена и разности темпера-
тур. Для удобства сравнения регенератора и теплообменника примем,
что величина внешней и внутренней поверхностей трубок теплообмен-
ника практически одинакова, а термическим сопротивлением стенки тру-
бок можно пренебречь. Такой теплообменник будет равноценен паре
регенераторов в том случае, если- 1) коэффициенты теплоотдачи си и а2
для теплообменника и регенератора будут одинаковы и 2) внутренняя
или равная ей наружная поверхности теплопередачи трубчатого тепло-
обменника будут одинаковы с поверхностью каждого из двух попере-
менно работающих регенераторов. Другими словами, суммарная поверх-
ность теплообмена двух регенераторов должна равняться удвоенной по-
верхности теплообменника.
При этих условиях каждый из газов в том и другом случае омывает
одинаковые поверхности, с той лишь разницей, что в теплообменнике про-
цесс идет непрерывно, а в регенераторе попеременно, через определен-
ные периоды времени. Если коэффициенты теплоотдачи щ и <а2 для на-
ружной и внутренней стенок теплообменника одинаковы, то разность
температур между стенками трубок и газами составляет половину раз-
ности температур между двумя газами. Как раз такое же положение
мы имеем в средней части регенератора, где насадка имеет среднюю
температуру между температурами охлаждающегося и нагревающегося
газа.
Если в теплообменнике и регенераторе по всей их поверхности соз-
дать одинаковые разности температур, то через теплообменник можно
передать то же количество тепла, что и через пару регенераторов. При
весьма малых периодах переключения, когда изменение температур
идет по закону прямой линии, пара регенераторов будет равноценна
теплообменнику по количеству передаваемого тепла при прочих равных
условиях. В силу искажения прямолинейного характера изменения тем-
ператур и наличия так называемой температурной петли (петли гисте-
ризиса) поверхность регенератора должна быть увеличена пропорцио-
нально уменьшению средней разности температур для передачи того же
количества тепла, что и в теплообменнике.
Следует иметь в виду, что при сравнении регенератора с теплооб-
менником не учитывалось термическое сопротивление твердых СО2 и
Н2О, а также изменение теплоемкости насадки в зависимости от темпе-
ратуры.
д) Изменение температур насадки при неодинаковых количествах
теплообменивающихся газов
Иной характер изменения температур будет в том случае, когда ко-
личества газов, проходящих через регенератор, различны или когда
в одном направлении проходит воздух при высоком давлении. На
156
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
( гл. 3
рис. 3-22 показано изменение температур насадки регенератора при
установившемся режиме, если через регенераторы каждые 2 мин про-
ходят то 1 050 м3 воздуха, то 1 000 м3 азота при атмосферном давлении.
В этом случае теплосодержание воздуха будет на 5% выше, чем тепло-
содержание азота. Линия изменения температур окажется теперь
Расстояние от холодного конца регенератора^ м
Направление потока азота —
Рис. 3-22. Изменение температуры насадки регенератора при
установившемся режиме.
Через регенератор проходит 1 050 м3 воздуха с начальной температурой
t3 = 20°»С и 1 000 м3 азота с начальной температурой /=—180° С.
Период переключения 2 мин.
Рис. 3-23. Изменение температуры в середине регенератора по
времени в установившемся режиме при неравных потоках тепло-
го и холодного газов.
ление температур будет иметь место и в теплообменнике, если через
него будут проходить указанные количества воздуха и азота. Под влия-
нием попеременно протекающих через регенератор газов температура
в каждой точке регенератора будет смещаться вверх или вниз пропор-
ционально устанавливающимся разностям температур. В этом случае
изменение температуры регенератора следует закону, выраженному сле-
дующей формулой:
t = A-Be~1x>
§ 3-9]
Гидравлическое сопротивление регенераторов
157
где А — температура насадки;
Y — постоянная величина;
В—коэффициент, изменяющийся по времени;
х — расстояние от холодного конца регенератора.
Лишь на концах регенератора это изменение температур окажется
нарушенным вследствие постоянства температур поступающего воздуха
и азота совершенно так же, как это мы имеем в случае линейного изме-
нения температуры насадки.
Рис. 3-24. Изменение температуры насадки по времени на холод-
ном конце регенераторов при установившемся режиме при не-
равных потоках теплого и холодного газов.
Однако и при искривленных линиях изменения температур насад-
ки в средней части обоих регенераторов будет передано теплоты столь-
ко же, как и в эквивалентном им теплообменнике.
На рис. 3-23 показано изменение температур в средней части и
на рис. 3-24 — на холодном конце регенератора при неравных потоках
теплого и холодного газов.
3-9. ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ РЕГЕНЕРАТОРОВ
Одним из преимуществ регенератора перед теплообменником яв-
ляется его малое гидравлическое сопротивление, что позволяет про-
пускать через регенераторы большие объемы воздуха с весьма малой
потерей давления. Сопротивление регенератора зависит от многих
факторов, главными из которых являются: 1) скорость протекания га-
за через насадку; 2) конструкция насадки; 3) состояние газа.
Экспериментальные работы по определению гидравлических со-
противлений регенераторов проводились в Советском Союзе М. Стол-
пером, М. Шапиро 1 и в Германии Глазером2.
Кроме того, А. Зельдовичем3 проводились экспериментальные ра-
боты по определению гидравлических сопротивлений регенераторной
насадки со спиральной щелью, предложенной акад. П. Капица.
1 Столпер М. и Шапиро М., Труды Кр. МММИ, вып. 40/1, 1938.
2 Glaser, VDI, Beiheft, Verfahrenstechnik, 1938, № 4.
3 Зельдович А., Гидравлическое сопротивление регенераторной насадки
со спиральной щелью, „Кислород", 1947, № 2.
158
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[гл. 3
В экспериментальных работах М. Столпера и М. Шапиро испы-
тывалась насадка, состоящая из четырех лент: двух плоских и двух
рифленых. Одновременно наматывались четыре ленты, при этом пло-
ские ленты служили прокладками между рифлеными (рис. 3-25).
В случае применения наклонного рифления ленты складывались
таким образом, чтобы направления рифов пересекались. Диски изго-
товлялись из жестяной ленты толщиной 6 = 0,26 мм; высота диска ко-
лебалась от 21 до 22 мм, диаметр составлял 125 мм.
Всего было изготовлено
типа, из них одна насадка с
Рис. 3-25. Диск опытной насадки.
четыре насадки с рифлением различного
прямым рифлением и три насадки с на-
клонным рифлением, отличающиеся друг
от друга глубиной и шагом рифления.
Насадка с прямым рифом имела шаг
рифления t = 2 мм и высоту рифления
0,9 мм. Насадка с косым рифлением
имела три различных шага: 2,3 и 6 мм;
величина шага измеряется перпендику-
лярно рифлению. Высота рифления со-
ставила соответственно: 0,9; 1,4 и 3 мм.
Угол наклона рифления 60° к плоскости
диска,
В основу обработки экспериментальных данных М. Столпер иМ. Ша-
пиро положили формулу Чилтона и Колборна для труб с насадкой
из твердых материалов
где У — коэффициент
f" — безразмерный
Р 11 dap2g *’
трения;
коэффициент стенки,
насадки;
у — удельный вес, кг)м3;
W — линейная скорость, м!сек;
dnp — приведенный диаметр насадки.
зависящий от геометрии
Коэффициент стенки в формуле Чилтона и Колборна явился след-
ствием неодинаковой плотности упаковки насадки (шихты) у стенки и
в средней части. Поэтому гидравлическое сопротивление насадки у сте-
нок и в центре неодинаково и коэффициент стенки f" вносит соответст-
вующую поправку.
В случае регенераторной насадки влияние стенки не имеет места,
так как насадка равномерно распределена по сечению регенератора.
Поэтому коэффициент стенки f" у Столпера и Шапиро можно рас-
сматривать лишь как поправочный коэффициент, позволяющий обоб-
щить экспериментальные данные и выразить их в виде одной кривой.
На рис. 3-26 дан график зависимости коэффициента У от критерия
Рейнольдса, а в верхней части дан поправочный коэффициент У' в зави-
симости от отношения приведенного диаметра к диаметру регенератора.
При определении сопротивления регенераторов были приняты средняя
температура и давление газа.
На рис. 3-27 приведен составленный Глазером график сопротивле-
ний насадок регенераторов в зависимости от критерия Рейнольдса Re и
отношения высоты галеты (диска насадки) к приведенному диаметру
Опыты проводились с толстой и тонкой рифленой насадкой из алю-
миния и стали.
§ 3-9]
Гидравлическое сопротивление регенераторов
159*
Рис. 3-26. Сопротивление насадки в зависимости от критерия Рейнольдса.
Рис. 3-27. Гидравлические сопротивления наса-
док регенератора по данным Глазера.
ф_]—толстые алюминиевые насадки;
ДО —тонкие железные насадки.
160
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[гл. 3
Испытания проводились при небольшом избыточном давлении, ко-
торое обычно наблюдается при движении обратного потока газа через
регенераторы, а также при давлении 6,5 ата.
Как видно из графика, коэффициент сопротивления р возрастает
с уменьшением при одинаковых значениях критерия Рейнольдса.
Зельдович исследовал гидравлические сопротивления регенератор-
ной насадки со спиральной щелью. Насадка со спиральной щелью изо-
Рис. 3-28. Насадка со спиральной щелью.
Рис. 3-29. Коэффициент сопротивления в за-
висимости от критерия Рейнольдса.
бражена на рис. 3-28. В насадке со спиральной щелью зазор между
лентами фиксируется специальными дистанционными бугорками.
Испытанию подверглись четыре насадки, отличающиеся различной
шириной щели.
Две насадки из стали со щелью 0,15 и 0,13 мм, две насадки алю-
миниевые со щелью 0,3 мм. Высота галеты для всех четырех насадок
50 мм.
Результаты экспериментальных работ даны в виде графика
(рис. 3-29), показывающего зависимость между коэффициентом со-
противления и критерием Рейнольдса.
§3-10]
Конструкция регенераторов
161
3-10. КОНСТРУКЦИЯ РЕГЕНЕРАТОРОВ
На рис. 3-30 изображен кислородный регенератор установки про-
изводительностью 3 600 м3 кислорода в час.
Кислородный регенератор имеет следующие размеры: наружный
диаметр регенератора 700 мм, высота 4 200 мм. Размеры» азотного ре-
генератора: наружный диаметр 1 450 мм, высота 4 340 мм. Цилиндри-
ПоН
Относится к
решетке 2
Рис. 3-30. Кислородный регенератор для установки произво-
дительностью 3 600 л<3Д 97°/о О2.
ческий корпус того и другого регенератора делается сварньгм, причем
сварка производится водяным газом.
Верхняя часть корпуса регенератора имеет отбортовку. Крышка
регенератора соединяется с корпусом с помощью двух фланцев.
Внизу регенератора помещается решетка, на которую кладут ди-
ски из алюминиевой ленты. Обычно проименяется насадка из двух на-
клонных гофрированных лент, причем ленты складываются таким
образом, чтобы направления рифов пересекались. В верхней части
регенератора применяется лента с более крупным шагом рифления,
в нижней части лента имеет мелкий шаг рифления. Высота диска на-
11 С. Я. Герш.
162
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл 3
садки равняется 35 мм. В верхней части регенератора ставят решетку,
поверх которой кладут кольцо, прижимаемое по окружности нажим-
ными болтами. В азотных регенераторах 12 нажимных болтов, в кис-
лородных регенераторах 6 нажимных болтов. Резьбовое соединение
нажимных болтов уплотняется герметичными колпаками. Решетки ре-
генераторов изготовляются из отдельных железных полос, скрепляе-
мых с помощью болтов.
В середине регенератора имеются два отверстия, закрытых проб-
ками, для измерения температуры насадки. В крышке регенератора и
к днищу его привариваются кольца, к которым крепятся вверху при-
нудительные -клапаны, а внизу — клапанная коробка с автоматически-
ми клапанами.
Размеры азотного регенератора даны при описании кислородной
установки КТ-3600 (гл. 6, рис. 6-19).
В табл. 3-3 приведены данные о насадке из рифленой гофриро-
ванной ленты в регенераторах установки КТ-3600.
Таблица 3-3
Характеристика регенераторов с насадкой из рифленой алюминиевой
ленты
Зоны насадки I пояс II пояс III пояс
Параметры насадки Азотные Кислород- Азотные Кислород- Азотные Кислород-
регенера- ные реге- регенера- ные реге- регенера- ные реге-
торы нераторы торы нераторы торы нераторы
Толщина ленты, мм . . . 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
Высота галеты, мм . . . 34 34 34 34 34 34
Шаг рифа, мм 4,71 4,71 3,92 3,92 3,14 3,14
Высота рифа, мм 1,92—2 1,92—2 1,5—1,6 1,55—1,65 1—1,1 1—1,1
Угол наклона рифа, град . Вес галеты, кг на 1 000 mz переработанного возду- 45 45 45 45 45 45
ха 2,23 2,23 2,75 2,75 3,74 3,74
Живое сечение, % . . . . 74,5 74,5 68,4 68,5 57,1 57,1
Количество галет в поясе 33 25 40 40 50 50
Соотношение потоков . . . Скорость прямого потока, 1,033 1,033 1,033 1,033 1,033 1,033
м/сек Скорость обратного пото- 0,55 0,55 0,48 0,48 0,39 0,39
ка, м/сек Гидравлическое сопротив- 3,2 3,2 2,6 2,6 1,95 1,95
ление, мм Н2О — 700— 1 100 —- — —
3-11. ПЕРЕКЛЮЧАЮЩИЙ МЕХАНИЗМ
Одним из элементов кислородной установки с регенераторами
являются переключающий механизм и принудительные клапаны,
предназначенные для периодического впуска воздуха и выпуска про-
дуктов разделения — азота .и кислорода. От правильной работьи пе-
реключающего механизма и принудительных клапанов зависит на-
дежная работа регенераторов и, следовательно, всей установки.
а) Схема переключения регенераторов
На рис. 3-31 изображена схема переключения азотных регенера-
торов. Переключение потоков газа производится с помощью переклю-
чающего механизма и принудительных клапанов. На валу переклю-
чающего механизма насажены кулачковые диски, приводящие в дей-
§* 3-11]
Переключающий механизм
163
ствие двухседельные клапаны,, через которые сжатый воздух поступает
в пневматический цилиндр принудительного клапана, передвигает пор-
шень и тем самым производит открытие или закрытие клапана.
На рис. 3-31 показано положение клапанов, при котором воздух
из турбокомпрессора поступает в регенератор II, а азот из раздели-
Принуди-
тельные
клапаны
Сжатый
воздух
Воздух из турбо-
компрессора
мин
НИИ
инн
ппп
пип
ши
I'll’
III
III
III
III
III
III
HI
HI
!!!
IIIHHII
шипи
iiiiiim
iiiimii
iiiiiim
пиши
lllllllli
Iiiimii
iiiimii....
iiiimr.....
imiiii
min и
iiiniiii
ши
ши
mu
mu
mu
urn
mu
in i
Hl I
in i
in i
Hl I
in i
in i
hi i
hi i
Hl I
mi
mi
ini
mi
пн
mi
ini
ни
ms
ini
mu
ini
min
mui
mm
пин
min
mm
iiiihi .....
инн huh
HUH llllt
mm mu
limn nut
huh inn
mm uni
hi in in i
in Hl Hl I
in in m i
in hi in t
inn III ни г
mu in in i
in in на i
hi in in i
hi in in i
hi in hi i
ii hi hi i
ii in hi i
ii in hi i
ii in hi i
и hi in i
ii i min i
и in in i
и ?ri in i
IH Hl III I
III III Hl I
in in hi i
III III hi i
in hi in i
In m hi i
hi hi hi i
hi hi hi i
hi hi in ।
III Hl III I
II
III Ilf tm,
Рис. 3-31. Схема переключения регенераторов.
/ — воздушный клапан /; 2— воздушный клапан П; 5—азотный клапан //;
4—перепус кной клапан; 5—азотные регенераторы. 5—-автоматические кла-
паны; 7—азотный клапан I; 5—клапанная коробка.
тельной колонны проходит через регенератор /. При указанном поло-
жении переключающего механизма автоматические воздушные клапа-
ны» на регенераторе / и азотные клапаны на регенераторе II закрытьи,
а азотные клапаны! на регенераторе I и воздушные клапаны на регене-
раторе // открыты. Перепускной клапан между регенераторами остает-
ся закрытым. Через определенный промежуток времени (начало
следующего периода переключения) двухседельные клапаньи 3 и /пере-
кроют коллектор сжатого воздуха и откроют коллектор, сообщающий-
11*
164
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[гл. 3
ся с атмосферой. В это же время кулачковые диски 4 и 8 заставляют
соответствующие двухседельные клапаны открыть коллектор сжатого
воздуха, который направляется к противоположной стороне пневма-
тического поршня принудительного клапана. В результате воздушный
клапан II и азотный клапан / закроются. Через небольшой промежу-
ток времени (0,5 сек) после закрытия двух принудительных клапанов
кулачковые диски с помощью двухседельных клапанов 5 и 6 подводят
сжатый воздух в пневматический цилиндр перепускного клапана, за-
ставляя поршень открыть клапан. Сжатый воздух из регенератора II
будет переходить в регенератор I. Перепуск продолжается около
0,5 сек, что вполне достаточно для выравнивания давления в регене-
раторах.
Одновременно с закрытием перепускного клапана открываются
воздушный клапан I и азотный II. Теперь сжатый воздух из турбо-
компрессора будет проходить через регенератор /, а азот из раздели-
тельной колонны — через регенератор II. Двухседелыные клапаны 2,
4 и 9 открывают коллектор сжатого воздуха, а двухседельные клапа-
ны 1, 3 и 10 открывают сообщение с атмосферной линией соответст-
вующих полостей пневматических цилиндров принудительных кла-
панов.
б) Период переключения
Переключение принудительных клапанов: воздушных, кислород-
ных и азотных — должно происходить в строго определенной после-
довательности через известные периоды времени, зависящие от харак-
теристики регенератора, т. е. массы насадки, высоты и глубины рифа
и толщины ленты. Обычно период переключения принудительных кла-
панов у регенераторов колеблется от 2 до 3 мин. Переключение кла-
пана должно происходить достаточно быстро, в течение не более
0,5 сек, во избежание перепуска больших количеств газа из одного
регенератора в другой.
На рис. 3-32 и 3-33 показаны четыре положения принудительных
клапанов азотных регенераторов и последовательность их открытия
при переключении потоков газов (воздуха и азота) с одного регене-
ратора на другой. Период переключения принят 120 сек.
Положение 1-е. Принудительные клапаны перед началом пе-
реключения потоков газов. Воздух из турбокомпрессора проходит
через регенератор I — клапан 1 открыт, а азот из разделительной ко-
лонны проходит через регенератор II—клапан 3 открыт. Закрыты
клапаны 2, 4 и перепускной клапан 5.
Положение 2-е. Закрываются принудительные клапаньи 1 и
3; все принудительные клапаны остаются закрытыми в течение
0,5 сек.
Положение 3-е. Открывается перепускной клапан 5, и воз-
дух из регенератора I переходит в регенератор II. Давление в обоих
регенераторах выравнивается. Принудительные клапаны 1, 2, 3 и 4
остаются закрытыми.
Положение 4-е. Открываются принудительные клапаны 2 и
4 и одновременно закрывается перепускной клапан 5. Этим заканчи-
вается переключение клапанов и происходит перераспределение пото-
ков газов в регенераторах.
Воздух из турбокомпрессора теперь проходит регенератор II
сверху вниз, а азот из разделительной колонны проходит регенера-
тор 1 снизу вверх.
Через 120 сек наступает следующий цикл переключения клапанов.
§ 3-11]
Переключающий механизм
165
„ Положение 4
Азот ।
4
^Воздух
п
I
П
Регенераторы
Принудительные
клапаны
о- Открыт
• - Закрыт
Автоматические
клапаны
-£- Открыт
Закрыт
Регенераторы
Период переключения
1
Воздух
Рис. 3-32. Последовательное положение принудительных клапа-
нов регенераторов при переключении потоков газов (воздуха и
азота) с одного регенератора на другой.
Воздушный клапан
Азотный клапан
Лзотный клапан
Воздушный клапан
Перепускной клапан
Период
переключения
Период
переключения
Положение!
Клапан открыт
Положение П
И Положение Ш
И1----------
j Положение!!
Ц Открытие клапана
§ Закрытие клапана
Рис. 3-33. График последовательного открытия принудительных клапанов
регенераторов.
166 Блок глубокого охлаждения. Аппаоатура. Теплообменники [гл. 3
в) Система привода принудительных клапанов
В кислородных установках с регенераторами для привода прину-
дительных клапанов применяется обычно пневматика ввиду того, что
имеется в наличии воздух давлением 12—45 ати, необходимый для
открытия и закрытия клапанов. Обычно часть воздуха из третьей сту-
пени компрессора отводится в ресивер достаточной емкости, откуда
воздух через клапаны переключающего механизма направляется
в принудительные клапаны.
г) Конструкция переключающего механизма
На рис. 3-34 и 3-35 изображены внешний вид и разрезы переклю-
чающего механизма для установки производительностью 3 600 м2
97% О2.
На валу переключающего механизма насажены диски с отвер-
стиями, на которых укрепляются диски с кулачками, устанавливаемьи-
ми согласно определенному графику переключения принудительных
клапанов.
Вал переключающего механизма приводится в движение от
мальтийского креста, который получает движение от ведущей зубчат-
ки, снабженной с одной стороны пальцем, с другой — круговым бур-
тиком, удерживающим мальтийский крест в определенном положении.
Отдельно на рис. 3-36 показано четыре положения мальтийского
креста и (ведущей зубчатки. На мальтийском кресте имеются четыре
прореза, в которые может входить палец ведущей зубчатки и четыре
трехгранных выступающих зуба, 'внутренняя сторона которой сколь-
зит по круговому выступающему 'буртику зубчатки.
На рис. 3-36 положение / показывает момент зацепления ведущей
зубчатки с мальтийским крестом. Палец зубчатки входит в соответ-
ствующий прорез мальтийского креста и начинает поворачивать его.
В это время выступающий конец кругового буртика зубчатки выходит
за выступ зуба мальтийского креста. Положение II показывает про-
цесс поворачивания мальтийского креста. Палец зубчатки уже вошел
в прорез мальтийского креста и при вращении зубчатки происходи^
поворачивание мальтийского креста. В положении III показан момент,
когда мальтийский крест повернулся на 45°. Палец зубчатки находит-
ся в наивысшей точке, а концы выступающего буртика располагают-
ся симметрично по отношению к зубцам мальтийского креста. Поло-
жение IV показывает конец поворачивания мальтийского креста на
90° и фиксирование его в новом положении. В это время палец зуб-
чатки выходит из прореза мальтийского креста и левый конец круго-
вого буртика зубчатки входит в соприкосновение с внутренней по-
верхностью выступающего зубца мальтийского креста. При дальней-
шем вращении зубчатки круговой буртик зубчатки скользит по
внутренней поверхности зубца и тем самым удерживает мальтийский
крест в строго определенном положении.
Ведущая зубчатка (рис. 3-34 и 3-35) приводится во вращение ше-
стерней меньшего диаметра, соединенной с шестерней червячной пе-
редачи. При вращении кулачковых дисков с помощью рычагов произ-
водится открытие двухседельных клапанов, через которые подводится
сжатый воздух к принудительным клапанам.
д) Конструкция клапанов переключающего механизма
Конструкция двухседельных клапанов переключающего механиз-
ма показана на рис. 3-37. Клапан состоит из нижней и верхней втулок
§ 3-11] Переключающий механизм
О)
00
Рис. 3-35. Конструкция переключающего механизма и распределительных клапанов.
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура Теплообменники [гл. 3
§ 3-11]
Переключающий механизм
169
1 и 2, являющихся седлами клапанов. Сам клапан представляет собой
шлифованную стальную пластинку 5, которая попеременно прижима-
ется к верхнему и нижнему седлам клапана. Седло клапана (конец
втулки) острое, шлифованное, имеет угол в 45°. Втулки клапанов
Положение 1 Положение 2
Положение 3 Положение Ъ
Рис. 3-36. Четыре положения мальтийского креста.
Рис. 3-37. Конструкция клапана переключающего
механизма.
вставлены в корпус клапана 4, к которому они крепятся при помощи
прижимных гаек.
Корпус клапана присоединяется к поковке 5, в которой имеются
две полости — коллекторы. Верхняя полость соединена с линией сжа-
того воздуха, нижняя — с линией выхлопа. Клапан 6 с помощью пру-
жины закрывает проходное отверстие коллектора в случае отключе-
ния клапана переключающего механизма.
170
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
Действие клапана происходит следующим образом: шлифованная
пластинка 3 периодически закрывает нижнее или верхнее острое сед-
ло клапана. С верхней стороны пластины на нее действует давление
сжатого воздуха. На нижнюю сторону пластинки нажимает через
пружину перемещающийся шпиндель. До тех пор, пока сила давления
сжатого воздуха больше силы пружины, шлифованная пластинка при-
жимается к нижнему седлу клапана и сжатый воздух из коллектора
.через верхний клапан поступает в среднюю камеру, откуда идет
в пневматический цилиндр принудительного клапана. При нажатии
кулачка диска на ролик рычага последний приподнимает втулку
шпинделя, сжимает пружину, при этом пластинка быстро закроет
верхний клапан и откроет нижний. Пространство пневматического ци-
линдра теперь будет разобщено с коллектором сжатого воздуха и со-
едино с выхлопной линией. Как только ролик сойдет с кулачка диска,
давление сжатого воздуха заставит пластинку открыть верхний кла-
пан и закрыть нижний.
3-12. ПРИНУДИТЕЛЬНЫЕ И АВТОМАТИЧЕСКИЕ КЛАПАНЫ
а) Принудительные клапаны
В установках с регенераторами применяют двухседельные при-
нудительные клапаны с пневматическим приводом. На рис. 3-38 пока-
зана конструкция воздушного принудительного клапана для азотных
регенераторов. В корпусе принудительного клапана запрессовываются
две бронзовых втулки, являющиеся седлами клапанов. Двухседель-
ный клапан укрепляется с помощью установочных винтов на шпинде-
ле. С одной стороны клапана расположен пневматический цилиндр
с поршнем, а с другой стороны — демпфер для смягчения посадки кла-
пана. Поршень пневматического цилиндра и поршень демпфера укреп-
ляются на концах шпинделя клапана. Поступающий с той или дру-
гой стороны поршня сжатый воздух заставляет его открывать или за-
крывать двухседельный клапан.
б) Автоматические клапаны
Автоматические клапаны располагаются на холодном конце ре-
генераторов и работают при весьма низких температурах — порядка
96° К '(—178°С). Эти условия, а также возможность попадания льда
и твердой углекислоты предъявляют серьезные требования к автома-
тическим клапанам с точки зрения конструкции и материала для кла-
панов.
Обычно применяют однотипные клапаны из дюралюминия диа-
метром 140 мм как для воздушных, так азотных и кислородных клапа-
нов, изменяя только их число в зависимости от назначения. На
рис. 3-39а и 3-396 изображены автоматические клапаны для кислород-
ных регенераторов.
В клапанной коробке расположены один воздушный и три кисло-
родных автоматических клапана. Клапанная коробка присоединяется
к нижней камере, укрепленной на холодном конце регенератора. Такая
конструкция принята в целях улучшения обслуживания автоматиче-
ских клапанов. Автоматические клапаны с седлом присоединяются
к верхней плите с помощью шпилек. Седло клапана изготовляется из
бронзы, а сам клапан, как было указано выше, изготовляется из дюр-
алюминия, который не теряет своих механических свойств и ударной
вязкости при глубоких температурах. Сам клапан делается плоским
§ 3-12]
Принудительные и автоматические клапаны
171
Рис. 3-38. Конструкция принудительного воздушного клапана.
с двумя перепендикулярными .ребрами с наружной стороны, которые,
придавая клапану жесткость, позволяют поворачивать его с помощью
специального ключа с прорезами. Такое приспособление предусмотре-
но для воздушного автоматического клапана. Шпиндель ключа прохо-
дит через специальный сальник, расположенный внизу. Для повора-
чивания автоматических кислородных клапанов предусмотрен также
специальный ключ с прорезом, как видно из рисунка.
При прохождении сверху вниз через кислородный регенератор
сжатого воздуха давлением р = 5,5 ата воздушный автоматический кла-
пан открывается, а три кислородных автоматических клапана остают-
Рис. 3-39а. Автоматический клапан кислородного регенератора.
Рис. 3-396. Автоматический клапан кислородного
регенератора.
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники [гл.
§ 3-13]
Регенераторы-рекуператоры.
173
ся закрытыми. При изменении потоков газа, когда через регенератор
будет проходить в обратном направлении снизу вверх кислород дав-
лением р=1,2 ата, откроются кислородные автоматические клапаны,
а воздушный автоматический клапан закроется.
3-13. РЕГЕНЕРАТОРЫ-РЕКУПЕРАТОРЫ
В последние годы в кислородных установках стали применяться
специальные теплообменные аппараты, в которых сочетаются два ви-
да теплообмена: одна часть тепла передается через теплопередающую
поверхность из одной секции в другую, как в обычном теплообменни-
ке, другая часть тепла передается от насадки к газу или от газа к на-
Рис. 3-40. Регенераторы-рекуператоры для транспортных установок низкого
давления.
садке, как в регенераторах. Такие аппараты называются регенерато-
рами-рекуператорами и служат также для очистки воздуха от Н2О и
СО2 путем их вымораживания и последующего удаления обратным
потоком. В этих теплобменных аппаратах возможно создание темпе-
ратурного режима, обеспечивающего непрерывную работу без заби-
ваемости их твердыми частицами двуокиси углерода или льда воды
(см. гл. 5, Методы для обеспечения невамерзаемости регенераторов).
На рис. 3-40 изображен регенератор-рекуператор, предложенный
Коллинсом и применяемый в транспортных кислородных установках
низкого давления производительностью 30 м3 кислорода в час.
174
Блок, глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
Регенератор-рекуператор состоит из четырех труб, концентриче-
ски расположенных одна в другой. Между стенками труб винтообраз-
но навивается кольцевая медная лента. Припаянная к стенкам тру-
бок лента образует ребристые поверхности, обеспечивающие эффек-
тивный теплообмен между секциями, и создает теплоемкую массу —
насадку, обспечивающую регенеративный теплообмен.
В двух наружных кольцевых каналах попеременно проходят азот
и воздух, через третий кольцевой канал проходит постоянно в одном
направлении кислород.
Через центральную трубу проходит азот или воздух, используе-
мый для дополнительного охлаждения насадки, в результате чего
уменьшается разность температур между теплообменивающимися га-
Рис. 3-41. Отдельный элемент регенераторов-рекупе-
раторов крупных кислородных установок.
зами. Этот поток газа, проходящий через центральную трубу, называ-
ется петлевым и обеспечивает незамерзаемость аппарата.
Через одну секцию (кольцевые каналы, по которым движется
азот или воздух) с размерами, указанными на рис. 3-40, можно про-
пускать 40 л<3 воздуха в час.
Для крупных установок применяются регенераторы-рекуператоры
(рис. 3-41), состоящие из отдельных элементов, с помощью которых
создаются три канала: один—расположенный снаружи трубы диамет-
ром 100 мм, второй — в кольцевом пространстве между трубами диамет-
ром 100 и диаметром 50 мм и третий — внутренняя труба диамет-
ром 50 мм. Два наружных канала заполняются тонкими пластинами,
образующими насадку. Каждая пластина имеет множество радиаль-
ных просечек, поверхность пластин между просечками повернута на
90° для обеспечения свободного прохода теплообменивающихся газов.
Пластины припаяны к внутренней и наружной трубам. Отдельные
шестигранные элементы собираются вместе и заключаются в общий
кожух. Трубы как наружные, так и внутренние коллектируются.
Воздух и азот (или кислород) проходят попеременно в межтруб-
ном шестигранном пространстве и в кольцевом зазоре между труба-
ми. Центральные трубы используются для создания петлевого потока.
§ 3-14]
Ректификационные колонны
175
3-14. РЕКТИФИКАЦИОННЫЕ КОЛОННЫ
Ректификационные колонны являются наиболее ответственной
частью блока глубокого охлаждения. Количество ректификационных
колонн в блоке глубокого охлаждения, режим их работы и, следова-
тельно, конструктивные решения колонн в первую очередь опреде-
ляются особенностями технологической схема процесса разделения,
производительностью установки и требованиями к получаемым про-
дуктам. .
Так, например, в кислородных установках обычно применяется
одна колонна двукратной ректификации, состоящая из нижней колон-
ны, работающей при давлении 5—6 ата, и верхней колонны, давление
в которой равно 1,3—1,5 ата, или же колонна однократной ректифи-
кации, работающая при давлении 1,3—1,5 ата.
В установках разделения газов пиролиза, как правило, имеется
три и более колонн, в том числе метановая колонна, работающая при
давлениях 30—40 ата, этановая, давление в которой равно 20—22 ата,
и этиленовая, работающая при давлении 4—6 ата.
РЕКТИФИКАЦИОННЫЕ КОЛОННЫ КИСЛОРОДНЫХ УСТАНОВОК
В небольших кислородных установках применяются колонны
однократной ректификации, в которых уходящий из верхней части ко-
лонньи азот практически содержит от 9 до 11% кислорода, т. е. теря-
ется около 40—50% всего кислорода, содержавшегося в воздухе. Ко-
эффициент извлечения кислорода в колоннах однократной ректифика-
ции составляет 50—60%.
В крупных установках применяется двукратная ректификация,
которая дает возможность значительно понизить содержание О2 в азо-
те и тем самым увеличить коэффициент извлечения кислорода из воз-
духа.
В зависимости от выхода кислорода, содержание его в уходя-
щем азоте колеблется в пределах от 1 до 4%. Выход кислорода в за-
висимости от концентрации кислорода и азота приведен в табл. 3-4.
Таблица 3-4
Содержание Оа, % Выход О2 на 100 л» воздуха
в полученном кислороде в уходящем азоте
97,0 98,0 98,5 99,0 99,5 99,7 0,5 1,5 2,0 2,5 3,0 4,0 21,1 м3 на 14% больше, чем при получении 99,5*4 О, 20,1 . . 9/. » „ . « 99,5•/. О, 19,6 . . 6% » . . 99,5% О, 19,1 . . 3% . . . . 99,5»/. О, 18,5 . . 0% . . . » 99,5>/о О2 17,6 . „ 5>/. меньше » » » 99,5% О2
При получении 99% Ог коэффициент извлечения кислорода в ко-
лоннах двукратной ректификации колеблется в пределах 84—91% от
всего количества кислорода, содержащегося в воздухе.
В случае, если разделительная колонна предназначена для полу-
чения чистого азота, как, например, для заводов синтетического ам-
миака, кислород -получается чистотой 92—94% в количестве до 23%.
Для получения чистого кислорода и* азота прибегают к отбору 8—
10% газа (так называемой аргонной фракции) из верхней колонны;
176
Блок, глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[гл. 3
при ©тих условиях удается получить азот чистотой 99,9% с коэффи-
циентом извлечения 0,9—0,92 и 99,5%, кислород с коэффициентом
извлечения 0,7—0,72.
КОЛОННА ДВУКРАТНОЙ РЕКТИФИКАЦИИ УСТАНОВКИ КГ-ЗОО-М
На рис. 3-42 изображен блок разделения кислородной уста-
новки КГ-ЗОО-М производительностью 300 м3 кислорода в час. Внутри
блока разделения расположены ректификационная колонна двукрат-
Рис. 3-42. Блок разделения кислородной установки КГ-ЗОО-М.
/—верхняя колонна; 2 — нижняя колонна; 3—конденсатор; 4 — переохладитель жидкости; 5—тепло-
обменник; адсорберы; 7—детандерные фильтры. 8~азотные регенераторы
ной ректификации, теплообменник, регенераторы', переохладитель
жидкости, адсорберы.
Колонна двукратной ректификации состоит из колонны низкого
давления, конденсатора-испарителя и колонны высокого давления.
Нижняя колонна высокого давления (|рис. 3-43) работает
при давлении 4,5—5 ати. Колонна состоит из латунного сварного кор-
пуса, верхняя часть которого представляет собой кольцеобразную ча-
§ 3-14]
Ректификационные колонны
177
Л указателю урейня
Рис. 3-43. Нижняя ректификационная ко-
лонна.
1 — корпус колонны; 2—внутренняя часть колон*
ны; 3 — ректификационная тарелка; 4— кольцевая
чаша; 5—куб колонны; 6 и 7—патрубки;
8 — кольцо; 9 — сухарь; 10—болт.
Рис. 3-44. Верхняя ректифи-
кационная колонна.
/ — кожух колонны; 2 —цен-
тральная труба; 3—крышка с
отбойником; ’ 4—компенсатор;
5—ректификационная тарелка;
обечайка; 7—кольцо уста-
новочное.
шу с фланцем, к которому крепится конденсатор-испаритель. Внутрен-
ний латунный цилиндр состоит из нескольких обечаек с ректификаци-
онными тарелками. Тарелки — ситчатые, кольцевые, с расстоянием
между ними 90 мм, число тарелок 24.
Кольцевое пространство между чашей наружного корпуса и
внутренним цилиндром представляет собой сборник (так называемые
азотные карманы) для жидкого азота, конденсирующегося в конден-
саторе-испарителе, расположенном между нижней и верхней колон-
нами. Внутренний цилиндр уплотняется в верхней части корпуса при
помощи медного кольца, сухарей и нажимных болтов.
12 Ь. Я. Герш.
178
Блок, глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[ гл. 3
Верхняя колонна низкого давления (рис. 3-44) устанав-
ливается на верхнем фланце конденсатора, причем для выравнивания
колонны строго по вертикали имеется специальное приспособление,
состоящее из кольца с натяжными (установочными) шпильками.
В верхней колонне имеется 36 кольцевых тарелок, из которых
24 в отгонной секции, а 12—в концентрационной.
Кубовая жидкость, обогащенная кислородом, через дроссельный
вентиль подается на 24-ю тарелку, а жидкий азот из азотного сбор-
Рис. 3-45. Кольцевая ситчатая тарелка.
Рис. 3-46. Схема
движения жидко-
сти на кольцевой
тарелке.
Рис. 3-47. Сливное устройство для
кольцевых тарелок (развертка).
ника проходит через переохладитель жидкости и через дроссельный
вентиль подается в верхнюю часть колонны».
Для предотвращения уноса капелек жидкости вместе с азотом
в верхней части колонны имеется отбойник.
Верхняя часть колонны после 26-й тарелки заключена в стальной
кожух для удобства (перевозки и монтажа аппарата.
На рис. 3-45 показана конструкция кольцевой ситчатой тарелки. Эти
тарелки являются наиболее эффективными и широко применяются
в кислородных установках.
Кольцевые ситчатые тарелки укрепляются между по-
лым внутренним стаканом и наружной цилиндрической обечайкой.
Сливные трубы представляют в сечении часть кругового сектора. Слив-
ное устройство выполнено таким образом, что одна из его сторон раз-
§ 3-14]
Ректификационные колонны
179
й трубы. На
Рис. 3-48. Крепле-
ние ситчатых та-
релок.
/—обечайка; 2—мед-
ные трубки; 3—сит-
чатая тарелка.
деляет пространство колонны между тарелками на две части и стекаю-
щая жидкость может двигаться лишь в одном направлении. Жидкость,
двигаясь по окружности, доходит до следующей сливной трубы,
расположенной по другую сторону предыдущей сл
рис. 3-46 показано схематически движение жидкости
на тарелках. Неравномерное распределение жидкости
на кольцевой тарелке приводит к тому, что послед-
няя уступает по своей эффективности ректификацион-
ным тарелкам, с регулированием потока жидкости на
тарелке.
Сита обычно изготовляются из латунных листов
толщиной 6=0,7—0,8 мм. Отверстия в ситах делают
диаметром 0,8—0,9 мм с шагом /=3,25 мм.
На рис. 3-47 показано сливное устройство для
кольцевых тарелок в развернутом виде.
На рис. 3-48 показан узел крепления ситчатых
тарелок к обечайке. На обечайке толщиной 1,5 мм
делается накатка. Диаметр ситчатой тарелки берется
примерно на 2—3 мм меньше внутреннего диаметра
обечайки. Крепление производится при помощи двух
из слегка обжатых медных трубок размером 7X0,4 мм. Нижнее кольцо
припаивается к обечайке, после чего на него кладутся ситчатая тарел-
ка и сверху второе кольцо, которое припаивается к обечайке и к та-
релке.
разрезных колец
Рис. 3-49. Конденсатор-испаритель для установки
КГ-300-М.
/—-трубная решетка нижняя; 2—трубная решетка верхняя;
3 — корпус; 4— крышка; 5— штуцер; 6—труба; 7—лапка;
8— колпак; 9—цилиндрический кожух; 10—трубка.
12*
180
Блок, глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[гл. 3
Газообразный
азот
Рис. 3-50. Переохладитель жидкого азота.
Конденсатор - испаритель
является составной частью колонны
двукратной ректификации.
Поднимающиеся пары азота, кон-
денсируясь в трубках конденсатора,
передают тепло жидкому кислороду,
кипящему в межтрубном пространстве.
На рис. 3-49 изображен конденса-
тор-испаритель. Аппарат состоит из
3 006 трубок, диаметром 8X0,5 лъи,
длиной Z=735 jwjt, которые крепятся на
пайке в латунных трубных решетках
1 и 2. Крышка конденсатора 4 при
помощи фланца крепится болтами
Рис. 3-51. Комбинированный фильтр-
адсорбер.
/ — корпус; 2—силикагель; 3—керамиче-
ский цилиндр (стакан); 4—крышка; 5—пру-
жина; 6—опорное кольцо; 7—прокладка;
8 — сетка; Р—фланец; /0—крышка.
-
к верхней трубной решетке.
В крышке имеется труба 6 для периодической продувки и отво-
да накапливающейся под крышкой неоно-гелиевой смеси. Во избежа-
ние попадания азота через фланцевое соединение в кислород к трубной
решетке припаивается кольцевая обечайка, которая также припаивает-
ся к крышке. В верхней части образовавшегося замкнутого кольцевого
пространства имеется трубка 10, через которую может отводиться
азот в случае неплотности фланцевого соединения.
Для лучшей циркуляции кипящего жидкого кислорода трубки кон-
§3-15]
Конструкции разделительных колонн
181
денсатора заключены в медный цилиндр 9, который крепится с по-
мощью трех лапок 7.
Отвод газообразного кислорода производится через штуцер 5,
вверху которого укреплен колпак 8 для предотвращения попадания
жидкого кислорода.
Переохладитель жидкого азота устанавливается с целью
уменьшения количества паров, образующихся при дросселировании
жидкого азота, подаваемого на орошение в верхнюю колонну, что
улучшает процесс ректификации.
Переохладитель жидкого азота (рис. 3-50) представляет собой
односекционный витой теплообменник, внутри трубок движется жидкий
азот, в междутрубном пространстве — газообразный азот.
Фильтры и адсорберы устанавливаются в блоке разделе-
ния, для того чтобы обеспечить надежную и безопасную работу ректи-
фикационной колонны.
При длительной работе установки в кубовой жидкости накапли-
вается двуокись углерода и ацетилен. Во избежание попадания этих
примесей в верхнюю ректификационную колонну, перед дроссельным
вентилем устанавливают керамические фильтры для очистки кубовой
жидкости от твердых частиц двуокиси углерода и адсорберы, заполнен-
ные силикагелем, для очистки от ацетилена.
На рис. 3-51 изображен комбинированный фильтр-адсорбер для
очистки воздуха от СО2 и С2Н2.
Жидкий воздух входит в нижнюю часть фильтра, проходит через
керамический цилиндр и далее через слой адсорбента-силикагеля, ко-
торый поглощает ацетилен. Верхний керамический цилиндр (стакан)
предназначается для улавливания пыли силикагеля.
3-15. КОНСТРУКЦИИ РАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ КОЛОНН
Разделительные колонны, изготовляемые отечественными заводами
и за рубежом, отличаются конструктивным оформлением отдельных
узлов и деталей: ректификационных тарелок, конденсаторов-испарите-
лей, змеевиков куба колонны и т. д.
Наиболее ответственной деталью разделительной колонны являет-
ся ректификационная тарелка.
а) Ректификационные тарелки
В колоннах отечественных конструкций обычно применяются сит-
чатые тарелки.
Отличительная их особенность — простота конструкции и изготовле-
ния, относительно высокий коэффициент обогащения. Диаметр отвер-
стий в сите составляет 0,8 мм, шаг между отверстиями ^=3,25 мм.
Наиболее эффективными являются кольцевые ситчатые тарелки.
На рис. 3-52 показана конструкция кольцевой ситчатой тарелки
с профилированным сливным устройством для кислородной установки
КТ-3600.
Существенное значение для надежной работы ректификационной
тарелки имеет конструкция сливного устройства.
Профилированное сливное устройство позволяет жидкости равно-
мерно сливаться с верхней тарелки на нижележащую. Для аппаратов
небольшой производительности делается прямой слив (рис. 3-45). Ряд
зарубежных фирм для разделения воздуха применяет колпачковые та-
релки, считая их более надежными. Колпачковые тарелки действитель-
182
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
(гл. 3
но имеют некоторые преимущества по сравнению с ситчатыми: они не-
чувствительны к изменению давления, а в случае кратковременного пе-
рерыва и нарушения режима позволяют очень 'быстро наладить работу
колонны и установить нормальный режим. Кроме того, колпачковые та-
релки не требуют такой тщательной горизонтальной установки, как сит-
чатые.
Однако коэффициент обогащения в колпачковой тарелке меньше,
чем в ситчатой. Ситчатые тарелки значительно проще в конструктив-
ном отношении и стоят дешевле. В СССР изготовляют колонны для раз-
деления воздуха исключительно с ситчатыми тарелками.
На рис. 3-53 показана колпачковая ректификационная тарелка
американской кислородной установки «Сюпериор 100». На ректифика-
Рис. 3-52. Ситчатая тарелка для
кислородной установки КТ-3690.
ционных тарелках в зависимости от
размеров колонн бывает несколько
сот колпачков.
На рис. 3-54 изображена тарелка
Кюни-Клода. Основная часть тарел-
ки плато 1 состоит из навитой очень
тонкой гофрированной ленты шири-
ной 4 мм. Получается ситчатая по-
верхность с очень большим количе-
ством мелких отверстий. Плато зажа-
то между внешним кольцевым угол-
ком 3 и внутренним 4 у сливной
трубы.
Кроме того, плато сверху и снизу
зажимается планками 2 с помощью
шурупов 5 и 6.
В центре тарелки расположена
сливная труба 7, нижний конец кото-
рой входит в специальный приемник 8.
В верхней части этого приемника рас-
положены шесть распределительных
жидкостных трубок 9. Таким образом,
в нижней части приемника получается
гидравлический затвор, препятствую-
щий проходу поднимающихся паров
через сливную трубу.
Для распределения жидкости, стекающей через трубки 9, имеется
приемный желобок 10. Слив жидкости на тарелку происходит через от-
верстия диаметром 3 мм, просверленные в дне этого желобка. Эти та-
релки плотно вставляются в кожух колонны, причем опираются не-
посредственно друг на друга через специальные дистанционные болты,
фиксирующие расстояние между тарелками 100 мм.
Размеры тарелки на рис. 3-54 относятся к разделительной колонне,
перерабатывающей 800 м3 воздуха в час.
Тарелки Кюни-КлОда весьма сложньи, существенных преимуществ
перед ситчатыми кольцевыми тарелками не имеют.
В крупных установках технологического кислорода БР-1 применя-
ются ситчатые кольцевые тарелки с двумя переливными карманами.
На рис. 3-55 показана ректификационная тарелка верхней колонны
установки БР-1 диаметром 3 200 мм. Тарелка состоит из 16 секторов;
жидкость течет двумя потоками, каждый поток движется по половине
кольца.
Диаметр отверстий 0,9 мм, шаг £=3,25 мм, 'высота порога для пе-
релива жидкости в карман 10 мм.
§ 3-15]
Конструкции разделительных колонн
183
Рис. 3-53. Колпачковая тарелка.
Рис. 3-54. Ректификационная тарелка Кюни-Клода.
/ — плато; 2—ребро жесткости; 3—наружный уголок; 4—внут-
ренний уголок; 5 и 6 —зажимные шурупы; 7 — сливная труба;
8— приемник жидкости; 9 — распределительные трубы;
10— приемный желобок.
184
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
[гл. 3
б) Конденсаторы-испарители
Существует -много различных типов конденсаторов-испарителей.
В крупных кислородных установках ставят два конденсатора — ос-
новной конденсатор и дополнительный; такое деление (всей поверхности
конденсатора на две части исключает возможность накопления ацети-
лена в основном конденсаторе.
Разрез по Н
Рис. 3-55. Двухсливная ситчатая тарелка для установки БР-1.
/ — внутреннее кольцо; 2—наружное кольцо; 3—сектор с отверстиями; 4— карман
переливной; 5—перегородка.
На рис. 3-56 изображена конструкция основного конденсатера
установки, перерабатывающей 6 800 /и3 воздуха в час.
Конденсатор состоит из 6 973 медных трубок диаметром 6X0,5 мм
и длиной 1 375 мм. Нижняя и верхняя трубные решетки изготовляют-
ся из дельта-металла. К крышке конденсатора, изготовленной также
из дельта-металла, присоединяется труба для отвода части азота в до-
бавочный конденсатор. В крышке конденсатора имеется небольшая
трубка 8 для периодической продувки и отвода накапливающейся не-
оно-гелиевой смеси. Кожух конденсатора состоит из двух обечаек 5.
В нижней части расположены трубки для периодического слива кис-
лорода с большим содержанием в нем ацетилена.
Добавочный конденсатор (рис. 3-57) состоит из 3006 медных трубок
Рис. 3-56. Конструкция основного конденсатора азотной установки»
перерабатывающей 6800 м1 воздуха в час.
/—нижняя решетка; 2—верхняя решетка; 5—крышка; 4—медные трубки диаметром
6x0,5 мм; 5—обечайки; б—труба для выхода азота; 7—трубка для спуска жидкого^О»;
5—трубка для продувки неоно-гелиевой смеси.
Рис. 3-57. Добавочный конденсатор,
/—нижняя решетка; 2—верхняя решетка; 5—крышка;
4—сборник азота.
§ 3-15] Конструкции разделительных колонн
00
Сл
186
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники
(гл. 3
Рис. 3-58. Конденсатор-испаритель установки КТ-1 ООО.
/—нижняя трубная решетка; 2—верхняя трубная решетка; 3— трубки диаметром 8 х 0,5;
4—корпус; 5— крышка; 6— трубка;
длиной 720 мм, закрепленных между нижней и верхней решетками.
В нижнем сосуде расположен сборник 4 для жидкого азота, который
идет в верхнюю часть колонны низкого давления на -орошение.
Нагрузка добавочного конденсатора
вполне определенная; в нем обычно испа-
ряется лишь часть кислорода, которая яв-
ляется конечным продуктом и выводится
из установки. В настоящее время вынос-
ные конденсаторы (выполняются в виде
витых трубчатых аппаратов.
На рис. 3-58 изображен конденсатор-
испаритель установки КТ-ЮОО.
Тепловая нагрузка на конденсатор
300000 ккал[ч, ‘поверхность теплообмена
220 /и2 (по среднему диаметру трубок),
температурный напор 2—3° С.
Кислород, стекающий с нижней та-
релки верхней колонны, кипит в меж-
трубном пространстве -при давлении
р —0,7 ати.
Азот конденсируется в трубках при
Рис. 3-59. Схема конструкции давлении р=16 ати.
„обращенного* конденсатора. Азот, проходящий через уплотнения
между верхней трубной решеткой и
крышкой, попадает в кольцевую камеру и отводится по трубке 6
(узел А).
На рис. 3-59 дана схема конструкции «обращенного» конденсато-
ра. В этом аппарате кипение жидкого кислорода происходит в труб-
ках, а конденсация азота — в межтрубном пространстве. Отличитель-
ной особенностью «обращенного» конденсатора-испарителя является
§ 3-16]
Горизонтальный центробежный ректификатор
187
то, что жидкий кислород непрерывно циркулирует в трубках, в ре-
зультате чего имеется возможность строить аппарат с длинными труб-
ками, с полным использованием поверхности трубок для теплообмена.
В крупных кислородных установках БР-1 производительностью
12 500 л3 кислорода в час 'Применяются «обращенные» конденсаторы
(см. гл. 6, рис. 6-27).
3-16. ГОРИЗОНТАЛЬНЫЙ ЦЕНТРОБЕЖНЫЙ РЕКТИФИКАТОР
В лаборатории глубокого холода МВТУ имени Баумана
А. М. Архаровым был сконструирован и исследован центробежный
ректификатор для разделения воздуха. Такой ректификатор необходим
для различных транспортных кислородных установок, работающих во
время передвижения. Известно, что обычные колонны не пригодны
для этих целей, так как при наклонах и качке процесс разделения на-
рушается. Ректификатор был построен на производительность до
14 кг кислорода в час, чистотой 99,2—99,5%. Аппарат весьма наде-
жен .в работе и обеспечивает четкое разделение. Установлено, что цен-
тробежный ректификатор .может работать в наклонном положении до
углов в 70°, три этом несколько улучшается чистота получаемого кисло-
рода. Аппарат не чувствителен к качке и 'вибрации. Так как ректифици-
рующей поверхностью удерживается ничтожно 'малое количество жидко-
сти, это обеспечивает быстрый запуск установки (толщина пленки со-
ставляет 0,15—0,3 мм). Гидравлическое сопротивление (ректификатора
меньше, ч&м колонн с ситчатыми и колпачковыми тарелками. Габарит-
ные размеры блока разделения при использовании ректификатора
значительно уменьшаются, особенно по высоте.
Ректификатор изображен на рис. 3-60. Дюралюминиевый ротор 1
вращается в графитовых подшипниках 13. Правый подшипник фикси-
рует осевой люфт, который составляет 0,4 мм. Ротор приводится во
вращение через вал 7 и карданный валик от маховика 9. Такая кон-
струкция обеспечивает удовлетворительную работу при низких тем-
пературах. На роторе закрепляется ректифицирующая кассета 5 с по-
мощью нажимной гайки 17.
Жидкий воздух подается в центр ротора по трубке 4 через авто-
матический дроссельный вентиль 16, попадает в желободержатель
и под действием центробежной силы поступает на спираль, по которой
движется тонким слоем к периферии. Пройдя спираль, жидкий кис-
лород направляется в испаритель. Пар Ог из испарителя движется на-
встречу жидкости от периферии к центру ротора, достигнув центра
ротора, пары азота отводятся через сепаратор 6. Таким образом, во вра-
щающемся спиральном канале осуществляется встречное движение
жидкой и паровой фаз, стремящихся прийти в равновесное состояние,
в результате происходит разделение воздуха и кислород в качестве
продукта отводится из испарителя.
Уплотнение кислородной секции состоит из сильфона 11, к кото-
рому припаяно кольцо, трущееся по графитовому вкладышу 12, на-
правляющей втулки с мембраной 10 и дружины.
В ректификаторе предусмотрена также возможность подачи на
разделение части детандерного воздуха. Для этого детандерный воз-
дух подается через радиальные сверления в роторе на нужный радиус
спирали. Корпус и торцовые крышки выполнены из дюралюминия.
Общий вес .ректификатора в собранном виде 17 кг. Диаметр корпуса
300 мм. При числе оборотов ротора 1 200—1 300 об/мин потребляемая
электродвигателем постоянного тока мощность составляет 180 вт.
Метод расчета ректификатора изложен в гл. 5.
Рис. 3-60. Горизонтальный центробежный ректификатор.
/—ротор; 2—крышка левая; 5— корпус; 4— трубка подачи жидкого воздуха; 5 — ректифицирующая кассета; 6 — сепаратор; 7—валик; 5—карданный
валцк; 0—-маховик;/0—мембрана; // — сильфон; 12 — графитовый вкладыш; 13—графитовый подшицник; 14— крышка правая; г/5 —лаца; 16—дроссель;
/7—нажимная гайка. " г
Блок глубокого охлаждения. Аппаратура. Теплообменники [гл. 5
§ 4-1]
Введение
189
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ОСНОВЫ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ В АППАРАТАХ
ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
4-1. ВВЕДЕНИЕ
Процессьи, происходящие в установках глубокого охлаждения, свя-
заны с передачей тепла от одного теплоносителя к другому. Одним
из основных элементов установок является теплообменник, с помощью
которого осуществляются рекуперация холода и получение весьма
низких температур. В некоторых теплообменных аппаратах, помимо
рекуперации, происходят процессьи испарения и конденсации отдель-
ных компонентов газовых смесей.
Расчеты теплопередачи основаны на научно разработанных тео-
риях, базирующихся на значительном числе экспериментальных работ.
Формулы, выведенные для расчета аппаратов, работающих в области
высоких температур, могут быть применены и для расчета аппаратов
глубокого охлаждения.
При тепловых расчетах аппаратов глубокого охлаждения, за ис-
ключением сосудов Дьюара, учитывают теплопроводность и конвек-
цию, а радиацией пренебрегают, поскольку значение ее ничтожно
в сравнении с другими видами теплопередачи.
В основу теории теплопроводности положена гипотеза Фурье, со-
гласно которой элементарное количество тепла dQ, проходящее через
элемент изотермической поверхности какого-либо тела df за промежу-
ток времени dz, пропорционально относительному падению темпера-
туры по направлению нормали к выбранному элементу изотермической
поверхности:
dQ=*-i£dfdz, (4-1)
где Л— коэффициент теплопроводности тела, ккал/М'Ч-° С;
—температурный градиент (относительное падение температуры
п по направлению и), °С/м;
df — элементарная площадка, м2',
dz — промежуток времени, ч.
Коэффициент теплопроводности Я является физической константой
и зависит от состояния и свойств тела.
Знак минус в правой части равенства поставлен ввиду того, что
температура тела падает в направлении движения тепла, величина
отрицательная, а количество тепла dQ должно быть положитель-
ной величиной.
Количество тепла, передаваемое путем конвекции от потока
жидкости или газа к твердому телу, определяется формулой Ньютона
dQ = a(t — b)dfdz, (4-2)
где t — температура теплоносителя, °C;
О — температура поверхности стенки, 0 С;
df — элемент граничной поверхности, м2-,
dz — промежуток времени, ч;
а — коэффициент теплоотдачи, ккал!м,2-ч-°С..
190
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
4-2. ТЕПЛОПЕРЕДАЧА ЧЕРЕЗ ПЛОСКУЮ, ЦИЛИНДРИЧЕСКУЮ
И СФЕРИЧЕСКУЮ СТЕНКИ
При установившемся процессе теплообмена между двумя средами
через плоскую стенку количество передаваемого тепла на основании
уравнений (4-1) и (4-2) может быть выражено следующими уравнениями
(рис. 4-1):
Q = aiF (/,-&,); (4-3)
Q = (4-4>
Q = a2F(&2-/2), (4-5}
где Q — количество передаваемого тепла, ккал!*',
at — коэффициент теплоотдачи от теплой среды к стенке,
ккал/м2-ч-° С;
а2— коэффициент теплоотдачи от стенки к холодной среде,.
ккал/м2- ч-° С;
Я — коэффициент теплопроводности стенки, ккал[м-ч-0 С;
3 — толщина стенки, м\
F— поверхность теплообмена, м2',
tt и t3 — температуры теплой и холодной среды, ° С;
и — температуры поверхности стенок, °C.
Из уравнений (4-3)—(4-5) следует:
Q = kF (tj — /2) [ккал/ч], (4-6}
где k — коэффициент теплопередачи:
k = -j---j— [ккал/м2 • ч •0 С]. (4-7}
at + A "I" а2
Коэффициент теплопередачи, как видно из уравнения (4-7), зависит
от отдельных коэффициентов теплоотдачи а, и а2, а также от тепло-
проводности стенки I и ее толщины 6.
В установках глубокого охлаждения аппаратура, за исключением
предварительных и аммиачных теплообменников, изготовляется обычно'
из меди толщиной 1—1,5 мм, и поэтому величина — является
весьма небольшой по сравнению с коэффициентами — и —, и ею-
а1 «2
можно пренебречь. Тогда коэффициент теплопередачи рассчитывают
по формуле
k — -j——у- {ккал/м2• ч•0 С]. (4-8)'
ai “г
Передача тепла через цилиндрическую стенку отличается от
теплообмена через плоскую стенку тем, что теплопроводящая поверх-
ность увеличивается от внутреннего диаметра к наружному.
При установившемся тепловом потоке через цилиндрическую по-
верхность с радиусом г длиной 1 м в единицу времени количество-
переданного тепла по формуле (4-1) будет:
Q = -2^r-^. (4-9}
§4-2] Теплопередача через плоскую цилиндрическую и сферическую стенки 191
Рис. 4-1. Теплопередача
через плоскую стенку.
Рис. 4-2. Теплопередача через
цилиндрическую стенку.
Проинтегрировав это выражение (рис. 4-2), имеем:
(«о>
т. е. температура изменяется по направлению радиуса по закону лога-
рифмической кривой.
Исходя из уравнения (4-2), получим:
Q=a12*rI(f1 —(4-11)
(4-12)
Исключая и &2 из уравнений (4-10) — (4-12), получим количество
тепла, передаваемое через 1 пог. м трубы:
Q=-—2fU1~J2) —. (4-13)
77+4- 1п-4+г7
Для тонкостенных трубок можно принять:
In (4-14)
'1 Г1
где 8 — толщина стенки, тогда формула (4-13) примет вид:
<4-15>
—ч——
a1r1 Лгг a2r2
Если измерение теплопередающей поверхности производится по
наружной поверхности F2, то
q = t = kF2(t2 - t2). (4-16)
a, г, "1” К ’ rt "1” a2
192
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
Коэффициент теплопередачи
(4-17)
at г, Л г, аг
Если измерение теплопередающей поверхности производится по
внутренней поверхности Flt то получим:
При тонких стенках и хорошо теплопроводных материалах без
значительной погрешности можно пользоваться вместо формул (4-17)
и (4-18) более простой формулой теплопередачи через плоскую стенку.
При этом необходимо иметь в виду, что теплопередающая поверхность
может быть вычислена, исходя из расчетного радиуса, который опре-
деляется по формуле
airi аггг
Количество тепла, передаваемое через сферическую стенку, опре-
деляется следующим выражением:
<? = 1 . ."Л"'’1! U ’ <4'20)
в1</2 + 2Х^1
где и da— внутренний и наружный диаметры сферы.
4-3. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ
ПРИ ТУРБУЛЕНТНОМ ДВИЖЕНИИ
Теплообмен между жидкостью и стенкой представляет собой
весьма сложное явление, зависящее от состояния жидкости (капель-
ные жидкости и газы), ее физических параметров, от геометрических
размеров и температуры поверхности, от характера движения, в част-
ности от скорости w.
Точное аналитическое решение уравнений, описывающих процесс
теплообмена, для подавляющего большинства практических задач яв-
ляется невозможным. В связи с этим эксперимент является основным
способом получения требуемых для расчетов количественных со-
отношений. Так как эксперименты охватывают единичные явления,
возникает необходимость обобщения результатов экспериментов в та-
кой форме, которая позволила бы распространить эти результаты на
более широкий круг явлений. Эта задача решается методом подобия,
который позволяет обобщить результаты отдельных опытов на все яв-
ления, подобные исследованному. Метод подобия также устанавливает
правила моделирования физических процессов, благодаря чему изуче-
ние этих процессов может проводиться не на промышленных образ-
цах, а на их моделях.
Не останавливаясь на теории иодобия, которая подробно осве-
щается в специальных курсах, следует отметить, что подобие процес-
сов теплообмена в различных условиях возможно' только при равен-
стве некоторых безразмерных комплексов, называемых критериями по-
§ 4-3] Основные уравнения теплопередачи при турбулентном движении
193
добия и характеризующих как собственно процесс теплообмена, так и
характер движения жидкости или газа, участвующих в процессе теп-
лообмена.
Одним из важнейших критериев подобия является критерий
Нуссельта
Nu = 4« (4-21)
где а — коэффициент теплоотдачи, ккал/м2-к-° С;
I — геометрический размер, м;
А— коэффициент теплопроводности, ккал\м-ч-а С,.
Для круглой трубы этот критерий имеет вид:
Nu = -yL (4-22)
Критерий Нуссельта характеризует связь между интенсивностью тепло
отдачи и температурным полем в пограничном слое потока.
Процессы теплообмена, связанные с принудительным движением
жидкости или газов, выражают посредством критериев Рейнольдса,
Прандтля и Пекле.
Критерий Рейнольдса
= (4-23)
и критерий Прандтля
Рг=-^-, (4-24)
где w — скорость, м/сек;
d — диаметр, м;
Y — удельный вес, кг/м2;
у. — вязкость, кг/сек-м2;
g — ускорение силы тяжести, м/сек2;
v — коэффициент кинематической вязкости;
v = -у- [м2/сек];
а — коэффициент температуропроводности:
[м2/сек]. (4-25)
Критерий Рейнольдса Re характеризует гидродинамический режим дви-
жения жидкости и является мерой соотношения сил инерции и моле-
кулярного трения.
Критерий Прандтля состоит из физических параметров и является
мерой подобия полей температур и скоростей в потоке.
Критерий подобия Пекле
Ре = ~ (4-26)
представляет собой произведение критериев Рейнольдса и Прандтля
и является мерой отношения молекулярного и конвективного перено-
са тепла в потоке.
Следует отметить, что направление теплового потока оказывает
влияние на величину коэффициента теплоотдачи, так как влечет за
собой переменность физических характеристик потока.
13 С. я. Герш.
194
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
Коэффициент теплоотдачи при продольном дви-
жении жидкости (газа) в трубе.
Экспериментальное изучение процесса теплообмена при турбу-
лентном потоке внутри прямой трубы неоднократно проводилось мно-
гими исследователями.
В этой связи необходимо указать на формулу Крауссольда \ ба-
зирующуюся на обширном экспериментальном материале. Она при-
годна для различных жидкостей в широком диапазоне изменения их
основных параметров.
Крауссольд в своей работе дает -связь между критериями подобия
в следующем виде:
Nu = 0,032Re°’8 Pr"1 (4-)~°’054. (4-27>
При относительной длине труб от 100 до 400 соответственные
значения j 0,054 = 0,78—0,72. Для технических расчетов принимают
среднее значение этого множителя равным 0,75. Тогда формула
Крауссольда упрощается:
Nu = 0,024 Re0’8 Pr'". (4-28>
Коэффициент zn, как было установлено опытным путем, зависит
от направления теплового потока, происходит ли нагревание или
охлаждение. С учетом влияния направления теплового потока формула
Крауссольда будет следующая:
а) для нагревания
Nu = 0,024Re°’8 • Pr0137; (4-29}
б) для охлаждения
Nu = 0,024 Re0,8 • Pr0’3 (4-30>
Формула Крауссольда справедлива при значениях Re >10 000 и
Рг от 0,7 до 2500.
Влияние направления теплового потока (нагревание, охлаждение)
в формуле Крауссольда учитывается критерием Прандтля: при нагре-
вании показатель степени п=0,37, а при охлаждении л=0,3. Таким1
образом, при нагревании жидкости коэффициент теплоотдачи выше,,
чем при охлаждении.
Для практических целей с достаточной степенью точности при
расчетах теплообменников в области глубоких температур можно ре-
комендовать формулу
Nu = 0,024 Re0,8 • Pr0133, (4-31)
при этом не учитывается влияние направления теплового потока (на-
гревание или охлаждение). Физические константы, входящие в урав-
нение (4-31), относятся к средней температуре жидкости.
На рис. 4-3 приведен график для определения величины критерия
Nu по формуле (4-31).
Пример. Определить коэффициент теплоотдачи для воздуха при следующих
условиях: диаметр трубки d = 50 мм, средняя скорость ад =12 м/сек, давление
воздуха р =1 ат, средняя температура воздуха t== 100° С.
1 Kraussold Н., Forschung, В. IV, 1938, № 1.
§ 4-3 ] Основные уравнения теплопередачи при турбулентном движении
195
Рейнольдса и Прандтля.
При этой температуре коэффициент теплопроводности воздуха
X = 0,0263 ккал/м-ч-0 С,
кинематическая вязкость v = 23,78.10-’ м2/сек, коэффициент температуропровод-
ности а = 0,118 м2/ч.
Критерий Рейнольдса
wd 12-0,050
Re= —
23,78-10~ 6 ~~ 25 300.
Критерий Прандтля
Рг
23,78-3 600
а 0,118-10’ =°>725-
13*
196
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
По диаграмме (рис. 4-3) находим критерий Нуссельта
Nu = 73,3.
Коэффициент теплоотдачи
NuX 73,3-0,0263
а = ------Q-Qg---= 38,6 ккал/м2*ч-0 С.
На основе экспериментальных данных, полученных в последние
годы, даны новые зависимости для определения коэффициента тепло-
отдачи при движении жидкости в канале.
Так, при 0,6<Рг<100 применима формула
Nu = 0,023Re°’8>Pr°’4. (4-32)
При больших температурных напорах Д/ = 7'ст— Т9, где Тст — тем-
пература стенки; То — средняя температура потока; на процесс тепло-
отдачи влияет изменение физических констант жидкости из-за пере-
менности температуры потока по его сечению.
Вследствие этого в правую часть уравнения (4-32) необходимо
(Гст \п ( Рг \т
вводить множители вида y-f—J —для газов; —) —для капельных
жидкостей.
Значения показателей п и m определяются величиной температур-
Т
ного фактора Следует отметить, что в аппаратах установок глу-
бокого холода теплообмен, как правило, происходит при малых тем-
Т
пературных напорах и отношение близко к единице, что не тре-
бует введения поправочных множителей.
4-4. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ЛАМИНАРНОМ ДВИЖЕНИИ ЖИДКОСТИ
Процесс теплообмена при ламинарном движении жидкости изучен
еще недостаточно полно.
Имеется ряд расчетных формул для определения коэффициента
теплоотдачи при Re <2 300 в каналах различного профиля.
Для круглого канала коэффициент теплоотдачи можно опреде-
лять по формуле
при
Ре-^->12 Nu=l,61(Pe-£-yA; (4-33)
при
Ре 4- < 12 Nu = 3,66. (4-34)
При больших температурных напорах на величину а влияет сво-
бодная тепловая конвекция, определяемая критерием Грасгофа:
где d — диаметр, м;
g — ускорение силы тяжести, м[секг',
р — коэффициент объемного расширения;
v — коэффициент кинематической вязкости, мг{сек;
t и ^ — температуры стенки и жидкости, °C.
§ 4-4]
Теплообмен при ламинарном, движении жидкости-
197
При Pr-Gr<[5-105 влиянием свободной конвекции .можно пре-
небречь и достаточно учесть только изменения [вязкости от темпера-
туры путем введения в формулы (4-33) и (4-34) множителя
(4-36)
где р.о и р-ст — вязкость при температурах потока и стенки.
В области переходной между ламинарным и установившимся тур-
булентным движением при значениях критерия Re от 2300 до 10000
не имеется достаточно надежных формул, устанавливающих связь
между критериями. Для вязких жидкостей при значениях Re от 2300
198
Основы теплопередачи, в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
до 10 000, а также и для газовых потоков при значениях Re, близких
к ₽екрнтич, приходится пользоваться экспериментальными данными
о зависимости Nu от Re и Рг в промежуточной области.
На графике (рис. 4-4) приведена зависимость от критерия Re
для различных величин и=0,37 п = 0,4 (охлаждение и нагревание).
Значение физических констант, входящих в параметры Nu,
Re и Рг, берут при средней температуре потока.
4-5. ТЕПЛООБМЕН В КАНАЛАХ НЕКРУГЛОГО СЕЧЕНИЯ
И ИЗОГНУТЫХ ЗМЕЕВИКАХ
а) Прямая труба некруглого сечения
В случае движения газа по каналу или трубе некруглого сечения
вместо диаметра трубы в формулу вводится гидравлический эквива-
лентный диаметр dap
(4-37)
где F — площадь поперечного сечения;
U — периметр контура, участвующего в теплообмене.
Для кольцевого сечения с диаметром внешней трубы D и диамет-
ром внутренней трубы d гидравлический диаметр по уравнению (4-37),
когда в теплопередаче участвуют внутренняя и
внешняя поверхности:
/о°о°о°о°^\ <4-38>
I °о°0^о°0 \ Расчет теплоотдачи в кольцевой щели при
1*0 / турбулентном течении следует вести по формуле
\ОО°О%ОО/ Nu = O,O15Re°’8PrO30^0,25 . (4-39)
Если в теплообмене участвует только внут-
Рис. 4-5. Поперечный ренняя поверхность, то
разрез теплообмен- £)2— rf2
ника. dnp =----2-- * (4-40)
Когда мы имеем пучок
(рис. 4-5), то
трубок внутри трубы большого диаметра
d
пр
Z>2 — nd2
nd
(4-41)
где п — число трубок;
D — диаметр большой трубы;
d — наружный диаметр внутренних трубок.
б) Коэффициент теплоотдачи в изогнутой трубке
В установках глубокого охлаждения теплообменники часто выпол-
няются витыми. В этом случае следует учитывать увеличение
коэффициента теплоотдачи вследствие изгиба трубы, что вызывает
дополнительную турбулизацию потока.
Опыты с теплопередачей в изогнутых трубах показывают, что
коэффициент теплоотдачи изменяется в зависимости от кривизны
, где R — радиус закругления; d — диаметр трубы.
§ 4-5] Теплообмен в каналах некруглого сечения и изогнутых змеевиках
199
Коэффициент теплоотдачи ак для изогнутой трубы согласно опыт-
ным данным:
ак = /С-а, (4-42)
где множитель
= 1,77-^-. (4-43)
Изменение величины коэффициента К. в зависимости от кривизны
2^
-у приведено в следующей таблице.
лентному в изогнутых трубах происходит при
ReKp = 2 3OO+lO5OO^0,3.
(4-44)
4-6. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ПОПЕРЕЧНОМ ОБТЕКАНИИ ПУЧКОВ ТРУБ
Теплообмен при поперечном обтекании пучка прямых труб зависит:
1) от расположения их в шахматном или коридорном порядке
(рис. 4-6 и 4-7);
2) от диаметра труб и относительного расстояния между их осями
по ширине и глубине потока.
На рис. 4-8 показан характер обтекания прямых трубок при кори-
дорном и шахматном их расположении. Обтекание первого ряда трубок
flomo* “С
~^М М МММ мм>
7 ф ф ф ф ф ф ф-
I коридорное расположение
Шахматное расположение
Рис. 4-7. Шахматное расположе-
ние труб.
Рис. 4-6. Коридорное располо-
жение труб.
в обоих случаях почти одинаково. Обтекание последующих рядов раз-
личное. При шахматном расположении трубок обтекание трубок второ-
го и следующих рядов мало чем отличается от характера обтекания тру“
бок первого ряда. В коридорном расположении между трубками обра-
зуется застойная зона с малой циркуляцией.
Начиная со второго ряда, интенсивность теплоотдачи возрастает
из-за турбулизации потока. При шахматном расположении трубок
жидкость перемешивается лучше, чем при коридорном, где отдельные
струйки могут пройти по коридору, не соприкасаясь с поверхностью
трубок. Потоки в обоих пучках стабилизируются, начиная с четверто-
го — шестого ряда.
200
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
Результаты новых и наиболее надежных опытных данных, по тепло-
отдаче при поперечном обтекании могут быть представлены в следую-
щем виде:
при коридорном расположении труб
Nu = 0>23Re°’65Pr°’33f^V’25;
V гст /
при шахматном расположении труб
Nu = O,41-Re°’6-Pr0’33 (j£-)0,25.
(4-45>
(4-46)
В качестве определяющей температуры принята средняя темпера-
тура жидкости, в качестве определяющей скорости—скорость в самом
узком сечении и в качестве определяющего размера—внешний диа-
метр трубы. В уравнениях (4-45) и (4-46) вводится поправка на тем-
Рр 0,25
пературный фактор , где Ргст берется при температуре стенки.
Рис. 4-8. Характер обтекания труб при коридорном и шахмат-
ном их расположении в лучках.
Из уравнения (4-45) и (4-46) видно, что теплоотдача не зависит
от относительного расстояния между трубами по ширине и глу-
бине при большом их значении.
Формулы (4-45) и (4-46) справедливы для любых жидкостей при
Re = 200 до 200000. Для газов эти уравнения можно упростить; при
значениях Рг~0,72 имеем:
при коридорном расположении труб
Nu = 0,21Re°*65 (4-47>
при шахматном расположении труб
Nu = 0,37Re°’6 (4-48)
По формулам (4-45) и (4-46) можно определять коэффициент теп-
лоотдачи а, начиная с третьего ряда трубок. Для первого ряда труб
коэффициент теплоотдачи определяется путем умножения на попра-
вочный множитель е = 0,6; для второго ряда коридорных труб s =
= 0,9, а шахматных е = 0,7.
§4-7]
Теплообмен в витых трубчатых теплообменниках
20 И
Пример. Определить средний коэффициент теплоотдачи для воздуха для
Si
15-рядного коридорного пучка. Диаметр трубки 10 мм, = 1,2 и = 1,5.
Средняя скорость w= 15 м/сек. Средняя температура tQ = — 70 ° С, давление.
о = 1,2 ата.
Физические параметры для воздуха
Л= 0,0155; = 1,37.10-® кг/сек-м2^ = 2,01 кг/м\
Критерий Рейнольдса
wyi __ 15-2,01-0,01-10®
Re“ № 9,81-1,37
= 22 400; Re°’e5= 675.
Для третьего ряда труб по формуле (4-47)
Nu = 0,21; Re0,65 = 0,21 -675== 142.
Коэффициент теплоотдачи
142-0,0155 о _
а3 ==---ф-щ-----= 220 ккал/м2*ч-° С.
Коэффициент теплоотдачи для первого ряда
= 0,6*220 ==. 132 ккал/м2-ч- ° С.
Коэффициент теплоотдачи для второго ряда
а2 == 0,9 • 220 = 198 ккал/м2 • ° С.
Средний коэффициент теплоотдачи для всего пучка труб
“ср
а1 + .??. + .13“з. = 206 Лкал/Ж2.4.» С.
4-7. ТЕПЛООБМЕН В ВИТЫХ ТРУБЧАТЫХ ТЕПЛООБМЕННИКАХ
Вышеприведенные формулы относятся к случаю поперечного об-
текания пучка прямых труб с относительно большим расстоянием
между ними по ширине и глубине.
Змеевиковые теплообменники, применяемые в установках глубо-
кого охлаждения, представляют собой тесный коридорный пучок тру-
£
бок с малым шагом по ширине -^-=1,05—1,2 и шагом по глубине
5
от 1 до 1,3. Обычно трубки имеют внешний диаметр d — 7—10л«лг
и значительное число рядов в глубину.
И. Б. Данилов1 провел испытания двух теплообменников: одного
с относительным шагом по ширине -^-=1,07 и другого с =11,18.
Относительный шаг навивки по глубине -£ —1,3.
Согласно данным исследования для определения коэффициентов
теплоотдачи в таких аппаратах можно применить следующую формулу:
С с
Для теплообменника —1,07 и —^=1,3
d d
Nu = 0,01Re°’9- (4-49)
1 Данилов И. Б., Гидравлическое сопротивление и коэффициент теплопере-
дачи витых трубчатых теплообменников, „Кислород*, 1950, № 1.
202
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
Для теплообменника-^-= 1,18 и -^-—1,3
Nu = O,OO78Re0’95. (4-50)
Значения коэффициентов теплоотдачи, вычисленных по формулам
(4-49) и (4-50), значительно ниже, чем по формулам (4-47) и (4-48),
применяемых для пучка прямых труб с относительным шагом по ши-
Q
рине-^->1,3. Расхождение значительное и колеблется в пределах
30 — 50%.
В лаборатории глубокого холода МВТУ имени Баумана В. Г. Бак-
лановой были проведены исследования по определению коэффициента
теплоотдачи для витых теплообменников с различными относительны-
ми шагами по ширине и глубине. Было испытано 10 витых тепло-
обменников с различными относительными шагами ~ и . Установ-
лено, что коэффициент теплоотдачи зависит как от значений и
так и от соотношения этих величин. В очень тесных пучках труб
при значениях -^-<1,2 и 1,3 коэффициент теплоотдачи совпадает
•с данными, полученными Даниловым, и можно пользоваться форму-
лами (4-49) и (4-50). При значениях = 1,2 и -^-=1,2; -^=1,4 и
<1= 1,4; 4— 1,2 и Ф-= 1; -Д- = 1,4 и -Д= 1,0 коэффициенты тепло-
отдачи значительно выше, чем получаемые по формулам (4-49) и (4-50).
При указанных значениях и коэффициенты теплоотдачи опреде-
ляются по формуле
Nu —0,0418Re°’85. (4-51)
4-8. ТЕПЛООБМЕН В ПЛАСТИНЧАТЫХ ТЕПЛООБМЕННИКАХ!
Для расчета пластинчатых теплообменников, консгрукция которых
описана в гл. 3 (рис. 3-11 и 3-12), можно применить формулу, предло-
женную Е. И. Микулиным и экспериментально проверенную в лаборато-
рии глубокого холода МВТУ имени Баумана.
Коэффициент теплопередачи /Ср, отнесенный к поперечному сече-
нию ребер и учитывающий их термическое сопротивление, определяется
ло формуле
= Г Т ~ • (4-51)
th Л2/п2th ^/тг2-
Отдельные величины, входящие в уравнение (4-5i), следующие:
Xj Z2 — коэффициенты теплопроводности материала ребер в двух смеж-
ных секциях, ккал1м-ч-°С\
1 М и к у л и н Е. И., Конструкция я расчет пластинчатых теплообменников.
Труды МВТУ имени Баумана, „Исследование процессов и машин глубокого хо-
лода", Машгиз, 1958.
§4-9]
Теплообмен при изменении агрегатного состояния жидкости
203
/х; 4 — длины ребер в двух смежных секциях,
(«2>
параметр ребра, зависящий от коэффициента теплоотдачи а, периметра
ребра ф = 2(а + §), и площади поперечного сечения f—ab. Обычно
принимают 8 ж 0,1а, тогда ___
1 Г 2,2а
m = V ХГТ’
где 8.—толщина ребра, м.
Коэффициенты теплоотдачи а, и а2 могут быть определены по
приближенной формуле Норриса и Споффорда
где £6^=-^ — критерий Рейнольдса;
t^g-c -3 600 v г-т
рг — ____р_____— критерии Прандтля;
Л
St = —~—---------критерий Стентона;
(jCp* о OUU
G —wy — весовой расход газа через единицу площади,
кг!сек'м\
Пример расчета пластинчатого теплообменника дан в гл. 5
(стр. 223).
4-9. ТЕПЛООБМЕН ПРИ ИЗМЕНЕНИИ АГРЕГАТНОГО СОСТОЯНИЯ
жидкости
Теплообмен при изменении агрегатного состояния жидкости имеет
очень большое значение в установках глубокого охлаждния. Все
процессы разделения воздуха и газов связаны в большей или меньшей
степени с процессами кипения и конденсации. Отличительной чертой
этих процессов является постоянство температуры тела при изменении
агрегатного состояния.
Процессы теплообмена при конденсации и кипении за последние
годы подверглись подробному и всестороннему изучению в Советском
Союзе и за границей Ч Полученные эмпирические зависимости даю1
возможность с достаточной для технических расчетов точностью опре-
делять коэффициенты теплоотдачи при конденсации и кипении.
а) Конденсация
Различают три формы конденсации: капельную, пленочную и сме-
шанную. При капельной конденсации жидкость осаждается в виде от-
дельных капелек, при пленочной жидкость стекает в виде сплошной
пленки. При смешанной конденсации часть поверхности покрыта
каплями, а часть — пленкой.
Капельная конденсация имеет место на охлаждающей поверхности,
не омачиваемой жидкостью. При капельной конденсации получаются
очень высокие значения коэффициента теплоотдачи, значительно болъ-
1 Кутателадзе С. С., Теплопередача при конденсации и кипении, Машгиз,
1952.
204
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
(гл. 4
шие, чем 'при ’пленочной конденсации, поскольку пленка представляет
собой термическое сопротивление, ухудшающее передачу тепла.
Пленочная конденсация имеет место на хорошо смачиваемых по-
верхностях, а также на слабо смачиваемых поверхностях при интен-
сивной конденсации.
В промышленных теплообменных аппаратах установок глубокого
холода обычно всегда имеет место пленочная конденсация.
Коэффициент теплоотдачи при пленочной конден-
сации. Теория пленочной конденсации была разработана Нуссельтом \
который дал теоретическое обоснование протекающим при конденсации
физическим процессам.
При конденсации пара на стенке обра-
Рис. 4-9. Передача тепла
от конденсирующегося
пара.
зуется тонкая пленка жидкости, толщина ко-
торой увеличивается по мере ее стекания вниз
(рис. 4-9).
Количество передаваемого тепла через
пленку будет определяться ее термическим
сопротивлением, т. е.
Q = . Н, (4.54)
где t19 tCT — температура пара и стенки;
1 — теплопроводность жидкости;
у — толщина пленки, м\
Н — поверхность пленки.
Из уравнения (4-54) следует, что коэф-
фициент теплоотдачи
а = 3_, (4-55)
Для определения коэффициента теплоотдачи а необходимо знать
толщину пленки.
Исходя из гидродинамических условий, которым ’подчиняется обра-
зование жидкой пленки, Нуссельт вывел соотношения, проверенные
экспериментально, дающие возможность вычислить толщину пленки у.
Средний коэффициент теплоотдачи ат для стенки высотой Н9 опре-
деляемый по формуле Нуссельта, имеет -следующее выражение:
а. = 0,9431 .— = 0,943 ।У 5Т-,. 1 . (4-56)
m V 1х — *ст) у #(G + *CT) v 7
Формула (4-56) может применяться и для определения коэффи-
циента теплоотдачи в вертикальных трубах высотой Н, так как диа-
метры применяемых в технике размеров труб значительно превосходят
толщину пленки.
Многочисленные исследования теплообмена при конденсации пока-
зали, что коэффициенты теплоотдачи от конденсирующегося пара
к стенке выше значений, которые получаются по теоретической форму-
ле Нуссельта.
На рис. 4-10 сопоставлены экспериментальные данные Кутателадзе
и других исследователей со значениям, подсчитанными по теоретической
формуле Нуссельта. Кривые показывают, что по формуле Нуссельта
получаются заниженные значения -для коэффициента теплоотдачи си.
1 Nusselt, VDI, 1916, № 27—28.
§4-9]
Теплообмен при изменении агрегатного состояния жидкости
205
Опытные значения коэффициентов теплоотдачи в среднем на 20%
выше получаемых по формуле Нуссельта.
Большая экспериментальная работа была проведена С. Кутателад-
зе, который применил теорию подобия для изучения процесса тепло-
обмена при изменении агрегатного состояния.
На основании обработки эксперименталньых данных Кутателадзе
выведены следующие формулы для определения коэффициента а при
Рис. 4-10. Зависимость безразмерных комплексов при конденсации на осно-
вании различных экспериментальных работ.
1—Кутателадзе и Шренцель —чистые стальные трубки; 2—Кутателадзе и Шренцель—ла-
тунные трубки; 5—Инглиш и Данкин —чугунные трубки; 4—Гебборт и Беджер—латунные
трубки; 5—Мейсенбург, Борте и Беджер —латунные трубки; а —новая формула; &—Окг—
= 128»10’»; с—формула Нуссельта.
Для медленно двигающегося пара [(у• &у)пара < 30] при разности
температур между паром и стенкой &, равной или меньше некоторой
критической величины $>кр:
<4'57'
При разности температур &>^крв нижней части вертикальной
трубы пленка уже имеет турбулентное течение и
а1 = 0,1б/1^-+^-г. (4-58)
Значение критической разности температур определяется по урав-
нению
»кр = 780-^ УМ. (4-59)
кр /7 Г '
Следует отметить, что физические константы конденсата отно-
сятся к средней температуре пленки
='..п~-Г [C=J,
где /нп—температура насыщенного пара.
Значение коэффициента теплоотдачи а по формуле Кутателадзе
ориентировочно на 20% болше, чем по уравнению Нуссельта. Объ-
ясняется это расхождение тем, что Нуссельт рассматривал движение
пленки при изотермических условиях и не принимал во внимание из-
менение физических параметров.
206
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
В лаборатории глубокого холода МВТУ имени Баумана Г. П. Голо-
винским было проведено исследование процесса конденсации паров
воздуха, азота и кислорода в условиях глубоких температур. Капельная
конденсация наблюдалась при давлениях 1,1; 1,25 и 1,5 ата. При давле-
нии выше 4 ата наблюдалась пленочная конденсация смеси паров
с явно выраженным волнообразным движением пленки.
Согласно опытным данным эмпирическая зависимоостъ в крите-
риальной форме описывается уравнением
Nu—l,26(Ga, Pr, К)°'2\ (4-60)
где
Ga=eg; Pr=^; К=-^-;№=£.
Как показали исследования, коэффициент теплоотдачи на 20—40%
выше, чем значения, вычисленные по формуле Нуссельта.
Рис. 4-11. Расположение го-
ризонтальных труб по
способу Жинаба.
Рис. 4-12. Поправочный коэффициент р для
коэффициента теплоотдачи при конденсации
на пучке горизонтальных труб.
Для одиночной горизонтальной трубы по Нуссельту коэффициент
теплоотдачи
4 / 1
а=0’724 у > <4-61>
где d—диаметр горизонтальной трубы;
н
В случае конденсации пара на пучке горизонтальных труб коэффи-
циент теплоотдачи для нижних рядов уменьшается вследствие увели-
чения толщины пленки, так как на них стекает конденсат с верхних
труб.
Для того чтобы уменьшение коэффициента теплоотдачи было мини-
мальным, следует трубки располагать по способу Жинаба, как показа-
но на рис. 4-11. Для определения коэффициента теплоотдачи вводится
поправочный коэффициент р, изменяющийся от числа горизонтальных
рядов
% = ₽-аГ0Р, (4-62)
где п—число рядов, а р— поправочный коэффициент, находится по
графику рис. 4-12.
§ 4-9]
Теплообмен при изменении агрегатного состояния жидкости
207
Коэффициент теплоотдачи при наличиив конден-
сирующихся in а р а х неконденсиру ю щ ихс я газов.
Вопрос этот, несмотря на всю его значимость, еще мало изучен.
По аналогии с конденсацией водяного пара с примесью воздуха
можно полагать, что 'коэффициент теплоотдачи очень сильно снижается.
в присутствии неконденсирую-
щихся так называемых инертных
газов.
На рис. 4-13 дан график из-
менения коэффициента тепло-
отдачи при конденсации водяно-
го пара в горизонтальных тру-
бах по опытным данным Отме-
ра Лангена1 2 и Гудымчука3. Из
графика видно, что примесь воз-
духа резко снижает коэффици-
ент теплоотдачи и при содержа-
нии воздуха в водяных парах
3,5% коэффициент теплоотдачи
составляет 20% от коэффициента
теплоотдачи чистого водяного
Рис. 4-13. Изменение коэффициента тепло-
отдачи при конденсации водяного пара
при наличии примеси воздуха.
пара при тех же температурных
условиях. В настоящее время не имеется надежных данных для опре-
деления коэффициента теплоотдачи при конденсации пара в присут-
ствии неконденсирующихся паров.
Для определения коэффициента теплоотдачи от конденсирующего’
ся пара необходимо знать температуру стенки.
Метод определения температуры стенки приводится в гл. 5.
б) Кипение
Различают два вида кипения в зависимости от характера образова-
ния пузырьков пара.
1. Пузырьковое кипение, когда в некоторых точках поверхности
нагрева образуются пузырьки пара, которые отрываются и поднимаются
вверх.
2. Пленочное кипение, когда между поверхностью нагрева и
жидкостью образуется сплошная паровая пленка. Интенсивность тепло-
отдачи при пленочном кипении значительно меньше, чем при пузырько-
вом, вследствие малой теплопроводности паровой пленки.
Характер кипения зависит от разности температур между поверх-
ностью и жидкостью. При разности температур до 30—50° С наблю-
дается пузырьковое кипение. При большей разности температур про--
исходит пленочное кипение.
В зависимости от смачиваемости поверхности наблюдаются различ-
ные типы пузырьков.
При хорошей смачиваемости поверхности образуются пузырьки
яйцеобразной вытянутой формы, которые, не достигая больших разме-
ров, отрываются от поверхности. Пузырьки на плохо смачиваемой по-
верхности достигают больших размеров и имеют широкое основание,,
причем отрывается только вершина пузырька, а основание остается*
на поверхности.
1 О t h m е г D., Ind. and Ing. Chem., 1929, v. 21, p. 1407.
2 La n g e n E., Forschung, 1931, B./2, S. 359.
3 Гудымчук, „Известия ВТИ“, 1932, № 12.
208 Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения [ гл. 4
Рис. 4-14. Распределение темпера-
туры в воде и паре над гладкой
горизонтальной поверхностью
нагрева при <7= 19 300 ккал/яР-ч
.и /в = 109,1° С, по опытам Якоба.
Рис. 4-15. Коэффициент теплоотдачи при
кипении воды в зависимости от разности
температур Д/ по опытам Мак-Адамса
и др.
При большем количестве таких пузырьков на поверхности обра-
зуется почти сплошная паровая пленка, ухудшающая процесс тепло-
отдачи.
Согласно опытам Якоба жидкость у поверхности несколько пере-
гревается по сравнению с температурой пара.
Характер изменения температур в кипящей воде по опытам Якоба
показан на графике (рис. 4-14), из которого видно, что температура
4 г(полнью перепад)
Рис. 4-16. Коэффициент теплоотдачи и
теплопередачи при пузырьковом и пле-
ночном кипении по опытам Дрю и
Мюллера.
‘перегретой воды у стенки достигает
109° С и быстро уменьшается при
увеличении расстояния от поверх-
ности нагрева.
При увеличении разности тем-
ператур коэффициент теплоотдачи
при кипении растет и достигает ма-
ксимума при некоторой так называе-
мой критической разности темпера-
тур. При разности температур вы-
ше критической наблюдается резкое
снижение коэффициента теплоотда-
чи вследствие перехода от пузырь-
кового к пленочному кипению.
На рис. 4-15 показано измене-
ние коэффициента теплоотдачи при
кипении воды в зависимости от
разности температур Л/ по опытам
Мак-Адамса и др. На рис. 4-16 да-
ны кривые коэффициента теплоот-
дачи и теплопередачи при пузырьковом и пленочном кипении по1 опы-
там Дрю и Мюллера1.
1 Drew Т. and Muller, Boiling, Tran?, of Amer» Ins*, of Chem. Engineers.
§ 4-10]
Физические константы газов при глубоких температурах
209
Наиболее значительные работы в области кипения были проведены
в Советском Союзе С. С. Кутателадзе, Г. Н. Кружилиным, М. А. Кичиги-
ным, В. П. Толубинским и Л. С. Эйгенсоном. Ввиду того, что теплоотда-
ча при кипении является очень сложным процессом, представляет боль-
шие трудности обобщить опытные данные и дать зависимости в крите-
риальной форме.
Для определения коэффициентов теплоотдачи при кипении можно
пользоваться формулой, предложенной Г. Н. Кружилиным:
Nu = O,O82Pr-o’45Kq0,7 • Ku'/», (4-63)
где Nu = -^—критерий Нуссельта;
Рг = -^—критерий Прандтля;
Kq = ---критерии, определяющий число действую-
щих центров парообразования;
Кп= ср'а У' , 1' ______критерий, определяющий частоту отрыва
r-p'-l -f' 7'—1"
пузырьков пара;
1 — 1/ ___-_____линейный размер, пропорциональный диаметру
г ч' — 7"
отрыва пузырька;
р' — (V—7") —пР0ИЗВ°Дная давления по температуре на
линии насыщения, вычисляемая по уравне-
нию Клаузиуса—Клапейрона;
а — коэффициент поверхностного натяжения,
кг{м..
Уравнение (4-63) представляет собой эмпирическую зависимость,
полученную при кипении жидкости в большом объеме в условиях есте-
ственной конвекции.
В развернутом виде после подстановки значений критериев подобия
в выражение (4-63) коэффициент теплоотдачи может быть вычислен
по формуле 1
/ v".r Ч1/ / V' \1/ Х°’75./7°»7
а = 0,0069(- J 7~) '3°-РЦ /’• „7------ [ккал[м2-ч-°С]. (4-64)
\ 7 —7 / \ ° / р.0,4-с °-17.Г4.о.37 1 j \ /
В формуле (4-64) принята размерность у., кг-ceKjM2, а для других
параметров, кг, м, ч, ккал, °C.
Критическая тепловая нагрузка согласно опытным данным Кру-
жилина может быть подсчитана по уравнению
1,7- 10Ч°’5(т' — у'')и/н-(7"т.Г ЛУза’А*
<7КР=------------ т\,а.Ср7.------------- [ккал^-ч]. (4-65)
4-10. ФИЗИЧЕСКИЕ КОНСТАНТЫ ГАЗОВ ПРИ ГЛУБОКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Для расчета теплообменных аппаратов, установок глубокого холода
необходимо иметь данные о физических константах: удельном весе у,
коэффициенте теплопроводности X, скрытой теплоте испарения г, тепло- * 14
1 Михеев М. А., Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1956, стр. 125.
14 С. я. Герш.
210
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
(гл. 4
емкости ср, вязкости р, и поверхностном натяжении а для ряда газов
при низких температурах.
Графики и таблицы со значениями физических констант приводятся
в приложении. Пояснение к справочным материалам в приложении
дается ниже.
а) Удельный вес, скрытая теплота испарения
1. Газы и пары. Удельный вес многих газов может быть опре-
делен с помощью термодинамических диаграмм, на которых нанесены
линии постоянного удельного объема.
Для определения удельного веса воздуха у определяют удельный
объем по диаграмме pv-p для воздуха (см. Глубокое охлаждение, часть 1,
диаграмма VI). Из диаграммы для данных р и Т находят величину pv,
а удельный объем v= и у =
В табл. П-1 (см. приложение) приведены удельные веса для возду-
ха, кислорода, азота, водорода и азотно-водородной смеси для давле-
ний 1,2 и 12 кг 1см? в пределах температур от 300 до 73° К.
2. Ж и д кости. На диаграмме П-1 (см. приложение) приведены
данные об удельных весах жидкого азота, кислорода и окиси углерода
в состоянии насыщения.
На диаграмме П-2 приведены удельные веса жидких углеводородов
в состоянии насыщения. На диаграмме П-3 нанесены для 12 различных
веществ зависимости приведенного удельного веса ~ от приведен-
Р к₽
ного давления « = р—.
JKp
С помощью этой диаграммы можно определить приближенно удель-
ный вес различных жидкостей в состоянии насыщения при давлениях
ниже критического. Для определения удельного веса этих веществ
в табл. 4-1 приводятся их критические удельные веса, давления и темпе-
ратуры.
Таблица 4-1
Критические параметры — давление, температура и удельный вес
Вещество Формула -Ркр, ата физчч. гКр. °К Ткр» KZjM?
Метан сн4 45,8 191 162
Этан С2Н6 48,8 305 210
Этилен . .... . . С2Н4 50,9 283 220
Пропан С3Н8 45 373 232
и. Бутан C4Hio 36 426 233
н. Пентан ^5^12 33 470 232
н. Гексан Свн14 29,5 508 234
Азот N2 33,5 126 311
Кислород О2 49,7 154 430
Окись углерода Со 35 134 311
Углекислота со2 75 304 463
Воздух — 37,2 132,6 310—350
Водород Н2 12,8 33 31
В табл. П-2 приведены удельные веса сжиженных газов и равно-
весных с ними насыщенных паров, а также скрытые теплоты испарения
сжиженных газов. На диаграмме П-4 приведены скрытые теплоты испа-
рения некоторых веществ.
§ 4-10]
Физические константы газов при глубоких температурах
211
б) Теплопроводность
1. Теплопров од н ость газов. Коэффициент теплопровод-
ности воздуха в зависимости от температуры можно определять по
формуле
Я = 0,00167 (1 + /г {Ккал1м-ч-°С,\.
1 + "у
По этой формуле подсчитаны коэффициенты теплопроводности воз-
духа, приведенные в табл. П-3 (см. приложение).
Коэффициент теплопроводности в зависимости от температуры
можно также определять с помощью формулы Сузерленда
, 273 +с (Z_\3L
т — Ао Т + с \273;
где \ — коэффициент теплопроводности при 0°С;
Т — абсолютная температура, ° К;
с — константа;
Значения с для газов следующие:
На —94;
Не — 33;
N2— 114;
Оа—144.
Воздух— 125
СО — 156.
На диаграмме П-5 (см. приложение) приведены в координатах
-у—1gЯ данные о теплопроводности некоторых газов при 1 ата
в зависимости от температуры.
Для определения теплопроводности газообразных углеводородов
метанового ряда при 1 ата и 273° С Тенбош приводит следующую
формулу:
Я = 0,008017-1—ккал1м-ч-°С,
т — 0,00
где т — молекулярный вес.
Зависимость коэффициента теплопроводности
газов от давления.
Влияние давления на коэффициент теплопроводности газов не
исследовано достаточно полню. Обычно принимают, что теплопровод-
ность газов не зависит от давления. Но в действительности наблюдается
увеличение коэффициента теплопроводности газов при высоком давле-
нии. Так, по уравнению Эйкена 1 при давлениях 100 ата теплопровод-
ность увеличивается на 30%.
Экспериментальные работы Голубева2 3 и Варгафтика3 (рис. П-6)
показывают, что для азота коэффициент теплопроводности X увеличи-
вается на 40% при возрастании давления до 200 ата. Изменение % для
1 Справочник Перри, Химиздат, 1937, стр. 159.
2 Материалы Института азота, февраль, октябрь 1938.
3 Журнал технической физики, 1937, вып. 11,
14*
212
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
Рис. 4-17. Характер изменения теплопровод-
ности в критической области.
воздуха при различных давлениях для температур 310 до 370 °К показа-
ло на рис. П-7. Изменение А для азото-водородной смеси (3H2 + N2) при
увеличении давления дано на рис. П-8 (см. (приложение).
Для низких температур и высоких давлений, с которыми приходит-
ся оперировать в технике глубокого холода, имеется весьма ограничен-
ное количество экспериментальных данных по теплопроводности газов.
При низких температурах и высоких давлениях относительное
увеличение теплопроводности газов будет больше, чем при высоких
температурах, но из-за отсутствия данных обычно для расчетов прини-
мают коэффициент теплопроводности газов при 1 ата, что приводит
к преуменьшению коэффициентов теплоотдачи. В табл. П-4 приведены
данные по теплопроводности кислорода при различных давлениях
и низких температурах1. Из
таблицы следует, что тепло-
проводность при низких тем-
пературах весьма значительно
изменяется в зависимости от
давления.
В критической области
теплопроводность пропорцио-
нальна теплоемкости при по-
стоянном давлении 2 и в кри-
тической точке = о°.
кр
На диаграмме рис. 4-17
показан характер изменения
теплопроводности в зависимо-
сти от давления X=f(p) для
СО2 по Кардосу. Как вид-
изотермы имеют максимум ана-
теплоемкости 3.
2. Теплопроводность смеси газов. Экспериментальные
данные для бинарной смеси показывают, что теплопроводность газовой
смеси во всех случаях оказывается меньше вычисленной по правилу
аддитивности, исходя из объемного состава.
На рис. 4-18 показано отклонение теплопроводности бинарных
газовых смесей от правила аддитивности.
По данным Голубева4 для смеси определенного состава отноше-
ние остается постоянным при изменении температуры в широ-
Лнабл
но из графика, в критической области
логично максимальному значению для
ких пределах,
Из рис. 4-18 следует, что с уменьшением
Ат
отношения теплопроводностей чистых компонентов L =
величины
уменьшает-
ся отклонение от правила аддитивности.
При вычислении коэффициента теплопроводности газовой смеси
теплопроводность отдельных компонентов надо брать при общем дав-
лении.
1 Варгафтик Н. Б. и др., Теплофизические свойства веществ, ГЭИ, 1956.
2 К ar dos, Zeitsh. I. d. gesamte Kalteindustrie, 1934, № 1.
3 Sellschop, Forschung, 1934, Bd 5, № 4.
4 Материалы ГИА, май 1938.
§ 4-10]
Физические константы газов при глубоких температурах
213
Рис. 4-18. График, показывающий отклонение теплопроводности
бинарных газовых смесей от правила аддитивности.
3. Теплопроводность сжиженных газов.
На рис. П-9 (см. приложение) приведены данные о теплопроводно-
сти для некоторых сжиженных газов (О2, N2, СН4...).
4. Те п л опр о во д н ость ж и д к о г о к и с л о р о д а, азота и
их смесей. В табл. П-5 (см. приложение) приведены данные >о тепло-
проводности жидкого кислорода, азота и их смесей L
в) Теплоемкость
Теплоемкость газов при постоянном давлении определяется выра-
жением
/ di \
Среднее значение теплоемкости в интервале температур. ДГ =
= 7\ — Т2 [°К] может быть определена по формуле
ср —[ккал}кг-°С],
где Д/ —t\ — it — разность теплосодержаний газа в данном интервале
температур, ккал!кг. Значения Д/ определяются по тепловым диа-
граммам для газов.
Зависимость теплоемкости 1воздуха от температуры и давления при-
ведена на рис. 1-38 (см. «Глубокое охлаждение», ч. 1, стр. 72).
В табл. П-6 приведены значения теплоемкости для ряда сжиженных
газов.
В табл. П-7 даны в широком интервале давлений и температур
значения теплоемкости жидкого кислорода.
1 Annal d. Physik, 1938, Bd. 32.
214
Основы теплопередачи в аппаратах глубокого охлаждения
[гл. 4
г) Вязкость1
1. Вязкость газов. Вязкость газов может быть приближенно
определена по формуле Сузерленда
273 + с / Т \8/«
F- т+с ’(273) ’
где с — константа при 1 ата, для некоторых газов приведена
в табл. 4-2.
Таблица 4-2
Значения константы с при 1 ата
Вещество Формула С Вещество Формула с
Водород н2 83 Аммиак HN3 626
Гелий , ...... Не 80 Углекислота со2 274
Воздух — 124 Метан . . . СН4 198
Кислород ....... 02 138 Окись углерода . . СО 102
Азот N, НО Этилен С2Н4 226
Тенбош, Теплопередача, 1936.
На диаграмме рис. П-10 (см. приложение) приведены кривые вяз-
кости газов при 1 ата в зависимости от температуры. В табл. П-8
приведена вязкость некоторых газов при 1 ата в пуазах (1 пуаз =
кг-сек/л2).
2. Вязкость смеси газов. Для вычисления вязкости смеси
газов рекомендуется следующая приближенная формула:
1 т, т2 , тп
где v = — кинематическая вязкость, м2/сек;
vi> v»> *»>•••> — кинематическая вязкость компонентов смеси;
mt, т2,...., тп — объемные доли компонентов в смеси.
Вязкость жидких смесей определяется по формуле
'Пг» • • •> — вязкости компонентов смеси;
т2, ..^ — объемные доли компонентов.
Изменение вязкости в зависимости от давления изучалось мало.
Общая тенденция такова, что с увеличением давления вязкость также
увеличивается, что особенно резко сказывается при низких темпера-
турах.
3. Вязкость сжиженных газов (жидкостей). В табл.
П-9—П-12 и на диаграммах рис. П-11—П-16 (см. приложение) приве-
дены значения вязкости в зависимости от температуры для некоторых
сжиженных газов и газовых смесей.
4. «Приведенная» диаграмма вязкость — темпера-
тура. «Приведенная» диаграмма вязкость — температура, составлен-
Абсолюгную вязкость принято обозначать: р.— для газов; т) — для жидкостей.
§ 5-1]
Расчет теплообменных аппаратов
215
ная А. Носковым (рис. П-17;см. приложение), позволяет находить при-
ближенно значения вязкости различных веществ как в жидком, так и
в газообразном состоянии при различных температурах и давлениях
и может быть полезной в тех случаях, когда совершенно отсутствуют
экспериментальные данные о вязкости; например, в области высоких
давлений и низких температур, где очень мало данных о .вязкости. В осо-
бенности ©то относится к критической области, где вязкость претерпе-
вает весьма .значительные изменения при давлении выше критического.
Для построения диаграммы были использованы экспериментальные
данные о вязкости воды, пропана, углекислоты. Приведенное значение
для вязкости в критической точке получено как среднее значение
вязкости для 14 различных сжиженных газов.
д) Поверхностное натяжение
Поверхностным натяжением называется сила, действующая на сво-
бодной поверхности жидкости и стремящаяся придать поверхности
наименьшую величину.
Поверхностное натяжение зависит от свойств жидкости, темпера-
туры и измеряется силой, действующей на единицу длины в дн/см. или
кг/м. 1 дн/см—A,Q2X 10-4 кг/м.
Значения поверхностного натяжения для ряда сжиженных газов
приведены в табл. П-13.
ГЛАВА ПЯТАЯ
ТЕПЛОВЫЕ И КОНСТРУКТИВНЫЕ РАСЧЕТЫ
ОСНОВНЫХ АППАРАТОВ БЛОКА ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
5-1. РАСЧЕТ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ
Расчет теплообменников .при
отличается от обычно принятого
Рис. 5-1. Изменение температур в
теплообменнике.
весьма низких температурах несколько
метода расчета теплообменников при
высоких температурах.
Одной из таких отличительных
особенностей расчета является способ
определения средней разности темпе-
ратур между теплым и холодным га-
зами.
При расчете теплообменников, ра-
ботающих в области высоких темпера-
тур, в случаях противотока и парал-
лельного тока пользуются логарифми-
ческой разностью температур, опреде-
ляемой по формуле (рис. 5-1)
да = . (5-1)
лог ДЛ V /
1п
Применение формулы (6-1) допустимо в тех случаях, когда тепло-
емкости тел, участвующих в теплообмене, остаются постоянными. При
переменном значении теплоемкостей эта формула неверна и дает
ошибку тем большую, чем сильнее изменяется теплоемкость газа, что
имеет место при низких температурах и давлениях, близких к критиче-
скому.
216 Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов [гл. 5
Для расчета теплообменных аппаратов, работающих при глубоких
температурах, применяют истинную среднюю разность температур, ко-
торая определяется методом графического интегрирования.
а) Определение поверхности теплообменника
Количество тепла, передаваемое элементом поверхности тепло-
обмена dH в единицу времени, равно:
dQ;=k(t — (i)dH, (5-2)
где dQ — количество передаваемого тепла, ккал]ч.',
k — коэффициент теплопередачи, ккал[м2- ч-°С;
dH — элемент поверхности теплообменника;
t—0—разность температур между газами, °C.
С другой стороны, количество передаваемого тепла можно выра-
зить формулой
dQ = Gcp-db, (5-3)
где G — весовое количество нагреваемого газа, кг в единицу времени;
ср— теплоемкость при р — const;
dti — изменение температуры.
При переменной теплоемкости ср и переменном
коэффициенте теп-
лопередачи k для
определения поверхности Н следует прибегнуть
О Gy
Температура
Рис. 5-2. Определение поверхности
теплообменника.
к графическому интегрированию.
Приравнивая правые части уравне-
ний (5-2) и (5-3), получим:
Gcpdb = k(t — b)dH, (5-4)
откуда элементарная поверхность
Gc ndb
(5'5)
После интегрирования имеем:
Если известно протекание температур t и 0 вдоль поверхности
теплообменника Н, интеграл (5-6) можно решить графически.
Для определения Н откладывают величины
Gcp
соответствующие определенным значениям 6, как это показано на
рис. 5-2. Площадь АВА1В1, ограниченная полученной кривой, крайними
ординатами и осью абсцисс, дает численную величину поверхности
теплообменника.
б) Второй способ определения поверхности теплообменника Н
Поверхность теплообменника можно определить следующим спо-
собом. Из уравнений (5-6) и (5-3) следует:
<5'7’
01
§ 5-1]
Расчет теплообменных аппаратов
217
Разбивая теплообменник на п отдельных участков с тепловой на-
грузкой Д<2 и переходя от интеграла к сумме, определим общую по-
верхность теплообменника как сумму поверхностей отдельных элемен-
тов:
" = £д" = £тД11Г- (5-8)
1 1
Для определения поверхности Н необходимо знать коэффициент
теплопередачи k и зависимость между Q, в и t.
Рассмотрим два случая определения поверхности Н при постоян-
ном и переменном коэффициентах теплопередачи.
1. Коэффициент теплопередачи k=const. Если коэффи-
циент теплопередачи k остается постоянным, определение поверхно-
сти Н упрощается и формула (5-8) примет вид:
w = 4-T^r- <м>
Если разбить общее количество передаваемого тепла Q на п рав-
ных частей, то AQ = const и после преобразования формулы (5-9),
Рис. 5-3. Определение интегральной разности
температур.
вводя вместо AQ=-^-, получим:
е.
с другой стороны,
Р=ЯШВИ (5-11)
или
09
1 _ 1 г 1
^ист П
откуда
Д& =— п . (5-12)
ИСТ Qg ' z
01
Для графического определения Д&ист поступают следующим об-
разом (рис. 5-3).
В диаграмме Q-t строят изобары для прямого и обратного- по-
токов.
Расстояние между полученными кривыми при определенном коли-
честве передаваемого тепла дает текущую разность температур между
газами в этом сечении теплообменника.
Следует отметить, что в случае неравенства весовых количеств га-
зов величину передаваемого тепла Q для одного газа относят к 1 кг,
а для другого газа эту величину тепла изменяют пропорционально'
отношению весовых количеств потоков.
При построении изобар прямого и обратного потоков удобно поль-
зоваться диаграммой Z-T.
Проведя построение и разбив количество передаваемого тепла Q
на п равных частей, находят среднюю величину (/—6)ср для каждого»
218
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
Таблица 5-1
№ участка 4 = aq (*-8)ср I Ц-в)ср
1 Д<2 ('1-61)ср 1
((1-Л)ср
2 Д<2 (G ®г)ср 1
(^2 ®г)ср
у 1
элемента, после чего определяют истинную разность температур по фор-
муле (5-12).
Результаты! подсчетов сводятся в таблицу, подобную табл. 5-1.
После нахождения величины S 1 — по формуле (5-12) опреде-
ляют истинную или интегральную разность температур.
, .’2. Коэффициент теплопередачи k переменный.
В этом случае поверхность теплообмена Н определяется по формуле
1
Д<2
k(t — 0)
(5-13)
Графическое построение производится, как и в предыдущем слу-
чае, при k~ const (рис. 5-4).
о т,°к ----------
Рис. 5-4. Определение поверхности теплообменника
при переменном коэффициенте теплопередачи k.
Общее количество передаваемого тепла Q делят на п равных ча-
стей и из графика находят для отдельных участков средние вели-
чины (t— 0)ср, определяют коэффициент теплопередачи k, а затем
обратные величины у—и -у-, после чего находят элементарные по-
верхности Д/f, сумма которых и дает общую поверхность теплооб-
мена. Результаты подсчетов сводят в табл. 5-2.
Обычно коэффициент теплопередачи k изменяется незначительно,
что мало влияет на конечную величину поверхности теплообмена Н.
§ 5-1]
Расчет теплообменных аппаратов
219
Таблица 5-2
А<? = —, п ккал/кг V - е)ср k *«-е>ср AQ AH= k(t -в)ср
&Q &Q ('i-ei)cP ('»-е8)с₽ kl — 6j)cp 02)ср ^2-94)cp
n M^-0)cp
Поэтому для практических расчетов ограничиваются лишь опреде-
лением интегральной разности температур, а коэффициент теплопере-
дачи принимают постоянным.
в) Ошибка в подсчетах по логарифмической разности температур
Выше уже -отмечалось, что расчеты поверхности теплопередачи по
среднелогарифмической разности температур дает существенную ошиб-
ку. В качестве иллюстрации этого положения в табл. 5-3 приведены
расчетные величины логарифмической и истинной разности температур
при охлаждении воздуха с давлением 50 и 60 ата тем же весовым ко-
личеством обратных газов, уходящих под давлением 1 ата. В таблице
также приведены сравнительные данные по поверхностям теплопере-
дачи, подсчитанным с помощью и &
ИИ
Таблица 5-3
№ П/П. Давле- ние воз- духа, кГ/см* Температура воз- духа высокого давления, ®С Разность темпе- ратур, °C ^ист» °C ^ЛОГ’ °C ^ЛОГ» % ^ист» %
на входе в тепло- обменник на выходе из тепло- обменника на теплом конце теплооб- менника на холод- ном конце теплооб- менника
1 50 30 —128 5 65,0 13,83 23,65 58,5 100
2 60 30 —123 5 70,0 15,08 24,97 60,4 100
3 50 30 —128 10 68,5 20,60 30,27 68,0 100
4 60 30 —123 10 73,5 21,82 31,72 68,8 100
5 50 35 —128 10 68,0 20,36 30,15 67,5 100
6 60 35 —123 10 73,0 21,63 31,68 68,2 100
Из табл. 5-3 следует, что ошибка при расчете по логарифмической
разности температур при давлениях, близких к критическим, может
достигать до 40% в сторону занижения величины поверхности. При
повышении давления ошибка становится меньше; точно так же и при
понижении давления ниже критического ошибка уменьшается.
Особенно значительна величина ошибки -будет в том случае, если
количество воздуха высокого давления значительно меньше количества
обратных холодных газов, что имеет место в цикле Гейляндта при ра-
боте на жидкий кислород.
220
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. S
В этом случае ошибка может быть порядка 70—80% в зависимо-
сти от принятой величины недорекуперации на теплом конце теплооб-
менника.
г) Увязка основных параметров теплообменника
Помимо определения истинной разности температур «при расчете
теплообменников для установок глубокого охлаждения приходится
обращать особое внимание на увязку основных характеристик тепло-
обменника с его основными геометрическими размерами и на определе-
ние потерь давления в теплообменнике.
В установках глубокого охлаждения обычно применяются тепло-
обменники змеевикового типа, состоящие из пучка медных труб малого-
диаметра, навитых на сердечник. При значительных скоростях газов
имеют место значительные потери давления, что приводит к повыше-
нию давления в разделительной колонне и влечет за собой увеличение
расхода энергии в установке. С другой стороны, уменьшение скорости
газа влечет за собой уменьшение коэффициента теплопередачи и уве-
личение поверхности теплообмена. Определить оптимальные условия
возможно лишь путем ряда сравнительных расчетов при различных
скоростях потоков. Все эти моменты необходимо учитывать при расчете
теплообменников установок глубокого охлаждения.
Пример 1. Произвести поверочный расчет теплообменника, через который
проходит 78 м3/ч воздуха под давлением 80 ата, а в обратном направлении 75 м3/ч
азота при 1,2 ата.
Тепловая нагрузка Q — 5 400 ккал/ч. Начальная температура воздуха 303° К,
конечная температура воздуха 155° К. Разность температур на теплом конце
теплообменника = 5° С. Температура насыщенных паров азота на холодном
конце теплообменника Таз = 80,3°К.
Теплообменник—змеевиковый, витой, размер трубок 9X1,5 мм, число трубок
л=10. Диаметр сердечника DB = 100 мм.
Основные параметры воздуха высокого давления
Т =
л ср
303 + 155 „
---у----= 229° К-
диаграмме pv-p для воздуха (см. ч. 1), прило-
Удельный объем определяем по
жение, диаграмма VI):
6 070
8Q IO* = 0,0076 м^/кг.
pv _
v — р.10*
Удельный вес
v '0,0076 ~ 131,5 кг/м*-
Объем воздуха
ва 78-1,293-0,0076 ,,
3 600 -2,13-10- м/сек.
10.0,785-0,0062= 2,825-Ю-4 м2.
^сек — 3 600
Площадь сечения трубок
F = n —
Средняя скорость воздуха высокого давления
w _ ___УЗ-Ю-^ == 0 755
w~ F — 2,825-10-*
Средняя теплоемкость воздуха (по TVs-диаграмме)
ср = Т~:"Т~ = Из6з—^553 = 0,361 ккал/кг ° С.
r I / 2 QUO 1 uU
•§ 5-1 ]
Расчет теплообменных аппаратов
22 L
Теплопроводность воздуха (по диаграмме рис. П-5, см. приложение)
0,0173 ккал/м-ч-° С,
вязкость воздуха (по диаграмме рис. П-10)
р. 1,56• 10 —6 кг*сек/м2.
Критерий Рейнольдса
„ w^dx 0,755-131,5-0,006
Ре~ gP 9,81-1,56-10-’ — 3890°-
Критерий Прандтля
с^-3 600 0,361-9,81-1,56-3 600
Рг— Л 0,0173.10е =1.145.
Критерий Нуссельта по формуле Крауссольда
Nu = O1O24Re°'8-Pr0,33 = 120.
Коэффициент теплоотдачи от воздуха к трубкам
Л 0,0173
ai = Nu = 120- у QQ6 =346 ккал/м2-ч-°С.
С учетом кривизны витых трубок
/ d.\ f 6 \
aj = all 4- 1,77-^J = 346 ^1 + 1.77-gg-j 401 ккал/мГ-ч-0 С.
Основные параметры для обратного потока азота
Средняя температура
Л + г2
7 ср— 2
298+ 80,3
2
= 189,2° К.
Коэффициент теплопроводности (по графику рис. П-5, см. приложение)
К = 0,0147 ккал/м-ч-° С.
Вязкость (по графику рис. П-10, см. приложение)
р. =. 1,25-10~6 кг*сек/м2.
Удельный вес азота
р 273 1,2 273
1 = То Ро = 1,251 ~ lb9’2 = 2,18 Кг,М?
Удельный объем
1 1
v = ~у~~ 2 1# = м2/кг.
Секундный объем азота
Gv 75-1,251-0,46 „
VceK— 3 600 3 600 — 0 012 м !сек-
Скорость азота принимаем:
w = 10 м/сек.
Площадь для прохода азота в наиболее узком сечении должна быть:
V 0,012
= к сек, == 0,0012 м2.
Ж ХЮ
При числе рядов навивки 4 и среднем диаметре навизки Dcp 100 + 9-4 =
= 136 мм зазор между трубками равняется:
S 0,0012.10е
в~4л£)с ~ 4-3,14.136 S°'7 ММ-
ср
222 Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов [гл. 5
Относительный шаг по ширине навивки
5. 9,7
s.
Для такого соотношения коэффициент теплоотдачи при поперечном обте-
кании трубок в витых теплообменниках определяется по уравнению (4-49):
Nu = 0,01 Re0-9.
Критерий Рейнольдса
„ 10-2,18-0,009 ......
Re~ g(i 9,81-1,25-10-® ~ 1600°;
Nu = 0,01 (1,6-10*)°-9 = 60,3.
Коэффициент теплоотдачи
Л Л 0,0147
а2 = Nu 60,3-~q~qq9~ 98,5 ккал/мг-ч-° С.
Коэффициент теплопередачи, отнесенный к наружной поверхности трубок:
k =...........1 d' 1 =~1-----------1Г-----Г = 71 ккал/^.ч-0 С.
а1 + а2 401 6 +98,5
Интегральная разность температур
Отношение весовых количеств азота и воздуха
й 75-1,251' _ ,
? 78® 1,293 0,93 кг/кг.
Используя диаграмму 1-Т для воздуха, строим графики количества
кого тепла At —/ (Г) для 1 кг воздуха при давлении р = 80 и для 0,93
при давлении 1,2 ата (рис. 5-5).
передан-
кг азота
Рис. 5-5. Определение интегральной разности температур.
Разбиваем все количество переданного тепла на 12 участков и для каждого
участка находим Д/ср. Результаты расчетов сведены в таблицу.
Таблица 5-4
Определение интегральной разности температур
ЛГу ч д*ср 1 д*ср А*ср 1 д*ср
1 6,5 0,154 7 30,5 0,0328
2 9 0,111 8 37 0,027
3 12,9 0,0774 9 44,5 0,0225
4 16,6 0,0602 10 53 0,0189
5 20,3 0,0429 И 62,5 0,016
6 25 0,04 12 74,5 0,0134
Ек?-”'622
§ 5-1]
Расчет теплообменных аппаратов
223
Интегральная разность температур
12
А8ИСТ = 0,622 =я 19,3° С'
Поверхность теплообмена
^ИСТ 71’19,3
Длина трубок
Я_____3,95
1~ nitd2 10-3,14-0,009 — 14 м-
С запасом 10% I = 15,4 м.
Пример 2. Произвести расчет пластинчатого теплообменника для охлаждения
1 200 нм3 воздуха в час при давлении 6 ата от температуры 303 до 130° К. Через
теплообменник в обратном направлении проходит 1000 м3 азота при давлении
1,2 ата, который нагревается от 80 до 298° К. Тепловая нагрузка аппарата
66500 ккал/ч. Пластинчатый теплообменник изготовлен из меди, коэффициент
теплопроводности Л = 330 ккал/м-ч-° С.
Размеры насадки теплообменника
Приняты следующие основные размеры секций и пластин, образующих ребра
для прямого и обратного потоков (см. рис. 3-11, 3-12):
а = 4 мм; $ = 0,5 мм; b = 2,5 мм; 1 = 24 мм; h = 200 мм.
Периметр ребра
Ф = 2 (а + 5) = 2 (4 + 0,5) = 9 мм.
Число ребер в секции
А 200
п~ Ь 2,5 — 80ф
Площадь живого сечения секции
рж = hl — 5 In = 0,2-0,024 — 0,0005-0,024.80 = 0,00384 м*.
Основные параметры для воздуха <
Средняя температура
303 + 130
7'ср =--------=-216,5° К.
Удельный вес
р Тл 6-273
Y = 7. — • = 1,293 1.216,5 ~ 9,8 кг1м*-
Удельный объем
v = = °»102 м31кг.
Секундный расход
1 200-1,293 Л Л
^сек=----3600----- 0,102 = 0,044 м*1сек-
Теплопроводность
Х = 0,0165 ккал/м-ч-° С.
Вязкость
р = 14,7-10-7 кг-сек!м*.
224
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
Теплоемкость
ср = 0,25 /скал/кг* ° С.
Скорость воздуха принимаем:
w = 2,85 м/сек.
Чдсло секций для прямого потока
^сек 0,044
0,00384-2,85 = 4’
Коэффицент теплоотдачи от воздуха прямого потока к насадке
Критерий Рейнольдса
сег/Ф 2,85-9,8.0,009 . _
Re4~ ng 14,7-10-’-9,81 - ,7 500-
Критерий Прандтля
№
Pr = 3 600 =
14,7-10-’.9,81.0,25 л л л
• 3 600 = 0,79.
0,0165
Критерий Стентона (см. гл. 4, § 4-8)
1 _ 1
________________________ L V 17 500-0,792/3
/Re^-Pr3
Коэффициент теплоотдачи
St =
= 0,88 10-2.
<xt = St w 7^-3 600 = 0,88-10-2.2,85-9,80.0,25.3 600 = 220 ккал/м2-ч*9 С.
Основные параметры для обратного потока азота
Средняя температура
298 + 80
тср-----Г— =189° К.
Удельный вес
7~7° А Гер”11251'
1,2-273
Igg— = 2,17 кг/м3.
Удельный объем
1 1
v = —=2J7 = 0,46
Секундный расход
1 000-1,251
Исек=----зёбб---- -0.46 = 0,16 м31сек.
Теплопроводность
Х = 0,0148 ккал/м*ч*° С,
Вязкость
р,= 12,5*10-’ кг*сек/м2.
Теплоемкость
ср = 0,245 ккал!кг*9 С.
Скорость азота в четырех секциях, смежных с воздушными:
^сек 0,16 ,л „
Ю= FKN ~ 0,00384-4 = 10,5 м^сек-
§ 5-1 1
Расчет теплообменных аппаратов
225
Критерий Рейнольдса
10,5-2,17-0,009
КвФ= 12,5-10-’-9,81 = 1680°-
Критерий Прандтля
„„ 12,5-10-’-9,81-0,245 „
Рг = 3 600 =---------------------= 0,73.
Критерий Стентона
0,0148
St’" KR^-Рг2'3 И 16800-0,732/3-0’95-10’2-
Коэффициент теплоотдачи от насадки к азоту
а2 = Sta»7cz,-3600 = 0,95-10-2.10,5-2.17-0,245-3 600= 192 ККал/м*-ч-° С
Коэффициент теплопередачи через ребра и размеры аппарата
Параметр ребра
для воздушной секции
для азотной секции
-|/ 2,2-а
т= г
if 2,2-220
V 330-0,0005 = 54’2;
/2?2 192
330’0,0005 = 50,6'
По таблицам значений гиперболических функций находим:
th -у) = th (54,2-0,012) = 0,57;
th (пгг = th (50,6-0,012) = 0,54.
Коэффициент теплопередачи, отнесенный к поперечному сечению ребер:
Кр~_________!_______ 1 ____________________!______+________!_____
/ Z V ( I \ 330-54,2-0,57 330-50,6.0,54
th ( тх -у ) Xm2 th I m2 \
= 4 800 ккал/м2 • ч • ° С.
Разность температур
Д/
лог
Д/, — AZ2 _ (130 — 80) — (303 — 298)
л „ Д^ 130 — 80
2,31gM, 2,3 lg303 — 298
Количество тепла, передаваемого одной парой ребер:
qp = Кр -аад/лог = 4 800-0,004.0,0005.19,6 = 0,188 ккал/ч.
Количество тепла, передаваемое всеми ребрами в восьми смежных секциях
в одном ряду:
Qt = q$.п-8 = 0,188-80-8 = 120,5 ккал/ч.
Необходимое число ребер по высоте аппарата
Общая длина аппарата
H = za = 550-4 = 2 200 мм.
15 С. Я. Герш.
226
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
5-2. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ РЕГЕНЕРАТОРОВ
Тепловые процессы в регенераторах были подробно теоретически
изучены. Метод расчета нагрева теплоаккумулирующей массы был раз-
работан Анцелиусом 1 и Нуссельтом2. Гаузен3 4 впервые разработал точ-
ную теорию периодического режима в регенераторе, устанавливающе-
гося после очень большого числа переключений. Эту же задачу
разрешил другим методом Нуссельт и .подроб-
но разработал Шмейдлер 4.
Как было отмечено выше (см. гл. 4), после
большого (теоретически после бесконечно боль-
шого) числа переключений в регенераторе
устанавливается периодический режим, при ко-
тором каждая частица насадки регенератора
Рис. 5-6. Распределение
температур насадки в
регенераторе.
претерпевает одинаковые изменения темпера-
туры в течение каждого двойного периода. Ана-
логичные изменения температуры наблюдаются
и у газов в определенных сечениях регенератора.
Примерное распределение температур в насадке регенератора дли-
ной L при установившемся периодическом режиме показано на рис. 5-6,
на котором температура выражена как функция расстояния от холод-
ного конца регенератора. Во время теплого периода дутья температура
повышается во всех точках, во время холодного она везде понижается,
при этом происходит приблизительно параллельный сдвиг кривой тем-
ператур. Величина сдвига зависит от продолжительности периода пе-
реключения.
а) Сравнение регенератора с теплообменником
Более ясное представление о тепловых процессах в регенераторе
дает сравнение его с теплообменником. Для этой цели необходимо
выяснить вопрос, в какой мере к регенератору можно применить зави-
симости, приложимые к теплообменным аппаратам.
При установившемся режиме для любого участка теплообменного
аппарата между двумя произвольными сечениями 1 и 2 можно запи-
сать следующее уравнение теплового баланса:
^(&2-^) = К ср&2 (5-14}
где Vo и —количество холодного и теплого газов;
&i и &2 — температуры холодного газа в сечениях 1 и 2;
и — то же Для теплого газа;
ср и ср— теплоемкости газов.
Из уравнения (5-14) следует, что количество’ тепла, переданное
холодному газу, равняется количеству тепла, отнятого у горячего газа.
Аналогичное уравнение теплового баланса можно написать и для
двух сечений регенератора 1 и 2, при этом следует иметь в виду, что*
температура газа меняется за время периода переключения.
Характер изменения температур насадки и газов по времени,
в одном сечении регенератора дан на рис. 5-7.
1 Anzelius A., Zeitschr. f. angew. Math, und Meeh., 1926, S. 291.
2 Nusselt W., VDI, 1927, Bd 71, S. 85; VDI, 1928, Bd 72, S. 1052.
3 Schmeidler W., Zeitschr. f. angew. Math, und Meeh., 1928, Bd 8, S. 385.
4 Schmeidler W., Zeitschr. angew. Math, und Meeh., 1928, Bd 8, S. 385_
§ 5-2]
Тепловой расчет регенераторов
227
Если обозначить:
(&i)m — среднее значение температуры холодного газа в сечении
1 в течение периода охлаждения насадки;
(б2)т — то же для сечения 2;
ср—теплоемкость холодного газа ккал)м*-°C;
V„ — объем холодного газа;
(б')т, (&Х— средние значения температур, теплого газа в
сечениях
1 и 2,
с
ко
— теплоемкость теплого газа;
— объем теплого газа,
то можно составить следующее уравнение:
| (9(9, )J = v; с'р [(9Х -(9,)j. (5-15)
Это уравнение отличается от уравнения (5-14) только тем, что
вместо неизменных температур в теплообменнике необходимо взять
средние по времени значения температур газов в регенераторе.
Рис. 5-7. Изменение температур на-
садки и газов в течение холодного
и теплого периодов.
При равенстве полных теплосодер-
жаний газовых потоков
V»cP = V'Oc'P
получим:
(9.)„-(и=м-(9л
или
<9;t-(9.)„=(9Хн9.)„=л9„=с°п*‘.
(5-16)
т. е. средняя разность температур га-
зов при равенстве полных теплосодер-
жаний потоков остается постоянной.
Количество тепла, передаваемого
через элементарную поверхность теп-
лообменника на длине dx в течение
промежутка времени г, можно выра-
зить двумя уравнениями:
dQ = аН dx (У — /') г; (5-17)
dQ = а'Н’ dx(t — b)z, (5-18)
где а и а'— коэффициенты теплоотдачи со стороны горячего и хо-
лодного потоков;
Н, //' — поверхности трубок теплообменника с наружной и внут-
ренней сторон;
f и t —- температуры поверхностей трубок;
8' и & — температуры теплого и холодного газов.
При тонких трубках Н~Н' и t' — t, тогда
dQ = kH dx(W — 8) г, (5-19)
где k — коэффициент теплопередачи*
Рассмотрим теперь, как происходит передача тепла в регенера-
торе. Если рассмотрим элементарную поверхность насадки на длине
15*
228
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
dx, то количества тепла, передаваемого насадкой холодному газу за
промежуток времени г (рис. 5-7), будет равно;
dQ — a.Hdx(tm — &J-z. (5-20)
Количество тепла, отдаваемое теплым газом насадке регенератора,
равно:
dQ=a'77dx(&;-4)z', (5-21)
где а—коэффициент теплоотдачи от насадки к холодному газу;
а' — коэффициент теплоотдачи от теплого газа к насадке реге-
нератора;
Н — поверхность насадки на 1 м длины регенератора;
dx — приращение длины регенератора;
tm— средняя температура насадки во время холодного периода;
t'— то же во время теплого периода;
&от, — средние температуры холодного и теплого газов.
Уравнения (5-20) и (5-21) отличаются от уравнений (5-17) и (5-18)
тем, что вместо постоянных по времени температур в теплообменнике
имеют место средние по времени температуры в регенераторе. Второе
отличие состоит в том, что при равенстве холодного и теплого периодов
z=z' каждое из уравнений (5-20) и (5-21) применимо только для поло-
вины всего полного периода работы регенератора. Между тем уравне-
ния (5-17) и (5-18) применимы для всей продолжительности работы
теплообменника.
Отсюда следует, что при одинаковых Я, а, а' и одинаковых разно-
стях температур, количество тепла, передаваемое в одном регенераторе,
будет в 2 раза меньше, чем в теплообменнике. Для передачи такого же
количества тепла, как в теплообменнике и для непрерывной работы не
обходимо иметь два регенератора. Следует иметь в виду, что в тепло-
обменнике поверхность определяется со стороны одного потока, а в ре-
генераторе— полная поверхность насадки.
Самое существенное отличие заключается в том, что в регенера-
торе в противоположность теплообменнику средние температуры на-
садки tm и t'm во время обоих периодов различны. Величина разности
t'm— Равна средней высоте петли гистерезиса.
При z = z' из уравнений (5-20) и (5-21) можно получить:
dQ^kH dx(b'm-bm)-hm].z, (5-22)
где
* = "ПТ (5-23)
— + —
а аг
— коэффициент теплопередачи.
При бесконечно малой продолжительности периодов переключения
hm становится бесконечно малой величиной, так как кривые t и f
(рис. 5-7) становятся прямыми и совпадают, при этом уравнение (5-22)
будет идентично уравнению (5-19).
Отсюда можно сделать вывод, что при бесконечно малой продол-
жительности периодов переключения поверхность каждого регенера-
§5-2]
Тепловой, расчет регенераторов
229
тора равна поверхности теплообменника при условии равенства коэф-
фициентов теплопередачи и одинаковой разности температур потоков:
< —& и У — а.
тп nt
Если же продолжительность периода измеряется конечной вели-
чиной, то чем больше период переключения, тем заметнее становится
высота петли гистерезиса Лот,.что ведет к соответствующему увеличе-
нию поверхности Н регенератора сравнительно с поверхностью тепло-
обменника.
б) Изменение средних температур газов и насадки
по длине регенератора
Как было указано выше (уравнение (5-16), средняя разность тем-
ператур во всех точках регенератора имеет одинаковое значение
— & = Д& = const.
m m m
Подставляя это значение в уравнение (5-22), получаем:
dQ^kH dx(^m — hmyz. (5-24)
При прохождении холодного газа через элемент длины регенера-
тора dx в течение периода времени г количество тепла, получаемого
газом:
</Q = Vec/&m. (5-25)
Если принять, что количество газа, протекающего в единицу вре-
мени, равно:
Z ’
то из уравнений (5-24) и (5-25) получим:
(5-26)
Принимая, что k и Н остаются постоянными при бесконечно ма.
лой продолжительности периода переключения, когда hm — 0, полу-
чаем:
(5-27)
т. е. при бесконечно коротких периодах переключения имеет место
линейный характер изменения средней температуры газа по длине
регенератора. При конечной продолжительности периодов переключе-
ния протекание температур зависит от петли гистерезиса.
В середине регенератора hm — Q, а по направлению к концам реге-
нератора hm возрастает пропорционально квадрату расстояния от сере-
дины регенератора и может быть выражено по Гаузену приближенной
формулой
'», = С-Ч,тЦ*-4-)!. (5-28)
где С — постоянная величина;
230
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
х — расстояние от холодного конца регенератора;
L —длина регенератора.
При х = 0 и x — L, т. е. на концах регенератора, значение hm
будет максимальным:
h= СДй . (5-29)
После подстановки hm из уравнения (5-28) в уравнение (5-26) и
интегрирования получаем закон изменения средней температуры хо-
лодного газа при конечных периодах переключения:
& =^-Д&ьГ^—— J VI-f-const. (5-30)
m Vcp m [ L 6 L /J '
Отсюда средняя температура теплого газа по длине регенератора
На рис. 5-8 показано изменение температур газов и насадки при
бесконечно малых и конечных периодах переключения.
Рис. 5-8. Изменение температур в регенераторе
при бесконечно малых и конечных периодах
переключения.
При конечном периоде
переключения:
1) разность температур
между насадкой и газами в
середине регенератора равна:
0' — Д9„
tn tn ___ tn
2 2~;
2) у конца регенератора
разность температур между
газами и насадкой регенера-
тора резко уменьшается, и
теплообмен протекает значи-
тельно хуже.
Разность температур между газами и насадкой с учетом петли
гистерезиса
2 ~ 2
В регенераторах, описанных Гаузеном (см. гл. 3), разность темпе-
ратур между воздухом и насадкой для обоих периодов была равна
1,7°С, т. е. Д&и=3,4°С.
Разность температур на концах регенератора составляла 0,8° С,
откуда высота петли гистерезиса
h = Д& — 2 • 0,8 = 3,4—1,6=1,8° С.
tn tn 1 1 ’
В случае отсутствия петли гистерезиса, что имеет место при бес-
конечно малых периодах переключений, поверхность теплообмена реге-
нератора будет меньше и равна Lo, как указано на рис. 5-8.
в) Определение поверхности регенератора
Для определения средней разности температур между газом и на-
садкой регенератора необходимо определить среднюю величину петли
гистерезиса.
§< 5-2]
Тепловой расчет регенераторов
231
Величина петли гистерезиса в любом месте регенератора, как ука-
зывалось ранее, определяется по формуле Гаузена
Средняя величина петли гистерезиса для регенератора длиной L
определяется интегрированием значения hm от 0 до у и от j до L.
При определении средней величины hm следует иметь в виду, что
в реальных регенераторах const и значения &геп и &хол несколько
отличаются друг от друга:
L
0 0
2
где постоянная С может быть вычислена по формуле:
(5-32)
it — приведенное время.
Эта формула была предложена инж. Столпером и дает величины,
близкие к действительным.
Приведенное время чс подсчитывается по формуле (5-39).
Поверхность насадки регенератора
F------
(5-33)
где & = ——j--------коэффициент теплоотдачи;
“i
«2
а]2 — коэффициенты теплоотдачи;
Д&т — средняя разность температур между газами;
kcp— средняя высота петли гистерезиса по длине регене-
ратора.
1. Коэффициент теплоотдачи. Для определения коэффи-
циента теплоотдачи Глазер проводил опыты с алюминиевой и стальной
насадкой различной толщины при отношениях-^-= 13,06; 17,62; 29,3 и
45,8 и различных скоростях движения воздуха.
Результаты экспериментальных работ Глазер выразил в виде за-
висимости критерия Нуссельта от критерия Рейнольдса Nu=f(Re),
изображенной на рис. 5-9.
2. Расчет регенераторов с помощью приведен-
ных величин. Для элемента регенератора длиной dx и для време-
ни dz из теплового баланса можно получить два следующих диффе-
ренциальных уравнения:
(Ы4)
(£)=£(»-')• <5-35)
232
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
где Са — теплоемкость насадки на единицу длины регенератора, ко-
торая определяется следующим образом:
п н .
где 8 —толщина;
Y — удельный вес;
са — теплоемкость насадки;
О, t — температура газа и насадки в
х к моменту z.
сечении, определяемом длиной
быть упрощены, если ввести еле-
Уравнения (5-34) и (5-35) могут
а- „ стальная »
х- Тонкая алюминиевая насадка
о- •• стальная • ♦»
дующие обозначения:
Тогда получается:
(5-36)
(5-37)
Сделанное преобразование
дает возможность выразить
изменения температур по вре-
мени и длине регенератора в
функции двух переменных 5 и ц,
которые Гаузен называет при-
веденной длиной и приведен-
ным временем.
Рис. 5-9. Коэффициент теплоотдачи для Обозначая полную длину
различных насадок регенераторов. регенератора L и продолжи-
тельность периода переключе-
ния Z, мы можем ввести следующие приведенные величины:
1) приведенная длина регенератора
2) прийеденное время
УсР
аН ~
it —
(5-38)
(5-39)
Если для различных регенераторов значения величин Л и it оди-
наковы, то при различных величинах а, Н, V, ср и L и различных
продолжительностях периодов устанавливается одинаковое изменение
температур во времени, выраженное в виде функции 2 и it. На осно-
вании теории подобия величины 2 и it дают возможность охватить
значения ряда величин, характеризующих работу регенератора. Гаузен
приводит график (рис. 5-10) изменения к. п. д. регенератора в зави-
симости от приведенных величин.
§ 5-3]
Расчет регенераторов на незамерзаемость
233
Рис. 5-10. Зависимость к. п. д. регенератора от
приведенной длины.
3. Коэффициент полезного действия регенератора.
Коэффициент полезного действия регенератора представляет собой
отношение
_ Q
^Рег Q 9
^ид
где Q—количество тепла, передаваемое в действительности в реге-
нераторе;
<2ИД — количество тепла, которое потребовалось бы, чтобы довести
температуру холодного газа до температуры горячего газа
(идеальный регенератор).
При бесконечно малой продолжительности периодов переключения
Д. теплообменника. В этом
случае зависимость к. п. д.
от приведенной длины пр
Гаузену
11тЙрег)=1)тепл=гЬ- (5'40)
По мере увеличения про-
должительности периода
*к. л. д. регенератора' умень-
шается.
Бели известна разность
температур на теплом конце
регенератора, то можно лод-
считать к. л. д. регенерато-
ра т)рег и затем по уравне-
нию (5-40) —приведенную
длину регенератора X.
Далее из уравнения
(5-38) можно найти поверх-
ность регенератора Н на 1 м длины. Общая поверхность регенератора
F = HL.
(5-41)
Таким способом определяется поверхность идеального регенерато-
ра, равная поверхности теплообменника.
Для определения действительной поверхности насадки регенера-
тора, задаваясь различными значениями Z, можно определить приве-
денное время по формуле (5-39). Затем по графику рис. 5-10 опреде-
ляют приведенную длину. Далее по уравнению (5-38) можно найти
поверхность насадки на 1 At длины регенератора и общую поверхность
насадки F.
5-3. РАСЧЕТ РЕГЕНЕРАТОРОВ НА НЕЗАМЕРЗАЕМОСТЬ
В кислородных установках воздух, поступающий в блок разделе-
ния, должен быть тщательно очищен от Н2О и СО2. Очистка от угле-
кислоты производится в аппаратах-декарбонизаторах, а осушка от вла-
ги — в осушительной батарее. В противном случае выпадающие осадки
в течение весьма непродолжительного времени забивают проходные се-
чения теплообменников, в результате чего нарушается процесс и аппа-
рат «замерзает». Даже самая тщательная очистка воздуха от Н2О и
СО2 не может обеспечить работу кислородной установки неограниченно
234
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
долгое время, и периодически кислородная установка останавливается
вследствие замерзания аппаратуры. Для того чтобы установка могла
снова нормально работать, аппараты необходимо отогреть, продуть и
осушить.
В установках большой «производительности воздух непрерывно
периодически очищается от водяных паров и углекислоты! в регенера-
торах путем вымораживания. Влага и углекислота, оседающие при
прохождении воздуха через регенератор, затем сублимируются, испа-
ряются и отводятся при движении обратного потока через регенерато-
ры. Чтобы предотвратить забивку регенераторов, необходимо создать
такие условия работы, чтобы все отложения, накапливающиеся во вре-
мя прохождения теплого газа, могли быть унесены из регенератора
холодным газом.
Рассмотрим отдельно незамерзаемость регенераторов в отношении
водяных паров и углекислоты.
Незамерзаемость регенераторов в отношении водяных паров
При равных давлениях потоков теплый газ всегда вносит в регене-
ратор больше водяных паров, чем их может быть унесено холодным
газом, так как при «понижении температуры уменьшается упругость
водяных паров, насыщающих пространство.
При увеличении давления теплого газа могут быть созданы усло-
вия, при которых холодный газ, имеющий значительно меньшее давле-
ние и больший объем, будет в состоянии вывести выделившееся коли-
чество водяных паров при более низкой температуре.
Основными условиями, определяющими незамерзаемость регене-
раторов, являются разность температур и отношение объемов прямого
и обратного потоков газов.
Обозначим:
Р — давление теплого воздуха;
Рт — давление холодного газа;
^н2о—упругость водяных паров при температуре Т°К в теплом воз-
духе, мм рт. ст.;
^н2о — то же в холоДном газе при температуре Т° К;
V — объем теплого воздуха, нм3;
V' —объем холодного газа, нм3;
Yh2q —вес 1 м* водяных паров при нормальных условиях, кг.
Теплый воздух внесет в регенераторы водяных паров
7н2о^н2о
Р
Холодный газ унесет из регенератора водяных паров
7н2о^^н2о
Р'
Для незамерзаемости регенераторов необходимо условие
Тн2о^н2о 7н2о^н2о
Р' Р
(5-42)
(5-43)
(5-44)
§ 5-3]
Расчет регенераторов на незамерзаемость
235
Отсюда упругость паров воды в холодном газе при обеспечении
незамерзаемости регенератора должна быть равна:
, YH,otzpH,op' у р'
^н2о> YHaow' V' Р ^н«°‘ (5-45)
По этой упругости пара можно определить ту минимальную тем-
пературу, ;при которой холодный газ в состоянии удалить выделившие-
ся влагу и лед.
Рис. 5-11. График упругости водяного пара в пределах
от 183 до 320° К.
Если принять, что уходящий холодный газ не насыщен водяными
парами, то условия незамерзаемости регенератора в отношении водя-
ных паров выразятся следующим образом:
р'
н,о^ <f у р н,ср
(5-46)
где <р — степень насыщения уходящего газа.
На рис. 5-11 представлен график изменения упругости водяных
паров РНгО в пределах температур до 323 от 183° К (от —{—50 до
— 90° С), на котором показано определение минимальной упругости
водяных паров- в мм рт. ст., и температуры обратного холодного
236
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[ гл. 5
газа, необходимых для обеспечения незамерзаемости регенератора
в отношении водяных паров. Так, при
f = 20°C; <р = 0,6; ^ = 4
упругость водяных паров теплого газа определится точкой А.
Минимальная упругость пара холодного газа равна:
_1— р — — р
0,6-4 Н,0 2,4 Н,0
и определится точкой С. Отрезок ВС определяет максимально допу-
стимую разницу температур потоков, обеспечивающую незамерзаемость.
Разница температур между теплым и холодным газами
Чакс = 13° С, для /—20= С, д/макс= 8,5= С; для t= - 70, Д/макс= 6= С.
На рис. 5-12 представлены кривые максимально допустимой раз-
ности температур между холодным и теплым газами в случае равен-
Рис. 5-12. Кривые разности температур при различных отноше-
v'p *
ниях п =—г, обеспечивающих незамерзаемость
V//
регенераторов от водяных паров.
ства объемных количеств потоков для различных отношений давлений
р
-р, — 2, 3, 4, 5 при условии полного насыщения холодного газа <р=1
и при <р = 0,6.
р
При отношениях давлений -у, <2 разность температур между воз-
духом и обратным холодным газом должна быть весьма малой, особенно
в пределах температур от 243 до 213° К (от —30 до —60° С). При
разности температур между газами, превышающей минимально допу-
стимую, регенератор будет забиваться льдом.
Фирма Линде вынуждена была отказаться от применения- давле-
ния Р=1,2 ата для основного потока воздуха в одной из своих
установок, так как при этом регенераторы забивались льдом.
§ 5-3]
Расчет регенераторов на незамерзаемость
237
В кислородных установках для получения 96—97% О2 отношение
Р г-
давлений что обеспечивает полный отвод водяных паров из
регенераторов.
б) Незамерзаемость регенераторов в отношении углекислоты
Для удаления отлагающейся в регенераторе твердой углекислоты
требуется, чтобы разница температур была значительно меньше или
отношение давлений больше, чем при удалении водяных паров.
Определим зону начала отложений СО2 в регенераторе.
Обозначим:
Р — давление теплого воздуха;
Р' — давление холодного газа;
^со,— упругость паров СО2 в воздухе;
Р'СГ} — то же в холодном газе;
V — объем теплого воздуха, нм3;
V — объем холодного газа, нм3;
усо — вес СО2 при нормальных условиях, кг)м3.
Теплый воздух вносит в регенератор следующее количество угле-
кислоты:
GB = 7со^со* . (5-47)
Холодный газ уносит из регенератора:
0r=W2io. (5.48)
Зона отложений СО2 в регенераторе начнется с того сечения, где
GB=Gr и займет всю область к холодному концу регенераторов.
Приравнивая друг другу правые части уравнений (5-47) и (5-48)
TcojW’co,_W'pco,
Р ~ Р'
находим:
рсо, _УР
Р'о ~~VP' '
VfP
Обозначив через п отношение , характеризующее работу реге-
нератора в отношении незамерзаемости, найдем:
Рсо2 = «^со3’ (5-49)
где <р — степень насыщения обратного газа. Упругость паров Рсо
в мм pm. cm. в зависимости от температуры определяется по эмпи-
рической формуле
lgPCo,=------127^’62 +0.0068337-1-8,3071. (5-50)
Изменение упругости паров Рсо в интервале температур от 80 до
165° К показано на рис. 5-13.
238
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[ гл. 5
150 155 160 165 “ - - " 3
Рис. 5-13. Упругость паров двуокиси углерода в пределах температур от 80
до 155° К.
В зависимости от отношения давлений и объемов при определенных
температурах холодного газа по уравнению (5-49) может быть найдена
та максимально допустимая разность температур между газами, при
которой холодный газ может унести с собой всю отложившуюся за
теплый период углекислоту.
На рис. 5-14 представлен график, позволяющий определить макси
мальную разность температур Д/макс в зависимости от Тх температуры
холодного газа при различных отношениях п==^-. График построен
для <р = 1.
§ 5-3]
Расчет- регенераторов на незамерзаемость
239
Зона начала отложения углекислоты может быть определена графиче-
ски. Для этого нужно на графике (рис. 5-14) нанести кривую средней
разности температур теплообменивающихся газов М в зависимости от
температуры холодного газа Тк. Эта кривая = f (Тх) находится из
теплового баланса. Точка пересечения нанесенной кривой с линией и=
VfP
=урт показывает температуру, начиная с которой часть твердой уг-
лекислоты остается в регенераторе и не уносится обратным потоком.
регенераторов от двуокиси углерода.
Для расчета регенераторов весьма важно знать не только точку
начала отложений, но и количество отлагающейся СО8, которое может
быть определено следующим образом.
Количество паров углекислоты, выделяющейся при охлаждении
воздуха на 1° по уравнению (5-47):
= Р ’ (^00,(7) ^С02 (Т -1 >) • (5-51)
Количество паров углекислоты, уносимых обратным потоком газа
при нагревании на 1°, равно:
’ = (Рео. <г-> —Р'со.сг. - „ )• <5-52>
Количество остающихся осадков определяем как разность выде-
лившихся и унесенных осадков, т. е.
______р ___р ____ ^У (р _________р \ ?со/ /р' __р' \
и в г Р ^^СО2(Т) /СО2(Г — 1) / pf VCO8(T') /СО2(7’,-1)“
или, обозначая,
240
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
Рис. 5-15. Определение
приведенного давления
и разности температур.
получим:
“= V1 -<р' О.1Г,, _Р^,,) ]. (5.53)
Давление углекислоты в теплом газе, деленное на п, т. е.
Рго
мы назовем «приведенным давлением* или же давлением, приве-
денным к условиям холодного газа, и обозначим P"CQ.
Для определения приведенного давления углекислоты поступают
следующим образом: на графике Pco^=f(t) от Данной температуры
холодного газа откладывают вправо полную разность температур пото-
ков Д£ (точка А на рис. 5-15). Этой температуре соответствует опре-
деленное давление паров углекислоты теплого
газа точка В. Если теперь мы разделим най-
PVf
денное давление на п—-ру~ (отложимвниз 1g п),
то получим приведенное давление паров угле-
кислоты в теплом газе Р"о (точка С).
Расстояние до кривой насыщения с доста-
точной точностью можно принять равным отрез-
ку С — С. Тогда отрезок D — D' равен Д/—
— Аймаке’ или расстоянию между этими кривыми
на графике рис. 5-13. Это положение было бы
точно, если бы зависимость Рсо = f (Г) была
прямой линией; в действительности приведен-
ное давление получается при таком построении
несколько выше, что идет в запас надежности
расчета.
Таким образом, приведенное давление находится при помощи сле-
дующего простого построения: откладывая на графике рис. 5-13 для
каждой температуры величину Af — Д^макс, получаем вспомогательную
кривую М — М' (для рассчитываемого регенератора). Величина Д/ —
— Аймаке берется по графику рис. 5-14. Для нахождения приведенного
давления паров Р"со в теплом газе при какой-либо температуре хо-
лодного газа (Тх) нужно взять давление паров [при этой температуре,
снести точку по горизонтали до вспомогательной кривой, а затем про-
вести вертикаль до основной кривой. Точка на основной кривой дает
искомое приведенное давление паров углекислоты в теплом газе.
Обозначив приведенное давление Р"со, получим окончательно:
735,6 Р 1^СО«(Г) ^СО, (Г—1)) (^00,(7') ^'со, (Г'—!))]
= 0,00266 -р- [(/>COj ^со»(т—1)) (Рсо*(7') ^co.fT'—i))l=
= 0,00266 ^-ДРСОя, (5-54)
где
Д/3СОа = (^СО,(7) ^00,(7—1)) (^СОа(7') (5-55)
В формуле (5-54) давление газа выражено в атмосферах, давле-
ние паров Рсо —в мм pm. cm.
§ 5-3]
Расчет регенераторов на незамерзаемость
241
Пример 3. Определить количество отложений углекислоты в кислородном
регенераторе при следующих условиях. В регенератор поступает 4 220 м3 воздуха
в час. Давление теплого воздуха р = 2,82 ата. Давление кислорода на выходе р=
= 1,06 ата, длина регенератора 4,2 м. Воздух входит при Т = 298° К, выходит при
Т = 95° К. Нагревание холодного газа происходит от 88,5 до 296° К; средняя ско-
рость воздуха 1,25 м/сек.
Отношение
Рв VO,_ 2,82-4220
n~POt'VB~ 1,06-4220 —2-66-
Строим линию Д£ = f (Тх), которая в точке пересечения с линией п = 2,66 дает
температуру начала отложений СО2, Т = 118° К (рис. 5-14). Строим вспомогательную
кривую М — М' (рис. 5-13) и составляем таблицу приведенных давлений (в мм
рт. ст.):
Таблица 5-5
гх' «к РСОа(Т') РСОа(Г'—1) РСОа(Г') “ ~РСОа(Г'—1) РСО^Г) РСОа(Г—1) РСОа(Т)~ - —рСОа(Т—1) Арсоа
118 0,0200 0,0200 0 0,0200. 0,0200 0 0
115 0,0109 0,00345 0,00245 0,0118 0,00925 0,00255 0,0001
НО 0,00290 0,00225 0,00035 0,00350 0,00275 0,00075 0,0001
105 0,000773 0,000575 0,000198 0,00110 0,000865 0,000235 0,000037
Наибольшее количество отложений СО2 приходится в интервале температур
от 115 до 110° К и максимальная величина ДРСО =0,0001.
Подставляя ДРСОа в Ф°РМУЛУ (5-55), получаем:
V'
ДО *=0,0001-0,00266-у.
Через каждый из двух кислородных регенераторов проходит:
4 220
VOa = V' =—2— = 2 110 м3; р' = 1,06 ата.
Подставляя полученные величины, имеем:
2 НО
ДО = 0,0001 -0,00266- -7-7777-=0,000532 кг/ч = 0,532 г/ч.
1,Uo * ' ’
Если принять прямолинейное изменение температур в регенераторе, то интер-
валу в 1° при общей длине регенераторов 4,2 м будет соответствовать длина (на-
гревание холодного газа происходит от 83,5 до 296° К)
4,20
/ = _ gg ~5~ ~0 >0202 м = 2,02 см.
При принятой средней скорости теплого газа
w = 1,25 м/сек
и удельном объеме
v = 0,203 м3/кг (рв = 2,82)
площадь прохода газа
G-v 4 220-1,293-0,203 _
F ~ 3 600 - w 3 600 • 1,25 0,246 л2-
Считая, что принятая скорость должна быть средней по времени в течение
всей рабочей кампании регенератора и что регенератор останавливается на размо-
раживании при увеличении скорости (или уменьшении сечения) на 30%, получим ми-
нимальную площадь сечения перед размораживанием генератора
Рмин = 0,246-0,7 = 0,172.М
16 С. Я. Герш.
242 Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов [гл. 5
Максимальная площадь непосредственно после пуска
£макс = °*246 •1 * ’3 = °’32 м*-
Следовательно, для заполнения углекислым льдом остается пространство:
до = (Л_акс — /* ) I = (0,32 — 0,172) • 0,0202 = 0,00298 м* = 2 980 см\
Плотность твердой углекислоты 1,65 г/см9, В регенераторе откладывается рых'
лая углекислота, плотность которой неизвестна. Снег Н2О примерно в 20 раз легче
льда, но в нашем случае сравнивать можно скорее с инеем, чем со льдом, поэтому
можно принять плотность рыхлой углекислоты в 15 раз меньшей плотности твер-
дой. Следовательно, продолжительность работы до остановки на размораживание
будет:
Y-До 1,65-2980 _
AG-15 0,532-15 615*’
или приблизительно 25,5 суток.
При увеличении отношения п = -ртр- температура начала отложения углеки-
слоты будет перемещаться в сторону более низких температур, в результате чего
количество твердых отложений будет уменьшаться, что улучшает работу регенера-
торов. В этом случае нормальный период работы регенераторов значительно увели-
чится. По эксплуатационным данным регенераторы могут работать без отогрева более
6 мес.
5-4. КОНСТРУКТИВНЫЙ РАСЧЕТ РЕГЕНЕРАТОРОВ i
Задачей конструктивного расчета является выбор наиболее целе-
сообразного шага насадки, диаметра и высоты регенератора, так как
соотношение всех упомянутых величин влияет на величину сопротивле-
ния регенератора.
а) Типы насадок
Первой задачей при конструктивном расчете регенераторов являет-
ся выбор конструкции насадки. Насадка регенераторов выполняется
в виде дисков, свернутых из тонкой гофрированной металлической
ленты.
Известны следующие конструкции насадок:
1. Насадка из двух гофрированных наклонно
лент. Ленты складываются таким образом, чтобы направления рифов
пересекались.
2. Насадка из двух гофрированных наклонно
лент и из двух плоских лент. Рифленые ленты склады-
ваются таким образом, чтобы направления рифов пересекались. Плос-
кие ленты служат прокладками между рифлеными лентами (рис. 3-25).
Основным преимуществом данного типа насадки перед насадкой пер-
вого типа является несколько большая поверхность в единице объема.
Недостаток этого типа — несколько, большая по сравнению с первым
типом омертвляемость поверхности насадки в местах соприкосновения
лент.
Поверхность насадки, заключающаяся в 1 м3 объема регенератора,
зависит от шага и высоты рифа. С достаточной точностью поверхность
может быть подсчитана при введении некоторых упрощающих допу-
щений.
Рассмотрим второй тип насадки, так как от него легко перейти
к любому другому типу. Элемент насадки, состоящий из двух плоских
1 Столпер М. и Шапиро М. Гидравлические сопротивления регенера-
тора и методика конструктивного расчета, Труды Краснознаменного Московского
мех.-маш. института, 1938, вып. 40/1.
§ 5-4]
Конструктивный расчет регенераторов
243
и двух наклонно рифленых лент, показан на рис. 5-16. На рисунке
дано сечение элемента, перпендикулярное рифу; для упрощения стенки
рифа представлены прямыми и образующими между собой острый
угол, в действительности угол округленный, а стенки рифа — несколько
изогнутые. Как показали исследования, существенной ошибки при этих
допущениях не получается.
При нанесении наклонного рифа уменьшаются длина и ширина
ленты, подвергающейся рифлению. Для нахождения изменения длины
и ширины ленты произведем следующее построение (рис. 5-17). К на-
правлению рифа fa в середине его проведем нормаль до пересечения
с краями лентьи. Через полученные точки а и b проведем параллельные
рифу линии ас и bd.
Рассмотрим выделенный параллелограмм adbc. При нанесении
рифа угловые точки параллелограмма а и b будут передвигаться по
Ряс. 5-17. Графическое построение
для определения изменения длины
и ширины ленты при рифлении.
L-----t —У «ё|
Рис. 5-16. Элемент насадки, со-
стоящей из двух плоских и двух
наклонно рифленых лент.
нормали к рифу и проекции вырезанного параллелограмма; после на-
несения рифа получим параллелограмм at, d\, b\, сь Новая длина выре-
занного участка будет aid], а новая ширина Ь\1.
Введем обозначения:
Прежняя длина L~cb — ad.
Новая длина L1 = clb1 = ald1.
Прежняя ширина B = ag.
Новая ширина Bt = bll.
Прежняя нормаль А = аЬ.
Новая нормаль Al — a1bi.
Длина рифа D — ac — bd — b^d^
Рассматривая треугольник a^d^, найдем:
= + (5-56)
но из треугольника abc
D — Lcos a.
Подставляя в уравнение (5-56), получим:
Li=L2cos2a + ^f . (5-57)
Рассматривая сечение рифленой ленты (перпендикулярно- направ-
лению рифа), находим:
Д^Дшпр, (5-58)
где р — половина угла между плоскостями, образующими риф (рис. 5-16).
16*
244
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[ гл. 5
Величина р может быть определена по формуле
t_
2
= (о‘59)
Кроме того, из треугольника abc (рис. 5-17)
Д = Z,sina.
Подставляя значения Д1 из уравнений (5-58) и (5-59) в уравнение
(5-57), получим:
L2 = L? (cos2 a -|- sin2a - sin2 (J).
Следовательно, длина ленточки после нанесения рифа
L1 = L^cos2a-|-sin2asin2p. (5-60)
Для нахождения изменившейся после нанесения рифа ширины
ленточки рассмотрим тот же треугольник a1b1d1. Новая ширина является
высотой этого треугольника и, следовательно, она будет равна:
В^^-. (5-61)
Возводя обе части уравнения в квадрат и подставляя L2 из урав-
нения (5-56), получаем:
Л2Л2
= . (5-61а)
1 Л? + о* ' ’
Из треугольника acg
По уравнению (5-58) и из треугольника acg
A1=A-sin^ = B-^^-.
1 г COS a
Подставляя значения D и Дх в уравнение (5-61а), получаем:
B2sin2g
„2__ cos2a-sin2 a
sin2? 1 ~ '
cos2 a+sin2 a
Произведя преобразования, получаем величину изменения ширины
ленты при нанесении рифа
= (5-62)
где В, — толщина диска.
Поверхность элемента насадки длиной L. и шириной Вг составится
из поверхности двух плоских и двух рифленых лент:
Д# = 4 (В^-|-BL) (5-63)
§ 5-4 ] Конструктивный расчет регенераторов 245
Подставляя значения В и L из формулы (5-60) и (5-61), получаем:
= (5-64)
Так как толщина элемента насадки составляет 2(/г-|-8), где h —
высота рифления и 3 — толщина ленты, то поверхность насадки
в 1 м* объема будет:
где $ — поправочный коэффициент, учитывающий зазоры между дис-
ками.
Если толщина прокладок между дисками равна Д, то
<5-66)
Поверхность насадки, состоящей только из двух рифленых лент, в
единице объема определяется следующим образом:
(5-67)
1 h sin ₽ v 7
б) Последовательность расчета
Выбрав конструкцию насадки и зная связь между шагом насад-
ки /, толщиной лентьи д, высотой рифа и поверхностью насадки в 1 м3
объема регенератора Н\, можно приступить к конструктивному расчету.
Из теплового расчета регенераторов известны: количество и параметры
протекающего газа, вес и поверхность насадки. При расчете приходит-
ся задаваться рядом величин. В первую очередь необходимо задаться
шагом и высотой рифа, толщиной диска и зазором между дисками,
после чего можно приступить к определению объема регенератора.
Шаг рифления в существующих регенераторах обычно варьируется
в пределах от 3 до 5 мм, Желательно выбирать шаг рифления кратным
модулю, так как ото облегчает изготовление вальцов для рифления
лент. Высота рифа находится из установленного практикой соотноше-
ния t: h = 2 и- 1.
Насадку следует делать по возможности с более мелким рифле-
нием, что уменьшает объем регенератора.
Выбрав шаг и высоту рифа, необходимо определить синус полови-
ны угла между плоскостями, образующими риф, по уравнению (5-59).
Толщина диска выбирается в зависимости от производительности
установки, так как при больших диаметрах регенераторов тонкие диски
получаются недостаточно жесткими. Практически толщина диска ко-
леблется от 18 до 35 мм. Зазор между дисками диктуется толщиной
применяемого перевязочного материала.
Выбрав все вышеуказанные величины, определяем поверхность
насадки, заключающуюся в 1 м3 объема регенератора, по формулам
(5-65) или (5-67). Необходимый объем регенератора находится из фор-
мулы!
v I-*'’!- <5'68>
246 Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов [гл. 5
Зная необходимый объем регенератора и задаваясь его высотой,
определяем площадь сечения и диаметр регенератора. При выборе вы-
соты регенератора необходимо руководствоваться следующими сообра-
жениями. Увеличение высоты регенератора ведет к резкому увеличе-
нию гидравлических сопротивлений. Уменьшение высоты регенератора
утяжеляет его конструкцию за счет увеличения толщины стенки, свя-
занной с возрастанием диаметра. Практически высота регенератора
колеблется от 3 до 4,5 м.
По окончании конструктивного расчета регенератора необходимо
определить его гидравлическое сопротивление.
Пример 4. Определить геометрические размеры и сопротивление регенера-
тора, через который проходит азот в количестве 20 000 нм*]ч. Средняя темпера-
тура проходящего азота Т = 200° К. Давление азота р=1,05 ата.
Из теплового расчета регенератора известна необходимая поверхность регене-
ратора Я = 30 000 м2 при толщине алюминиевой ленты 5 = 0,3 мм, h = •
1. Задаемся шагом рифления ленты / = 3,93 мм, что соответствует модулю
т = 1,25, и определяем sin g:
t
2 1,965
1,965 — 0 3 I,18; sing = 0,763.
2— 5 6 * 8
2. Задаемся шириной диска 2^ = 30 мм и толщиной прокладки д = 1 мм и оп-
ределяем поправочный коэффициент
В. 30
5 = 1 — 30 + 1 —°'968-
3. Определяем поверхность, заключающуюся в 1 м* насадки:
2Ki+s4f) 2-°’9б8(1+о^бз)
t ~ 0,00195 4-0,0003 ~ 1 980 л2/л’.
Т + 8
4. Объем регенератора
И 30 000
V ~ 1 980 15,15
5. Выбираем высоту регенератора £ = 4,5 м.
Площадь сечения регенератора
V 15,15
F = £ 4,5 3,36
Диаметр регенератора
1/4Г -/4-3,36
^рег— У я ~Г 3,14 —2>07 м-
Удельный объем азота при р= 1,05 ата и Т =200° К
v ==0,557 м*/кг.
Секундный объем азота, проходящего через регенератор при средней темпера-
туре,
20 000-1,251-0,557
^сек з goo 3’87 м*/сек.
6. Скорость азота
w =!^ = 3187=1,15 м/сек.
F 3,36
§ 5-5] Различные методы обеспечения незамерзаемости регенераторов
247
Приведенный диаметр насадки
2 (2 — 2 (2 — 1 980.0,0003)
^пр — н 1 980
0,00142 м.
8. Вязкость азота при Т = 200° К по Ландольту
iq =1,29-10~8 кг-сек/м2.
9. Число Рейнольдса
®a-rfnp-V 1,15.0,00142-1,8
Re— -q-g ~ 9,81-1,29-10-» — 232,
10. По графику (рис. 3-26) находим коэффициент трения
/'= 1,75.
И. По отношению
^пр 0,00142
^рег~ 2,07 “
0,00686
из графика (рис. 3-26) находим „коэффициент стенки* f" = 0,96.
12. Вычисляем сопротивление 1 м насадки регенератора:
1,152.1,8
^P==f'-f"d^2g 1.75-0,96 0,00142-2-9,81
140 мм вод. ст.
13. Полное сопротивление регенератора равно:
ДР-Н — 140-4,51= 650 мм вод. ст.
5-5. РАЗЛИЧНЫЕ МЕТОДЫ ОБЕСПЕЧЕНИЯ
НЕЗАМЕРЗАЕМОСТИ РЕГЕНЕРАТОРОВ
Из графика (рис. 5-14) видно, что для обеспечения незамерзаемо-
сти регенераторов максимальная разность температур между тепло-
обменивающкмися газами должна быть незначительной. Обычно
в крупных кислородных установках среднее давление воздуха, посту-
пающего в регенераторы, составляет р = 5,5—6 ата, а давление обратно-
го газа д'=1,2—1,25 ата.
v' р
При этих условиях ^==у^7 изменяется от 4,4 до 5 и разность тем-
ператур между газами на холодном конце регенератора должна быть
порядка Д/=4,5—5° С. В работающих кислородных установках вслед-
ствие «понижения упругости паров двуокиси углерода до
1,07 • 10“4 мм рт. ст. (при температуре воздуха 7= 100° К) регенераторы
не забиваются твердой СО2 при разности температур между газами на
холодном конце Д/=8° С.
При равенстве количеств прямого потока воздуха и обратных га-
зов разность температур на холодном конце регенераторов между
газами составляет Д£=14°С и установка быстро забивается твердой
двуокисью углерода.
В установке двух давлений типа КТ-3600 имеется 4—5% воздуха
высокого давления, очищаемого от СО2 в скрубберах, что позволяет
через регенераторы направить азота на 2,5—3% больше количества
прямого потока, в результате чего на холодном конце регенераторов
разность температур понижается до 7—8° С, что удовлетворяет усло-
виям их незамерзаемости.
На рис. 5-18 показан характер изменения температур газов при
равенстве количеств прямого и обратного потоков и в случае превыше-
ния количества обратного газа на 3% к количеству воздуха.
248
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[ гл. 5
В кислородных установках низкого давления при равенстве коли-
честв прямого и обратного потоков применяются различные методь»
для уменьшения разности температур между теплообменивающимися
Рис. 5-18. Изменение разности температур
между теплообменивающимися газами
в регенераторах.
-----• ----обратный газ; ----- воздух; коли-
чество обратных газов на 3% больше количества воз-
духа: -----воздух; количества воздуха и
обратных газов равны между собой.
газами и создания температур-
ного режима, обеспечивающе-
го незамерзаемость регенера-
торов.
Один из наиболее простых
методов состоит в том, что из
регенератора отводится 3—4%
сжатого воздуха примерно
с одной трети высоты от его
холодного конца. При этом
разность температур между
воздухом и обратным газом
к холодному концу постепенно
уменьшается, так как изменя-
ется объемное соотношение по-
токов.
Отводимый воздух посту-
пает в переключающиеся ад-
сорберы, заполненные силика-
гелем, где очищается от СОг-
Вместо адсорберов для
очистки 3—4% воздуха от СО2
можно поставить два переклю-
чающихся теплообменника-вы-
мораживателя.
На рис. 5-19 показано из-
менение температур сжатого воздуха при отводе 3—4% его из регене-
ратора. Этот метод обеспечения незамерзаемости peremepaTopoiB приме-
няется в установках Линде низкого давления (см. гл. 6, 6-10).
Рис. 5-19. Изменение температур воздуха и обратного
газа при отводе 3—4% воздуха из регенератора.
/ — регенераторы; 2—адсорберы; 3—принудительные клапаны;
4— автоматические клапаны.
§ 5-5 ] Различные методы обеспечения незамерзаемости регенераторов
249
В советских кислородных установках низкого давления для обес-
печения незамерзаемости азотных регенераторов применяется так на-
зываемое «тройное дутье». Сущность этого метода заключается
в дополнительном охлаждении насадки в нижней части регенератора,
для чего устанавливают дополнительно третий регенератор. Процесс
происходит следующим образом (рис. 5-20). Через один регенератор-
(/) проходит сжатый воздух и охлаждается до температуры, близкой
к температуре насыщенного пара. При охлаждении сжатого воздуха из
него вымораживаются влага и двуокись углерода. Через второй регене-
ратор (//) в это время в обратном направлении проходит азот, который
Рис. 5-20. Изменение температур воздуха и обратного газа при
„тройном дутье“.
I — регенераторы; 2 — теплообменник; 3 — бабочка; 4— принудительные клапаны;
5—автоматические клапаны.
поглощает твердые частицы Н2О и СО2 и выносит их наружу. Через
третий регенератор (///), насадка которого уже была охлаждена азо-
том, проходит часть воздуха, уже охлажденного в первом регенераторе.
Для ответвления этой части воздуха предусмотрены специальные при-
нудительные клапаны. Проходя через нижнюю часть насадки третьего
регенератора (///), воздух охлаждает насадку, а сам подогревается.
Далее эта часть воздуха проходит теплообменник 2, в котором охлаж-
дается холодным воздухом, отводимым из колонны высокого давления,
и присоединяется к основному потоку сжатого воздуха.
Метод «тройного дутья» вполне обеспечивает незамерзаемость ре-
генераторов, но по сравнению .с рассмотренным выше является более
громоздким, так как требует постановки дополнительного регенератора
и дополнительных принудительных клапанов.
В американских кислородных установках низкого1 давления с ре-
генераторами-рекуператорами дополнительное охлаждение насадки
производится так называемым «петлевым потоком». В регенераторах-
рекуператорах крупных кислородных установок имеются три канала
(см. гл. 3, рис. 3-41). Через внутренние трубьи проходит холодный азот
или холодный воздух и дополнительно охлаждает насадку аппарата и
тем самым уменьшает разность температур между теплообмениваю-
щими газами.
250
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
Имеются и другие методы, обеспечивающие незамерзаемость реге-
нератора, с помощью поперечной петли дополнительного охлаждения
воздуха и т. д., но они являются менее эффективными, чем рассмотрен-
ные выше.
5-6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ РЕКТИФИКАЦИОННЫХ КОЛОНН
И ИХ ОТДЕЛЬНЫХ УЗЛОВ
Помимо определения числа ректификационных тарелок, что по-
дробно рассматривается в I части книги «Глубокое охлаждение» (см.
гл. 4, 4-18), необходимо определять основные размеры ректификацион-
ных колонн и их отдельных узлов.
В кислородных установках, изготавливаемых в Советском Союзе,
как правило, применяются ситчатые кольцевые тарелки, для ©того типа
тарелок приводится данный метод расчета 1 2 *.
При расчете ректификационных тарелок должны быть известны
следующие параметры: давление р, температура Т, количество стекаю-
щей жидкости L и количество1 поднимающихся паров G.
а) Диаметры (наружный и внутренний) кольцевой тарелки
Между площадью сечения ректификационной тарелки Fm и коли-
чеством поднимающихся паров Q имеется следующая зависимость:
р ___ ” ~Двн^ __ ° f ,,21 /R fiQl
m 4 3600»К 'м Ь (5-69)
где Ds — наружный диаметр тарелки;
DBH — диаметр внутренней цилиндрической обечайки;
wK — скорость паров в колонне.
Соотношение между наружным и внутренним диаметром тарелки
принимается в пределах
^- = 2,4+3.
^ВН
Скорость паров для установок производительностью свыше 300 jus
кислорода в час принимают:
для колонны высокого давления
wK = 0,1 -«-0,25 м[сек-,
для колонны низкого давления ниже ввода кубовой жидкости
wK = 0,25 -5- 0,5 MfceK',
выше ввода кубовой жидкости
wK = 0,3 -5- 0,8 м[сек.
1 Герш С. Я. и Столпер М. Б., О незамерзаемости регенераторов, „Кисло-
род*, 1948, № 4.
2 Аксельрод Л. С., Конструирование и расчет ситчатых ректификационных
колонн, Труды ВНИИКИМАШ, вып. 1, 1956.
§ 5-6] Определение размеров ректификационных колонн и их отдельных узлов 251
В отдельных случаях в зависимости от условий и предъявляемых
требований скорость паров может несколько отличаться от приведен-
ных цифр. Обычно с ростом производительности скорость паров растет,
а с уменьшением несколько падает.
б) Площадь сливного устройства
В кольцевых тарелках площадь fn, занятая сливным устройством,
принимается в пределах
р-™)
в) Площадь отверстий и скорость паров
Для правильной и равномерной работы ректификационной тарелки
необходимо рассчитать среднюю скорость паров в отверстиях тарелки.
Площадь отверстий при разбивке их в шахматном порядке по
сторонам шестиугольника равна:
fo^O,91^2(Fm-fn) И (5-71)
где d„,t— диаметр отверстий и шаг между ними.
Для воздухоразделительных колонн применяют сита с d0 =
— 0,8 -г- 0,9 мм\ t = 3,25 мм.
Для крупных воздухоразделительных колонн при повышенных ско-
ростях диаметр отверстий целесообразно увеличить до d0 = l,3 мм.
После нахождения величины /0 средняя скорость паров в отвер-
стиях равна:
wo = з боо/0 [MlceK]- (5-72)
г) Минимальная скорость паров в отверстиях
Для того чтобы тарелка работала всем сечением, скорость паров
в отверстиях должна быть больше некоторой минимальной скоро-
сти шон.
Величина скорости а»он зависит от напряженности сливной перего-
L
родки у.
Для кольцевых тарелок напряженность сливной перегородки
1*7*’). (5-73)
где b — ширина сливной перегородки (периметр слива), м;
i — число переливных стаканов (устройств).
От напряженности сливного устройства у и высоты сливной пере-
городки z, зависит падение уровня (статического давления) жидкости
на тарелке, которое определяется по формуле
ДА = (0,85гх-|-0>47А1) уж [мм вод. cm.j,
(5-74)
где ht — величина напора жидкости у сливной перегородки.
252
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
Для воздухоразделительных колонн высоту сливной перегородки
принимают: гг= 10 н- 15 мм, причем для больших колонн следует брать
меньшее значение.
Величина напора жидкости у сливной перегоордки определяется
по уравнению
<5’75’
где ш — коэффициент расхода при расчетах по уравнению (5-75) при-
нимают:
для напряженности сливной перегородки
у <5 м31м-ч /и = 6 400;
4- > 10 м31м • ч m = 10 000.
Для промежуточных значений у принимают промежуточные вели-
чины для т.
После вычисления величины Д/г находится минимальная скорость
паров в отверстиях по формуле
<5'76>
Если скорость дао/>даон, то тарелка будет работать полным сече-
нием. В противном случае нужно изменить некоторые конструктивные
параметры/как-то: диаметр отверстий, высоту сливной перегородки,
периметр сливного устройства.
Величина по уравнению (5-75) и значение 0,47/г,, входящее
в уравнение -(5-74), могут быть найдены с помощью графика рис. 5-21,
а минимальная скорость &уом в зависимости от удельного веса газа
может быть определена с помощью графика рис. 5-22.
д) Гидравлическое сопротивление тарелки
Гидравлическое сопротивление тарелки определяется по уравнению
/г _|_/г а мм Н2О, (5-77)
где Л —динамическое сопротивление сухой тарелки, равное:
Ад=1>83^ГТг- (5-78)
Величина /гд может быть определена по графику рис. 5-23 /гст —
статическое давление столба жидкости для воздухоразделительных
колонн, вычисляют по формуле
/гст = (0,195д1 + 0,69/г1)Тж. (5-79)
Значение 0,69/ц может быть найдено с помощью графика рис. 5-21.
/га — сопротивление поверхностного натяжения жидкости:
<5-80>
Рис. 5-21. Зависимость критической скорости
жидкости и напора над гребнем водослива от
напряженности сливной перегородки.
/ — высота пены над сливной перегородкой 3,53АХ; 2 —под-
пор сливной перегородки hx = yf (&4г)‘-|<Ю0;3-ста-
тическое давление столба пены над сливной перегород-
кой 0,69/ti; 4—критическая глубина ЛКр *
*4,25; 5—величина 0,47/h.
Г «Л 6 )
Рис. 5-22. Зависимость минималь-
ной скорости, необходимой для
работы тарелки полным сечением,
от падения давления Дй для
различных значений удельного
веса газа в колонне.
§ 5-6 ] Определение размеров ректификационных колонн и их отдельных узлов 253
254
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
тарелки от скорости газа в отверстиях тарелки для
различных значений удельного веса газа в колонне.
В воздухоразделительных колоннах при диаметре отверстий =
= 0,9 мм с достаточной точностью можно принять:
в колонне высокого давления Ла = 4 мм Н2О;
в отгонной секции колонны низкого давления Ла = 5 мм НаО;
в концентрационной секции колонны низкого давления /га =
= 4 мм Н2О.
е) Определение конструктивных размеров сливных устройств
На рис. 5-24 изображены четыре основных типа сливных устройств.
Высота подпорной перегородки z2 и минимальное расстояние между
тарелками I определяются по уравнениям
г2™. = л*«, + “^ (5-81)
ЙЛкр+ 0,95О+ 0,95 1,25, (5-82),
\ ‘ж /
§ 5-6 ] Определение размеров ректификационных колонн и их отдельных узлов 255
где а — высота начального гидравлического затвора (принимают а =
= 5-«-10 мм);
Лкр — критическая глубина потока жидкости, определяемая по фор-
муле
^=]/WJ4’25’
(5-83)
значение Лкр можно определить с помощью графика рис. 5-21;
А и В — коэффициенты, зависящие от конструкции сливного устрой-
ства.
Множитель 1,25 в уравнении (5-82) обеспечивает минимальный
запас в расстоянии между тарелками.
В табл. 5-6 приведены значения коэффициентов А и В и формулы
для определения минимального расстояния между тарелками для че-
Рис. 5-24, Различные типа сливных устройств.
тырех типов сливных устройств. Значение z2 для всей колонны следует
определять по , проверять значения I следует по уравнениям
' 'макс
табл. 5-6.
Расстояние между тарелками нельзя выбирать только из условий
обеспечения нормальной работы сливного устройства. Необходимо учи-
тывать возможность переброса пены с нижележащей тарелки на выше-
лежащую.
Минимальное расстояние между тарелками, исключающее переброс
пены на вышележащую тарелку, определяется по формуле
Ях = ^ + 3,53/1,.
(5-84)
Значение 3,53ЛХ можно определить по рис. 5-21.
256
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
Таблица 5-6
Значение коэффициентов А и В и формулы для определения расстояний
между тарелками
Тип сливного
устройства
Коэффици-
ент А
Коэффи-
циент В
Высота I при z2 * Z2 мин
1,34
3,6
/ = 1,25
hm
0,9522 - 2! + 1,68Акр + 0,95 — +
I W
I
А3КР
+ 1>16(^F
II
III
IV
1,14
0,95
0,915
3,3
2,44
2,08
/ = 1,25
/=1,25
I = 1,25
hm
0,95z2 —Z, + l,68ftKD + 0,95-— +
н «ж
hm
1,7122 — 2! —0,76а+ 0,95 — +
Йкр
+°-7зй^М
2,1б22 — 2j — 1,2а + 0,95 -— +
» ж
А
fr3KP 1
(22 — а)2]
Пример 5. Произвести проверочный расчет размеров кольцевой тарелки
(рис. 3-53) для колонны низкого давления установки КТ-3600, исходя из данных
эксплуатации.
Исходные данные:
L' = 6 600 нм?/ч — количество азотной флегмы;
<7' = 12 600 hmzIh — количество паров азота, проходящего через тарелку;
р=1,38 ата — давление в рассматриваемом сечении колонны;
Тж = 814 kz/mz — удельный вес жидкости (азота);
Тг = 6,06 кг/мг — удельный вес пара (азота)-
а = 8,2 дин/см— поверхностное натяжение азота.
Нагрузки по жидкости и пару в реальных условиях работы тарелки следую
щие:
а) объем протекающей по тарелке жидкости
Ta3*L'
L =
1,251-6 600
814
= 10,15 м3/ч;
б) объем пара, проходящего через тарелку:
„ Yas0, 1,251-12 600
° = — =------------6^6------“ 2 600 м3!4-
1, Скорость паров по колонне при DH — 1 900 мм и Z)BH'= 800’jkjm:
w =___________40 - 2600
к — £>вн)3 600 0,785(1,92 — 0,82)-3 600 ~°>ЗИ м/сек-
§ 5-6] Определение размеров ректификационных колонн и их отдельных узлов 257
2. Площадь отверстий тарелки, учитывая, что J/8 ее часть приходится на
сливное устройство, при размерах сита dQ = 0,9 мм и / = 3,25 мм
/d0\2 / 0,9 \2 7
fo = 0,91 0,785(1,9’—0,8’)-g-=0,142 л’
3. Средняя скорость паров в отверстиях тарелки
G __ 2 600
3 600.fo ~ 3 600-0,142 ~’5»07 м/сек.
4. Минимальная средняя скорость паров, обеспечивающая работу всей тарелки,
может быть определена следующим образом. При высоте сливной перегородки
21=10 мм и напряженности сливной перегородки
L 2L 2-10,15
b Dn — DBn 1,9 —0,8 18>5
Падение статического давления жидкости при ее протекании по тарелке:
Д/г = (0,85^ + 0,47^)^= (0,85-10+ 7,1)-0,814 = 12,7 мм.
Величина 0,47/&i=7,l мм определена по графику рис. 5-21.
Из графика (рис. 5-22) о>он = 3,4 м/сек, т. е. о>о^>а>он, что обеспечивает нор-
мальную работу всей тарелки.
5. Общее сопротивление тарелки складывается из:
а) динамического сопротивления; из графика (рис. 5-23) при скорости w0 =
= 5,07 м/сек и уг = 6,0б находим:
/гд = 14,4 мм вод. ст.;
б) статического столба жидкости
hCT =»(0,195г, + 0,69/1,)^ =(0,195-10+ 10,4)0,814 = 10 мм вод. ст.;
значение 0,69/гх найдено из графика рис. 5-21 при
L
-у = 18,5 м3/ч;
в) сопротивления разрыву пленки
4а 4-8,2
Ao=9,81d0 9,81-0,9. 3,72 лл. вод. cm.
Сопротивление тарелки
hm ~ Ьц + ^ст + = 14,4 + 1 0 + 3,7 = 28,1 мм вод. ст.
6. Минимальное расстояние I между тарелками, необходимое для предотвра-
щения от захлебывания при данных нагрузках и сливном устройстве тарелки
типа III (рис. 5-24) с размерами z2 = 22 мм, а = 6 мм, подсчитывается следующим
образом:
*2МИН = 0 > 95/*Кр + « = ° > 95 • 14 + 6 = 19,3 мм;
величину 0,95/гкр берут по графику (рис. 5-21) при
L
-у = 18,5 м3/м-ч и Лкр = 14 мм.
Так как тарелка имеет z2=22 мм, отличающееся от г2мин = 19,3 мм, то мини-
мальное расстояние I для сливного устройства типа III определяется по формуле
А3 1
^кр __
(г —а)2]-"
143 1
= 80 мм.
hm
I = 1,25 1,71z2 —0,76а —2^! + 0,95-—+ 0,73
L *Гж
Г 28.1
= 1,25 I 1,71 -22 — 0,76-6 — 10 + 0,950—gyj+0,73 (22 —6)2
17 С я. Герш
258
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл. 5
7. Высота пены на тарелке
77 = Z + 3,53/ц = 10 + 54 = 64,
величина 3,53/ц определена по графику (рис. 5-21).
Минимальное необходимое расстояние между тарелками, исключающее пере-
брос пены на вышележащую тарелку, принимая сепарирующее пространство 15 мм„
равно: '
Н = 64+ 15 = 79 мм.
В ректификационной колонне установки КТ-3600 расстояние между тарелками
77 = 90 мм, ча'о обеспечивает ее надежную работу.
5-7. РАСЧЕТ КОНДЕНСАТОРОВ-ИСПАРИТЕЛЕЙ
При расчете конденсаторов-испарителей необходимо определять
коэффициенты теплоотдачи со стороны кипящего кислорода и конден-
сирующегося азота.
Для определения этих коэффициентов необходимо знать темпера-
туру стенки трубок, термическим сопротивлением стенки обычно пре-
небрегают.
Температура стенки определяется из условия равенства тепловых
нагрузок со стороны конденсирующегося пара и испаряющейся жидко-
сти при известной разности температур между ними Л—t2.
Тепловая нагрузка на единицу длинен трубок равна:
q = (x1Tzd1^1 — a2rcd262, (5-85)
где 04 — коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара
к стенке;
а2 — коэффициент теплоотдачи от стенки к испаряющейся
жидкости;
dt — внутренний диаметр трубки;
d2 — внешний диаметр трубки;
6Х = — tCT — разность температур между конденсирующимся паром
и стенкой;
62 = /ст — /2 — разность температур между стенкой и испаряющейся
жидкостью.
Удобнее вычислить тепловую нагрузку, отнесенную к единицы
длины трубы, тогда формула (5-85) примет вид:
Рис. 5-25. Определение температуры
стенки конденсатора-испарителя.
^=a10,dI = aa02</2. (5-86)
Температура стенки определяется
следующим графоаналитическим спо-
собом (рис. 5-25).
На оси абсцйсс откладывают от-
резок ab, равный /2— ^2=в1Н~02. За-
тем из точки а строят кривую q =
— а из точки b строят
кривую q = ф (а2<А). Точка пересече-
ния кривых определяет тепловую на-
грузку и дает искомую температуру
стенки /ст, а отрезки ad и db указы-
вают соответственно, разности темпе-
ратур 6i и 62.
§5-7]
Расчет конденсаторов-испарителей
259
Определив разности температур 0, и 02, по уравнению (5-86) можно
найти а, и а2, т. е.
„ __ q . „ _ q
’ 2~ d2e2 •
Зная коэффициенты теплоотдачи ах и а2, можно определить коэф-
фициент теплопередачи k.
(5-87)
Пример 6. Определить поверхность конденсатора для кислородной установки
производительностью 100 ж3/^ О2. Количество передаваемого тепла Q = 25 600 ккал/ч.
Температура испарения кислорода в межтрубном пространстве конденсатора 93,5° К,
температура паров азота 96,9° К. Высота трубок /7 = 0,6 м, размер трубок 7Х
Х0,4 мм.
Коэффициент теплоотдачи ах от конденсирующего азота к стенке определяется
по формуле Кутателадзе
, 4/_1
| / Г1_7ст-
Удельный вес азота при Т =.93,9° К по диаграмме рис. П-1 (см. приложение)
у = 710 кг/м*.
Скрытая теплота парообразования из диаграммы i — lg р
1412 — 281
г =-----28-----=40,35 ккал/кг,
вязкость жидкого азота (рис. П-11)
р = 10,2-10-6 кг-сек/м2.
Теплопроводность жидкого азота (рис. П-9, см. приложение)
А = 0,095 ккал[м-ч.-°С.
Рабочую высоту трубок принимаем 0,8/7, т. е.
0,8/7 = 0,8-0,6 = 0,48 м.
Подставляя найденные значения параметров в формулу Кутате-
ладзе, получим:
„ _ 1 io.4/ 7102-0,095’-40,35-10e-3600 // I „ IRn ft _0,25
а,- ЫЗ у ------------10,2-0,48------у = 2 160 °*
Коэффициент теплоотдачи а2 от стенки к кипящему кислороду
определяем по формуле Кружили на
а —6 9. ю-з ( i"r Xluh'\'h *0,75
а2 О,» 1U \а / ^0,46^-7/602-0,37 Ч
или
а2 = /?/7 = /?(аД)°-7,
откуда
а2 = В3’33073.
Значения отдельных параметров следующие:
Ко =5,045 кг/м2 (см. приложение табл. П-1);
7= 1 140 кг[м*-,
г = 51 ккал) кг\
с = 0,406 ккал/кг ^, теплоемкость;
1*=17-10_® кг-сек[мг вязкость (см. приложение рис. П-11);
17*
260
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
[гл 5
1 = 0,15 ккал[м-ч°С (см. приложение рис. П-9);
о= 1,02-16'4-13,2 поверхностное натяжение;
о—«о «а-»/ 5,045-51 у/»/ 1140 y/,4Z
В 6,9-10 (j 140—5,045) ^1,02-10-«-13,2 )
л 1 кО,75
V ____________U’Ib_______________— 4 Q
(17-10-б)°’450,40б7/60-93,50’37
ИЛИ
а2 = 4, 33,3302’33 = 14262'33.
Определение температуры стенки и коэффициентов
теплоотдачи ах и а2.
Равенство тепловых нагрузок со стороны конденсирующегося азота
и испаряющегося кислорода определяется следующим образом:
Я —
где d, — внутренний диаметр трубок 6,2 мм;
da — наружный диаметр трубок 7 мм;
6, —разность температур между конденсирующимся паром и стенкой;
02 — разность температур между стенкой и испаряющейся жидкостью.
Общая разность температур между конденсирующимся паром
и испаряющимся кислородом
— t3 = — 02 = 96,9 — 93,5 = 3,4° С.
Для определения температуры стенки строим график (рис. 5-26):
по оси абсцисс откладываем в масштабе — /2==3,4°С.
Далее от начальной температуры ta строим кривую по уравнению
Я, = 4^ = 2 160-0,00620°’г®= 13,40°’75.
Затем от температуры /2 строим кривую по уравнению
Рис. 5-26. Определение температуры
стенки конденсатора-испарителя.
<7 3 = МЛ = 142 • 0,00763’33== 1 .ОО3’33.
Результаты расчетов сведены в
таблицы
0,5
1
1,5
2
0,585
1
1,36
1,68
7,8
13,4
18,2
22,5
6» eF3 <7 2 = 1.0-вЗ-ЗЗ
0,5 0,1025 0,1025
1 1 1,0
1,5 3,8 3,8
2 9,99 9,99
2,5 20,7 20,7
§5-8]
Расчет центробежного ректификатора
261
Точка пересечения кривых дает значения разностей температур:
0t=l,2°C; 6г = 2,2°С и <7=15,3 ккал[М'Ч.
Коэффициенты теплоотдачи
° * ~ "5^7 = 0,0062-1,2 = 060 ккал1м* • ч • °C;
= dtflt= 0,007-2,2=000 ккал[м?-ч-°С.
Коэффициент теплопередачи, отнесенный к наружному диаметру
трубок:
k = —р = —j----------j— = 640 ккал{мг • ч • ° C.
2060 6?2+990
Поверхность конденсатора
Необходимое количество труб
П = itd-0,8// =3,14-0,007-0,48 = 1 120 тРУб°к-
С запасом 15% число трубок
п= 1 120-1,15=:= 1285 трубок.
5-8. РАСЧЕТ ЦЕНТРОБЕЖНОГО РЕКТИФИКАТОРА
Для определения размеров ректификатора (см. рис. 3-60) необхо-
димо вычислить коэффициент массопередачи К, характеризующий
процесс массообмена при пленочной ректификации.
Процесс массопередачи описывается следующим уравнением:
Ki' = 1,5- 10-5-Re^2Z7.Pr'®’67-S0>67-nM.f0>015 (5-88)
wd эрп
где Re =---------критерий Рейнольдса для пара;
w — скорость пара в канале, м[сек-,
, 2аЬ
= — эквивалентный диаметр канала, м;
рп—плотность пара, кг-сек2(м4\
a—t — 8 —высота ректификационного канала, лт,
t — шаг спирали, м\
8 — толщина ленты, м\
Ь — ширина ректификационного канала, м,\
, Ре'
Prn=^-i — диффузионный критерий Прандтля для пара;
f wd~
Реп=3 600 —р---диффузионный критерий Пекле для пара;
262
Тепловые и конструктивные расчеты основных аппаратов
1гл. 5
D — коэффициент диффузии для пара, определяется по
формуле Джиллиленда, мг[ч-,
D = 0,00155 —J’1' ’+-1_ [мг/ч];
*4 'ио.1 11
Т —средняя температура в канале, °К;
р — среднее давление в канале, ата-,
и Жо — молекулярные веса азота и кислорода;
— величины, условно называемые молекулярными объемами;
(5-89)
v =
=31,2
% = 14,8
•У»
S= ( ——число единиц переноса массы (определяется графически
£ ур у интегрированием);
У1 и У г— начальная и конечная концентрации паров азота в ка-
нале;
ур — равновесная концентрация;
у — текущая концентрация паров азота;
Q л.
g- — флегмовое отношение;
Q — количество жидкости, текущей в канале;
G— количество пара, идущего по каналу;
f=ir~Td — коэффициент дна (для гладкого дна f=l);
f— шаг бугорков, м;
d — диаметр бугорков, м:
R. — средний радиус кривизны канала, м\
Kd
Ki'=22,4-^?—диффузионный критерий Кирпичева для пара;
К. — коэффициент массопередачи, кг • моль/мг • ч • моль/моль.
По найденному значению К. нетрудно определить поверхность
центробежного ректификатора
КДу ’
(5-90)
где
N=G(ya — yj;
Ду =~Угр^- •
При получении кислорода чистотой 99,2 — 99,5% в опытном рек-
тификаторе коэффициент масс опере дачи К. составил
0,155 -г— 0,2 кг • моль/м* • ч • моль!моль.
Для определения оптимальных геометрических размеров спираль-
ного канала при разделении жидкого воздуха по схеме однократной
ректификации при условии отсутствия уноса жидкости можно восполь-
зоваться уравнением
1,75₽ж
ЛкСЬ — 2
0,57 —ттйГ
м°*
(5-91)
§ 5-8]
Расчет центробежного ректификатора
263
где А = -г—постоянная спирали Архимеда;
Q — удельный секундный расход жидкости, отнесенный
к 1 м ширины спирали, м*[сек’,
<о — угловая скорость вращения канала;
Рж — вязкость жидкости, кг-сек/м2;
рж —плотность жидкости, кг-сек2[м\
г — число заходов
Из уравнения (5-91) может быть определена минимальная угловая
скорость и, при которой начинается унос жидкости. Следует иметь
в виду, что при увеличении высоты канала а более 6 мм процесс массо-
обмена ухудшается. Поэтому для увеличения производительности
ректификатора следует применять многозаходные спиральные кассеты
с высотой канала а=4,5-*-5,5 мм.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
ОПИСАНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ УСТАНОВОК
ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
В Советском Союзе изготовление установок глубокого охлаждения
началось с 1932 г.
Первая отечественная кислородная установка для получения
жидкого и газообразного кислорода производительностью 250 л<3 кис-
лорода в час, включая компрессор высокого давления и детандер, была
запроектировала под руководством профессоров С. Я- Герша,
Н. А, Доллежаля и С. Н. Семихатова при ближайшем участии инже-
неров П. М. Каменева, Г. И. Бурко. Построенные компрессоры и раз-
делительные аппараты работали вполне удовлетворительно и послу-
жили основой для дальнейшего проектирования кислородных устано-
вок производительностью 30 и 130 № кислорода в час, а также для
проектирования компрессоров высокого давления.
В настоящее время в Советском Союзе широко развито производ-
ство установок глубокого охлаждения различных типов, разрабаты-
ваются новые схемы и конструкции оборудования, во многих случаях
более совершенные, чем заграничные.
В Советском Союзе изготовляются установки технического кисло-
рода производительностью от 30 до 1000 м3/ч газообразного и до
2 000 кг/ч жидкого кислорода. Для получения технологического кисло-
рода выпускаются крупные кислородные установки производитель-
ностью от 3 500 до 15000 л<3 в час концентрацией 95—97% Ог. Значи-
тельное число установок технического кислорода имеет добавочные
колонны для извлечения аргона. В установках технологического кисло-
рода устанавливают криптоновые колонны для извлечения криптона и
ксенона в качестве побочных продуктов.
В последние годы в связи с развитием промышленности синтети-
ческих продуктов и искусственного жидкого топлива в Советском
Союзе изготовляется значительное количество установок для разделе-
ния коксового газа, углеводородных и природных газов.
Ниже дается описание кислородных установок и установок для
разделения сложных газовых смесей, изготовляемых в Советском
Союзе, и наиболее интересных установок глубокого холода, изготов-
ляемых за. границей. .
264 Описание промышленных установок глубокого охлаждения, [гл. 6
6-1. УСТАНОВКИ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ
ГАЗООБРАЗНОГО И ЖИДКОГО КИСЛОРОДА
На рис. 6-1 показана схема ранее выпускавшейся установки высо-
кого давления для получения газообразного и жидкого кислорода про-
изводительностью 30, 130 и .250 м3 О2 в час.
Основные элементы установки следующие: 1) компрессор высокого
давления; 2) детандер; 3) разделительный аппарат; 4) декарбониза-
тор; 5) осушительная батарея; 6) оборудование для хранения получае-
мого кислорода.
Процесс получения кислорода происходит следующим образом.
Воздух, засасываемый компрессором, проходит через фильтр /, запол-
ненный кольцами Рашига, смоченными висциновым маслом, и очищен-
ный от механических примесей и пыли поступает в первую ступень
компрессора. Воздух после каждой ступени компрессора проходит про-
межуточные холодильники с маслоотделителями. После второй ступени
компрессора (в установке 250 л3О2/ч после третьей) воздух, сжатый
до 12—15 ати, направляется в дейарбонизатор, где проходит через
щелочной раствор, который поглощает содержащийся в воздухе СО2.
В верхней части декарбонизатора находится сепаратор, в котором воз-
дух освобождается от щелочного раствора, а затем направляется в ще-
лочеуловитель, где выпадают капельки щелочи, уносимой воздухом
из декарбонизатора. Далее воздух сжимается последовательно
в третьей и четвертой ступенях компрессора.
Давление воздуха при получении газообразного кислорода при
установившемся режиме составляет 55—60 ати, что обеспечивает доста-
точное количество холода для компенсации потерь от недорекуперации
и в окружающую среду. Во время пускового периода, а также при по-
лучении жидкого кислорода давление р = 2О0 ати.
Из компрессора воздух поступает в осушительную батарею 6, где
происходит осушка воздуха от влаги.
Осушенный воздух проходит через двухсекционный теплообменник
(азотная и кислородная секции), расположенный наверху раздели-
тельного аппарата. Из теплообменника воздух поступает в змеевик
испарительного сосуда, сжижается и через дроссельный вентиль по-
ступает в середину нижней колонны.
В нижней колонне процесс ведется при давлении 5—5,5 ати, где
происходит предварительное разделение воздуха на жидкость в испа-
рителе с содержанием 35—45% О2 и жидкий азот с концентрацией
93—95% N2, собирающейся в так называемых азотньих карманах, рас-
положенных под конденсатором разделительного аппарата.
Жидкость из испарителя дросселируется в среднюю часть верхней
колонны, а жидкий азот — в верхнюю часть на 48-ю тарелку.
В верхней колонне происходит окончательное разделение воздуха
на кислород и азот при небольшом избыточном давлении 0,3—0,4 ати.
Между колонной высокого давления (нижняя колонна) и колонной
низкого давления (верхняя колонна) расположен промежуточный кон-
денсатор-испаритель. В трубках конденсатора происходит конденсация
газообразного азота, который, передавая свое тепло жидкому кисло-
роду, находящемуся в межтрубном пространстве, вызывает его* ки-
пение.
Полученные газообразные кислород и азот направляются в соот-
ветствующие секции теплообменника, причем азот выбрасывается
в атмосферу, а кислород собирается в резиновом газгольдере /3. Коли-
чество добываемого кислорода учитывается газовым счетчиком 10.
Рис. 6-1. Схема установки высокого давления для получения газообразного и жидкого кислорода.
/—фильтр; 2 — компрессор высокого давления; 3 — холодильники; 4—декарбонизатор; 5—бак для щелочного раствора; £—осушительная
батарея; 7—поршневой детандер; 8—фильтр; 9—разделительный аппарат ^двукратной ректификации; 10—газовый счетчик;
// — танк для хранения >«жидкого»-кислорода;^/2—кислородный компрессор; 13 — газгольдер; 14— наполнительная рампа.
§ 6-1 ] Установка высокого давления для получения кислорода
№
О
266 Описание промышленных' установок глубокого охлаждения [гл. 6
Из газгольдера кислород засасывается кислородным компрессо-
ром 12 и под давлением 165 ати нагнетается в баллоны, присоединен-
ные к наполнительной рампе.
В случае получения жидкого кислорода установка должна быть
дополнена детандером 7, и, кроме того, в теплообменнике должна
быть предусмотрена добавочная ветвь, называемая детандерной
ветвью теплообменника.
Воздух после осушительной батареи разделяется на две части:
около 50% направляется в теплообменник, а остальные 50% в детан-
дер, где происходит расширение воздуха с 200 до 6 ати.
Воздух после детандера охлаждается до —130° С, проходит через
детандерный фильтр 8 в детандерную ветвь теплообменника и оттуда
в испарительный сосуд нижней колонны.
Установка, предназначенная для получения жидкого кислорода,
может также работать и для получения газообразного кислорода. Для
этого необходимо только отключить детандер и весь воздух из ком-
прессора пропускать через теплообменник.
Полученный жидкий кислород из конденсатора сливается в ста-
ционарный танк 11 для хранения жидкого кислорода.
В установке производительностью 250 м3/ч теплообменник распо-
ложен рядом с ректификационной колонной.
Основные показатели работы! этих установок приведены в табл. 6-1.
Таблица 6-1
Основные показатели кислородных установок высокого давления
Наименование Единица из- мерения Тип установки
К-30 к-130 К-250
Производительность номиналь- ная м9О2/ч 30 130 250
Концентрация кислорода . . . % 99 — 99,5 99 — 99,5 99—99,5
Расход энергии на получение газообразного O2J квт-ч/м* О2 1.6 1,5 1,45
Расход энергии на получение жидкого О2 ......... квт-ч/кг О2 1,35 1,35 1,25
включая расход энергии на сжатие кислорода. „
Рассмотренные кислородные установки высокого давления являют-
ся громоздкими и в значительной степени устарели. В настоящее время
установки технического кислорода модернизованы как в части техно-
логической схемы, так и в части конструктивного оформления машин,
теплообменников и блока разделения. Вместо осушительных баллонов
с каустиком стали широко применять адсорберы, заполненные актив-
ным глиноземом. Освоено производство установок газообразного кис-
лорода производительностью 30 м3 О2 в час с насосом жидкого кисло-
рода, установок производительностью 100, 300 и 1 000 ж3 Ог в час и
жидкого кислорода для получения до 1 600 кг О2 в час.
6-2. УСТАНОВКА С НАСОСОМ ЖИДКОГО КИСЛОРОДА
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬЮ 30 м* о2 В ЧАС (КГН-30)
Установка работает по циклу высокого давления с однократным
дросселированием и кислородным насосом. Воздух сжимается в четырех-
ступенчатом вертикальном компрессоре производительностью 180 м3/ч.
§6-2]
Установка с насосом жидкого кислорода (КГИ-30)
267
Отличительные особенности установки следующие: очистка воздуха
от СОг производится в двух последовательно соединенных декарбони-
заторах, орошаемых щелочным раствором. В результате этого дости-
гаются более совершенная очистка воздуха от двуокиси углерода и
лучшее использование щелочного раствора, чем в декарбонизаторах,
применяемых в установке К-30. Осушка воздуха производится
Рис. 6-2. Схема кислородного аппарата установки КГН-30 с
кислородным насосом.
1—насос жидкого кислорода; 2 — ректификационная колонна двукратной ректи-
фикации; 3—теплообменник; 4—силикагелевый фильтр; 5—керамический фильтр;
6—керамический фильтр кислорода; 7 —переохладитель жидкого кислорода; 8, 9,
10, 11 и 12—дроссельные вентили; 13—вентиль для отвода кислорода, утека-
ющего через сальник; 14 и 15—анализные вентили; 16, 17 и 18—вентили для ото-
грева; 19, 20 и 21—продувочные вентили; 22, 23 и 24—предохранительные
клапаны; 25—предохранительная пластина; 26—диафрагма.
в адсорбционном блоке осушки, состоящем из двух попеременно рабо-
тающих адсорберов, заводненных активным глиноземом. Наибольшей
модернизации подвергся блок разделения. Основной теплообменник
расположен рядом с ректификационной колонной и теплым концом
обращен вниз (рис. 6-2). Такое расположение теплообменника облег-
чает проведение частичного отогрева, при котором образующаяся вла-
га стекает свободно, так как встречает на своем пути более теплые
части аппарата. В теплообменнике воздух высокого давления охлаж-
дается азотом и сжатым кислородом. Теплообменник — змеевиковый
268
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. 6
поперечно-точный, кислородные трубки расположены внутри 'воздуш-
ных трубок большего диаметра, по которым движется сжатый воздух.
Передача тепла от воздуха к дзоту осуществляется через наружную
поверхность воздушных трубок. Число тарелок в колонне низкого дав-
ления (‘верхняя колонна) уменьшено до 36 шт. вместо 48 шт., уста-
навливаемых в установках старого типа. Нижняя колонна (колонка
высокого давления) — тарельчатая, в то время как в установке К-ЗО
нижняя колонна насыпная. Общие габариты блока уменьшились до
850Х<1 ООО в поперечном сечении при высоте Я=4 650 мм вместо D =
= 950 и Я = 8100. Вес блока, включая насос с мотором, уменьшился
на 25,7% с 2800 до 2 080 кг.
Наиболее существенным новшеством является применение насоса
жидкого кислорода, описание которого дано в гл. 7. При наличии насо-
са надобность в кислородном компрессоре отпадает и кислород посту-
пает в баллоны сухой без примеси влаги. Конечное давление воздуха
после компрессора, при получении кислорода из установки под давле-
нием, возрастает до ПО—120 ати.
Удельный расход энергии для получения 1 м3 кислорода, сжатого
до давления 165 ат, составляет 1,6 кет* ч/м3О2 и остается примерно
таким же, как и в установке К-30.
6-3. УСТАНОВКА СРЕДНЕГО ДАВЛЕНИЯ С ДЕТАНДЕРОМ УКГС-100
Установка работает по циклу среднего давления с детандером и
является более экономичной, чем установка высокого' давления с одно-
кратным дросселированием. Установка предназначена для получения
газообразного кислорода в количестве 115—120 м3/ч.
На рис. 6-3 изображена схема установки. Воздух, очищенный от
пыли и механических примесей в фильтре 1, поступает в компрессор 2.
Из второй ступени компрессора воздух направляется в два последова-
тельно соединенных декарбонизатора 3 для очистки от двуокиси угле-
рода. Далее воздух сжимается в третьей ступени до 30 ати (при пуске
поддерживается давление 50 ати), проходит концевой холодильник 4,
влагомаслоотделитель 5 и поступает для осушки в адсорберы 6, за-
полненные активным глиноземом. Осушенный и очищенный от СОг
сжатый воздух поступает в теплообменник блока разделения (рис. 6-4).
Теплообменник состоит из двух частей — нижней и верхней. Охладив-
шись до —45° С в верхней части теплообменника, воздух разделяется
на два потока, меньшая часть около 25% направляется в поршневой
детандер 8. После расширения в детандере до 6 ата воздух проходит
через фильтр 9 и направляется в куб разделительного аппарата дву-
кратной ректификации. Вторая часть сжатого воздуха охлаждается
в нижнем теплообменнике и дросселируется в куб разделительного
аппарата.
На рис. 6-4 показана схема блока разделения. Жидкость, обога-
щенная кислородом, из куба поступает в адсорбер ацетилена 5 и через
дроссельный вентиль направляется в среднюю часть колонны низкого
давления. Предусмотрена возможность подачи жидкости куба непо-
средственно в верхнюю колонну, минуя адсорбер. Жидкий азот из кар-
манов через дроссельный вентиль подается в верхнюю часть колонны
низкого давления. Азот, уходящий из разделительного аппарата, про-
ходит через азотную секцию теплообменника, а кислород через кисло-
родную секцию и направляется в газгольдер. Наполнение баллонов
производится при помощи кислородных компрессоров (не показанных
на рисунке), которые нагнетают кислород под давлением 150—165 ати.
Рис. 6-3. Схема
кислородной уста-
новки среднего
давления с детан-
дером УКГС-100.
/—воздушный фильтр;
2— компрессор; 3—дг-
карбонизаторы; 4— кон-
цевой холодильник;
5— фильтр; 5—блок ад-
сорбционной осушки;
7— блок разделения;
8—поршневой детан-
дер; 9 — детандерные
Фильтры; 10—газголь-
дер; 11 — подогрева-
тель воздуха; 12—во-
дяной затвор газголь-
дера; 13 и 14—диф-
манометры для изме-
рения количества
кислорода и азота.
§ 6-3 ] Установка среднего давления с детандером УКГС-100
О)
о
270
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
Воздух Вы со- £
ноео давления RJL
Воздух д
детандер
Воздух из
детандера
Воздух при отогреве
аппарата
Рис. 6-4. Схема блока разделения УКГС-100.
/ — двухсекционный теплообменник, состоящий из двух частей; 2—колонна высокого давления;
3—конденсатор-испаритель; 4—-колонна низкого давления; 5—адсорбер ацетилена.
Часть азота, уходящего из теплообменников, периодически отби-
рается, подогревается в электропечи, а затем используется для регене-
рации активного глинозема в блоке осушки.
Расход энергии в установке УКГС-100 без учета расхода на
вспомогательные нужды составляет 1,0—1,1 квт-ч!нм? кислорода кон-
центрацией 99,2—99,5% Ог.
Следует отметить, что пусковой период установки составляет около
15 ч. При пуске установки давление после компрессора поддерживается
§ 6-4] Кислородная установка КГ-300-М производительностью 300 м3 02 в час 271
50 ати и через детандер проходит до 45% общего количества воздуха.
Установка УКГС-ЮО имеет запас холода, что позволяет (получать до
40 кг жидкого кислорода в час.
6-4. КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА КГ-300-М
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬЮ 300 л» О2 В ЧАС
Установка работает по циклу двух давлений с детандером, служит
для получения кислорода высокой концентрации 99,2—99,5% О2 и
является весьма экономичной по расходу энергии.
На рис. 6-5 изображена схема установки.
Воздух, очищенный от пыли и механических примесей, в фильтре I
разделяется на два потока. Большая часть воздуха засасывается ком-
прессором ‘низкого давления 2 и после прохождения маслоотделителя 7
и масляного фильтра 8 направляется в азотные регенераторы) 12. Охла-
дившись в регенераторах до температуры, 'близкой к температуре на-
сыщенного пара, воздух поступает в нижнюю колонну разделительного
аппарата 11. Меньшая часть воздуха засасывается компрессором высо-
кого давления 3. После первой ступени компрессора воздух очищается
от двуокиси углерода в двух последовательно соединенных скруббе-
рах 4, орошаемых щелочным раствором, и возвращается в компрессор.
Из четвертой ступени сжатый воздух направляется в адсорберы 6, за-
полненные активным глиноземом для осушки, после чего разделяется
на две части. Большая часть воздуха проходит через теплообменник
высокого давления /3, охлаждается и дросселируется в нижнюю ко-
лонну. Меньшая часть воздуха проходит через детандер 9 и, расширив-
шись до 5 ати, присоединяется к воздуху после регенераторов. К этому
же потоку присоединяется сдросселированный воздух высокого давле-
ния. В разделительном аппарате двукратной ректификации происходит
разделение воздуха на кислород и азот. Уходящий из колонны азот
проходит через регенераторы, а кислород проходит через теплообмен-
ник высокого давления 18. Для улучшения процесса ректификации
в верхней колонне предусмотрен переохладитель жидкого азота 14, ко-
торый позволяет увеличить количество азота, идущего на орошение
в верхнюю часть колонны. Во- избежание попадания твердой двуокиси
углерода и ацетилена в верхнюю колонну, предусмотрены переключаю-
щиеся фильтры и адсорберы 15.
На рис. 6-6 дана более подробная схема блока разделения уста-
новки КГ-ЗОО-М. Основное машинное оборудование установки следую-
щее: двухступенчатый поршневой компрессор низкого давления Сум-
ского завода 2Р-20/8 производительностью 1 200 нм^ч для конечного-
давления 7 ати, поршневой вертикальный компрессор высокого давле-
ния производительностью 420 нм3/ч для давления 220 ати.
Вертикальный поршневой детандер ДВД-2 предназначен для рас-
ширения воздуха в количестве 120 нм3[ч (при рабочем режиме) с 70 до
6 ата, а при пуске 200 нм?[ч для расширения с 200 до 6 ата.
В нижней колонне установлены 24 ситчатых кольцевых тарелки.
Диаметр колонны £>=575 мм, высота #='2 490 мм.
В верхней колонне 36 ситчатых кольцевых тарелок; диаметр D =
= 700 мм\ высота Я = 3 550 мм. В верхней части колонньи имеется отбой-
ный слой из колец Рашига для предотвращения уноса капель жидкости
с уходящим азотом.
Давление в нижней колонне 6 ата, в верхней 1,4 ата.
Расход энергии для получения кислорода, включая вспомогатель-
ные нужды (пуск, отогрев и т. п.), составляет 0,75—0,8 кет* ч/нмгО2.
Рис. 6-5. Схема кислородной установки КГ-ЗОО-М.
/—фильтр; 2—компрессор низкого давления; 3 —компрессор высокого давления; 4—скрубберная установка; 5—бак для щелочного
раствора; 3—блок адсорбционной осушки; 7 и 8—масляные фильтры; 9 — поршневой детандер; 10—подогреватель воздуха; //—колонна
двукратной ректификации; /2—азотные регенераторы; 13—кислородный теплообменник; 14—переохладитель жидкости; 15 и 16— фильтры;
17—подогреватель азота.
272 Описание промышленных установок глубокого охлаждения
о
§6-5]
Кислородная установка КТ-1000
273
Рис. 6-6. Схема блока разделения установки КГ-ЗОО-М.
J —колонна ' низкого давления; 2—колонна высокого давления; 3—конденсатор-испаритель; 4 —
иереохладитель жидкого азота; 5 — теплообменник; 6—фильтры-адсорберы; 7—регенераторы; 8—
автоматические клапаны; 9—воздушный клапан принудительного действия; 10 — азотный клапан
принудительного действия; 11— детандерные фильтры; 12—коллектор отогрева.
6-5. КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА КТ-1000
Установка КТ-1000 является наиболее крупной для получения тех-
нического кислорода. В основу технологической схемы, как и
в КГ-ЗОО-М, положен цикл двух давлений. Большая часть воздуха
4 800 м3/ ч сжимается в турбокомпрессоре до 6—6,2 ата, меньшая часть
850 м3/ч сжимается в поршневом компрессоре до 120—135 ата. Для
создания требуемой холодопроизводительности имеется поршневой де-
тандер, в котором расширяется 320 м3/ч воздуха до давления 6 ата.
На рис. 6-7 показана технологическая схема установки. Воздух,
очищенный от пыли и механических примесей в фильтре 1, поступает
в турбокомпрессор 2, откуда сжатый до 6 ата проходит через холодиль-
ник 3, влагоотделитель 4, ресивер 5 и направляется в азотные и кисло-
родные регенераторы, 12 и 13. Охладившись до температуры на 1—2°
18 с. я. Герш.
Рис. 6-7. Схема кисло-
родной установки
КТ-1000.
/ — воздушный фильтр; 2 —
турбокомпрессор V =
= 4 8ЭЭ мР/ч, р — 6 ата', 3 —
холодильники; 4 — втагоот-
делитель; 5 —ресивер; 6 —
воздушный фильтр; 7—порш-
невой компрессор, V —
— 850 мэ/ч, р = 220 ати', 8 —
скрубберы; 9 — блок осушки;
10 — поршневой детандер;
11—фильтры от масла (детан-
дерные); 12—азотные регене-
раторы; 13—кислородные ре-
генераторы; 14 — теплообмен-
ник; 15 — фильтры C'V 16 —
адсорберы ацетилена; 17 —
переохладитель; 18 — нижняя
колонна; 19 — конденсатор;
20 — верхняя колонна; 21 — от-
делитель жидкости; 22 — тур-
бодетандер; 23— газготьдер;
24—кислородный компрессор;
25— холодильники третьей и
четвертой ступеней; 26 — на
полнительная рампа, 27 — кис-
лородные баллоны; 28 — печь
для отогрева блока разделе-
ния; 29— печь Д1Я
оуогрева адсорберов.
Описание промышленных установок глубокого охлаждения [ гл. 6»
§*6-6] Установка жидкого кислорода К Ж-1600 275
выше температуры насыщенного пара, воздух поступает в куб нижней
колонны разделительного аппарата 18, в котором происходит разделе-
ние воздуха на кислород и азот.
Воздух холодильного цикла очищается от пыли и механических
примесей в фильтре 6 и сжимается компрессором высокого давления 7.
Очистка воздуха от СО2 производится после второй ступени компрессо-
ра в скрубберах 8, орошаемых щелочным раствором. После четвертой
ступени воздух, сжатый до 120 ата, проходит через адсорберы 9, за-
полненные активным глиноземом, где осушается от влаги. Далее воз-
дух разделяется на два потока. Большая часть проходит через тепло-
обменник 14 и дросселируется в куб нижней колонны. Меньшая часть
воздуха направляется в поршневой детандер 10, откуда через детан-
дерные фильтры 11 идет в куб нижней колонньи.
Жидкий воздух из куба, обогащенный кислородом, проходит кера-
мические и силикагелевые фильтры 15, 16, где очищается от твердой
углекислоты и ацетилена, далее идет в переохладитель жидкости 17 и
дросселируется в середину верхней колонны 20. Жидкий азот из азот-
ных карманов переохлаждается в лереохладителе 17 и дросселируется
в верхнюю часть колонны. Из верхней части колонны азот, пройдя
переохладитель, направляется в регенераторы и частично в теплооб-
менник 14, а кислород проходит кислородные регенераторы.
Для получения кислорода высокой концентрации 99—99,5% О2,
первые порции О2, загрязненного оставшимся в регенераторах возду-
хом, выбрасываются в атмосферу через продувочные клапаны. С целью
увеличения холодопроизводительности в пусковой период в первых
установках КТ-1000 был предусмотрен турбодетандер 22 через кото-
рый можно 1^-о>пустить 20—25% воздуха. Воздух перед урбодетанде-
ром должен иметь температуру 118° К. Для этого часть воздуха после
регенераторов ответвляется и смешивается с воздухом, расширенным
в поршневом детандере. Воздух, расширившись в турбодетандере с 5,7
до 1,4 ата, поступает в середину верхней колонны 20.
В нижней колонне установлены 24 кольцевые тарелки, в верхней
колонке — 36 кольцевых тарелок. Конденсатор имеет 8 526 трубок диа-
метром 8X0,5 мм, высотой 1 000 мм.
Удельный расход энергии составляет 0,61—0,63 квт-ч1нм3 О2 без
учета расхода на вспомогательные нужды. Расход энергии на вспомо-
гательные нужды (подача воды на охлаждение, регенерация адсорбе-
ра, привод .щелочных насосов и пр.) составляет около 0,1 кет- hImPOz-
Таким образом, полный расход энергии составляет 0,72—
0,73 кет • ч/нм3 О2.
6-6. УСТАНОВКА ЖИДКОГО КИСЛОРОДА КЖ-1600
На рис. 6-8 изображена принципиальная схема установки жидкого
кислорода КЖ-1600. В основу схемы положен цикл высокого давления
с детандером (цикл Гейландта). Очищенный от пыли и механических
примесей воздух сжимается в поршневом компрессоре 2 до 180—
200 ати. После первой ступени компрессора воздух проходит два после-
довательно соединенных скруббера 4, где он очищается от СО2 и по-
ступает во вторую ступень компрессора. Сжатый воздух охлаждается
в теплообменнике 5 до 3—4° С, при этом конденсируется и удаляется
из воздуха основное количество влаги. Далее воздух поступает в один
из переключающихся теплообменников 6, где охлаждается азотом до
—40° С, при этом из воздуха вымораживается оставшаяся влага. При
пуске охлаждение воздуха производится обратным потоком, образую-
18*
to
о
Рис. 6-8. Схема кислородной установки КЖ-1600.
/—воздушный фильтр; 2—компрессор высокого давления; 3—холодильники; /—скрубберы; 5— теплообменник; 6— переключающиеся теплообмен-
ники; 7—поршне вой( детандер; 5—детандерные фильтры; 9—основной теплообменник; 10—змеевик куба; //—нижняя колонна; 12— конденсатор;
13—верхняя колонна; //—адсорберы ацетилена; /5—переохладители жидкости; 16— бак для щелочного раствора; /7—щелочеотделитель.
Описание промышленных установок, глубокого охлаждения [гл. 6
5 6-7]
Азотная установка Г-6800
277
щимся при расширении воздуха в детандере. После теплообменника 6
охлажденный сжатый воздух разделяется на два потока: около 50%
воздуха поступает в поршневой детандер 7, где расширяется до 6 ата,
и через детандерные фильтры 8 поступает в куб нижней колонны 11.
Другая часть воздуха охлаждается в теплообменнике 9 до —160° С,
проходит змеевик куба 10 и дросселируется в среднюю часть колонны
высокого давления 11.
Колонна двукратной ректификации состоит из колонны высокого
давления, конденсатора-испарителя и колонны низкого давления.
Жидкость, обогащенная кислородом, из куба проходит через адсорбе-
ры ацетилена 14, уереохладитель 15 и дросселируется в среднюю часть
колонны низкого давления, а азот из азотных карманов проходит пере-
охладитель жидкости и дросселируется в верхнюю часть колонны.
Расход энергии без учета его на вспомогательные' нужды состав-
ляет 1,15—1,2 кет ч/кг жидкого О2.
Установка, работающая по циклу Гейландта, является громоздкой
и выдает кислород, загрязненный маслом. Такой кислород непригоден
для медицинских целей, примеси продуктов разложения масла сооб-
щают кислороду неприятный запах при его выпаривании.
Для очистки кислорода от примесей масла применяется метод пе-
реконденсации паров кислорода, что влечет за собой добавочную аппа-
ратуру, увеличивает потери холода и понижает выход жидкого кисло-
рода.
6-7. АЗОТНАЯ УСТАНОВКА Г-6800
В этой установке применен цикл двух давлений воздуха с аммиач-
ным охлаждением. Установка предназначена для получения 5400 м3/ч
азота и перерабатывает воздуха 6800 м3/ч.
Основное количество воздуха 80% сжимается до давления 5—
5,5 ати, а 20% до давления 100—120 ати.
Во время пускового периода поддерживается максимальное давле-
ние— 200 ати.
Установка (рис. 6-9) состоит из: компрессора /; скруббера II для
очистки от СО2 всего количества воздуха; предварительных теплооб-
менников низкого и высокого давления III и /17; аммиачных теплообмен-
ников низкого и высокого давления V и VI;1 блока, состоящего из раз-
делительной колонны двукратной ректификации X, основных теплооб-
менников низкого давления (теплая ветвь VII, холодная ветвь VIII) и
теплообменника высокого давления IX.
Воздух, пройдя через фильтр, засасывается компрёосором, сжи-
мается до 5 ати и проходит два соединенных последовательно скруб-
бера II (на рисунке показан один скруббер), по выходе из которых
разделяется на две части.
Большая часть воздуха (около 80%) последовательно проходит
предварительный теплообменник III, аммиачный теплообменник V и
поступает в основные теплообменники VII и VIII, состоящие из теплой
и холодной ветвей, откуда направляется в нижнюю часть колонны дву-
кратной ректификации X, где происходит разделение воздуха.
Воздух в количестве 20%, пройдя скруббер II, поступает в сту-
пень высокого давления, где сжимается до 100—120 ати. Из компрес-
сора воздух последовательно проходит маслоотделитель, теплообменни-
ки IV, VI, IX и .подается в середину нижней колонны разделительного
аппарата X.
Чистый азот, выходящий из колонны, поступает в основные и
предварительные теплообменники. Кислород из конденсатора верхней
ьо
Оо
Рис. 6-9. Схема азотной установки Г-6800.
/ — комбинированный компрессор низкого и высокого давления;
// — щелочные скрубберы; /// и /У— предварительные теплооб-
менники низкого и высокого давления; V и V/ —аммиачные
теплообменники низкого и высокого давления; VII—основные
теплообменники низкого давлениям (теплая ветвь); VIII — основ-
ной теплообменник низкого давления (холодная ветвь); /X —
основной теплообменник высокого давления; X — разделительный
аппарат двукратной ректификации; XI — аммиачный компрессор;
XII — конденсатор.
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
о
§ 6-7]
Азотная установка Г-6800
279
колонны проходит основной якорный теплообменник и оттуда идет
.в предварительный теплообменник IV. Установка предназначена для
получения 5 400 л3 азота чистотой не менее 99,9%, концентрация кис-
лорода колеблется от 92 до 94%.
Конструкции предварительных, аммиачных теплообменников изо-
бражены на рис. 2-25 (см. гл. 2). Конструкция основных теплообменни-
ков низкого давления изображена на рис. 3-8 (см. гл. 3).
Рис. 6-10. Общий вид нижней колонны для переработки 6 800 м3
воздуха в час.
Нижняя колонна состоит из медного цилиндрического корпуса
D\/D2 = 915/925 и вставленного в него внутреннего цилиндра диаметром
900 мм, толщиной 1,5 мм, в котором крепятся 24 тарелки на расстоя-
нии 100 мм друг от друга. Общий рид нижней колонны показан на
рис. 6-10. Подвеска внутреннего цилиндра нижней колонны к корпусу
с сальниковым уплотнением, а также детали соединений нижней колон-
ны- с конденсатором показаны на рис. 6-11. На рис. 6-12 показан общий
вид разделительной колонны.
Медная тарелка диаметром 1 050 мм представляет собой двойную
сетку; нижняя с отверстием 0,8 мм и расстоянием 3,2 мм, верхняя вол-
нистая с прямоугольными отверстиями 1X10 мм.
280 Описание промышленных установок глубокого охлаждения [ гл 6
Рис. 6-11. Детали соединения нижней колонны с конденсатором.
Рис. 6-13. Внешний вид разде-
лительного аппарата азотной
установки производительностью
5 400 м* азота в час.
Рис. 6-12. Общий вид колонны
низкого давления (верхняя $ко-
лонна) для переработки 6 800 л3
воздуха в час.
§ 6-8] Крупные кислородные установки с регенераторами и турбодетандером 28 f
Тарелка нижней колонны имеет jD = 900 мм; по своей конструкции
она одинакова с тарелкой верхней колонны.
Верхняя колонна имеет 36 двойных тарелок.
Колонна имеет два конденсатора: основной и добавочный. Основ-
ной конденсатор (гл. 3) состоит из 6 973 трубок диаметром 6X1 мм,.
длиной 1 275 мм. Сверху у конденсатора имеется труба для отвода
части газообразного азота в добавочный конденсатор. Диаметр кон-
денсатора в верхней части равен 1 247 мм. Высота его 1 665 мм. До-
бавочный конденсатор (рис. 3-57, гл. 3) имеет 3 006 медных трубок
диаметром 6/5 мм, длиной 720 мм. Поверхность теплопередачи состав-
ляет 37,5 м2.
Внешний вид разделительного аппарата показан на рис. 6-13.
Установки с двумя давлениями воздуха и аммиачным охлажде-
нием более экономичны, чем установки с одним давлением и аммиач-
ным охлаждением.
Ввиду сложности установок двух давлений они строятся произво-
дительностью 200 м3 О2/4 и выше. Показатели работы установок с дву-
мя давлениями и аммиачным охлаждением приведены! в табл. 6-2.
Таблица 6-2
Расходные показатели в установках двух давлений с аммиачным
охлаждением
Производительность, я3 О2/ч 200 300 500 ] 000
Расход энергии на валу компрес- сора квт-н/м3О2 Расход охлаждающей воды м3/ч . . Удельный расход воды м3/м3О2 . • 0,75 13 0,065 0,715 18,5 0,062 0,66 30 0,06 0,64 35 0,035
К приведенным в таблице цифрам расхода энергии следует приба-
вить около 10%, чтобы получить практические цифры расхода энергии.
Производительность агрегата 5400 м3 азота в час; если агрегат Г-6800
будет работать для выработки кислорода, то его производительность
составит около 1 200 м3/ч, 99% кислорода.
В настоящее время описанные установки в конструктивном отно-
шении устарели.
В (последние годы в аппаратуру установок с двумя давлениями
воздуха и аммиачным охлаждением внесено много конструктивных
улучшений. В(место кожухотрубных теплообменников низкого давления
начали изготовлять змеевиковые теплообменники низкого давления,
вместо якорных теплообменников изготавливаются змеевиковые тепло-
обменники высокого давления.
Изменена конструкция дополнительного конденсатора. Вместо него
устанавливается витой конденсатор, конструкция которого рассмотрена
при описании установки производительностью 3 600 м3 О2/^. Изменена
конструкция и ректификационных тарелок. Вместо двойных ситчатых
тарелок применяются кольцевые ситчатые тарелки.
6-8. КРУПНЫЕ КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ С РЕГЕНЕРАТОРАМИ
И ТУРБОДЕТАНДЕРОМ
а) Установка производительностью ЗбООлг3 97% О2/^
Появление установок, работающих по циклу двух давлений с ре-
генераторами и турбодетандером, представляло собой значительный
шаг вперед в области создания крупных кислородных установок, позво-
.282
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
лило значительно увеличить производительность отдельные агрегатов
и уменьшить расход энергии для получения 1 м3 газообразного кисло-
рода.
Первые опытные установки с регенераторами были построены
в Германии в 1932 г. Они предназначались для получения 2 500 м3/ч
обогащенного воздуха с 42—45%-ным содержанием кислорода и имели
две парьи регенераторов — для азота и обогащенного воздуха.
После длительного изучения работы регенераторов они получили
широкое применение в современных крупных кислородных установках.
В настоящее время строятся установки с регенераторами как для
получения 97% технологического кислорода, так и для получения тех-
нического кислорода (КТ-1000, КГ-ЗОО-М).
Наиболее крупной кислородной установкой с регенераторами, тур-
бодетандером и холодильным циклом высокого давления, работающей
в настоящее время, является установка производительностью 3 600 м3,
-97% О2/ч.
б) Принципиальная схема установки
На рис. 6-14 изображена схема кислородной установки с регенера-
торами и турбо детандером типа Линде—Френкль производительностью
3 600 м3/ч, 97% О2.
Воздух, сжатый в турбокомпрессоре до 5,5 ата, разделяется на две
части: большая часть в количестве 19 200 м3/ч (что составляет 96% от
всего количества воздуха) проходит через азотные и кислородные реге-
нераторы, где он/охлаждается до температуры, близкой к температуре
сжижения. В то время как воздух проходит через один азотный и один
кислородный регенераторы, в смежных регенераторах азот и кислород
текут в обратном направлении.
Воздух, идущий через регенераторы, не требует предварительной
очистки от СО2 и осушки от водяных паров, так как помимо теплообме-
на, регенераторы выполняют функции очистных агрегатов. При про-
хождении воздуха через регенераторы происходит вымораживание вла-
ги и углекислоты, которые выносятся из аппарата обратными потоками
азота и кислорода, так как эти газы являются совершенно сухими и их
объем в 5 раз больше объема сжатого воздуха.
Через каждые 3 мин происходит изменение направления потоков
газа в регенераторах. Изменение направления потоков осуществляется
с помощью принудительных клапанов, расположенных на теплом кон-
це регенераторов, и автоматических клапанов, расположенных на хо-
лодном конце регенераторов.
Перед переключением потоков газов в регенераторах производится
перепуск сжатого воздуха из регенератора, через который воздух толь-
ко что проходил, в смежный регенератор, что уменьшает величину по-
терь воздуха приблизительно на 40%.
Сжатый до 5,5 ата воздух после охлаждения в регенераторе на-
правляется в нижнюю колонну разделительного аппарата двукратной
ректификации, куда поступает и воздух высокого давления (воздух
холодильного цикла).
Вторая часть воздуха в количестве 800—1 200 м3/ч (последняя
цифра относится к пусковому режиму) направляется после турбоком-
прессора в щелочной скруббер на очистку от СО2, откуда поступает
в дожимающий поршневой компрессор, где воздух сжимается до
150—200 ати. Регулирование холодопроизводительности установки про-
изводится изменением количества сжимаемого воздуха и величины его
§ 6-8 ] Крупные кислородные установки с регенераторами и турбодетандером 283
284
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. &
давления. Дожимающий поршневой компрессор приводится в действие
двухскоростным электромотором, позволяющим увеличить производи-
тельность компрессора до 1 200 м3/ч при пусковом периоде, причем дав-
ление поддерживается равным 200 ати. При установившемся режиме
электромотор переводится на работу с малым числом оборотов, произ-
водительность дожимающего компрессора снижается до 800 м3/ч и ко-
личество воздуха высокого давления, поступающего для холодильного
цикла, составляет 4%. Этот способ регулирования холодопроизводи-
тельности установки является эффективной мерой для снижения расхо-
да энергии, так как при рабочем режиме можно сжимать до 150 ати
меньшее количество воздуха, идущего для холодильного цикла. Очи-
щенный от углекислоты и сжатый до 150—200 ати воздух проходит
через предварительный теплообменник, где охлаждается до 1—-2° С, при
этом из него конденсируется основное количество влаги. Затем воздух
поступает в аммиачные парные теплообменники, работающие попере-
менно, что обеспечивает непрерывную работу без нарушения технологи-
ческого процесса. В аммиачных теплообменниках воздух охлаждается-
до t — —45° С и поступает в основной противоточный теплообменник.
Несмотря на очистку воздуха от СО2 и вымораживание влаги в аммиач-
ных теплообменниках, остающиеся незначительные количества Н2О и
СО2 отлагаются на стенках основного теплообменника и при переработ-
ке значительных количеств воздуха могут постепенно закупорить про-
ходное сечение трубок. Чтобы удлинить срок непрерывной работы»
установки, основные теплообменники делаются парными, могут пере-
ключаться, при замерзании одного воздух направляется в другой,,
а первый теплообменник в это время размораживается. Период непре-
рывной работы установки составляет 6 мес.
После основного теплообменника воздух высокого давления посту-
пает в детандерный азотный теплообменник, где, охлаждаясь, он подо-
гревает азот, идущий с давлением 5,3 ата из-под крышки конденсатора
нижней колонны в турбодетандер.
Далее воздух высокого давления дросселируется в нижнюю колон-
ну разделительного аппарата.
Разделительный аппарат состоит из колонны двукратной ректифи-
кации, дополнительного конденсатора, отделителя ацетилена, пере-
охладителя жидкости и фильтров для СО2.
Из нижней колонны жидкость, обогащенная кислородом, проходит
фильтр для очистки от СО2 и дросселируется в середину верхней ко-
лонны. В случае закупорки двух устанавливаемых фильтров кислород-
ная жидкость из испарителя нижней колонны может, минуя фильтры,
дросселироваться прямо в верхнюю колонну. Жидкий азот из азотных
карманов проходит через переохладитель жидкости и дросселируется
в верхнюю часть верхней колонны.
Несконденсировавшийся азот при давлении 5,3 ата из верхней
части конденсатора идет через сепаратор и разделяется на два потока.
Часть азота идет для подогрева в детандерный теплообменник, откуда
поступает в турбодетандер. Другая часть направляется в дополнитель-
ный конденсатор, где, конденсируясь, вызывает испарение жидкого
кислорода, поступающего из самой нижней точки основного конденса-
тора. Весь испарившийся в выносном конденсаторе кислород спускает-
ся в отделитель ацетилена, откуда он направляется в кислородные ре-
генераторы. По пути к нему присоединяется газообразный кислород из
основного конденсатора в том случае, если через дополнительный кон-
денсатор проходит не все добываемое количество кислорода. Накапди-
§ 6-8 ] Крупные кислородные установки с регенераторами и турбодетандером 285
вающийся в отделителе ацетилена кислород, содержащий ацетилен,
постепенно спускается.
Газообразный азот из верхней части верхней колонны! проходит
переохладитель жидкости, где несколько подогревается и направляется
в азотные регенераторы. Расширившийся в турбодетандере азот разде-
ляется на две части: часть присоединяется к азоту, идущему из колон-
ны в регенераторы, другая часть идет для охлаждения воздуха высо-‘
кого давления в основной и предварительный теплообменники.
в) Конструктивные особенности аппаратуры
Разделительная колонна. Разделительная колонна со-
стоит из нижней колонны высокого давления, работающей при давле-
нии р = 5,5 ата, верхней колонны, работающей при р=1,3 ата, и кон-
денсатора-испарителя, расположенного между ними.
1. Нижняя колонна высокого давления (рис. 6-15)
Как в нижней, так и в верхней ректификационные колоннах приме-
*2228
Рис. 6-15. Нижняя колонна.
няются кольцевые ситчатые тарелки. В кольцевых тарелках жидкость
течет все время в одном и том же направлении. Тарелки одинарные
0 1 900 X 800, диаметр отверстий d=0,9 мм, шаг / = 3,25 мм. Расстояние
между тарелками 90 мм, число тарелок 24.
Кольцевое пространство в верхней части между чашей и колонной
представляет сборник для жидкого азота (азотные карманы). Диаметр
нижней колонны Z> = 1 920, высота 3 460 мм. Скорость паров составляет
Ф=0,74 м/сек.
286
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
2. Верхняя колонна. На рис. 6-16 показана конструкция
верхней колонны. Размеры кольцевых тарелок в верхней колонне такие
же, как и в нижней, т. е. 1 900X800 мм, число тарелок 36, ввод кубовой
жидкости на 25-ю тарелку снизу. Скорость «паров в верхней колонне
w = 0,3 м!сек.
В верхней части колонны поставлены два мерных сборника для
жидкого азота.
Основной конденсатор (рис. 6-17) представляет собой
аппарат с прямыми трубками, впаянными в массивные трубные решет-
ки. По своей конструкции
конденсатор значительно от-
личается от обычно приня-
тых форм. Нижняя трубная
решетка — коническая, кре-
пится через горловину к
нижней колонне. Такая фор-
ма решетки обеспечивает
удаление частиц ацетилена
и СО2 вместе со сливаемой
жидкостью. Верхняя труб-
ная решетка—плоская, пла-
вающая, закрыта сфериче-
ской литой крышкой. Общее
числе трубок 17 016 разме-
ром 7X0,4 мм. Средняя
длина трубок между труб-
ными решетками /= 1 040 мм\
поверхность конденсатора
по среднему диаметру F=
= 714 м2. Внешний корпус
основного конденсатора из-
готовлен из латуни толщи-
ной 6 = 5 мм. Высота кон-
денсатора 2 323 мм.
Выносной ко н ден-
с а т о р. На рис. 6-18 изо-
бражен выносной конденса-
тор, предназначенный для
испарения жидкого кисло-
рода, спускаемого из основ-
ного конденсатора. Испаре-
ние кислорода производится
отводимым из нижней ко-
рне. 6-16. Верхняя колонна. лонны при р = 5,5 ата газо-
образным азотом, который
при этом конденсируется. Конденсатор представляет собой аппарат
со спирально навитыми трубками. Кислород подается по труб-
кам, азот омывает межтрубное пространство. Количество трубок разме-
ром 10X1 составляет п = 660 шт. Общая поверхность выносного конден-
сатора по внутреннему диаметру F=213 м2. Число рядов витков 55, при-
чем направление навивки — правая—левая — меняется от одной спира-
ли к следующей. Число трубок в ряду увеличивается от внутреннего
диаметра к наружному таким образом, чтобы сохранить одну и ту же
длину каждой трубки.
Регенераторы. Показанный на рис. 6-19 азотный регенератор
§ 6-»8 ] Крупные кислородные установки с регенераторами и турбодетандером 287
288
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
представляет собой стальной цилиндрический сосуд со сферическим
днищем, заполненный насадкой из гофрированной алюминиевой ленты.
Верхняя крышка также сферическая, крепится к цилиндрическому кор-
пусу с помощью свободно вращающихся фланцев. Диски насадки рас-
полагаются на решетке, собираемой из стальных полос. Сверху на
насадку кладется решетка, которая прижимается к насадке посред-
ством упорного кольца и 12
нажимных болтов. В (верхней
•части регенератора крепятся
принудительные -клапаны, а
©низу—автоматические.
Рис. 6-20. Основной теплообменник.
Рис. 6-19. Азотный регенератор.
Насадка регенератора состоит из дисков высотой 35 мм, навитых
из гофрированных алюминиевых лент толщиной 6 = 0,4 мм. Риф — ко-
сой под углом 45° в ту и другую сторону, так что рифы двух соседних
лент перекрещиваются. Шаг рифа меняется по высоте аппарата.
В верхней части укладываются рифьи с более крупным шагом, в ниж-
ней части — с мелким шагом. Всего в регенераторе 115 дисков, из кото-
рых в верхней части 25 дисков с крупным шагом, далее 40 дисков со
средним шагом и 50 дисков в нижней части с мелким шагом. Общая
§ 6-8] Крупные кислородные установки с регенераторами и турбодетандером 289
поверхность насадки азотного регенератора F = 10 000 ж2, вес насадки
5 360 кг.
Габаритные размеры регенератора £>=1450 мм, высота /=4530мм.
Кислородные регенераторы, описанные в гл. 3, сходны по1 конструкции
с азотными и отличаются лишь размерами. Число дисков в кислород-
ном регенераторе такое же, как и в азотном. Поверхность насадки
кислородного регенератора £ = 2 270 ж2, вес 1 225 кг. Размеры кисло-
родного регенератора: диаметр 700 мм, высота 4 310 мм.
Рис. 6-21. Переохладитель жидкого азота.
Основной и детандерный теплообменники. Основ-
ной теплообменник (рис. 6-20) представляет собой витой аппарат со
спиральными трубками, впаянными в верхний и нижний коллекторы.
Теплообменник состоит из 30 медных трубок раз-мером ddd2 =
= 7,5/5,5 мм, навитых на сердечник в восемь рядов, между которыми
проложеньь прокладки толщиной 2 мм. Трубки навиты спирально по-
очередно с левым и правым заходами, причем число заходов витков
от внутреннего ряда к внешнему изменяется таким образом, чтобы дли-
на каждой трубки оставалась одинаковой. Основной теплообменник, че-
рез который проходит до 1 200 м3 воздуха высокого давления, имеет
диаметр £> = 216 мм, высоту /7=1 025 мм. Поверхность его, подсчитан-
19 С. Я. Герш.
290
Описание промышленных, установок глубокого охлаждения
[гл. 6*
ная по внутреннему диаметру трубок, составляет £=3,1 «м2, вес равен
НО кг.
Детандерный теплообменник по своей конструкции ничем Hie отли-
чается от основного теплообменника. Он состоит из девяти рядов вит-
ков с общим числом трубок п = 34 шт. размером 7,5/5 мм. Поверхность
Рис. 6-22. Отделитель ацетилена.
теплообменника, подсчитанная по внутреннему диаметру трубок, со-
ставляет £=7,25 м2. Размеры его £>=300 мм, Н=\ 470 мм. Вес аппара-
та 221,7 кг.
Переохладитель жидкого азота (рис. 6-21) представ-
ляет собой аппарат со спирально-навитыми змеевиками, впаянными
в четыре коллектора. Аппарат состоит из двух секций. Первая секция,
состоящая из 85 трубок, предназначена для охлаждения жидкого азо-
та, псступающего из основного конденсатора.
§ 6-8] Крупные кислородные установки с регенераторами и турбодетандером 291
Вторая секция состоит из 17
трубок и предназ!начена для 'охлаж-
дения жидкого азота, .поступающе-
го из (выносного конденсатора.
Трубки медные размером d\ld2 =
= 7,5X0,75 мм навиваются на сер-
дечник в 35 рядов (спирально «пооче-
редно с правым и левым заходами.
Общая «поверхно'сть аппарата1 равна
121,8 ж2, из которых ,на «секцию вьи-
но с ного ко нд енс а*т о р а при ходите я
60 ж2.
Отделитель ацетилена
(рис. 6-22) представляет «собой ци-
линдрический «сосуд, изготовленный
из листовой меди. Продольные швы
обечаек спаяны твердым припоем;
днище, корпус и крышка на заклеп-
ках и «мягком припое. Газообразный
кислород с небольшой примесью
жидкого кислорода поступает под
сетку, на которой расположен слой
колец Рашига. Жидкость с раство-
ренным в ней ацетиленом стекает
вниз и периодически выпускается.
Газообразный кислород выходит че-
рез клапан, расположенный в верх-
ней части.
Фильтр (рис. 6-23) пред-
назначен для отделения твердой
углекислоты от жидкого обогащен-
ного кислородом воздуха. Фильтр
представляет собой цилиндрический
а
Рис. 6-23. Фильтр СОг.
сосуд с плоским «днищем и плоской крышкой, укрепляемой «на болтах.
Внутри сосуда устанавливаются два керамических цилиндра одинако-
вого диаметра, которые удерживаются пло«ской крышкой, прижимаемой
12 «пружинами.
г) Характеристика установок с регенераторами и турбодетандером
Установки с регенераторами и турбодетандером являются весьма
экономичными по расходу энергии для получения технологического
кислорода. Строятся они производительностью от 1 000 до 3 600 ж3
кислорода в час с концентрацией 97% Ог. В последнее время в этих
установках получают кислород с концентрацией 99—99,5% или азот
с концентрацией 99,8% N2.
Расход энергии на валу компрессора составляет 0,45 квт ч/ж3 для
кислорода концентрацией 98%.
Практический расход энергии с учетом всех вспомогательных нужд
по эксплуатационным данным многих действующих заводов составляет
0,535—0,56 кет • ч/м3 для 98% О2.
С целью удешевления стоимости кислорода в установках с регене-
раторами и турбодетандером ставится добавочная колонна для извле-
чения криптоно-ксеноновой смеси.
19*
292
Описание промышленных установок, глубокого охлаждения
[гл. 6
6-9. КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Установка БР-1 производительностью 12 500 нмъ)ч, 96—98% О2
В Советском Союзе построена очень крупная установка техноло-
гического кислорода, работающая по циклу одного низкого давления
номинальной производительностью 12 500 нм?1ч для получения 96—
98% кислорода, которая при форсированном режиме позволяет полу-
чить 15 000 ж3 О2 в час.
При создании кислородных установок низкого- давления необхо-
димо решить вопрос о незамерзаемости регенераторов, что может быть
достигнуто путем уменьшения разности температур на холодных кон-
цах регенераторов.
В установках двух давлений типа Линде—Френкль незамерзае-
мость регенераторов обеспечивалась тем, что количество обратных га-
зов: азота и кислорода на 2—3%' превышало количество воздуха пря-
мого потока. В результате на холодном конце регенераторов создава-
лась небольшая разность температур около 8° С, что позволяло регене-
раторам работать в течение многих месяцев без забивки.
В установках низкого давления, ввиду равенства количеств прямо-
го и обратных потоков, вопрос о незамерзаемости нужно было решать
иначе, в частности путем организации продольного петлевого потока,
впервые осуществленного Коллинсом.
В установке БР-1 вопрос об организации петлевого потока был ре-
шен при помощи добавочного азотного регенератора или, как принято
называть, при помощи «тройного дутья» (см. гл. 5 § 5).
Кроме того, требовалось обеспечить установку достаточным количе-
ством низкотемпературного холода. Эта задача решалась при помощи
эффективного турбодетандера.
В этом отношении необходимо отметить заслугу акад. П. Капица,
который в 1937 г. в Институте физических проблем построил реактив-
ный турбодетандер с высоким адиабатическим к. п. д. 0,82—0,83.
При создании такой крупной кислородной установки пришлось
решить ряд сложных технических задач и провести большую исследо-
вательскую и конструкторскую работу.
На рис. 6-24 показана технологическая схема блока разделения
установки БР-1.
Воздух, сжатый в турбокомпрессоре до 6—6,5 ата, поступает
в кислородные и азотные регенераторы, где охлаждается до состояния,
близкого к сухому насыщенному пару, и очищается от влаги и СО2.
Кислородньих регенераторов в установке два, а азотных три. Для осу-
ществления тройного дутья последовательность прохождения потоков
по регенераторам следующая:
1. Сначала через азотный регенератор проходит теплый воздух,
из которого при охлаждении выпадают влага и двуокись углерода.
2. После этого через тот же регенератор проходит в обратном на-
правлении азот, который, охлаждая насадку, одновременно выносит
осевшую влагу и двуокись углерода.
3. Для добавочного понижения температуры насадки в нижней
части регенератора через него обратньим потоком пропускают часть
холодного воздуха, который затем отводится из середины регенератора
с температурой 160—180° К через специальные клапаны петлевого по-
тока 19.
С помощью тройного дутья разность температур между прямым и
обратным потоками на холодном конце регенераторов доводится до
5—6°С
«блоку криптона и технического кислорода дсм.рис.б-2б)
Рис. 6-24. Технологическая схема блока разделения воздуха установки БР-1.
1 — кислородные регенераторы; 2 — азотные регенераторы; 3 — подогреватель азота; 4—газовый адсорбер ацетилена на потоке после турбодетан-
дера; 5 —теплообменник детандерный; 6—отделитель жидкости; 7—колонна ректификационная верхняя; 8 — колонна ректификационная нижняя;
9— переохладитель' жидкого азота и воздуха; 10—фильтр двуокиси углерода; // — адсорбер ацетилена для кубовой жидкости; 12, 13, 14 и 15—кон»
денсаторы; 16— адсорбер ацетилена для кислорода; /7—турбодетандеры; 18 — детандерный фильтр; 19—автоматические клапаны петлевого потока.
§ 6-9 ] Кислородные установки низкого давления
Дзот в атмосферу
воздух из турбокомпрессора— |
Нисло:
род "*
в газ-
гольдер
to
CD
294
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
Регенераторы) переключаются через каждые 3 мин.
Воздух, охлажденный в регенераторах, разделяется на две части.
Большая часть воздуха направляется в куб нижней колонны 8. Мень-
шая часть, -предназначенная для дополнительного охлаждения насадки
регенератора, Через клапан 19 .поступает в холодный конец регенерато-
ра, затем из серединьи регенератора отводится в детандерный теплооб-
менник 5 и, охладившись, присоединяется к остальному количеству воз-
духа, идущему в нижнюю колонну.
Около 25% воздуха после третьей тарелки (считая снизу) нижней
колонны направляется через отделитель жидкости в детандерный теп-
лообменник 5 и, подогревшись до 116—117° К, проходит через сетчатый
фильтр 18 и поступает в один из турбодетандеров 17. Расширившись
в турбодетандере, воздух проходит газовый адсорбер ацетилена 4 и на-
правляется в середину верхней колонны 7. Разделительный аппарат вы-
полнен из двух отдельных колонн: нижней колонньи 8, верхней колон-
ны 7 и четырех одинаковых конденсаторов 12, 13, 14 и 15.
Кубовая жидкость из нижней колонны проходит через керамиче-
ский фильтр 10, где задерживаются твердые частицы двуокиси углеро-
да, адсорбер ацетилена 11 и далее переохладитель жидкости 9, дроссе-
лируется в бачок, расположенный во внутренней обечайке верхней ко-
лонны. Из бачка жидкость сливается на соответствующую тарелку.
Пары азота, уходящие из нижней колонны, поступают в межтруб-
ное пространство четырех конденсаторов, сжижаются, вызывая кипе-
ние жидкого кислорода в трубках конденсатора. Жидкий азот после
переохладителя 9 дросселируется в распределительный бачок, распо-
ложенный в верхней части колонны низкого давления 7, откуда подает-
ся на тарелки колонны.
Пары азота, уходящие из верхней колонны, сначала проходят пере-
охладитель 9, затем подогреватель 3, где подогреваются до 95° К за
счет тепла конденсации части воздуха, подаваемого из нижней колон-
ньи. Это улучшает унос СОг из насадки регенераторов. Далее азот про-
ходит азотные регенераторы, охлаждает насадку, одновременно очи-
щает ее от осевших твердых частиц СО2 и Н2О и выбрасывается
в атмосферу.
Газообразный кислород отводится из верхней части конденсато-
ров 15, проходит кислородные регенер 1торы и далее через принудитель-
ные клапаны идет в газгольдер.
Поскольку в установке перерабатывается значительное количество
воздуха, целесообразно извлекать криптон и ксенон в качестве побоч-
ного продукта. Для этого предусмотрена возможность отводить кисло-
род через патрубок Д в криптоновый блок, в котором получают техни-
ческий кислород и криптоновый концентрат (0,1—0,2% Кг+Хе).
На рис. 6-25 показана схема блока для получения технического
кислорода и криптоно-ксенонового концентрата.
Газообразный кислород поступает в концентрационную часть 1
криптоновой колонны, в которой происходят промывка паров кислорода
кислородной жидкостью и обогащение флегмьи криптоном. В отгонной
части 3, расположенной в зоне ввода из второй криптоновой колонны,
происходит дальнейшее обогащение жидкого кислорода криптоном.
Часть колонны 5 предназначена для получения технического кислорода.
Внутри верхней части расположена колонна 6, в которой происходит
отмывка паров технического кислорода от криптона.
В верхней части расположен конденсатор 7, в котором происхо-
дит сжижение небольшой части кислорода. Стекающий жидкий кисло-
род промывает поступающие пары, обогащается криптоном в верхней
§6-9]
Кислородные установки низкого давления
295
и нижней частях колонны и поступает в конденсатор <?, в котором испа-
ряется значительная его часть. Парожидкостная смесь проходит через
отделитель жидкости 9, откуда газообразный кислород отводится
обратно в отгонную секцию 3. Для испарения жидкого кислорода в кон-
денсатор подается газообразный азот из нижней колонны основного
разделительного аппарата.
Криптоновый концентрат из отделителя жидкости 9 отводится
в испаритель 10, откуда поступает во вторую ступень переработки
криптонового концентрата (не показано на рисунке). Из второй ступе-
ни отходьи переработки криптоновой смеси возвращаются обратно
в теплообменник 13.
Рис. 6-25. Технологическая схема блока криптона и технологического кислорода.
/ — концентрационная часть криптоновой колонны; 2—фильтр для очистки кислорода от графита;
3—отгонная секция криптоновой колонны 4—обратный клапан; 5 — колонна технического кисло-
рода; 6—колонна отмывки от криптона технического кислорода; 7—верхний конденсатор крипто-
новой колонны; 8—конденсатор-испаритель; 9 —отделитело жидкости; 10—испаритель криптонового
конденсатора; 11 — конденсатор-переохладитель технического кислорода; 12 — насос жидкого
кислорода; 13 — теплообменник.
Технический кислород отмывается от криптона в колонне 6 и отво-
дится из верхней части по трубопроводу.
Технический кислород разделяется на две части: часть его направ-
ляется в конденсатор-переохладитель 11, в котором ‘.происходят сжиже-
ние и переохлаждение кислорода, и далее в насос жидкого кислоро-
да 12. Затем жидкий кислород под давлением 165 ати проходит через
фильтр 2, теплообменник 13 и направляется в наполнительную рампу.
Кислород, просочившийся через сальники насоса, поступает в ли-
нию технического кислорода через обратный клапан 4. Другая часть
кислорода под давлением 1,2—1,3 ата поступает через теплообмен-
ник 13 в газгольдер технического кислорода. Для конденсации техниче-
ского кислорода в конденсатор И подается обогащенная жидкость из
куба нижней колонны,. которая дросселируется до 1,4 ата. Из конден-
сатора парожидкостная смесь подается в верхний конденсатор 7 крип-
тоновой колонны для образования флегмы. Для .подогрева технического
кислорода через теплообменник 13 проходит часть воздуха петлевого
потока.
296
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. 6
Конструкция основных аппаратов
а) Азотный регенератор (рис. 6-26) представляет ци-
линдрический сварной корпус из стали марки 15К1, внутри которого
расположена насадка, состоящая из горизонтальных дисков сверну-
той по спирали гофрированной алюминиевой ленты. Толщина ленты д =
= 0,46 мм, высота 50 мм. Для уменьшения влияния теплопроводности
вдоль оси аппарата на алюминиевой ленте делаются продольные раз-
резы длиной 60 мм с шагом 100 мм.
б) Конденсатор (рис. 6-27) представляет собой кожухотруб-
ный аппарат с трубками 10X0,5, длиной 3 000 мм. Кипение кислоро-
да происходит внутри трубок, конденсация азота — в межтрубном про-
странстве. Такая конструкция является целесообразной для крупных
установок технологического кислорода и позволяет значительно сокра-
тить вес аппарата по сравнению с обычными, применяемыми в крупных
установках, как, например, в установках типа КТ-3600 (рис. 6-17).
в) Верхняя колонна (рис. 6-28) состоит из 36 ректифика-
ционных ситчатых двухсливных тарелок кольцевого типа. Расстояние
1 Сталь марки 15К малоподходящая для работы в условиях весьма низких
температур. В настоящее время для корпусов регенераторов применяют легирован-
ные никелевые стали.
§ 6-9]
Кислородные установки низкого давления
297
вход жадного
азота Ф 178 хЦ
\Вход возду-
ха из де-
\тандера
Ф303* 25
Выход газооб-
разного азота
ФММ
Вход воздуха
из детандера
Ф305*26
22
Ф1200
Рис. 6 28. Верхняя ректификационная колонна.
\ 8 ход газ о-
[образного
20
Ж
ю
4
10
8
6
ч
2
Отбор кислорода
б регенераторы
/ выход жидкого \ выход жидкого
г кислорода Ф20б*1р\кирлорода Ф206*1$
26
вход жидкости
ц/ар нижней ко -
&78*М
36
34
32
30
28
между тарелками 120 мм. Нижняя часть колонны является сборником
кислорода, который отводится в конденсаторы, где происходит кипение
кислорода.
Жидкий обогащенный воздух подается на 21 тарелку через щели
в цилиндре сборника, расположенного внутри колонны. Жидкий азот
поступает в сборник, расположенный в верхней части колонньи, и выте-
кает через два горизонтальных сопла. Воздух из турбодетандера посту-
пает в промежуток между 20-й и 21-й тарелками.
г) Нижняя ректификационная колонна (рис. 6-29)
состоит из наружного корпуса и внутренней обечайки. Внутри послед-
ней расположены три промывочные тарелки и далее 24 ректификацион-
ные тарелки. Нижняя часть колонны представляет сборник для жидкого’
обогащенного кислородом воздуха.
298
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл 6
Выход жидкого
азота
выход воздуха
Ф305*2,5
выход газообразное
азота Ф355*2,5
Вход воздуха
Ф055*3
в§
Ш
Продудка
Ф55*1,5
Рис. 6-29. Нижняя ректификационная колонна.
Вход жидкого
воздуха Ф?00*2 j
К числу оригинальных решений установки БР-1 следует отнести
двухсливную кольцевую ситчатую тарелку (рис. 3-55), кожухотрубный
конденсатор с кипением кислорода внутри трубок и двустенный кожух
блока. При двустенном кожухе, не говоря об уменьшении расхода изо-
ляции, сокращаются потери холода, сокращается пусковой период и
облегчается ремонт и монтаж аппаратов.
Спорным следует признать решение вопроса о незамерзаемости
регенераторов. Тройное дутье требует постановки третьего азотного
регенератора, что значительно увеличивает число принудительных кла-
панов.
В зарубежных установках технологического кислорода волрос о не-
замерзаемости регенераторов решается по-другому (см. § 6-10£.
S 6-10]
Зарубежные кислородные установки низкого давления
299
•Пусковой период установки БР-1 составляет 70 а—80 часов при рас-
ходе воздуха около 40000 нм?[ч и давлении 5,8 ати.
Время полного отогрева составляет 40 ч. Длительность рабочего
периода равна 9—12 мес.
Ниже приводятся основные показатели работы установки БР-1
для различных режимов.
Помимо установок БР-1 производительностью 12 500 м3 кислорода
в час, в Советском Союзе строятся установки низкого давления произ-
водительностью 3 500 и 5000 м3 кислорода в час.
Следует отметить, что разработанная ВНИИКИМАШ установка
БР-1 является одной из наиболее современных установок технологиче-
ского кислорода.
Таблица 6-3
Основные показатели работы установки БР-1
Производи- тельность, ямЮ91ч Концентра- ция О2 после регенерато- ров, % Количество перерабаты- ваемого воз» духа, мл/ч Концентра- ция N2 после регенерато- ров, % Давление перед бло». ком, ати Давление после тур- бокомпрес- сора, ати Удельный расход энер- гии на валу компрессора, квт>ч!нм.^2
7 000 ’ 96 36 000 98,5 3,9 4 0,38
96 49 000 99,3 4,6 4,8 0,40
10 000 97 50 000 99,1 4,65 4,85 0,41
98 53000 97,9 4,8 5 0,44
96 62 000 99,3 5,25 5,5 0,43
12 500 97 63 000 99,1 5,3 5,55 0,44
98 67 000 97,9 5,5 5,75 0,47
15 000 96 75 000 99,2 5,8 6,2 0,45
6-10. ЗАРУБЕЖНЫЕ КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
УСТАНОВКА НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ ЛИНДЕ
За рубежом после войны появились кислородные установки низко-
го давления для -получения больших количеств технологического кисло-
рода.
Наиболее интересными являются установки Линде, «Окситон»,
«Эллиот», «Рескол».
В кислородной установке низкого давления Линде (рис. 6-30) для
обеспечения незамерзаемости азотных регенераторов небольшое коли-
чество воздуха отводится из нижней части регенераторов в адсорберы,
где он очищается от СОг.
При этом создается малая разность температур между воздухом и
азотом на холодном конце регенераторов.
Процесс получения кислорода следующий.
Вюздух, очищенный от пыли, сжимается в турбокомпрессоре 2 до
5,5—6 ата, охлаждается в оросительном холодильнике 3 и направляет-
ся в азотные и кислородные регенераторы 4, 5. Воздух, охлажденный
в регенераторах, в состоянии, близком к насыщению, поступает в куб
разделительного аппарата двукратной ректификации. Небольшая часть
воздуха отводится из нижней части азотных регенераторов и через
клапаны промежуточного отбора 15 направляется в силикагелевые
адсорберы) 16 и после очистки от СО2 присоединяется к воздуху, отби-
раемому из куба колонны в детандер. Отбираемый из куба воздух про-
ходит теплообменник 13, сепаратор 17, где из него выпадают капельки
ЗОЭ
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
{гл. 6
жидкости, и далее он смешивается с воздухом, отводимым из нижней
части регенератора. После смешения этих частей воздуха температура
его повышается до 7=114—116° К и воздух направляется в турбоде-
тандер.
Незамерзаемость азотных регенераторов, как указывалось выше,
обеспечивается отводом небольшой части воздуха из нижней части ре-
генераторов, а в кислородных регенераторах незамерзаемость обеспе-
чивается тем, что количество обратного потока на 2—3% превышает
количество воздуха.
Разделительным аппарат состоит из нижней колонны 6, промежу-
точного конденсатора 7, верхней колонны 8. Жидкость куба проходит
через фильтрьи-адсорберы 9, через переохладитель 10 и поступает
Рис. 6.30. Схема кислородной установки низкого давления Линде.
1— электродвигатель; 2 —турбокомпрессор; 3— оросительный холодильник; 4— азотные регенера-
торы; 5 — кислородные регенераторы; 6 — колонна высокого давления; 7—промежуточный конден-
сатор-испаритель; 8 — колонна низкого давления; 9 — фильтры-адсорберы; 10— переохладитель
жидкости; 11— кислородный испаритель; 12 — сепаратор ацетилена; 13— теплообменник; 14 — турбо-
детандер; 15 — клапаны промежуточного отбора воздуха из азотных регенераторов;
16 — силикагелевые адсорберы; /7—сепаратор.
в среднюю часть верхней колонны. Детандерный воздух, расширенный
в детандере 14 поступает в среднюю часть верхней колонны, ниже
места ввода кубовой жидкости. Из конденсатора кислород отводится
частично в газообразном, частично в жидком виде. Часть жидкого
кислорода поступает в кислородный испаритель 11, где происходит ки-
пение кислорода и одновременно конденсация азота. Из испарителя
кислород поступает в ацетиленовый сепаратор 12, откуда присоединяет-
ся к газообразному кислороду, уходящему из конденсатора, и идет
в кислородные регенераторы 5.
В сепараторе ацетилена 12 выпадают все твердые частицьи (ацети-
лен, твердая СОг и пр.), которые выносятся из основного конденсатора
с частью жидкого кислорода и удаляются при продувке. Жидкий азот
из азотных карманов и испарителя дросселируется в верхнюю часть
колонны низкого давления. Азот, уходящий из верхней колонны, прохо-
дит через переохладители жидкости 10 и 13 и далее через азотные ре-
генераторы 4 в атмосферу.
Метод обеспечения незамерзаемости регенераторов в установке
Линде достаточно простой, поэтому установка Линде компактна и тре-
бует сравнительно небольших капитальных затрат. По своим энер-
гетическим показателям установка Линде равноценна с установ-
кой БР-1.
§ 6-11]
Кислородная установка «Окситон»
3J1
Наибольшая производительность изготовляемых кислородных уста-
новок низкого давления Линде составляет 10 000 нм3 О2 в час, т. е.
уступает установке БР-1.
6-11. КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА «ОКСИТОН»
В установке «Окситон» применена ступенчатая ректификация, осу-
ществляемая в трех колоннах при давлениях 5,5; 2,8 и 1,3 ата. При
ступенчатой ректификации можно отводить в турбодетандер до
30% азота с давлением 5,5 ата и, следовательно, получать достаточное
количество низкотемпературного холода.
Для обеспечения незамерзаемости регенераторов 3—4% воздуха
отводится из середины азотных регенераторов, 'подогревается в тепло-
обменнике, очищается от СО2, после чего снова охлаждается и посту-
пает в разделительный аппарат.
Рис. 6-31. Принципиальная схема кислородной установки „Окситон“
1 — кислородные регенераторы; 2 —азотные регенераторы; 3 — колонна высокого давления; 4—
колонна среднего давления; 5—колонна низкого давления; 6, 7 и 8 — конденсаторы; 9 —фильтр;
10 — переохладитель жидкости; // — кислородный испаритель; 12 и 14 — теплообменники; 13— турэо-
детандеры; 15 — дожимающий компрессор; 16 — скруббер; 17 — щелочеуловитель.
На рис. 6-31 показана принципиальная схема установки «Окси-
тон», производительностью 8 750 м3 в час 95% О2.
Воздух, сжатый в турбокомпрессоре до 5,5 ата; охлаждается
в кислородных и азотных регенераторах 1 и 2 и поступает в нижнюю
часть колонны высокого- давления 3. Процесс разделения -проводится
в трех колоннах: 5, 4 и 5. В колонне 3 при давлении 5,4 ата происходит
разделение воздуха на 40%-ную кислородную жидкость и газообраз-
ный азот. В колонне среднего давления 4 40%-ная кислородная
жидкость подвергается дальнейшему обогащению кислородом до
55% О2. Для этого жидкость из колонны 3 (направляется через
фильтр 9, переохладитель 10 и дроссельный вентиль в колонну 4.
В этой колонне происходит разделение 40 %-ной кислородной жидкости
на жидкий азот и 55%-ную кислородную жидкость, которая стекает
в промежуточный конденсатор 7. В конденсаторе 7 происходит кипение
кислородной жидкости, при этом образовавшиеся пары поступают
в колонну среднего давления, а часть жидкости с содержанием 55%
кислорода через переохладитель жидкости 10 и дроссельный вентиль
поступает в верхний конденсатор-испаритель 8. В верхнем конденсато-
302
Описание промышленных установок, глубокого охлаждения
[гл. 6
ре-испарителе образуются парь» с 55%-ным содержанием кислорода;
эти пары, а также часть жидкости (около 15%) поступают в колонну
низкого давления 5s Жидкий азот собирается в карманах колонны
'среднего давления; кроме того, жидкий азот накапливается в нижней
части кислородного испарителя 11. Часть газообразного азота из-под
крышки конденсатора 6 отводится в кислородный испаритель и, сжи-
жаясь, вызывает кипение жидкого кислорода. Жидкий азот из испа-
рителя и азотных карманов колонны 4 дросселируется в верхнюю часть
колонны 5, где происходит окончательное разделение воздуха на кисло-
род и азот. Другая часть газообразного азота (30% от общего количе-
ства ’перерабатываемого воздуха) проходит через теплообменник 12,
подогревается и поступает в турбодетандер 13, в котором расширяется
с 5,3 до 1,25 ата, создавая холод, необходимый для работы установки.
Для обеспечения незамерзаемости регенераторов, а также для
•подогрева детандерного воздуха предусмотрен отвод 3—4% воздуха из
середины азотных регенераторов в теплообменник 14, после которого^
подогретый воздух сжимается до 10 ата в дожимающем компрессо-
ре 15 и после очистки от СО2 в скруббере 16 через щелочеуловитель 17
поступает в теплообменник 12, где он сжижается и через дроссельный
вентиль поступает в колонну высокого давления 3.
По расходу энергии установка «Окситон» равноценна с установкой
Линде и установкой БР-1. Расход энергии без учета его на вспомога-
тельные нужды составляет 0,42—0,45 квтч на 1 л? 97% кислорода.
К числу недостатков установки «Окситон» следует отнести гро-
моздкость разделительного аппарата, состоящего из трех колонн, и зна-
чительную поверхность трех конденсаторов, которая примерно- на 35%
превышает поверхность конденсаторов в кислородных установках
с двукратной ректификацией.
6-12. КИСЛОРОДНАЯ УСТАНОВКА «ЭЛЛИОТ»
В этой установке вместо колонны двукратной ректификации приме-
няется колонна однократной ректификации; сообщение тепла в кубе-
колонны и получение жидкой азотной флегмы производятся с помощью
циркуляционного азотного потока.
На рис. 6-32 показана принципиальная схема установки «Эллиот»,
производительностью 3 500 ж3 кислорода в час. Атмосферный воздух,
прошедший через фильтр 1 и сжатый в турбовоздуходувке 2 до*
1,55 ата, охлаждается в оросительном холодильнике 3 и осушается
в адсорберах 4.
Холодильник 3 состоит из двух частей. В нижней части воздух про-
мывается циркулирующей водой, в верхней части промывка воздуха
производится более холодной водой, охлаждаемой с помощью компрес-
сионной холодильной машины. Из оросительного холодильника воздух
выходит с температурой 5° С и полностью освобожден от пыли. Степень,
осушки воздуха в адсорберах соответствует точке росы при температу-
ре —40° С. Далее воздух поступает в группу переключающихся тепло-
обменников 5 (а—г). Три теплообменника работают параллельно,,
а один очищается от остатков влаги и углекислоты. Переключение про-
исходит через каждый час. Таким образом, каждый теплообменник ра-
ботает 3 ч и 1 ч очищается. Охлажденный воздух поступает в аккуму-
лятор 6, заполненный силикагелем, в котором поглощаются остатки
углекислоты и ацетилена, и оттуда в середину колоннь» 7. Сообщение
тепла в кубе 14 колонны и получение азотной флегмы для подачи
в верхнюю часть колоннь» производятся циркуляционным азотом. Цир-
Рис. 6-32. Принципиальная схема установки „Эллиот“ производительностью 3 500 95 Уо О2.
/ — воздушный фильтр; 2 — воздуходувка; 3—скруббер; 4—адсорберы; 5—переключающиеся теплообменники; 6 — аккумулятор; 7 —колонна; 8 —
азотный компрессор; 9 и 10 — теплообменники; 11 — т.урбодетандер; 12—воздуходувка; 13—теплообменник; 14—куб колонны; 15 — переохладител >
азота; 16—насос для воды; 17—холодильник для охлаждения воды; 18—азотодувка.
§ 6-12] Кислородная установка «Эллиот» ЗОЯ
304
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. 6
куляционный азот сжимается в турбокомпрессоре 8 до 6,3 ата и прохо-
дит через теплообменники 9 и 10. Холод, необходимый для работы
установки, создается с помощью турбодетандера. Для этого часть азо-
та из теплообменника 9 отводится в турбодетандер 11, отдающий свою
мощность воздуходувке 12, воздух из которой присоединяется к основ-
ному потоку воздуха. Другая часть азота идет в конденсатор и сжи-
жается. При сжижении азота происходит кипение жидкого кислорода,
часть которого отводится как продукт разделения. Жидкий азот про-
ходит через переохладитель 15 и «поступает в -верхнюю часть колонньп.
Газообразный азот, уходящий из колонны, разделяется на две части.
Часть его проходит через группу теплообменников 5, а другая часть
является циркуляционным потоком и возвращается обратно в азотный
турбокомпрессор 8, отдавая свой холод сжатому циркуляционному
дзоту в теплообменниках 9, 10 и 13.
Кислородная установка «Эллиот» полностью автоматизирована.
Автоматически поддерживается определенный тепловой режим в тепло-
обменниках 5 (а, б, в, г), 9 и 10.
Количество азота, поступающего в турбодетандер, автоматически
регулируется соответственно требуемой холодопроизводительности.
Автоматическое регулирование (Производится то уровню жидкого кисло-
рода в кубе 14. При недостатке холодопроизводительности уровень
жидкости понижается, при избытке же холодопроизводительности уро-
вень жидкости повышается. Понижение и «повышение уровня жидкости
воздействуют на автомат, регулирующий подачу азота в турбоде-
тандер.
Весьма интересной в установке «Эллиот» является конструкция
теплообменный аппаратов и способ очистки их от отложений влаги и
двуокиси углерода, выпадающих из воздуха при охлаждении его до
температуры —190° С. Теплообменники состоят из отдельных прямо-
угольных ячеек, изготовленных из тонких медных листов. В эти ячейки
вставляются штампованные тонкие ребристые медные пластины. По-
верхность пластин в 1 ж3 объема составляет 980 м2.
Для очистки теплообменников от отложений льда и двуокиси угле-
рода производят следующие операции: после того как теплообменник
проработал 3 ч, а на медных пластинах скопилось значительное коли-
чество твердых отложений, через него пропускают некоторое количе-
ство воздуха (период нагрева) и температура пластин по всей длине
теплообменника повышается. После этого через очищаемые ячейки
в обратном направлении пропускают около 10% азота, имеющего тем-
пературу на 4—5° С ниже, чем температура воздуха, который выносит
с собой влагу и двуокись углерода. Для пропуска азота через очищае-
мые ячейки теплообменника предусмотрена азотодувка 18 (рис. 6-33),
которая отсасывает азот, чтобы не создавать некоторого избыточного
давления. После этого через ячейки теплообменника проходит холод-
ный азот и охлаждает медные пластины до требуемых температур. На
рис. 6-33 показан характер изменения температур в теплообменниках
в различные моменты процесса очистки, нагрева и охлаждения.
Следует отметить, что установка «Эллиот» является более гро-
моздкой, чем рассмотренные выше кислородные установки низкого дав-
ления.
Помимо турбокомпрессора, необходимо иметь две турбовоздухо-
дувки и одну азотодувку. Кроме того, необходимо иметь небольшую
компрессионную холодильную установку и небольшую воздуходувку
для регенерации сорбента в адсорбционной установке для осушки воз-
духа.
§ 6-13]
Американские кислородные установки низкого давления
305
Теплообменные аппараты» установки «Эллиот» также весьма гро-
моздки по сравнению с регенераторами.
К числу достоинств установки «Эллиот» следует отнести колонну
однократной ректификации, отсутствие колонны» высокого давления
уменьшает габариты установки.
Для управления установкой имеется один дроссельный вентиль.
Установка проста в управлении и эксплуатации и полностью автома-
тизирована.
% 0
§ -wo
§-150
-ZOO
-250
-ООО
* к Нонец периода
\ забивки
Отложение
-Нормальная^
. температура^
металла \
Отложение C0z
'Отложение С2Н2N
О . —4
После периода
нагрева
\\ Температура
металла
- Нормальная \
температура \
металла
Длина тепл ообменнина
Положение 7
50
& 0
^-50
l-wo
§-150
£
S -200
-250
-300
Длина теплообменника
Положение Ц
Длина теплообменника
Положение 2
Длина теплообменнина
Положение 5
. После периода
очистки
^^Температура
\\металла
\>и
’Нормальная
температура \
металла '
О —*• L
Длина теплообменника
Положение 3
Температура азота
'^^во время очистки
^^Температура
’ Нзо^Г^^а
" проходит^*
- через сеченад^
для азота .
. Азот проходит
через сечение >
’ занятое Н20 и С02
। t
О --------** 4
Длина теплообменнина
Положение 6
Рис. 6-33. Изменение температур в теплообменниках.
Турбодетандер работает на абсолютно сухом азоте и не подвер-
гается износу, какой наблюдается в турбодетандерах, работающих
с недостаточно хорошо очищенным воздухом.
Однако эти достоинства не компенсируют имеющихся недостатков.
Кроме того, расход энергии в установках «Эллиот» примерно на
30—35% выше, чем в кислородных установках низкого давления, рас-
смотренных выше.
6-13. американские кислородные установки низкого давления
С РЕГЕНЕРАТОРАМИ-РЕКУПЕРАТОРАМИ
В американских кислородных установках низкого давления вместо
регенераторов стали впервые применять регенераторьи-рекуператоры
с «некомпенсированным» каналом для циркуляции части воздушного
потока, в результате чего создаются малые разности температур меж-
ду газами на холодном конце аппарата, что обеспечивает незамерзае-
мость регенераторов.
20 С. Я. Герш.
306 Описание промышленных установок глубокого охлаждения [ гл. 6
На рис. 6-34 изображена схема установки низкого давления. Воз-
дух очищается в фильтре 1 и поступает в турбокомпрессор 2, в котором
он сжимается до 6,3 ата. После турбокомпрессора установлены катали-
тический окислитель 3 для окисления углеводородов, главным образом
ацетилена, и концевой холодильник 4 для охлаждения сжатого возду-
ха. Далее воздух проходит влагоотделитель 5 и поступает в два проти-
воточных регенератора-рекуператора 7. На теплом конце регенерато-
ров-рекуператоров расположены переключающие трехходовые клапа-
ны, с помощью которых сжатый воздух проходит попеременно через
каждые 3 мин через один из двух смежных кольцевых каналов в каж-
дом регенераторе-рекуператоре.
Рис. 6-34. Схема американской кислородной установки низкого давления.
/ — воздушный фильтр; 2—турбокомпрессор; 5 —каталитический окислитель; 4—концевой холодиль-
ник; 5—влагоотделитель; 6—переключающиеся клапаны; 7-—регенераторы-рекуператоры; 8 — авто-
матические клапаны; 9—фильтры с активированным углем; /0—подогреватель; 11—силикагелевый
фильтр; 12—турбодетандер; 13—-теплообменник; 14— колонна двукратной ректификации; 15—филь-
тры; 16— переохладитель кубовой жидкости; /7 —переохладитель жидкого азота.
Помимо охлаждения воздуха в регенераторах-рекуператорах про-
исходит очистка воздуха от СО2 и НгО.
Для полной очистки воздуха от влаги и углекислоты необходимо,
.чтобы разность температур между сжатым воздухом и обратным га-
зом— азотом во всех сечениях регенератора-рекуператора была бы по
возможности наименьшей. При малой разности температур между газа-
ми уходящий абсолютно сухой азот при давлении 1,2 ата в состоянии
поглотить и вынести наружу влагу и углекислоту, выделившиеся при
охлаждении сжатого воздуха.
Разность температур на холодном конце аппарата должна коле-
баться в пределах 5—6° С.
Для создания малой разности температур воздух, охлажденный
в регенераторе до —168°С, проходит фильтры с ‘активированным
углем 8 и разделяется на две части: около 12—14% воздуха возвра-
щается обратно в регенераторы-рекуператоры для добавочного охлаж-
дения сжатого воздуха. Эта часть воздуха, называемая «некомпенси-
§ 6-13]
Американские кислородные установки низкого давления 307
руемым» воздухом, выходит из середины регенератора с температурой
-—85° С, охлаждается в теплообменнике 13 и смешиваемся с оставшими-
ся 86—88% воздуха. Температура после смешения равна —153° С.
На рис. 6-35 показаны! кривые максимально допустимой разности
температур между газами AfMaKC необходимой для удаления Н2О и
СО2. На том же графике изображена кривая действительной разности
температур между газами в различн1ьих точках регенератора-рекупера-
тора.
Пунктирная линия показывает изменение действительной разности
температур до применения «некомпенсированного» воздуха. Сплошная
кривая показывает изменение разности температур после применения
Рис. 6-35. Кривые изменения разницы температур
между газами в регенераторах-рекуператорах с при-
менением некомпенсированного (циркулирующего)
воздуха.
«некомпенсированного» воздуха. При определении допустимой разности
температур величина А^макс подсчитывалась, исходя из условия, что
насыщение азота парами СО2 составляет 85%.
Регулируя количество «некомпенсированного» воздуха и изменяя
его температуру после прохождения теплообменника 13, можно уста-
новить определенную температуру воздуха после смешения. В случае,
если температура воздуха после теплообменника будет ниже, чем это
требуется (для получения после смешения температуры —153°С), пре-
дусматривается байпасе для пропуска части «некомпенсированного»
воздуха, минуя теплообменник.
После смешения сжатый воздух проходит через силикагелевый
фильтр 11, направляется в турбодетандер 12 и после расширения
поступает в верхнюю часть колонны низкого давления.
Предусмотрены два одинаковых турбодетандера, чтобы иметь до-
статочный резерв холода, необходимый для запуска установки. В очень
крупных установках устанавливают три турбодетандера. Турбодетанде-
ры — реактивного типа с радиальным расположением лопаток.
Разделительный аппарат представляет собой колонну двукратной
ректификации.
Обогащенная кислородом жидкость из нижней колонны переохлаж-
дается в теплообменнике 16 и дросселируется в среднюю часть верх-
ней колонны. Жидкий азот после переохлаждения в теплообменнике 17
20*
^08 Описание промышленных установок глубокое охлаждения [гл. 6
дросселируется в верхнюю часть колонны низкого давления. В колон-
нах применяются ситчатые тарелки с расстоянием между ними 150 мм.
Кислород, уходящий из разделительного аппарата, проходит
в одном направлении по каналу регенератора-рекуператора.
Прежде чем приступить к изготовлению очень крупных установок
по описанной схеме, была построена опытная установка производитель-
ностью 600 м31ч, показавшая вполне удовлетворительные результаты.
Регенераторы с «некомпенсированным каналом» обеспечивают очень
хорошую очистку воздуха от Н2О и СО2.
Расход энергии в этих установках несколько выше, чем в установ-
ках Линде—Френкль. По расчетным данным, опубликованным в лите-
ратуре1, общий расход энергии, включая вспомогательные нужды, со-
ставляет от 0,558 до 0,528 квТ'ч1м3 95% кислорода. Указанные цифры
являются заниженными, в действительности расход энергии будет на
10—12% выше вследствие неполного разделения воздуха и уменьшения
коэффициента извлечения. По опубликованным данным концентра-
ция О2 колеблется от 90 до 95%, концентрация азота 95%. Эти цифры
указывают на недостаточно полное разделение и извлечение кислоро-
да из воздуха.
Следует отметить, что потеря давления в регенераторах-рекупера-
торах выше, чем в регенераторах Френкля и поэтому в американских
установках процесс разделения в верхней колонне происходит при дав-
лении 1,5 ата, что требует повышения давления воздуха в нижней ко-
лонне и, следовательно, давления воздуха, сжимаемого1 в компрессоре
6-14. КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ С КАСКАДНЫМ
холодильным циклом
На рис. 6-36 изображена схема американской кислородной уста-
новки с каскадным холодильным циклом.
Производительность. установки 700—800 м3 кислорода и 30 м3
аргона в час. Помимо того, в этих установках одновременно извлекают-
ся криптон, ксенон, неон и гелий.
4 Технологический процесс разделения воздуха осуществляется сле-
дующим образом.
Воздух проходит через фильтр 1, очищается от механических при-
месей и пыли.и засасывается поршневым компрессором 5, приводимым
в движение газовым двигателем 2. В компрессоре воздух сжимается
до 6 ата. Сжатый воздух сначала охлаждается в оросительном холо-
дильнике 4, а затем очищается от СО2 в скруббере 5. Наверху скруббе-
ра расположен небольшой резервуар, орошаемый водой, в котором уда-
ляются следы щелочи, уносимой воздухом из скруббера.
Очищенный от СО2 воздух поступаем в теплообменники 6, где он
охлажда'ется до 190° К. В теплообменниках происходит выморажива-
ние влаги. Воздух движется в межтрубном пространстве, а внутри тру-
бок (проходят азот, кислород и аргон. Теплообменники работают
попеременно. В то время как один из теплообменников находится в ра-
боте, другой отогревается, продувается и перед переключением охлаж-
дается.
Далее воздух проходит через теплообменники 7 и охлаждается до
температуры насыщенного пара. Из теплообменника 7 воздух посту-
пает в испаритель нижней колонньи 9.
1 Downs С. and Ruston J., Tonnage oxygen, Chemical Engineering Prog-
ress, 1947. /
Рис. 6-36. Схема кисло-
родной установки с ка-
скадным холодильным
циклом производитель-
ностью 700 м* кисло-
рода и 30 м* аргона
в час.
/—воздушный фильтр; 2—
газовый двигатель;* 5—воз-
душный двухступенчатый
компрессор; 4—холодильник
оросительного типа;5—скруб-
бер; 6 — кантующиеся тепло-
обменники; 7—основные -те-
плообменники; 8—азотный
переохладитель; 9—раздели-
тельный аппарат;- /0 —аргон-
ная .колонна; //—переохла-
дитель жидкости испари-
теля; 12—метано-азотный
теплообменник; /5—азотный
компрессор; 14—этилено-ме-
тановый теплообменник; /5—
этилено-азотный теплообмен-
ник; 16— метановый компрес-
сор; 17—аммиачно-этилено-
пый теплообменник; 18—эти-
леновый компрессор; 19 —
аммиачный конденсатор; 20—
аммиачный компрессор; 21 —
подогреватель; 22—баллон
для осушки воздуха; 23 —
аппарат ре’гейераЦчи щелочи;*
24—щелочной бак.
310
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
В нижней колонне, снабженной 20 тарелками, получается жидкий
азот чистотой 99,9%.
В верхней колонне 80 тарелок. Рядом расположена аргонная ко-
лонна с 47 тарелками.
Процесс разделения воздуха и получение сырого аргона происхо-
дят следующим образом (рис. 6-37).
Жидкий обогащенный кислородом воздух из испарителя подается
в межтрубное пространство конденсатора аргонной колонны, где он
Рис. х6-37. Разделительный аппарат
двукратной ректификации с
аргонной колонной.
кипит, а образующиеся пары и не-
которое количество жидкости отво-
дятся в среднюю часть верхней ко-
лонны.
Жидкий азот из азотных кар-
манов поступает для орошения
<в верхнюю колонну, предваритель-
но охлаждается в переохладителе 8
и дросселируется до давления 1,3—
1,4 ата.
Интересным является кон-
структивное оформление промежу-
точного конденсатора-испарителя.
Пары азота в верхней части
нижней колонны проходят через
центральную трубу конденсатора
и далее, конденсируясь в труб-
ках, жидкий азот стекает в кар-
маны.
В азотных карманах имеется
переливная труба с гидравлическим
затвором для подачи жидкого азо-
та в нижнюю колонну.
Аргонная фракция в газообраз-
ном состоянии отбирается с 19-й та-
релки в виде насыщенных паров.
В месте отбора аргонной фракции
концентрация аргона составляет
15%, остальные 85% смеси состав-
ляет кислород с весьма незначи-
тельной примесью азота. Флегма
в аргонной колонне 10 образуется
при конденсации паров в конденса-
торе в количестве, достаточном для
получения сырого аргона, концен-
трацией 90—95% аргона. Коэффи-
циент извлечения аргона в этой ко-
лонне очень высокий ~0,9, т. е.
в 3 раза превосходит таковой в
установках Линде.
Кислород из верхней колонны
проходит через теплообменники и
поступает в газгольдер.
Азот сначала проходит переохладитель 8, затем через основной
теплообменник 7, этиленовый конденсатор и через переключающиеся
теплообменники выходит наружу. Этиленовый конденсатор предназна-
чен для поддержания на холодном конце теплообменников 6 темпе-
§ 6-15] Кислородные установки «Эйр-Продакте» с кислородным насосом
311
ратуры в 190° К, что дает весьма совершенную осушку воздуха от
HzO.
Для работы установки предусмотрен каскадный холодильный цикл.
Холодильный цикл позволяет получать жидкий азот в количестве, не-
обходимом для компенсации потерь холода в установке, а также для
ее запуска. Жидкий азот подается в верхнюю часть колонны.
Каскадный холодильный цикл состоит из четырех отдельных цик-
лов. Первый цикл — аммиачный — включает в себя аммиачный ком-
прессор 20, конденсатор 19 и испаритель 17, в котором аммиак кипиг
при давлении р = 1 ата и температуре 7=240° К. Одновременно испа-
ритель 17 является конденсатором для этилена, являющимся рабочим
агентом во втором цикле. Второй цикл—этиленовый — включает эти-
леновый компрессор 18, конденсатор этилена 17 и испаритель этиле-
на 14, в котором этилен кипит под вакуумом при 7= 170° К и где одно-
временно происходит конденсация метана.
Этилен сжимается в этом цикле до 23,5 ата и конденсируется при
температуре 7=248° К в конденсаторе 17. Третий каскад состоит из
метанового компрессора 16, конденсатора для метана 14 и испарите-
ля 12, в котором происходит сжижение азота. Метан сжимается до
28 ата, конденсируется в конденсаторе 14 и поступает в испаритель 12,
где он кипит при давлении 1,07 ата и температуре 7= 113° К. Газо-
образный азот сжимается в азотном компрессоре 18 до 23 ата и кон-
денсируется в аппарате 12 при температуре 7= 118° К. Жидкий азот
из сборника дросселируется в верхнюю часть Колонны.
Добавочное количество жидкого .азота, подаваемое в верхнюю
колонну разделительного аппарата, несколько улучшает процесс ректи-
фикации.
В работающей установке эксплуатационные показатели следую-
щие: концентрация азота 99,9% N2, концентрация кислорода 99,6% Ог
и аргона 95% Аг.
Продолжительность рабочей кампании 6 мес. Расход энергии для
получения 1 ж3 газообразного кислорода около 0,5 кет • ч.
6-15. КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ «ЭЙР-ПРОДАКТС»
С КИСЛОРОДНЫМ НАСОСОМ
Эти установки работают по циклу среднего давления с поршневым
детандером. В установку включается кислородный насос, с помощью
которого газообразный кислород получается под давлением 150—
165 ати.
На рис. 6-38 изображена типовая схема стационарной кислородной
установки «Эйр-Продакте». Отличительные особенности’ этих устано-
вок следующие:
1. Очистка воздуха от углекислоты производится при р=4 ата
в двух последовательно включенных скрубберах, что улучшает степень
очистки и увеличивает процент использования щелочного раствора.
2. Осушка воздуха производится в адсорберах, заполненных актив-
ной окисью алюминия; активная окись алюминия представляет собой
гранулированный сорбент и позволяет обеспечивать высокую степень
осушки от влаги (ом. гл. 2).
3. Разделительный аппарат представляет собой колонну двукрат-
ной ректификации оригинальной конструкции.
Отличительной особенностью колонны (рис. 6-39) является то, что
она состоит из отдельных тарелок, спаянных непосредственно между
собой, без промежуточных обечаек. Корпус тарелок штампуется из
листовой меди толщиной 1 мм за одно целое с корпусом колонны.
СО
ьэ
Рис. 6'38. Схема кислородной установки „Эйр-Продактс“ с жидкостным кислородным насосом.
/_фИЛЬТр; 2—компрессор; 3—скрубберная установка для очистки от СО8; 4—адсорбционная установка для осушки воздуха; 5—теплообменник;
, 6—разделительная колонна; 7—детандер; 8 — жидкостный кислородный насос; 9—наполнительная рампа.
Описание промышленных установок глубокого охлаждения [гл. 6
§ 6-15] Кислородные установки «Эйр-Продакте» с кислородным насосом
313
Рис. 6-39. Разделитель-
ная колонна „Эйр-
Продактс".
В верхней колонне 63 тарелки, из которых 60 рабочих. Вторая и третья
предназначены для создания плавного входа жидкости на верхнюю ра-
бочую тарелку. Назначение самой верхней тарелки состоит в том, что-
бы отделить капельки жидкости, уносимые парами азота. Нижняя
колонна имеет такой же диаметр, как и верхняя. Расстояние между
тарелками верхней колонны 50 мм, а между тарелками нижней колон-
ны 38 мм. Тарелки, собранные в обечайку, вставляются в другую, на-
ружную обечайку. Нижняя тарелка опускается на кронштейны, при-
паянные к внутренней стенке наружной обечайки. Верхняя часть
внутренней обечайки плотно соединяется с на-
ружной обечайкой -мягким припоем. Предвари-
тельно >между внутренней и наружной обечайка-
ми прокладывается медная проволока.
4. Наличие кислородного насоса, заменяю-
щего собой кислородный компрессор.
Ниже приводится описание конструкции
кислородного насоса.
На рис. 6-40 показан разрез кислородного
насоса без привода и механизма движения.
Цилиндр насоса 1 с фланцевым соедине-
нием 5 располагается в изоляции кожуха разде-
лительного аппарата. Теплый конец насоса,
включая стенку рамы 3, располагается вне ко-
жуха у щита управления.
В головке насоса 6 размещены' всасы-
вающий и нагнетательные шариковые клапа-
ны 7 и 8.
Цилиндр насоса охлаждается холодным азо-
том, который входит у головки 6, омывает ее,
движется в кольцевом пространстве между ци-
линдром и кожухом 10 и уходит через трубу 11.
В цилиндре насоса движется металлический
плунжер 12, который соединяется с ползуном
крейцкопфа 13.
Ход плунжера может быть установлен от 30
до 75 мм при числе оборотов, изменяющемся от
46 до 140 в 'минуту.
На холодном конце насоса расположена втулка 16 диаметром
17,7 мм, длиной 73 мм, образующая рабочую полость. Между внутрен-
ней стенкой этой втулки и плунжером имеется зазор в 1,5 мм. К метал-
лической втулке прилегает графитовая втулка 17, являющаяся направ-
ляющей для плунжера. Далее расположены бронзовое кольцо 18
и сальниковая набивка 19, состоящая из пяти асбестовых и четырех
графитовых колец, чередующихся между собой.
После сальниковой набивки располагается металлическая сальни-
ковая втулка 20 с меньшим диаметром, чем у цилиндровой втулки 1.
Втулка 20 имеет отверстия, соединяющие внутреннюю и наружную
полости.
Кислород, протекающий через сальниковую набивку, поступает
в кольцевое пространство и уходит по трубке 21, что позволяет наблю-
дать за работой сальника.
Сальниковая набивка 19 уплотняется через промежуточную втул-
ку 20 и упорную втулку 22 с помощью гайки 24 и нажимной втулки 25.
Рис. 6-40. Кислородный насос. Продольный разрез.
/ — цилиндр; 2—втулка; 3—стенча; 4 —рама насоса; 5—фланцевое соединение; 6—головка насоса: 7—всасывающий клапан; 8—нагнетательный клапан; 9—
шарик; 10—кожух; 11— труба; /2 —металлический плунжер; 13— ползун крейцкопфа; /4 —плунжерная гайка; /5—накидная гайка; 16—металлическая втулка;
17—графитовая втулка; 18—бронзовое кольцо; /0—сальниковая набивка; 20—втулка; 2/—трубка; 22 и 23—втулка; 24—накидная гайка; 25 —нажимная втулка
сальника; 25—вкладыш; 27—шайба; 28—сальниковая гайка.
314 Описание промышленных установок глубокого охлаждения {гл. 6
§ 6-15 ] Кислородные установки «Эйр-Продакте» с кислородным насосом
315
Основные размеры кисло-родного насоса:
Диаметр плунжера..........................
Длина.....................................
Диаметр клапанов..........................
Диаметр шарика ...........................
Графитовая втулка диаметром ..............
Графитовая втулка длиной .................
Сальниковая набивка из графитовых и асбесто-
вых колец размером .......................
Ширина кольца.............................
14,7 мм
651 ,
7
9 7 »
14,7/32 мм
121
14,7/32 »
9,5
Производительность кислородного насоса при ходе плунжера
67 лии и 75 об/мин. колеблется от 30 до 34,5 м3 кислорода в час при
коэффициенте подачи 0,78.
Насос приводится .в движение от электромотора через редуктор,
позволяющий изменять число оборотов вала насоса от 46 до 140 в ми-
нуту.
Кислородный насос позволяет получать непосредственно из уста-
новки сухой кислород. Таким образом, в случае применения кислород-
ного насоса отпадает необходимость в кислородном компрессоре,
газгольдере и осушке кислорода.
Описание схемы установки (рис. 6-38)
Процесс разделения воздуха в установке «Эйр-Продакте» осуще-
ствляется следующим образом.
Воздух, сжатый до 4 ата, после первой ступени компрессора
направляется в скрубберы, где происходит рйиСтка его от углекислоты
в двух последовательно соединенных скрубберах. После очистки от
СОг воздух поступает во вторую и третью ступени компрессора, сжи-
мается и охлаждается в промежуточном и концевом холодильниках.
Сжатый до 60—63 ати воздух проходит через влагоотделитель и.
подвергается осушке в адсорберах 4, заполненных активированной
окисью алюминия.
Далее воздух направляется в верхнюю часть теплообменника,
охлаждается до температуры 190° К и разделяется на две части.
Большая часть воздуха (около 70%) идет в детандер, а меньшая
часть проходит через нижнюю ветвь теплообменника, которая представ-
ляет собой теплообменник-ожижитель.
Воздух, расширившись в детандере, поступает в нижнюю часть
нижней колонны, а оставшаяся часть воздуха высокого давления после
сжижителя проходит через дроссельный вентиль и подается на третью
тарелку нижней колонны.
Разделение воздуха происходит в колонне двукратной ректифи-
кации.
Жидкий кислород из конденсатора идет в переохладитель и далее
в кислородный насос 8, откуда через фильтр из пористой керамики на-
правляется в нижнюю часть теплообменника, выходит из верхней части
под давлением 150 ати и поступает в наполнительную рампу.
Азот из верхней колонны проходит через переохладитель для
жидкого кислорода, омывает снаружи втулку кислородного насоса и
далее идет в теплообменник, входит внизу и выходит сверху.
После теплообменника азот делится на две части. Одна часть вы-
ходит в атмосферу, другая — используется для регенерации активной
окиси алюминия в адсорберах осушительной установки.
316
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
Показатели работы установки следующие:
Концентрация кислорода.................... 99%
Концентрация азота ......... 98%
Расход энергии на 1 «м3 кислорода, сжатого до 150 атиг
1,4 кет • ч/м3 Ог.
Пусковой период продолжается от 6—8 ч. Рабочий период кампа-
нии продолжается минимум 30 дней.
На рис. 6-41 изображен внешний вид разделительного аппарата
с детандером и кислородным насосом.
6-16. КИСЛОРОДНЫЕ УСТАНОВКИ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ КЛАРКА
Установки, работающие по циклу низкого давления с регенерато-
рами й турбодетандером конструкции акад. Капица, предназначенные
для получения жидкого кислорода, были построены впервые в Совет-
ском Союзе.
Цикл низкого давления был ис-
пользован американской фирмой
Кла>рк для создания транспортной
кислородной установки — газообразно-
го кислорода.
На рис. 6-42 изображена схема
транспортной установки производи-
тельностью 30 м3 кислорода в час.
Воздух сжимается в двухступен-
чатом компрессоре 1 до давления
5,6—7 ати. Между ступенями и после
компрессора воздух охлаждается в хо-
лодильниках 2, проходит маслоотде-
литель 3. Для уменьшения пульсации
воздуха, неизбежной при поршневом
компрессоре, предусматривается реси-
вер 4. Далее воздух проходит через
подогреватель 5, который использует-
ся во время отогрева установки,
и керамический фильтр 6 для улав-
ливания пыли, образующейся вслед-
ствие износа графитовых колец ком-
прессора.
Очищенный от пыли сжатый воз-
Рис. 6-41. Внешний вид разделитель-
ного аппарата установки с кисло-
родным насосом. дух идет к переключающим клала-
нЭТасосТсправа - де??вд”р’и ТлТва-’ 'НЯМ 7, ра'СПОЛОЖеННЫМ 1НЭ ТвПЛОМ КОН-
адсорбционная установка для осушки це регенераторов 8. Перед клапанами
воздуха. имеется байпас для выхода воздуха
в атмосферу, используемый при пуске
воздушного- компрессора.
После переключения воздух проходит попеременно через две азот-
ные секции регенератора-рекуператора / и 2 (рис. 6-43). Переключение
потоков производится через каждые 3 мин. В регенераторах воздух
охлаждается до температуры минус 157° С и через автоматические кла-
паны 9 поступает в ресивер 11, после которого разделяется на два по-
тока. Примерно 25—30% воздуха идет в детандер 10, а остальное
количество в теплообменник-сжижитель 12 и оттуда направляется
в испаритель-конденсатор, расположенный в нижней части колонны. Из
§ 6-16] Кислородные установки низкого давления Кларка
гРис. 6-42. Схема транспортной кислородной установки производительностью 30 м2 QJh.
1 — воздушный (двухступенчатый компрессор; 2—холодильник; 3 — влагоотделитель; 4—ресивер; 5—> подогреватель воздуха; 6— керамический
фильтр; 7—переключающиеся клапаны принудительного действия; 8—комбинированный регенератор-рекуператор; 9—автоматические клапа-
ны; 10—детандер; 11 — ресивер; 12—теплообменник-сжпжитель; 13 — ресивер; 14—разделительный аппарат; 15 — фильтр СО2; 16—счетчик кисло-
рода; /7 —ресивер кислорода; 18—кислородный четырехступенчатый компрессор; 19—-фильтры 20—наполнительная рампа.
318
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
сборника испарителя жидкий воздух дросселируется в верхнюю часть
колонны.
Во избежание попадания углекислоты в колонну между испарите-
лем и дроссельным вентилем расположен фильтр 15 для СОг.
Рис. 6-43. Схема комбиниро-
ванного регенератора-реку-
ператора Коллинса.
1 и 2—секции для воздуха и азота,
в которых потоки попеременно дви-
жутся через каждые 3 jkmk; J —кис-
лородная секция; 4~труба для подо-
грева части азота.
Часть воздуха после детандера прохо-
дит ресивер 13 и поступает в разделитель-
ную колонну.
Азот, уходящий из колонны, разде-
ляется на две части: одна часть идет в сжи-
житель, другая — непосредственно в регене-
р атор ы-р екупер атор ы.
Часть азота проходит через централь-
ную трубу регенератора 4, нагревается и
присоединяется к холодному потоку азота.
В результате температура азота повы-
шается, и уменьшается разность темпера-
тур между газами на холодном конце реге-
нератора.
Вследствие того, что кислород все вре-
мя проходит по секции 3 и не участвует
в удалении отлагающейся углекислоты, не-
обходимо по возможности уменьшать раз-
ность температур между газами.
Изменение максимальной разности
температур в зависимости от температуры
воздуха при различных количествах обрат-
ного газа и полной сублимации твердой
углекислоты приводится на рис. 6-44.
Количество азота, проходящее через
центральную трубу, регулируется и должно
быть таким, чтобы после смешения раз-
ность температур между газами на холод-
ном конце регенератора была А/=3°С.
Азот проходит регенераторы и через переключающие клапаны вы
ходит в атмосферу.
Кислород из колонны поступает в третью секцию регенератора-ре-
куператора и движется все время в одном и том же направлении. Из
Рис. 6-44. График максимальной разности температур для
полной сублимации СО2 при разных температурах воздуха и
разных количествах обратных газов.
§ 6-16]
Кислородные установки низкого давления Кларка
319
регенератора кислород засасывается кислородным компрессором 18.
Кислородный компрессор представляет собой вертикальную четырех-
ступенчатую машину. Поршневые кольца, так же как и в воздушном
компрессоре, графитовые. Поэтому после каждого промежуточного хо-
лодильника имеется керамический фильтр для улавливания пыли,
образующейся в результате износа графитовых колец.
Сжатый кислород поступает в наполнительную рампу 20.
КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ОТДЕЛЬНЫХ МАШИН
И АППАРАТОВ
а) Воздушный компрессор
Воздушный компрессор — шестицилиндровый, двухступенчатый
быстроходный с числом оборотов 1800 в минуту. Четыре цилиндра
первой ступени и два цилиндра второй ступени. Цилиндры расположе-
ны горизонтально по три цилиндра с каждой стороны.
Поршневые графитовые кольца работают в цилиндре без смазки.
На рис. 6-45 показан разрез цилиндра компрессора. Поршневых колец
Рис. 6-45. Цилиндр воздушного компрессора для транспортной кислородной
установки.
/ — нагнетательный клапан; 2— всасывающий клапан; 3 — графитовые поршневые кольца;
4—направляющее графитовое кольцо; 5 —графитовый сальник.
три, из которых одно направляющее. Общий вид компрессора показан
на рис. 6-46.
Основные параметры воздушного компрессора следующие:
Производительность
Диаметр цилиндров
Ход поршня . . . .
Число оборотов . .
Скорость поршня . .
Конечное давление .
395 мъ/ч
133 мм
98,4 я
1 800 в минуту
5,8 м/сек
5,6—7 ати
б) Регенератор-рекуператор Коллинса (рис. 6-43)
Регенератор-рекуператор, конструкция которого была предложена
Коллинсом, обладает следующими интересными особенностями:
1) концентрация кислорода по вы'ходе из колонны не изменяется
и кислород выходит абсолютно сухой;
2) обеспечивает совершенную очистку воздуха от СО2 и Н2О, не-
смотря на неравенство прямого и обратного потоков;
32Э
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. 6
3) имеет очень небольшую разность температур как на холодном,
так и теплом конце регенератора.
Принцип работы регенератора-рекуператора следующий. Воздух
и азот попеременно проходят первую и вторую кольцевые секции.
В третьей секции движется кислород и отдает свой холод воздуху через
насадку второй секции.
Воздух, проходя попеременно через первую и вторую секции, при
охлаждении освобождается от НгО и СО2. Для того чтобы азот мог
вынести отложившийся лед Н2О и СО2, необходимо, чтобьи разность
Рис. 6-46. Общий вид воздушного двухступенчатого компрес-
сора для транспортной кислородной установки.
температур между воздухом и азотом была по возможности наимень-
шей. На графике 6-44 показано изменение максимальной разности
температур в зависимости от температуры воздуха и количества обрат-
ных газов, обеспечивающее правильную работу регенератора как очи-
стного аппарата.
Для получения малой разности температур на холодном конце
регенератора Д/ = 3°С часть азота пропускают через центральную тру-
бу 4, где он подогревается, после чего смешивается с холодньш
азотом. В результате температура обратного потока повышается. Мож-
но отрегулировать потоки азота таким об о азом, что после смешения
температура азота была бы всего лишь на 3° ниже температуры воздуха.
Для насадки регенератора -применяется медная лента толщиной
0,7 мм. Лента навивается на трубы по спирали, причем одновременно
прокладывается проволока припоя. Навивка ленты производится спе-
циальными станками. Особое внимание обращено на то, чтобы обеспе-
чить надежный контакт между насадкой и стенками. Это достигается
созданием гидравлического давления во внутренней трубе, которая раз-
дается и прижимает насадку.
§ 6-16]
Кислородные установки низкого давления Кларка
321
Припайка насадки к стенкам трубы производится нагреванием
в специальной печи. Чтобы припой равномерно распределялся по стен-
ке, регенератор вращается со скоростью 60 об!мин. После расплавле-
ния проволоки припоя подогрев прекращается, а регенератор продол-
жает вращаться до тех пор, пока припой не застынет.
Для установки Кларк предусмотрены 24 регенератора, которые
образуют шесть отдельных рядов по четыре соединенных последова-
тельно регенератора в каждом.
Характеристика регенератора-рекуператора Коллинса приведена
в табл. 6-4.
Таблица 6-4
Характеристика регенератора«рекуператора Коллинса
Наименование Единица измерения Кислородная секция ВозХушно-азотные секции
Внутренняя секция Внешняя секция
Толщина медной ленты ММ 0,4 0,7 0,7
Ширина медной ленты 1,5 3,3 3,3
Поверхность теплообмена .... Разность температур на теплом м2 23,5 52,5 90
конце Разность температур на холод- °C 2—3 2—3 2—3
ном конце °C 2,1—2,4 2,8—3,3 2,8—3,3
Скорость воздуха м)сек — 5,5—6 5,5—6
Скорость азота — 20—23 20—23
Скорость кислорода . . 6 — —
Период переключения мин — 3 3
в) Механизм и клапаны переключения
Изменение потоков воздуха и азота осуществляется с помощью
следующих приборов: 1) реле времени; 2) вспомогательных клапанов;
3) клапана принудительного действия, расположенного на теплом кон-
це регенератора.
Схема механизма переключения показана на рис. 6-47 и отдельно
изображен клапан принудительного действия (рис. 6-48).
Механическое реле времени состоит из синхронного мотора, шесте-
ренчатой передачи и вращающегося барабана с двумя короткими и
двумя длинными пальцами. Синхронный мотор вращается с постоян-
ным числом оборотов и с помощью зубчатой передачи вращает бара-
бан со скоростью 1 об за 6 мин, что устанавливает время переключе-
ния в 3 мин.
Вращающийся барабан (рис. 6-47) своими пальцами действует
попеременно на вспомогательные (приказные) клапаны 2, через кото-
рые проходит воздух с давлением р=1,7 ата. Из вспомогательных кла-
панов воздух проходит к диафрагменным трехходовым клапанам 3, че-
рез которые крайние полости автоматического клапана 4 (см. также
рис. 6-48) сообщаются или с воздухом давлением 7 ати, или с атмо-
сферой. Таким образом, когда одна полость между передвигающимся
золотником и крышкой сообщается с воздухом давлением 7 ати, другая
сообщается с атмосферой.
Передвижение цилиндрического золотника происходит весьма бы-
стро, получаются резкое отсекание и переключение потоков воздуха и
азота.
21 С. Я. Герш.
322
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
Рис. 6-47. Схема механизма переключения для регене-
раторов транспортной кислородной установки.
/ — вращающийся барабан 1реле времени; 2—вспомогательные
(приказные) клапаны; 3—диафрагменные трехходовые клапаны;
4—принудительный переключающийся клапан; 5 —азотно-воз-
душный регенератор; 6—автоматические клапаны.
Рис. 6-48. Быстродействующий переключающийся клапан для
регенераторов кислородной установки.
/—цилиндрический золотник; 2—уплотняющие кольца из специальной прорезиненной
ткани; 3— корпус; 4—крышка.
Цилиндрический золотник 1 — пустотелый, состоит из двух отде-
ленных друг от друга цилиндрических полостей с несколькими отвер-
стиями.
В зависимости от положения цилиндрического золотника 1
(рис. 6-48) воздух из трубопровода проходит попеременно через одну
и другую полость и далее направляется в отверстия, соединенные
с первой и второй секциями регенератора-теплообменника.
г) Детандер
Детандер представляет собой вертикальную двухцилиндровую ма-
шину, комбинированную >с компрессором, в -качестве тормоза.
Описание детандера и характеристика его даны в гл. 1, рис. 1-37.
Цилиндры детандера не смазываются, имеют лабиринтные уплот-
нения. Зазор между поршнем и цилиндром, выполненными из закален-
ной азотированной стали, равен 0,038 мм.
Воздух поступает в детандер при давлении р = 5,3—7 ати и темпе-
ратуре t =—154° С и выходит при давлении р=’0,7 ати и с температу-
рой /=—186° С. Термодинамический к. п. д. детандера т)=0,7.
§ 6-16] Кислородные установки Низкого давления Кларка 323
д) Ректификационная колонна
Колонна однократной ректификации имеет диаметр Z) = 305 мм и
29 колпачковых тарелок. На каждой тарелке 6 прямоугольных колпач-
ков. Жидкий воздух подается на 28-ю тарелку, 29-я служит отбойни-
ком. Из детандера воздух поступает на 24-ю тарелку.
В конденсаторе 836 трубок с внешним диаметром 6,35 мм, высотой
216 мм. Поверхность теплообмена F = 3,5 м2.
е) Сжижитель, подогреватель воздуха, фильтры
Помимо оригинального конструктивного и технологического реше-
ния основных машин и аппаратов в кислородной установке Кларка
представляет интерес конструктивное оформление отдельных вспомога-
тельных узлов.
Теплообменник-сжижитель Коллинса (рис. 6-49) представляет со-
бой медную трубу большого диаметра, на которую навиваются спи-
рально четыре медные трубки. Воздух движется по трубкам, азот про-
тивотоком проходит через насадку по центральной трубе снизу вверх.
На рис. 6-50 изображен один из керамических фильтров, применяе-
мых в установке.
Технические показатели кислородной установки Кларка сле-
дующие:
Концентрация кислорода...... 99,5—99,6%
Концентрация азота ....... . 85—87%
Расход энергии..............2,4—2,5 квт-ч/м* О2
Удельный расход энергии весьма большой
коэффициент извлечения кислорода из воздуха в
лется от 0,29 до 0,36 и в среднем
составляет 33%, т. е. 2/з кислорода,
находящегося в воздухе, теряется.
Для увеличения коэффициента
извлечения О2 и уменьшения рас-
хода энергии следовало бы поста-
вить колонну с дефлегмацией воз-
духа и, кроме того, обязательно
переохлаждать жидкость, подавае-
мую на орошение колонны.
При правильном решении узла
ректификации воздуха можно было
бьи ожидать снижения расхода
энергии до 1,8 кет - ч/м3О2.
Таким образом, в установке
Кларка весьма оригинально и удач-
но решены конструктивно: 1) -осуш-
ка от Н2О и очистка от СО2 воз-
духа в регенераторах-рекуперато-
рах Коллинса; 2) уплотнения ци-
линдра компрессора с помощью
графитовых колец; 3) лабиринтные
уплотнения в поршневом детанде-
ре, позволяющие детандеру рабо-
тать без смазки, что особенно
важно в условиях низких темпе-
вследствие того, что
этой установке колеб-
Рис. 6-50. Керамический
фильтр.
Рис. 6-49.
Теплообмен-
ник-сжижи-
ратур.
тель.
21*
324 Описание промышленных установок глубокого охлаждения [гл. 6
Неудачно решен вопрос о разделении воздуха, в результате чего
эта установка значительно уступает по своей экономичности установ-
кам высокого и среднего давления.
6-17. СТАЦИОНАРНЫЕ И ТРАНСПОРТНЫЕ КИСЛОРОДНЫЕ
УСТАНОВКИ СК-12 и АК-12
Эти установки применяются для получения жидкого кислорода и
могут быть выполнены в двух вариантах: СК-12 — стационарная и
АК-12 — транспортная, устанавливаемая на автомобиле.
В установках осуществлен эффективный цикл с циркуляцией детан-
дерного воздуха, который позволил в 2 раза увеличить производитель-
ность ранее изготовляемых установок СК-05, АК-05, работавших по
циклу с циркуляцией дроссельного воздуха.
На рис. 6-51 показана принципиальная технологическая схема
установки. Основными машинами являются компрессор высокого давле-
ния ВК-65 и детандер — компрессор описанный в гл. 1 (рис. 1-26).
Воздух в количестве 80—85 м3/ч, очищенный от пыли в фильтре 1, за-
сасывается компрессорной ступенью детандера — компрессора 2 и сжи-
мается до 0,25—0,3 ати. После ресивера 3 воздух поступает в первую
ступень компрессора 4. Производительность- первых двух ступеней ком-
прессора 80—85 м3/ч, последних двух ступеней 130—140 м3/ч.
После второй ступени воздух, сжатый до 15 ати, проходит холо-
дильник 7, влагоотделитель 8 и направляется в декарбонизатор 9, в ко-
тором происходит очистка его от СОг. Далее воздух через щелочеуло-
витель поступает в третью ступень компрессора. Из четвертой ступени
компрессора воздух при давлении 160—180 ати охлаждается в холо-
дильнике 13, проходит маслоотделитель 14 и поступает в блок осуш-
ки 15.
Осушенный и очищенный сжатый воздух разделяется на две части:
около 60 м3!ч поступает в детандер 2, а остальное количество воздуха
около 80 м3/ч проходит через детандерный теплообменник 16 и азот-
ный теплообменник 17. Воздух, расширившийся в детандере до 15 ата
с температурой —80° С, проходит обратным потоком через теплообмен-
ник 16, нагревается до температуры окружающего воздуха, присоеди-
няется к потоку, прошедшему декарбонизатор, и общее количество
воздуха направляется в третью ступень компрессора. Работа детандера
используется для сжатия 80 м3/ч воздуха до 0,3 ати в компрессоре, пор-
шень которого является тормозом поршня детандера. Сжатый воздух
в теплообменнике 17 охлаждается азотом, уходящим из колонны с тем-
пературой —190° С.
Воздух, охлажденный в детандерном теплообменнике, дополни-
тельно охлаждается в нижней части азотного теплообменника 17.
Общее количество сжатого и охлажденного воздуха проходит через
змеевик куба колонны высокого давления, сжижается и далее через
дроссельный вентиль поступает в ее среднюю часть.' Разделительный
аппарат представляет собой колонну двукратной ректификации, разде-
ленную на две части: насадочная колонна высокого давления располо-
жена внутри колонны низкого давления. Такое расположение оправды-
вается лишь стремлением уменьшить габариты разделительного аппа-
рата и является целесообразным для транспортных кислородных
установок.' В колонне высокого давления вверху расположен небольшой
конденсатор, в межтрубное пространство которого дросселируется кис-
лородная жидкость из куба колонны. Азот, проходя через трубки кон-
денсатора,, сжижается и в виде флегмы стекает вниз. В колонне высо-
Рис. 6-51. Принципиаль-
ная технологическая
схема стационарной и
транспортной установок
жидкого кислорода
СК-12 и АК-12.
/ — воздушный фильтр; 2—
детандер-компрессор; 3—
ресивер; 4—воздушный ком-
прессор; 5, 7, 11 и 13—-холо-
дильники; 6, 8 и 12—влаго-
отделнтели; 9— декарбони-
затор; /0—шелоче отделитель;
14 — маслоотделитель;. 15 —
блок' для осушки воздуха;
16—детандерный теплообмен-
ник: /7—азотный теплообмен-
ник; 18—фильтр; 19 — колонна
высокого давления; 20 — ко-
лонна низкого давления; 21—
конденсатор; 22 — кольцевой
конденсатор; 23—сосуд Дьюа-
ра; 24—газификатор; 25—на-
полнительная рампа; 26—по-
догреватель воздуха; 27—бак
для раствора едкого натра;
28—ручной насос.
t0>
СП
О
cxj Редукционный и запорный Вентиль
хз Обратный, клапан
IX вентиль Оля анализа и слива
вентиль к измерительным приборам
Термометр
1 Предохранительный клапан
0 Манометр
Стационарные и транспортные кислородные установки СК-12 и АК-12 325
326
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
кого давления осуществляется предварительное разделение воздуха на
36—38% кислородную жидкость и 90% газообразный азот. В колонне
низкого давления происходит окончательное разделение воздуха.
В нижней части колонны .низкого давления расположен кольцевой
конденсатор 22, куда поступает газообразный азот, уходящий из кон-
денсатора 21.
Сжижаясь, азот передает тепло кислороду, который кипит, а его
пары поднимаются вверх.
На 21-ю тарелку колонны низкого давления поступают пары кипя-
щей кубовой жидкости из конденсатора 21. На 27-ю тарелку этой ко-
лонны дросселируется оставшаяся часть кубовой жидкости из колон-
ны 19.
Азот, собирающийся в сборнике кольцевого конденсатора 22, дрос-
селируется в верхнюю часть колонны 20. Разделительный аппарат дву-
кратной ректификации, состоящий из двух, рядом расположенных ко-
лонн, позволяет получать кислород с концентрацией 99—99,5% Ог и
азот 94—95% N2.
Жидкий кислород из межтрубного пространства конденсатора 22
сливается в сосуд Дьюара 23. Для получения газообразного кислорода
под давлением 150—165 ати предусмотрен газификатор 24\ откуда кис-
лород через наполнительную рампу 25 поступает в баллоны.
Производительность установки 12 л/ч жидкого кислорода. Расход
энергии составляет 3,5—4 кет ч/кг жидкого кислорода.
6-18. СТАЦИОНАРНАЯ КИСЛОРОДНО-АЗОТНАЯ УСТАНОВКА СКАДС-17
Установка СКАДС-17 предназначена для получения 17 м3/ч кисло-
рода под давлением 150—165 ати или 15 л/ч жидкого азота.
Отличительной особенностью установки является: применение на-
соса жидкого 'кислорода вместо теплого газификатора, что позволило
получить сухой кислород и уменьшить его потери, применение эффек-
тивного адсорбционного способа осушки воздуха; наличие двух после-
довательно работающих декарбонизаторов, что улучшило степень очи-
стки воздуха от СОг.
Установка работает по циклу высокого давления с поршневым
детандером при получении жидкого азота и по циклу высокого давле-
ния с дросселированием при получении газообразного кислорода.
Технологическая схема установки СКАДС-17 изображена на
рис. 6-52. 'Воздух засасывается компрессором через масляный фильтр 1,
где очищается от пыли и других механических примесей.
Охлажденный в холодильнике после второй ступени компрессора
воздух направляется в блок очистки от двуокиси углерода. Затем воз-
дух поступает в третью и четвертую ступени компрессора и, пройдя
после четвертой ступени концевой холодильник 10 и влагоотдели-
тель 11, направляется в теплообменник-ожижитель 15, расположенный
в кожухе блока разделения воздуха. Здесь воздух дополнительно
охлаждается отходящим азотом до температуры 5—6° С, причем про-
исходит конденсация водяных паров с последующим отделением кон-
денсата во влагоотделителе 25. Предварительно охлажденный воздух
поступает далее в блок осушки 12, из которого осушенный воздух сно-
ва возвращается в блок разделения. При режиме работы на получение
жидкого азота часть сжатого воздуха (около 45 м3/ч) после блока
осушки поступает в детандер 13, где расширяется до 6 ати и через
фильтр детандерного воздуха 23 и детандерный теплообменник 21 на-
правляется в колонну высокого давления 17 блока разделения. Жидкий
азот сливается в сборник 19.
§ 6-18]
Стационарная кислородно-азотная установка СКАДС-17
327
В случае работы на получение газообразного кислорода весь воз-
дух высокого давления поступает в теплообменник 16 и детандер
выключается только на время пускового 'периода для сокращения'про-
должительности пуска. В ожижителе 15 и теплообменнике 16 воздух
высокого давления охлаждается не только отходящим азотом, но и
обратным потоком сжатого кислорода. Жидкий кислород отбирается
из кармана нижней тарелки колонны! 18 и через переохладитель 22 по-
дается в кислородный насос 14. После насоса кислород направляется
в трубки теплообменника 16, проходя ото пути через фильтр 24, где
удерживается графитовая пыль, попадающая в кислород из сальников
кислородного насоса. В трубках теплообменника 16 кислород испаряет-
ся и поступает в баллоны.
Рис. 6-52. Технологическая схема стационарной кислородно-азотной
установки СКАДС-17.
f—фильтр для воздуха; 2—воздушный компрессор; 3—холодильник первой ступени;-/—влагоотде-
литель первой ступени; 5—холодильник; 6—влагоотделитель второй ступени; 7—блок очистки от СО,;
холодильник третьей ступени; 9—влагоотделитель третьей ступени; 10—холодильник четвертой
ступени; // — влагоотделитель четвертой ступени; 12—блок осушки воздуха; 13—детандер; 14—насос
жидкого кислорода; /5 —теплообменник-ожижитель; 16—теплообменник; 17—колонна высокого дав-
ления; 18—колонна низкого давления; 19—сборник жидкого азота; 20— адсорбер ацетилена; 21 — де-
тандерный теплообменник; 22—переохладитель; 23—фильтр детандерного воздуха; 24— керамиковый
фильтр; 25—влагоотделитель; 26—электронагреватель азста и воздуха.
Отбросный азот из блока разделения частично используется в бло-
ке осушки воздуха для регенерации адсорбента, а остальная часть азо-
та выбрасывается в атмосферу.
Отогрев блока разделения осуществляется дросселированным воз-
духом высокого' давления, предварительно осушенным в блоке осушки
и подогретым в электронагревателе 26.
Для сжатия воздуха установка СКАДС-17 оборудована поршне-
вым компрессором КВ-100. Производительность компрессора 110 нмъ[ч,
давление 200 ати, число оборотов 530 в минуту.
Расширение сжатого воздуха с 200 до 6 ати происходит в детанде-
ре ДВД-11 конструкции ВНИИКИМАШ.
Блок осушки состоит из двух попеременно работающих баллонов,
заполненных активным глиноземом.
Описание блока очистки от СОг дано в гл. 2.
Колонна высокого давления (рис. 6-53) состоит из ци-
линдрической латунной обечайки с двумя решетками, между которыми
засыпаны медные кольца Рашига 10X 10x1,5 мм.
К нижней части цилиндрической обечайки колонны припаян куб
колонны 1 с медным змеевиком-испарителем 2. К верхней части колонны
припаян конденсатор 4, имеющий 37 трубок размером 7X0,5 мм. Под
конденсатором 4 установлен сепаратор 6, предназначенный для пред-
328
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
отвращения уноса жидкости вместе с парами азота, поступающего
в конденсатор колонны низкого давления. Рабочее давление колонны
5—6 ати.
Колонна низкого давления. Колонна низкого давления
(рис. 6-54) служит для окончательного разделения обогащенного воз-
духа на кислород чистотой 99,2% и азот чистотой 94—96%.
К предохра-
нительному
клапану
Слив и анализ
жидкости
Л указателю
уровня
испарителя
Продувка неоно-
гелиевой смеси
i Обогащенный воздух
f на 16-ю тарелку
колонны н.д.
6
2^
Жидкость из адсор-
бера ацетилена
Слив и анализ
жидкости испарителя
Жидкий воздух в
дсорбер ацетилена '
воздух из детан-
дерного теплооб-
менника
Дзот в конденса-
тор колонны н.д.
Воздух после
дросселя *
Воздух высокого
давления к
дросселю
Воздух Высокого дав-
ления из теплообменника
Рис. 6-53. Колонна высокого давления.
/ — испаритель; 2—змеевик испарителя; 3—колонна с на-
сыпной насадкой; 4—конденсатор; 5—сепаратор на по-
токе паров кубовой жидкости; 6—сепаратор на потоке
паров азота.
Конструкция колонны, низкого давления тарельчатого типа. Она
выполнена составной из пяти медных тонкостенных цилиндрических
царг, спаянных между собой.
В зигах царг при помощи латунных колец укреплено 25 ситчатых
кольцевых тарелок. В нижней части колонны 1 установлен конденса-
§ 6-18]
Стационарная кислородно-азотная установка СКАДС-17
329
Таблица 6-5
Наименование показателей Единица измерения Газовый кисло- родный режим Жидкостной азотный режим
Производительность — 17,5 М*/ч 17 л/ч
Чистота полученных продуктов % 99,2О2 99,9 N,
Чистота отбросного азота % 95 ——
Количество перерабатываемого воздуха м*1ч ПО по
Давление:
воздуха высокого давления .... ати 100—130 180—200
в колонне высокого давления . . . * 4,7—5,0 4,5—5,0
в колонне низкого давления . . . 99 0,5—0,55 0,5—0,55
перед детандером 99 — 180—200
после детандера «1 — 5,2—5,7
перед наполнительной рампой . . . 99 150—165 —
Азот 5
переохладитель
Азот после
дросселя
Анализ газообраз-
ного азота
Анализ
жидкого азота
и
Рис. 6-54. Колонна низкого давления.
/ — колонна с тарелками; 2—конденсатор; 3—сепаратор;
4—карман для сбора жидкого кислорода, отводимого в насос.
т?
Кислород к
предохранитель-
ному клапану
г
HI
Л указателю
уровня в трубном
пространстве
330
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
тор 2, межтрубное 'пространство которого служит сборником для
жидкого кислорода. На верхней крышке конденсатора установлен ко-
рытообразный приемный карман 4, в который поступает жидкий кисло-
род с нижней тарелки. Из этого же кармана производится отбор
жидкого кислорода в кислородный насос. Этим уменьшается возмож-
ность попадания в насос жидкого кислорода с повышенным содержа-
нием ацетилена. Конденсатор имеет 348 медных трубок размером
7X0,5 мм. Рабочее давление колонны 0,5—0,6 ати.
Основные технологические показатели установки СКАДС-17 приве-
дены в табл. 6-5.
6-19. УСТАНОВКА ФИЛИПСА ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ЖИДКОГО АЗОТА
В первой части книги (гл. 2, стр. 169—175) была описана холо-
дильная машина Филипса для .получения жидкого воздуха, отличаю-
щаяся большой экономичностью и малыми габаритами.
В настоящее время машины Филипса строятся производитель-
ностью 24 л жидкого воздуха в час. На базе машины Филипса был раз-
работан оригинальный, весьма остроумный метод получения жидкого
азота.
На рис. 6-55 показана принципиальная схема установки, состоящей
из холодильной машины Филипса А и ректификационного аппарата В.
В замкнутой холодильной машине Филипса в качестве хладоагента
применяется гелий (или водород), который в компрессоре 7 сжимается
от 16 до 35 кг/cjn2, а в детандере 2 расширяется с 35 до 16 кг!см2.
Поршни компрессора и детандера совершают гармонические движения.
Сжатый гелий проходит через холодильник 3 и регенератор 4, а охлаж-
денный гелий расширяется в детандере 2 и его температура понижает-
ся до температуры, при которой происходит сжижение воздуха или
азота.
Холод, полученный в детандере, воспринимается массивной поков-
кой— конденсатором 5 — и используется для сжижения азота.
Сжижение азота происходит следующим образом.
Газообразный азот из ректификационной колонны по трубопрово-
дам 7 и 8 поступает в конденсатор 5, где происходит сжижение азота,
который стекает по трубопроводам 6 и 7.
Процесс разделения в ректификационном аппарате происходит сле-
дующим образом.
Воздух для разделения проходит нижнюю часть теплообменника 9
и направляется в осушитель вымораживатель 10а, который охлаждает-
ся холодной жидкостью куба 10 через тепловой медный мостик о»3. Из
теплообменника 9 воздух выходит при температуре, близкой к темпера-
туре насыщенного пара, поступает в среднюю часть 11 ректификацион-
ной колонны 12.
Часть жидкого азота из конденсатора 5 через трубу 16 и через
термосифон 17 уачт в верхнюю часть колонны 13, образуя азотную
флегму, необходимую для осуществления процесса ректификации; дру-
гая часть отводится через сифонную трубку 14 как готовый продукт.
Отбросный кислород с небольшим содержанием азота уходит из ку-
ба 10 по трубопроводу 15 и выходит из теплообменника 9 при темпера-
туре окружающего воздуха.
Для устойчивой работы ректификационного аппарата необходимо
непрерывно поддерживать правильное количественное соотношение
между азотной флегмой и жидким азотом, отводимым в качестве про-
дукта.
§ 6-19]
Установка Филипса для получения жидкого азота
331
Это достигается следующим образом.
Жидкий азот, который из конденсатора 5 поступает в трубу 16.
с помощью двух термосифонов 17 и 18 подается вверх. Передача теп-
ла в термосифонах осуществляется двумя тепловыми медными мости-
ками Wi и w2 от паров кубовой жидкости, проходящих через трубопро-
воды 19, 20 и через регулирующий вентиль 21 в ректификационную
колонну. Когда имеет место избыток флегмы и мало отводится продук-
воздух
Рис. 6-55. Схема установки Филипса для получения
жидкого азота.
Л —машина Филипса; В—ректификационный аппарат; / — ком-
прессор; 2—детандер; 3—холодильник; 4—регенератор; 5—кон-
денсатор; 6, 7 и 8 — трубопроводы для азота; 9— теплообменник;
10— куб колонны; 10а— вымораживатель влаги; // — место ввода
воздуха; 12—ректификационная колонна; 13—место ввода жидкой
флегмы; 14—отвод жидкого азота; /5—выход отбросного кисло-
рода; 16—трубопровод азота; 17 и 18 — термосифоны; 19 и 20—
трубопровод для паров, уходящих из куба; 21— регулирующ*Гй
вентиль»; 22— гидравлический затвор.
та, скошенный конец трубы 19 погружается в кубовую жидкость, пары
из куба не могут проходить через трубопровод 19 и передача тепла
в термосифоне 17 прекращается. При ‘недостатке жидкой флегмы высо-
та жидкости в кубе понижается до тех пор, пока конец трубы 19 не
освободится от жидкости, после чего пары из куба будут проходить
вверх и термосифон 17 начнет работать.
Регулирующий вентиль устанавливается таким образом, чтобы па-
ры, обогащенные кислородом, могли уходить наружу через трубопро-
вод 15 при небольшом противодавлении.
Следует отметить, что вследствие быстрой конденсации паров азо-
та в конденсаторе 5 в ректификационной колонне возникает некоторое
332
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
разрежение, так как поступающий атмосферный воздух не может пол-
ностью восстановить давление в колонне.
Во избежание попадания влаги и двуокиси углерода предусмотре-
на сифонная трубка у выхода жидкого азота 14.
С помощью машины Филипса производительностью 6 л жидкого
воздуха в час можно получить 5,5 л жидкого азота. Время запуска
установки около 45 мин. Общий расход энергии 6 квт ч.
6-20. УСТАНОВКА ДЛЯ ИЗВЛЕЧЕНИЯ КРИПТОНА И КСЕНОНА
В течение долгого времени считалось, что перерабатывать воздух
для получения криптона, содержащегося в воздухе в количестве одной
миллионной доли, будет экономически невыгодно. Однако удалось раз-
работать простой способ, дающий возможность извлекать криптон из
больших количеств воздуха с сравнительно незначительными затра-
тами.
Этот способ основан на высокой растворимости криптона в жидком
кислороде и жидком воздухе. Если газообразный воздух, охлажденный
до температуры сжижения, орошать жидким воздухом или пропускать
через слой жидкого воздуха, то криптон почти полностью растворяется
в жидкости. Таким образом, при помощи жидкого воздуха криптон вы-
мывается из газообразного воздуха. Чтобы достаточно полно извлекать
криптон, для орошения требуется жидкости в количестве 10% перера-
батываемого воздуха. Для получения промывающей жидкости берут по
возможности более бедный криптоном воздух, для чего перед сжиже-
нием воздуха его подвергают предварительной .промывке.
Обогащение криптоном в промывной колонне достигается пример-
но в 10—20 раз. Воздух, обогащенный криптоном, сливается со дна
промывной колонны, фильтруется, причем выделяется содержащаяся
в виде снега углекислота. Далее эта жидкость подвергается дальней-
шему обогащению в ректификационной колонне, где достигается тыся-
чекратное обогащение криптона. Обогащенная жидкость выпаривается,
освобождается от углеводородных примесей путем пропускания через
нагреваемые до несколько сотен градусов контактные печи, в которых
углеводороды связываются в присутствии катализаторов и, затем, пере-
рабатывается в технически чистый криптон путем ректификации или
очистки химическим способом. Состав конечного продукта, полученного
в результате ректификации, примерно следующий: Кг = 91—93%; Хе=
=7—9%; 02=0—0,3%; N2=0-0,01 %'.
При извлечении Кг и Хе из воздуха следует обращать особое вни-
мание на удаление углеводородов, поскольку одновременно с обогаще-
нием криптоном происходит обогащение углеводородами, главным
образом ацетиленом, в жидком воздухе или кислороде, и при некоторой
концентрации может образоваться взрывчатая смесь. Для безопасного
обогащения криптоном в жидком кислороде необходим тщательный по-
стоянный контроль над содержанием углеводородов в газовой и
жидкой фазах.
В 1938 г. начали эксплуатироваться две криптоновые установки.
Одна была сооружена фирмой «Эйр-Ликвид» и установлена в Булони.
Эта установка также дает возможность одновременного получения
кислорода, азота, неона и аргона. Производительность установки по
воздуху 30 000 м3/ч.
Другая установка, перерабатывающая 25000 м3 воздуха в час,
была сооружена фирмой Линде.
§6-20]
Установка для извлечения криптона и ксенона
333
Степень извлечения криптона была высокой и составляла 81,5% от
содержащегося в перерабатываемом воздухе. Расход энергии на полу-
чение чистого криптона составлял в среднем около 40 кет • ч на 1л Кг.
Описание криптоновой установки, перерабатывающей 25 000 м* воздуха в час
На рис. 6-56 показана схема установки. Воздух в количестве
22 000—23 000 Л13/ч сжимается в турбовоздуходувке 1 до давления р =
=0,7—0,85 ати и поступает в оросительный холодильник 2, орошаемый
водой, где он охлаждается до температуры порядка /=+20° С. Из холо-
дильника воздух проходит попеременно регенераторы 3, периодически
переключаемые через каждые 3 мин. Переключение регенераторов осу-
Рис. 6-56. Схема криптоновой установки.
/ — турбовоздуходувка; 2—водяной скруббер; 3—регенераторы; 4— промывная колонна; 5—турбодетан-
дер; фильтры для СОа; 7—ректификационная колонна; 5 —конденсатор; Р—компрессор низкого
давления; 10—компрессор высокого давления; // — регенераторы;-/2—колонна для предварительной
ректификации; 13— сжижитель; 14—конденсатор; 15—щелочной скруббер; 16—осушительная батарея;
17—предварительный теплообменник; 18—аммиачный конденсатор; 19—поршневой детандер
высокого давления; 20—основной теплообменник.
ществляется принудительными клапанами, расположенными в верхней
части, приводимыми в движение сжатым воздухом. В нижней части
регенераторов расположены автоматические клапаны. Сопротивление
регенераторов колеблется от 0,1 до 0,2 ата в зависимости от количества
перерабатываемого воздуха, и после регенераторов давление воздуха
понижается до р=0,6—0,65 ати. Охлажденный примерно до —180° С
воздух поступает в нижнюю часть промывной колонны 4, проходит че-
рез ситчатые тарелки, орошаемые жидким воздухом, освобожденным от
криптона. Жидкий воздух постепенно растворяет криптон из поступаю-
щего газообразного воздуха, который уходит из верхней части почти
полностью освобожденным от криптона и поступает в турбодетандер 5,
где его температура понижается на 5—6° С. Турбодетандер при нор-
мальной работе установки дает холода 25 000—30 000 ккал/ч при термо-
334
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6.
динамическом к. п. д. 11 = 77—78%. Турбодетандер при нормальной ра-
боте покрывает около половины! всей холодопроизводительности. Из
турбодетандера воздух идет в регенераторы и, охлаждая насадку,,
выходит наружу с тем-пературой на 2—3°С ниже температуры посту-
пающего воздуха.
Из промывной колонны 4 жидкость, обогащенная криптоном, про-
ходит через один из попеременно работающих углекислотных фильтров.
6 и 'поступает в основную ректификационную колонну 7. В нижней,
части этой колонны собирается жидкий кислород со значительным со-
держанием криптона, откуда жидкая смесь поступает в испаритель 8,
где при испарении кислорода происходит конденсация воздуха, осво-
божденного от криптона. Из сборника конденсатора 8 отводится от 20’
до 60 л жидкого кислорода со средним содержанием 0,001 частей Кг
(отнесенных к газообразному состоянию).
Жидкий воздух, необходимый для промывки, получается в холо-
дильном цикле высокого давления, для которого предусмотрены ком-
прессоры 9 и 10. Воздух в количестве 2000 м3/ч, сжатый в компрессо-
ре 9 до 3 ати, разделяется на два потока, большая часть которого
1 600—1800 м3!ч направляется в регенераторы 11 и после охлаждения
подвергается промывке в предварительной колонне 12, откуда посту-
пает в конденсатор 8, сжижитель 13 и конденсатор 14, где происходит
его сжижение. Полученный жидкий воздух используется в промывной
Коломне 4, ректификационной колонне 7 и предварительной колонне 12‘
для орошения.
Жидкость, обогащенная Кг, из предварительной колонны соеди-
няется с жидкостью из промывной колонны.
Часть воздуха в количестве 200—400 м3/ч из компрессора 9 очи-
щается от СО2 в декарбонизаторе 15, орошаемом щелочным раствором,,
и от влаги Н2О в осушительной батарее 16, наполненной NaOH, и сжи-
мается в компрессоре 10 до 180—200 ати. Далее сжатый воздух охлаж-
дается в теплообменнике 17 при помощи аммиачной установки 18 до
—20° С и поступает в детандер 19, где происходит расширение возду-
ха до 3 ати с понижением температуры до —175° С. В основном тепло-
обменнике 20 происходит сжижение воздуха высокого давления. Общее
количество воздуха подводится к предварительной колонне 12, причем,
около 20 м3/ч (отнесенного к газообразному состоянию) в сжиженном
виде. Обратных газов через регенераторы проходит на 1—1,5%' больше-
количества поступающего воздуха для более совершенной очистки реге-
нераторов от влаги и углекислотьи.
Полученная смесь О2+Кг собирается в резервуаре объемом 30 м3\
и для дальнейшей обработки идет во вторую и третью ступени уста-
новки.
Во второй ступени (рис. 6-57) смесь О2+Кг сжимается в компрес-
соре 1 до 4—4,5 ати и поступает в контактную печь 2, где при темпера-
туре 650—750° С, регулируемой автоматически, в присутствии окиси,
меди происходит выжигание углеводородов. Из печи смесь проходит
через сосуд 3 с щелочным раствором, осушительный баллон 4 и, прой-
дя теплообменник 5, поступает в ректификационную колонну 7, где-
происходит процесс обогащения под давлением р—2 ати. В испари-
теле колонны в течение 2—3 дней .собирается жидкий кислород
с 20—50%-ным содержанием криптона. Для поддержания низкой тем-
пературы в колонне предусмотрен холодильный цикл высокого давле-
ния. Воздух высокого давления проходит теплообменник 9, испари-
тель 8 и после дросселирования проходит через змеевик дефлегмато-
ра б и теплообменник 9.
§♦ 6-20 ]
Установка для извлечения криптона и ксенона
335
Через каждые 2—3 дня смесь Кг + О2 выпускается и подвергается
дальнейшей обработке в третьей ступени, где предусмотрены! контакт-
ные -печи меньшего размера 10, осушительный баллон И и, наконец,
небольшая колонна 12 для тонкой окончательной ректификации крип-
тоновой смеси. Процесс протекает в течение 24 ч под давлением
1—1,5 ати, В конце -процесса получают чистый криптон, а остаточный
газ, содержащий 1 % Кг, снова подводится к колонне 7.
Полученный криптон после окончания ректификации еще раз про-
пускается через контактную печь 13 с окисью меди для удаления воз-
Рис. 6-57. Схема второй и третьей ступеней криптоновой установки.
/ — компрессор; 2— контактная печь; 3—декарбонизатор; 4—осушительный баллон;
5 — теплообменник; 6—конденсатор; 7—ректификационная колонна; 8—испари-
тель; 9 — теплообменник высокого давления; 10 — контактная печь СиО;// —осу-
шительный баллон; 12—ректификационная колонка для тонкого разделения;
13—контактная печь; 14—стальной баллон, охлаждаемый жидким воздухом;
15 — наполнительная рампа с баллонами для криптона.
можных остатков углеводородов и затем замораживается в стальном
баллоне 14, охлаждаемом жидким воздухом. В дальнейшем твердый
криптон газифицируется под давлением 5 ати и нагнетается в 10-л бал-
лоны 15.
Следует отметить, что из всех трубопроводов, через которые по-
дается чистый криптон или богатая криптоновая смесь, необходимо вы-
качать воздух и следить самым тщательным образом за состоянием
всех соединений во избежание каких-либо утечек дорогостоящего про-
дукта. Все вентили имеют конструкцию, позволяющую проверять их
плотность погружением в воду. Стальные баллоны 15 должны также
наполняться в опрокинутом состоянии, с вентилями, погруженными
в воду. Вентили должны быть особой конструкции, так как обычные
вентили высокого давления не могут обеспечить полную герметичность.
336
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
6-21. УСТАНОВКА ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ КОКСОВОГО ГАЗА
И ПОЛУЧЕНИЯ АЗОТНО-ВОДОРОДНОЙ СМЕСИ
В первой части книги (гл. 6, § 7 и 9) рассмотрены принципиальные
особенности двух схем установок для разделения коксового газа по
методам Линде и Клода.
Метод Линде получил большее распространение, ниже приводится
его описание.
На рис. 6-58 изображена принципиальная схема установки для
разделения коксового газа и получения из него азотно-водородной
смеси.
Технологический процесс разделения коксового газа идет под дав-
лением 12—13 ати, а для покрытия потерь холода имеется отдельный
холодильный азотный цикл. До поступления в блок глубокого охлаж-
дения коксовый газ очищается от сероводорода, освобождается от бен-
зола, от углекислоты! и охлаждается до —45° С.
Очищенный от сероводорода коксовый газ сжимается до 12—
13 ати и поступает в теплообменник 1, где охлаждается холодным га-
зом, выходящим из аммиачного холодильника 2, затем поступает
в аммиачный холодильник 2, откуда снова возвращается в теплообмен-
ник 1, где он охлаждает коксовый газ, а сам нагревается. Через опре-
деленные промежутки времени теплообменник 1 переключается во из-
бежание замерзания. Жидкий бензол собирается в сборнике 3. Далее
коксовый газ поступает в скруббер 4, орошаемый водой, где происходит
очистка от углекислого газа и от остатков сероводорода.
Окончательная очистка от СОг и сероводорода происходит в ще-
лочных скрубберах 5. В установках с водяной очисткой вода из скруб-
бера 4 поступает в турбину Пельтона 7, где ©следствие падения давле-
ния выделяется поглощенная углекислота, отделяемая от воды в каме-
ре 8. Вода поступает далее в градирню 9 на дегазацию. В турбине
рекуперируется до 40% энергии, расходуемой на подачу воды насосом.
После очистки коксовый газ проходит предварительные теплооб-
менники 10 и 11, где охлаждается обратными потоками, и аммиач-
ные 12, где он охлаждается до —45° С. Для бесперебойной работы
теплообменники 11 и 12 делаются парными. Охлажденный до —45° С
коксовый газ поступает в блок глубокого охлаждения для фракциони-
рованной конденсации и для промывки жидким азотом.
Блок глубокого охлаждения состоит из ряда теплообменников, кон-
денсаторов-испарителей и тарельчатой промывной колонны.
При постепенном охлаждении коксового газа из него последова-
тельно выделяются легко конденсирующиеся газы, которые обычно со-
бираются в четыре фракции: 1) пропиленовую; 2) этиленовую; 3) мета-
новую; 4) окись-углеродную.
В некоторых установках пропиленовая и этиленовая фракции со-
бираются вместе.
На рис. 6-59 представлена принципиальная схема блока глубокого
охлаждения для разделения коксового газа.
Охлажденный до —45° С коксовый газ поступает в противоточный
теплообменник 1 (теплая ветвь), где охлаждается азотно-водородной
смесью и метановой фракцией до —100° С. В теплообменнике 1 про-
исходит конденсация пропилена и других углеводородов, кипящих при
более высокой температуре.
Из теплообменника 1 коксовый газ поступает в противоточный
теплообменник 2 (холодная ветвь) и движется в межтрубном простран-
стве снизу вверх; ему навстречу по трубкам движутся азотно-водород-
io
п
Герш.
• Н2+N2 - к синтезу
бал после дросселирования
С2Н4
Вымораживание бензола
Богатый газ
Разделительный аппарат коксогаз
дросселированный
! It
7Р1^исокого давления
'74
-N.
Конденсация NH3
Коксогаз-компрессор
М3~компрессор
Коксогаз
р,- компрессор высокого давления $
rJ
Азот
Рис. 6-58. Схема установки для разделения коксового газа.
1 — теплообменники для бензола; 2 — аммиачные теплообменники; 3—сборник бензола; 4—водяной скруббер; 5 и 5'—щелочные скрубберы; б — центробежный насос:
7—турбина Пельтона; 8 и 8'— дегазатор; 9 и Р' —щелочные насосы; 10 и // — теплообменники; 12—аммиачные теплообменники; 13 — аммиачный теплообменник для
азота высокого давления; 14— азотные предварительные теплообменники; /5—теплообменник теплой ветви; /£—теплообменник холодной ветви; /7—сепаратор;
/S—добавочный теплообменник; 19 —азотный испаритель; 20—промывная колонна; 21—этиленовый теплообменник; 22 и 23— азотные теплообменники; 24— теплооб-
менник окиси углерода; 25—теплообменник метана; 26— двойной теплообменник метана и азота.
338
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. 6
ная смесь, метановая и окись-углеродная фракции. Здесь коксовый газ
охлаждается до —140—145° С и частично конденсируется этиленовая
фракция (конденсат состоит в основном из этилена), которая собирает-
ся внизу теплообменника.
Из теплообменника 2 коксовый газ, пройдя каплеуловитель 3, по-
ступает в добавочный трехпоточн1ый теплообменник 4 и движется
в межтрубном пространстве теплообменника сверху вниз; навстречу
ему по трубкам движутся азотно-водородная смесь, метановая и окись-
углеродная фракции. В добавочном теплообменнике коксовый газ
Рис. 6-59. Схема блока разделения.
/ — теплообменник (теплая ветвь); 2— теплообменник (холодная ветвь)? 3'—каплеуловитель; 4— до-
бавочный теплообменник; 5 —испаритель азота; 6—промывная колонна; 7 —/2—азотные
теплообменники.
охлаждается до —180° С, и здесь конденсируется метановая фракция,
которая вместе с газовой фазой поступает в испаритель.
В испарителе 5 коксовый газ движется в трубках снизу вверх, и
за счет кипения в межтрубном пространстве азота под давлением!
приблизительно 1,5 ата происходит окончательная конденсация мета-
новой фракции, которая стекает в куб испарителя. Коксовый газ выхо-
дит из испарителя с температурой —190° С.
Выходящий из испарителя азота газ содержит, кроме водорода, от
5 до 10%' азота, от 3 до 4% окиси углерода, от 0,2 до 1,0%, метана,
0,3% кислорода.
Такой газ 'не пригоден для синтеза аммиака. Поэтому необходимо
или идти дальше по пути дробной конденсации, т. е. подвергнуть газ
еще более сильному охлаждению, например, до температуры —205—
§ 6-21 ]
Установки для разделения коксового газа
339
210° С и -промывке азотом, как это делается в установке Клода, или же
применить только промывку жидким азотом, как это делается в уста-
новке Линде.
Газ, выходящий из испарителя 5, поступает в нижнюю часть про-
мывной колонны 6, где промывается жидким азотом. Из верхней части
промывной колонны выходит сырая азотно-водородная смесь под дав-
лением 10 ати, содержащая приблизительно 15% азота; внизу выходит
окись-углеродная фракция.
Сжатый до 200 ати азот, освобожденный от влаги, с температурой
—45° С входит в разделительный аппарат, разветвляется на три потока
и поступает в змеевиковые теплообменники 10, 11 и 12. В теплообмен-
нике 10 он охлаждается азотом низкого давления (циркуляционным),
идущим из испарителя азота 5. В теплообменнике 11 сжатый азот
охлаждается окись-углеродной фракцией, сдросселированной до
1 ата.
В теплообменнике 12 азот высокого давления охлаждается этиле-
новой фракцией, сдросселированной до 1 ата, и частично метановой
фракцией, также сдросселированной до 1 ата.
Азот высокого давления, выходящий из теплообменников 10 и 11,
соединяется в общий поток и поступает в змеевиковый теплообмен-
ник 9, где он охлаждается азотом низкого давления до температуры
—135° С. Пройдя теплообменник 9, он соединяется с азотом, выходя-
щим из теплообменника 12 и имеющим ту же температуру. Часть
этого азота дроссельным вентилем дросселируется с 200 до 10 ати.
Дросселированный азот идет на дозировку сырой азотно-водородной
смеси, выходящей из промывной колонны, до соотношения водорода
к азоту, необходимого для синтеза аммиака. Большая часть азота вы-
сокого давления направляется в змеевиковый теплообменник 8, где
охлаждается сдросселированной до 1 ата метановой фракцией до
— 160° С.
Затем этот азот проходит змеевиковый теплообменник 7, где
охлаждается до —180° С жидкой метановой фракцией, имеющей давле-
ние 10—11 ати, и азотом низкого давления, выходящим из испарителя
азота. Азот высокого давления разделяется на два потока.
Часть азота дросселируется до давления приблизительно 1,5 ати
и поступает в межтрубное пространство испарителя азота 5, и при тем-
пературе около —193° С испаряется, вызывая конденсацию метановой
фракции.
Другая часть азота высокого1 давления дросселируется до' давления
10 ати, проходит змеевик, погруженный в испарителе 5 в жидкий азот.
В змеевике жидкий азот охлаждается приблизительно до —190° С и по-
ступает в промывную колонну 6, где часть его испаряется, часть, стекая
по тарелкам вниз колонны, абсорбирует оставшиеся в газе примеси.
В установке Линде азотно-водородная смесь выходит из раздели-
тельного аппарата под давлением 10 ати и с этим давлением подается
в компрессоры азотно-водородной смеси.
Содержание окиси углерода в азотно-водородной смеси колеблется
от’ 0,005 до 0,001 %.
а) Материальный баланс
Материальный баланс разделения коксового газа в установках
Линде приведен в табл. 6-6.
Выход отдельных фракций зависит от состава коксового газа и ко-
леблется в известных пределах.
22*
340
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
(гл. 6
Рис. 660. Промывная колонна.
1 — наружный кожух; 2—цилиндрические
обечайки; 3— ректификационные тарелги;
4 —куб колонны; 5 —вход газа; 5—вьход
азотно’водородной смеси; 7—бачок для
жидкого азота.
§ 6-21 ]
Установки для разделения коксового газа
341
Рис. 6-61. Испаритель азота.
Рис. 6-62. Внешний вид
блока разделения
коксового газа.
342
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[Гл. 6
Выход и состав отдельных фракций
Компоненты,
Фракции н2 N, СО сн<
Пропиленовая 1—2 3,0 1,0 2—3
Этиленовая 0,2—5 0,5—8 1—4 —
Метановая 1,5—5,0 2—3,6 7—10 78—88
Окись углерода 3—4 70—78 16—23 2,5
Газ, входящий в промывную колонну . . 80—91 2—8 4—5 1,5—3
Газ, уходящий из промывной колонны (до дозировки) 80—84 16—19 0,001—0,005 —
б) Конструкция аппаратов
В конструктивном отношении наиболее интересными являются мно-
госекционные теплообменники, промывная колонна и испаритель азота.
Многосекционньие теплообменники были рассмотрены в гл. 3.
На рис. 6-60 изображена промывная колонна. Колонна состоит из
наружного корпуса 1, в котором расположен стакан 2 с ректифика-
ционными двойными ситчатыми тарелками. Наверху колонны располо-
жен бак для жидкого азота. В колонне установлено 45 тарелок, ско-
рость пара в живом сечении w=0,1—0,15 м/сек.
На рис. 6-61 изображен испаритель азота в установке разделения
коксового газа.
Испаритель азота предназначен для конденсации метана из коксо-
вого газа и переохлаждения азота. Коксовый газ входит через штуцер,
расположенный внизу (см. вид сверху); проходит в трубках снизу
вверх, в которых происходит конденсация метана, и остаточный газ вы-
ходит из верхней части испарителя.
В межтрубном пространстве кипит азот под атмосферным давле-
нием. В змеевике проходит и переохлаждается жидкий азот с давле-
нием 12 ати.
Скорость коксового газа в трубках да =0,4 м/сек. Трубки внутри
должны быть луженые.
Общий вид блока разделения изображен на рис. 6-62.
в) Данные по эксплуатации установок для разделения коксового газа
Для получения 1 нм3 азотно-водородной смеси (75% Н2+25% N2)
требуется:
коксового газа.......1,5—1,55 нм3
азота................0,25 „
Расход энергии для получения азотно-водородной смеси под давле-
нием 10—11 ати составляет М = 0,55—0,35 квт-ч.
Длительность рабочей кампании 60 дней. Аппарат останавливают
вследствие накопления окислов азота.
В установках разделения коксового газа постепенно накапливают-
ся окисльи азота. Последние действуют на непредельные углеводороды,
вызывают образование неустойчивых взрывчатых нитросоединений. Та-
ким образом, окислы азота для установок коксового газа опасны так
же, как ацетилен в установках разделения воздуха.
§ 6-22]
Установки для получения гелия из природного газа
343
Таблица 6-6
при разделении коксового газа
объемы %
О2 с8н4 с3нв с4н8 С2Н2 Выход фракций в объемных % от коксового газа
0,5 — 4—6 15—22 10—15 50—55 0,17
0,2—1 — 32—50 45—55 8—8 0,2 0,4 3,2—4,3
0,8—2 0,3—1,2 — — — — — 28—32
0,4—1,0 — — — — — — 14—17
0,01 — — — — — — —
— — — — — — — —
Практически в установке производительностью 7 500 м?!ч газа
нельзя допускать накапливание более 18 кг окислов азота.
Теплую и холодную ветви аппаратов -приходится промывать от
смол через каждые две кампании 10%-ным раствором NaOH. В зави-
симости от содержания в коксовом газе примесей, главным образом
сероводорода, приходится некоторые аппараты! периодически перелу-
живать. Так, на некоторых азотных заводах приходится перелуживать
теплообменники теплой ветви через 1—1,5 года.
6-22. УСТАНОВКИ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ГЕЛИЯ ИЗ ПРИРОДНОГО ГАЗА
Установки для получения гелия из природного газа работают по
двум принципиально различным технологическим схемам:
1) двухступенчатая схема получения гелия; в первой ступени по-
лучается 50%-ный концентрат, а во второй ступени гелий концентра-
цией 98—99%;
2) одноступенчатая схема, позволяющая получать 95—97%-ный ге-
лий в одной ступени.
В первой части книги «Глубокое охлаждение» была описана двух-
ступенчатая технологическая схема получения гелия.
Ниже дается описание одноступенчатой технологической схемы по-
лучения гелия из природных газов с адсорбционной установкой для
тонкой очистки и получения чистого гелия.
На рис. 6-63 изображена схема получения гелия из природных га-
зов с содержанием гелия 0,2% и содержанием СОг до 3%.
Природный газ засасывается компрессором /. После второй ступе-
ни сжатый природный газ проходит через водяной скруббер 2 и далее
последовательно через скруббер 3, орошаемые щелочньим раствором
с помощью циркуляционных насосов 5.
После очистки от СОг природный газ сжимается в третьей ступени
до 25—30 ати при рабочем режиме (во время .пуска давление поддер-
живается 60 ати) и направляется в переключающиеся предварительные
теплообменники 6 и аммиачные теплообменники 7. Охлажденный до
—45° С природный газ направляется в блок разделения, состоящий из
основного теплообменника 3, дефлегмационной трубчатки 9 и сдвоенно-
го конденсатора 10. В нижней части конденсатора охлаждение произ-
водится сжиженным газом, кипящим под атмосферным давлением,
в верхней части охлаждение производится азотом, кипящим под ва-
куумом.
Из верхней части конденсатора выходит гелиевый концентрат
с содержанием до 97% Не.
344
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. 6
Окончательная очистка гелиевого концентрата происходит в адсор-
берах с активированным углем 11, работающих попеременно.
Угольньие адсорберы помещены! в ванне жидкого азота. При про-
хождении гелиевого концентрата через охлажденный адсорбер задер-
живаются все -примеси, и чистый 99%-ный гелий выходит из адсор-
беров.
Через определенный промежуток времени, когда по анализам бу-
дет наблюдаться снижение чистоты, что указывает на насыщение сор-
Рис. 6-63. Схема гелиевой установки.
/ — компрессор природного газа; 2—водяной скруббер; 5—щелочные скрубберы; 4—мотор—насос-
турбина; 5—циркуляционные насосы; б —предварительные теплообменники; 7—аммиачные теплооб-
менники, 8—основной теплообменник; 9—дефлегмационная колонна; 10—конденсаторы; //—уголь-
ные адсорберы; /2—воздушный компрессор; 1S—декарбонизатор; 14— аммиачный теплообменник
высокого давления; /5—азотный теплообменник; 16— азо.тная колонна; /7—сборник жидкого азота;
18—вакуум-насос; 19—мембранные компрессоры; 20—наполнительная р ампа.
бента азотом, производят переключение, и гелиевый концентрат на-
правляется во второй адсорбер.
Первый адсорбер отогревается азотом. Для этого из аппарата
сливается жидкий азот, после чего он продувается теплым азотом
с комнатной температурой для того, чтобы восстановить поглотитель-
ную способность адсорбера. Во время процесса десорбции поглощенный
азот выбрасывается наружу. После этого снова охлаждают адсорбер
жидким азотом.
На рис. 6-64 показана схема переключений адсорберов при процес-
се адсорбции и десорбции.
Для работы гелиевой установки необходимо иметь жидкий азот,
который получается в азотной установке, работающей по циклу высо-
кого давления с аммиачным охлаждением (рис. 6-63).
§ 6-22]
Установка для получения гелия из природного газа
345
Воздух засасывается компрессором высокого давления 12. МеЖду
второй и третьей ступенями воздух проходит декарбонизатор 13, где
он очищается от СО2. Сжатый до 200 ати воздух направляется
в аммиачные теплообм1е1НН1ики .высокого давления 14 и охлажденный до-
—45° С идет в разделительный азотный аппарат, состоящий из тепло-
обменника 15 и азотной колонны' с дефлегматором 16.
----^Предохранительная линия
в трубопровод свежего газа
Зати
1ати
Чистый гелий
манометр
вакуумметр
Анализ
Анализ и
продувка
Анализ
Спуск осадков
Спуск осадкоВ
Выход
ВО ати
? Т t Гелиевый
), 1™&\»^конц1внтрат
Редукционный вентиль
^Жидкость
• Разогрев
до+80°С
Анализ
Рис. 6-64. Схема адсорбционной установки для очистки гелиевого концентрата.
В азотной колонне получается жидкий азот, который собирается;
в сосуде 17 и оттуда дросселируется в верхнюю часть конденсатора 10.
Для испарения азота под вакуумом установлен вакуум-насос 18.
Чистый гелий из установки идет в мембранные компрессоры 19,
которые нагнетают его под давлением 150 ати в баллоньи 20.
На рис. 6-65 показана схема блока разделения гелиевой установки.
Установки Линде для извлечения гелия из природных газов менее*
совершенны, чем американские, в части предварительной обработки
газов и в части тонкой очистки гелиевого концентрата для получения
чистого гелия.
Для очистки природного газа от СО2 в американских установках,
вместо щелочного раствора применяют более совершенный метод очи-
346
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. 6
стки с помощью раствора моноэтаноламина и диэтиленгликоля для
одновременной осушки с последующей их регенерацией.
Сепарация гелиевого концентрата под давлением, как это принято
в установках США, требует менее громоздкого оборудования, чем
адсорбционная установка периодического действия, и, кроме того, прц
сепарации получается более высокая степень извлечения гелия из при-
родного газа.
6-23. УСТАНОВКА ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ ГАЗОВ ПИРОЛИЗА
Газы пиролиза и крекинг-газы являются источником получения
этилена, а также пропилена, пропана, бутана и др., используемых
в химической промышленности.
Наиболее богатым источником этилена являются газь» пиролиза,
этана, пропана, бутана и легкокипящих бензинов. Содержание этилена
в них составляет 23—27% объемных.
Крекинг-газы содержат этилен в количестве 4—8% и для возмож-
ности их использования необходимо повысить в них содержание этиле-
на путем совместной их переработки с газами пиролиза этановой и про-
пановой фракций, получаемых при разделении газов крекинга. В этом
случае содержание этилена повышается до 18—22%.
В гл. 6 первой части «Глубокое охлаждение» отмечены принци-
пиальные особенности установок для разделения пирогаза и крекинг-
газа и описано несколько установок.
Разделение газов пиролиза производится фракционированной кон-
денсацией с последующей ректификацией или же по абсорбционной
$ 6-23]
Установка для разделения газов пиролиза
347
схеме. Ниже дается описание установки, работающей по конденсацион-
ной схеме.
На рис. 6-66 изображена принципиальная схема установки для
разделения .пирогаза следующего -состава: Н2—16%; СН4—30%;
С2Н4-25%; С2Нб—10%; С3Н6—8%; С3Н8—3%; 2С4—4%; 2С5-4%.
Пирогаз сжимается в компрессоре 1 до 30 ата и первоначально
охлаждается в водяном холодильнике, где частично конденсируется.
Жидкая фаза, состоящая преимущественно из углеводородов С4 и вы-
Рис. 6-56. Схема установки для разделения газов пиролиза.
1— компрессор для пирогаза; 2 — предварительные теплообменники; 3—аммиачный холо-
дильник: 4—сепараторы; 5—адсорберы-осушители; 6—этановая колонна; 7—аммиачный
дефлегматор; 6—основной теплообменник; 9— метановая колонна; 10— кипятильник (кон-
денсатор-испаритель); 11—этиленовый теплообменник; 12—этиленовая колонна; 13—реге-
нераторы этиленовые; 14—этиленовый циркуляционный компрессор; 15—промывная
колонна; 16— предохранитель; 17 — метановый компрессор; 18— кипятильник; 19— насос
центробежный; 20— пропиленовый циркуляционный компрессор; 21 —«колонна предвари-
тельной ректификации; 22 — пропановая колонна; 23 — пропиленовая колонна; 24—водяной
дефлегматор; 25—водяной холодильник-конденсатор; 26—концевой теплообменник.
ше, забирается из сепаратора насосом в колонну предварительной
ректификации 21. Паровая фаза поступает из сепаратора на охлажде-
ние в переключающиеся предварительные теплообменники 2, где
охлаждается до 0°С обратными потоками газов. Выпадающий в тепло-
обменниках 2 конденсат также подается в колонну предварительной
ректификации 21. В колонне 21, работающей при давлении 30 ата, га-
зовый конденсат подвергается разделению на верхний продукт (угле-
роды Сг и нижекипящие с некоторым количеством углеводородов Сз)
и нижний продукт (углеводороды Сз и выше). Верхний продукт подме-
шивается к основному потоку пирогаза перед теплообменниками 2,
а нижний продукт поступает на разделение в пропановую колонну 22,
работающую при давлении 16 ата. В этой колонне происходит разделе-
348
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. &
ние углеводородного конденсата на пропан-пропиленовую фракцию
(верхний продукт) и кубовый остаток (углеводороды С4 и выше),
уходящий с установки. Колонны 21 и 22 снабж-ены водяными дефлегма-
торами 24, теплоносителем в кипятильниках колонн 18 служит 8-атмо-
сферный пар. Из теплообменников 2 пирогаз поступает в аммиачный
холодильник 3, где охлаждается до —10° С и частично конденсируется.
После сепаратора 4 паровая фаза проходит через -переключающиеся
адсорберы 5, заполненные силикагелем; жидкая фаза, выпавшая после
теплообменника 3, забирается насосом и также прокачивается через
силикагелевые адсорберы 5. В адсорберах осуществляется осушка газа
и жидкой фазы до точки росьи —60° С. После осушки пирогаз и жидкая
фаза поступают в этановую колонну 6, работающую под давлением
30 ата. В этой колонне из пирогаза окончательно выделяются углево-
дороды Сз и выше (кубовый продукт), поступающие в колонну предвари-
тельной ректификации 21. Флегма для орошения колонны 6 образует-
ся в дефлегматоре 7, в межтрубном пространстве которого кипит
аммиак при —45° С. Теплоносителем в кипятильнике колонны 18 служит
насыщенный водяной пар. Верхний продукт колонны 6 (углеводоро-
ды С2 и нижекипящие), выходящий из дефлегматора 7 с температурой
—40° С, проходят дополнительную осушку в силикагелевых адсорбе-
рах 5, обеспечивающих точку росьи газа —90 -ь 95° С. Из дополнитель-
ных осушителей газ поступает в основной 4-поточный теплообменник 3,
где газ за счет холода обратных потоков охлаждается до —65° С и ча-
стично конденсируется. Из основного теплообменника газ поступает
в межтрубное пространство кипятильника метановой колонны 10, где
охлаждается до температуры порядка —75° С, отдавая тепло этан-
этилену, кипящему в трубном пространстве кипятильника. Из кипя-
тильника парожидкостная смесь разделяется в сепараторе 4, откуда
газ поступает на дальнейшее охлаждение до температуры порядка ми-
нус 140° С в теплообменник 26. Охлаждение газа в теплообменнике 26
осуществляется как за счет холода обратных потоков, дросселируемых
перед теплообменником до давления 1,5 ата, так и за счет испарения
части конденсата, дросселируемого из сепаратора 4, которая вместе
с другой частью конденсата, дросселируемой из сепаратора непосред-
ственно «в колонну 9, подвергается разделению в метановой колонне.
Охлаждение газа в теплообменнике 26 температуры —14(ГС
обеспечивает почти полную конденсацию этилена. Остаточный газ
после теплообменника 26, практически не содержащий этилена, дроссе-
лируется с 30 до 1,5 ата и выводится с установки через теплообменни-
ки 26, 8 и 2, где он отдает холод прямому потоку газов пиролиза.
Метановая колонна 9 работает при давлении 2,5 ата. Температура
верха колонны —150° С, температура куба —85° С. Флегма для ороше-
ния метановой колонны получается за счет сжатия части дистиллята
(метановой фракции) в метановом компрессоре 17 с 2,5 до 50 ата и
конденсации его путем последовательного охлаждения в теплообменни-
ках 16, И и 16 (верхний). Жидкий метан дросселируется с давлением
50 ата до 2,5 в емкость, откуда самотеком поступает в метановую колон-
ну. Избыток дистиллята (метановая фракция) дросселируется до давле-
ния 1,5 ат и выводится с установки через теплообменники 26, 8 и 2,
в которых она отдает холод прямому потоку газов.
Кубовый продукт метановой колонны — этан-этиленовая фрак-
ция— дросселируется через теплообменник 11 в этиленовую колон-
ну 12, работающую под давлением 1,5 ата. В этиленовой колонне осу-
ществляется разделение этан-этиленовой фракции на этилен (верхний
продукт) и этан (нижний продукт).
§ 6-24 ]
Установки для разделения газов гидрирования
349
Этиленовая колонна работает при помощи теплового насоса на
этилене. Этилен, выводящий через верх колонны, последовательно про-
ходит через переохладитель 16, регенератор 13, сжимается в циркуля-
ционном компрессоре 14 с 1,5 до 4,0 ата, после чего охлаждается в ре-
генераторе 13 и конденсируется в кипятильнике этиленовой колонны 10.
Жидкий этилен дросселируется в верх колонны для ее орошения.
Теплоносителем в кипятильнике колонны является конденсирующийся
при давлении 4 ата этилен, подаваемый циркуляционным насосом.
Температура верха этиленовой колонны равна —93° С, температура
низа —77° С. Пары этана, отбираемые из куба этиленовой колонны, вы-
водятся с установки через теплообменники 8 и 2. Продуктовая часть
этиленовой фракции направляется из колонны 12 в промывную колон-
ну 15, где орошается предварительно охлажденным до —85° С ацето-
ном, абсорбирующим ацетилен, содержащийся в этилене. Такая про-
мывка обеспечивает полное удаление ацетилена.
После промывной колонны этиленовая фракция выводится с уста-
новки через теплообменники 8 и 2.
Пропан-пропиленовая фракция, отбираемая сверху пропановой ко-
лонны 22, поступает на окончательное разделение в пропиленовую ко-
лонну 23, работающую при давлении 12 ата.
Пропиленовая колонна имеет тепловой насос на пропилене.
Выход этилена составляет 95%’ от общего количества этилена, со-
держащегося в исходном газе, чистота этилена 99,9%, чистота пропиле-
на 99 %1.
Расходные коэффициенты для получения 1 ;и3 этилена при перера-
ботке исходного газа с содержанием С2Н4 = 25—27% при отнесении всех
расходов на этилен следующие:
Раеход энергии .... 1,65—1,9 квпг-ч
Расход воды....... 0,5—0,65 м
Расход пара....... 1,6—2,0 кг
Пуск установки продолжается 10—15 ч. Рабочий период доходит до
1,5—2 мес.
Постепенно аппараты и ректификационные колонны забиваются
твердыми отложениями (СОг и др.), и установку приходится останавли-
вать на отогрев.
При эксплуатации необходимо следить, чтобы тяжелые углеводоро-
ды не попадали в последующую колонну, работающую при более низ-
кой температуре, где они могут замерзнуть и нарушить работу колонны.
6-24. УСТАНОВКА ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ1 ГАЗОВ ГИДРИРОВАНИЯ
Установка предназначена для разделения газов гидрирования, так
называемых бедных газов следующего состава:
Н2...............57 и/о объемных
СН4..............26 „
CO+N.............8,4 ,, й
С2Н4........ . . 4 л »
Прочие углеводороды 4,6 , „
На рис. 6-67 показана принципиальная схема установки, а на
рис. 6-68 показана схема блока разделения.
Газ, сжатый до 25 ати, поступает в переключающиеся теплообмен-
ники 5, в которых он охлаждается до —28° С.
При охлаждении бедного газа до —45° С в аммиачных теплообмен-
никах конденсируются тяжелые углеводороды Сз + Сд. которые отдели
350
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[ гл. &
ются в сепараторе 7. Охлажденный газ поступает в блок разделения и
разделяется на два потока (рис. 6-68), один поток проходит теплообмен-
ник 1, в котором охлаждается метаном, этаном и смесью окиси углеро-
да и азота, второй поток проходит теплообменник 2, охлаждаемый
водородом и этаном. Сконденсировавшиеся тяжелые углеводороды
собираются в сепараторе 19. После теплообменников 1 и 2 потоки газа
соединяются и проходят через теплообменник теплой ветви 3 и охлаж-
даются обратными продуктами разделения и азотом до —113° С. При
этом конденсируется часть этана, стекающая в сепаратор 20. Далее
бедный газ поступает в теплообменник холодной ветви 4, где темпера-
тура его понижается до —143° С. Из теплообменника 4 сырой газ идет
в испаритель метана 7, и его температура понижается до —158° С. Да-
/ — поршневой компрессор; 2—предварительный теплообменник; 3, 6 и 12—аммиачные теплообменники;
ния; 9— вакуум-насос; 10—поршневые компрессоры для этана; 11—этановые теплообменники; 12— сбор-
20— насосы для этана.
§ 6-24 ]
Установки для разделения газов гидрирования
351
лее бедный газ проходит теплообменник-испаритель 8, охлаждаемый
обратными газами и кипящим конденсатом. В теплообменнике 8 сжи-
жается метан, отделяющийся в сепараторе 21. После отделителя 21
бедный газ состоит из водорода, окиси углерода и азота, проходит змее-
вик испарителя водородной колонны 9, охлаждается до —190° С и по-
ступает в нижнюю часть этой колонны. Пары газа при давлении 25 ата
поднимаются вверх, отмываются жидким азотом от окиси углерода и
направляются в межтрубное пространство конденсатора-дефлегматора,
в котором создается температура —209° С кипящим в трубках азотом
под вакуумом при давлении 0,2 ата. В конденсаторе-испарителе почти
полностью конденсируются CO+N2 и бедный газ, содержащий 98% Нг,
поступает в змеевик, расположенный ниже конденсатора-испарителя, и
далее проходит теплообменники 10, 4, 3 и 2.
продет
С2Н4 ?l
0t35am
ЦИРК
7am
I /
25am
25am
Ж
хн—
-i^4
£<
* CH4
£г+С4 25amt
H2 Mamu
Рис. 6-68. Схема блока разделения газов гидрирования для получения 98/о водорода.
е: / — теплообменник метановой ветви; 2—теплообменник водородной ветви; 3— теплообменник теплой ветви; 4—теплообменник
холодной ветви; 5—этановая колонна; 6— метановая колонна; 7 —испаритель метана; 8— теплообменник-испаритель; 9—водород-
( ная колонна; 10—18 — теплообменники высокого давления; 19—сепаратор для выделения тяжелых углеводородов; 20— сепаратор для
этана; 21—сепаратор для метана.
§ 6-24]
Установки для разделения газов гидрирования
353
Окись-углеродная фракция (CO+N2) отводится из куба колонны 9
и разделяется на три части: первая часть дросселируется до 0,1 ати и
поступает на орошение метановой колонны 6, вторая часть дроссели-
руется также до 0,1 ати, проходит теплообменник S, частично испаряется
и вводится вверх метановой колонны. Третья часть также дросселируется
до 0,1 ати и проходит азотные теплообменники высокого давления 16
и 15. Уходящие из метановой колонны пары GO + N2 присоединяются
к CO + N2 перед теплообменником 16. После теплообменника окись-
углеродная фракция идет в теплообменник 1 и оттуда выходит из блока
разделения.
Метановая фракция из сепаратора 21 разделяется на две части и
дросселируется до 0,1 ати. Часть идет непосредственно в метановую ко-
лонну 6, другая часть сначала проходит теплообменник 8 и потом уже
вводится в середину колонны 6. Пары, содержащиеся в метановой фрак-
ции, уходят из колонны 6, а жидкий метан собирается в кубе колонны
и частично отводится в змеевик испарителя 7, где испаряется и снова
поступает в колонну 6.
Большая часть жидкого метана из колонны 6 отводится на ороше-
ние этановой колонны и частично проходит через теплообменники 4, 3
и 1. Пары метана из колонны 5 через теплообменник 4 присоединяются
к метану, который отводится из колонны 6.
Этановая фракция из сепаратора 20 дросселируется, испаряется
в теплообменнике 4 и вводится в колонну 5. В кубе колонны собирается
этан, а из верхней части уходят пары метана. Жидкий этан из колон-
ны 5 дросселируется, отдает свой холод в теплообменнике 3 и выходит
из блока разделения.
Для охлаждения этана, азота высокого давления и бедного газа
применяют этановый холодильный цикл. Этан при давлении 7 ати
охлаждается до —40° С и сжижается в змеевике куба колонны 5, после
чего дросселируется до 0,1 ати. Холод этана частично используется для
охлаждения бедного газа в теплообменнике 1, частично для охлажде-
ния азота высокого давления в теплообменнике 14 и бедного газа в те-
плообменнике 2.
Для получения низкотемпературного холода предусмотрен азотный
холодильный цикл с двойным дросселированием и аммиачным охлажде-
нием. Азот сжимается до 200 ати в компрессоре 1 (рис. 6-67), охлаж-
дается в предварительном теплообменнике 2 и аммиачных теплообмен-
никах 3 до —40° С, после чего поступает в блок разделения.
Азот высокого давления (рис. 6-68) разделяется на два потока и
проходит теплообменники 7/ и /7 и змеевик колонны 9, охлаждаемые
азотом низкого давления 0,1 ати; азотом среднего давления и вакуум-
ным азотом. После теплообменников 11 и 17 азот высокого давления,
соединившись в один поток, проходит через теплообменник 14, охлаж-
даемый обратной фракцией CO+N2. Далее азот высокого давления раз-
деляется на три части, проходит теплообменники 12, 15 и 18. После те-
плообменников 12 и 15 азот соединяется в один поток и охлаждается
водородом в теплообменнике 10. Далее азот из змеевика колонны 9 и
после теплообменников 18 и 10 соединяется в один общий поток и дрос-
селируется до 30 ати.
Часть азота возвращается обратно, проходит теплообменники 18 и
17 и теплообменник 2 (рис. 6-67) и поступает в четвертую ступень ком-
прессора 1.
Другая часть азота проходит через теплообменники 13, 16 и дроссе-
лируется до 25 ати, причем снова разделяется на две части: часть азота
в виде флегмы поступает на орошение нижней части промывной колон-
23 с. я. Герш.
354
Описание промышленных установок глубокого охлаждения
[гл. б
ны, часть его дросселируется до 0,1 ати и идет в испаритель 9. Уходя-
щий из колонны газообразный азот проходит через теплообменники 13,
12 и 11. Часть жидкого азота из испарителя колонны 9 идет в змеевик,
охлаждается вакуумным азотом и дросселируется в конденсатор. Кипя-
щий под вакуумом азот отсасывается вакуум-насосом и уходи г из ко-
лонны при температуре —60° С.
6-25. УСТАНОВКА ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ДЕЙТЕРИЯ 1
В связи с широким использованием атомной энергии в мирных це-
лях в настоящее время появилась необходимость получения дейтерия
в значительных количествах. Содержание дейтерия в водороде очень
невелико, всего 1/7 000 доля по объему.
Одним из перспективных и экономичных методов получения дей-
терия является ректификация водорода при весьма низких температу-
Рис. 6-69. Установка для получения дейтерия.
/ — водородный компрессор высокого давления; 2—предварительный теплообменник
для охлаждения обратными газами и азотом, кипящим под вакуумом; 3—теплообмен-
ник; 4 и 5 —испарители; 6—ректификационная колонна; 7 и 8 — теплообменники; Р —
компрессор для сжатия H2+D2+HD; 10—колонна.
--------водород, сжатый до 160 ата;
----------водород, уходящий из ректификационной колонны;
— • — • — —смесь с 80% содержанием HD;
— ----смесь, состоящая из H24-D2+HD;
.........—смесь H2+HD;
— .. — ----дейтерий D2.
pax. Обычно дейтерий присутствует в водороде в виде соединения НО,
разница температур кипения Н2 и HD при 1 ата составляет всего 1,75° С
что затрудняет их разделение.
Ниже приводится описание установки, предложенной фирмой Лин-
де (рис. 6-69). Установка предназначена для переработки 6000 нм3 во-
дорода в час и получения дейтерия чистотой 99,7%. Используя этот дей-
терий, можно получать 800 г тяжелой воды в час или 6 т в год.
К. 2 * Me^ssner W., Die Weiterenwiklung der Kaltetechnik, Kaltetechnik, 1956,
§ 6-25]
Установка для получения дейтерия
355
В установке перерабатывается чистый водород, полученный, напри-
мер, электролитическим методом.
Водород через ресивер, для более равномерной подачи, поступает
в компрессор /, в котором сжимается до 160 ата.
Далее водород проходит через теплообменник2, где сначала охлаж-
дается обратными потоками холодных газов и затем азотом, кипящим
под вакуумом, до 62° К. На схеме .показан лишь один теплообменник 2
и не ‘показан азотный с вакуумным азотом.
После охлаждения в теплообменнике 3 сжатый водород проходит
испарители 4, 5 и поступает в змеевик, расположенный в средней части
ректификационной колонны 6, и далее через дроссельный вентиль
в верхнюю часть колонны. Образовавшийся жидкий водород стекает
вниз по колонне. Из верхней части колонны уходит газообразный водо-
род, который проходит черев теплообменники 5, 2 .и снова поступает
в компрессор 1. В нижней части колонны скапливается жидкость, содер-
жащая 80% HD (водород — дейтерий).
Жидкость ив колонны 6 проходит через теплообменники 5, 7 и ката-
лизатор S, при температуре окружающего воздуха получается смесь,
состоящая из Н2, D2 и HD.
Эта смесь сжимается в компрессоре 9 до 2—3 ат, охлаждается в те-
плообменниках 7, 2, проходит через змеевик, расположенный в средней
части колонны 6, и поступает на разделение во вторую колонну 10. Из
верхней части этой колонны уходит смесь H2 + HD, а из нижней уходит
дейтерий D2 высокой чистоты 99,7%'- Смесь паров H2 + HD поступает
в среднюю часть колонны 6, а дейтерий проходит через теплообменник 7
и при температуре окружающего воздуха -выходит наружу и собирается
в баллонах. Колонна 10 работает под небольшим избыточным давле-
нием 1,2 ата.
Сообщение тепла в кубе колонны производится сжатым водородом
при давлении 160 ата, отводимым после испарителя 5, а отнятие тепла
производится холодным водородом, сдросселированным со 160 до
1,2 ата.
Для получения низкотемпературного холода, необходимого для ра-
боты блока разделения, водород расширяется в турбо детандере. Дета-
ли холодильного цикла на схеме не показаны.
При сжигании дейтерия в кислороде можно получить тяжелую воду.
В качестве исходного газа для получения дейтерия фирма Линде
использует также смесь 3H2 + N2, имеющуюся на заводах синтетическо-
го аммиака.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ХРАНЕНИЕ И ТРАНСПОРТ КИСЛОРОДА
БАЛЛОНЫ, ТАНКИ, ГАЗИФИКАТОРЫ И НАСОСЫ ЖИДКОГО
К И СЛОРОДА
Для хранения и транспорта кислорода требуется сложное обору-
дование.
Для хранения кислорода в газообразном состоянии необходим бал-
лонный парк, состоящий из большого числа баллонов. Для хранения и
транспорта жидкого кислорода необходимы специальные резервуары —
танки, цистерны, сосуды Дьюара.
Расходы по хранению и транспорту кислорода в газообразном или:
жидком виде значительны и часто обходятся дороже стоимости произ?
водства кислорода. Кислород является продуктом не транспортабель-
23*
356
Хранение и транспорт кислорода
(гл. 7
ным, и, как «правило, транспортировать кислород на большие расстоя-
ния не выгодно.
С экономической точки зрения целесообразно у крупных потреби-
телей ставить кислородные станции, чтобы приблизить производство
кислорода к месту его потребления.
7-1. ХРАНЕНИЕ КИСЛОРОДА В ГАЗООБРАЗНОМ СОСТОЯНИИ
Кислород, а также другие газы хранятся под давлением 150 ати
в стальных баллонах.
Стальной баллон представляет собой цилиндрический герметичный
сосуд, снабженный вентилем. Внешний вид баллона показан на рис. 7-1.
На нижнюю часть баллона — днище — насажен башмак для установки
его вертикально, а на верхнюю—горловину—насаживается кольцо.
В горловину с конической резьбой ввертывается вентиль для впуска и
выпуска газа и присоединения баллона к наполнительной рампе. Боко-
вой штуцер кислородного баллона имеет правую нарезку d=26,442 мм.
Баллоны для водорода и горючих газов изготовляются с левой резьбой
d=21,8 мм.
На кольцо навертывают колпак для предохранения вентиля балло-
на от повреждений.
Баллоны изготовляются из стальных цельнотянутых труб, причем
днище и горловина баллона получаются путем обжатия труб в специ-
альных штампах.
Для изготовления Труб применяется углеродистая или низколеги-
рованная сталь с временным сопротивлением ав=65 кг/мм2 и удлине-
нием 6 >12% (для давления р=150 ати).
После штамповки баллон подвергается термической обработке для
устранения внутренних напряжений в металле и получения однородно-
сти структуры.
В зависимости от назначения различают типы баллонов: А, Б, В, Г
и Д. Баллоны типа А предназначаются для хранения в них сжатых га-
зов: кислорода, водорода, гелия и воздуха при давлении р = 150 ата;
баллоны типа Б — блаугаза и углекислого газа при р = 125 ата; балло-
ны типа В — ацетилена при р = 30 ати; баллоны типа Г — аммиака, хло-
Таблица 7-1
Основные размеры кислородных баллонов
Тип баллона Водяная емкость, л Размеры, мм Вес, кг Примечание
Наруж- ный диа- метр Толщина стенки Длина
А-50 50 219 8 1 700 80 Баллоны нормального ли-
А-40 40 219 8 1 390 67 тража
А-33 33 219 8 1 173 58
А-27 27 219 8 9б8 50
МА-10 10 141 5 815 15 Малолитражные баллоны.
МА-5 5 141 5 445 8,6 Применяются для меди-
МА’4 4 141 5 370 7,3 цинских целей, авиации.
МА-3 3 141 5 300 6,0 Баллоны менее 5 л из-
МА-2 2 108 4,5 320 4,2 готовляются без башма-
МА-0,7 0,7 70 3,3 260 1,6 ков и колпаков
МА-0,4 0,4 70 3,3 162 1,1
Рис. 7-1. Наполнительная рампа для кислородных баллонов.
1 и 2—коллекторы; 3 и 4—запорные вентили; 5—баллоны; £•—медные трубки для присоединения баллонов.
§ 7-1 ] Хранение кислорода в газообразном состоянии
8?
358
Хранение й транспорт кислорода
[Гл. 7
ра, фосгена при р=30 ати; баллоны типа Д — сернистого ангидрида
при р = 6 ати. Соответственно с ростом давления увеличивается времен-
ное сопротивление применяемой для баллона марки стали.
По емкости баллоны разделяются на баллоны нормального литража
и малолитражные баллоны.
Основные размеры баллонов приведены в табл. 7-1.
7-2. НАПОЛНИТЕЛЬНЫЕ РАМПЫ
Нагнетание кислорода в баллоны производится кислородным ком-
прессором через наполнительную рампу (рис. 7-1).
Рампа состоит из двух медных коллекторов 1 и 2, включаемых по-
переменно с помощью вентилей 3 и 4. К коллекторам присоединяются
кислородные баллоны 5 с помощью гибких медных трубок диаметром
8X1,5 мм. Когда через один коллектор производится наполнение балло-
нов, от другого коллектора отключаются наполненные баллоны и вместо
них присоединяются пустые.
Наполнительная рампа должна находиться вне здания кислородной
станции и располагаться при складе баллонов. К наполнительной рампе
подводится кислородопровод, который укладывается в земле ниже уров-
ня промерзания. Кислородопровод обычно делают из стальных труб, и
лишь в помещении наполнительной рампы все трубы медные.
Кислород перед поступлением в баллоны следует осушать во избе-
жание попадания влаги в кислородные баллоны, что вызывает корро-
зию металла и сокращает срок службы баллона. Кроме того, влага, на-
ходящаяся в баллонах, замерзает в вентилях и препятствует нормаль-
ной эксплуатации баллона.
Осушка кислорода производится в осушительных баллонах, запол-
ненных хлористым кальцием, или же в адсорберах, заполненных актив-
ным глиноземом.
Техника безопасности при обращении с балло-
нами. Ввиду того, что кислород в баллонах находится под высоким
давлением, необходимо с баллонами обращаться весьма осторожно и
соблюдать необходимые меры предосторожности при их эксплуатации
В практике известны случаи взрывов баллонов, хотя и редкие, но
сопровождающиеся несчастными случаями.
Баллоны, находящиеся в эксплуатации, подлежат периодическому
осмотру и гидравлическому испытанию через каждые 5 лет.
Перед испытанием баллона его укрепляют, выпускают газ, промы-
вают водой и подвергают внутреннему осмотру с помощью небольшой
электрической лампы напряжением 12 в.
При наличии в баллоне следов масла его промывают дихлорэта-
ном, снова тщательно промывают водой и осушают подогретым возду-
хом. Если будет обнаружена значительная коррозия стенок баллона,
наличие раковин, трещин и прочих дефектов, то такой баллон бра-
куется.
После промывки и внутреннего осмотра производятся взвешивание
и определение емкости баллона.
Емкость баллона можно определить путем взвешивания пустого
баллона и баллона, наполненного водой. Вес воды, поместившейся
в баллоне, в килограммах равен емкости его в литрах.
Баллон бракуется в том случае, если емкость его будет на 1,5—2%
превышать емкость, означенную на баллоне.
После проделанных операций баллон подвергают гидравлическому
и пневматическому испытанию.
§ 7-4 ]
Цистерны для хранения и транспорта жидкого кислорода
359
7-3. ХРАНЕНИЕ И ТРАНСПОРТ ЖИДКОГО КИСЛОРОДА.
СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО ТРАНСПОРТУ КИСЛОРОДА
В ЖИДКОМ И ГАЗООБРАЗНОМ СОСТОЯНИИ
Газообразный кислород транспортируется в стальных баллонах,
в которых он находится под давлением 150—165 ати. По своему весу
стальные баллоны в 3,5—9 раз превосходят вес содержащегося в них
кислорода, в результате чего стоимость перевозки кислорода значитель-
но удорожается.
Для перевозки газообразного кислорода требуется очень большое
количество баллонов. Амортизация баллонов и всего транспортного хо-
зяйства также значительно удорожает стоимость кислорода.
Перевозка жидкого кислорода имеет значительные преимущества
по сравнению с газообразным.
Для хранения 2 400 ж3 газообразного кислорода весом 3 430 кг тре-
буется 400 баллонов по 6 nt3, которые весят 27 000 кг в то время как для
хранения того же количества кислорода в жидком виде требуется один
танк весом в 1 800 кг, занимающий немного места.
Для перевозки этого количества кислорода в баллонах требуется
шесть пятитонных автомобилей. Для перевозки его в жидком виде тре-
буется один пятитонный автомобиль. Для перевозки 11 500 м3 газооб-
разного кислорода по железной дороге требуется состав из восьми ва-
гонов по 20 т и один вагон на 5 т, тогда как для перевозки того же ко-
личества кислорода в жидком виде требуется одна платформа.
Следует отметить, что объем жидкого кислорода в 800 раз меньше
газообразного при 1 ата, тогда как объем сжатого кислорода только
в 150 раз меньше объема Ог при 1 ата, что дает выигрыш в объеме
в 5,3 раза.
Указанные преимущества хранения и транспортирования жидкого
кислорода имеют большое значение для народного хозяйства.
-Однако при сравнении стоимости транспорта жидкого и газообраз-
ного кислорода следует учитывать, что хранение жидкого кислорода,
наполнение емкости, слив его в газификаторы сопровождаются значи-
тельными потерями кислорода, в отдельных случаях доходящими до
30—40%'.
Эти потери могут обесценить преимущества транспорта кислорода
в жидком состоянии.
Для потребителей с небольшим суточным потреблением кислорода
выгодно получать кислород с кислородных заводов в газообразном виде.
7-4. ЦИСТЕРНЫ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ И ТРАНСПОРТА
ЖИДКОГО КИСЛОРОДА
Для хранения и транспорта жидкого кислорода в больших количе-
ствах изготовляются цистерны с изоляцией вместимостью 10, 13,5 и
32 т кислорода.
Цистерна (рис. 7-2) представляет собой медный цилиндрический со-
суд с двумя полусферическими днищами. Изготовляется он из листовой
латуни Л-62 толщиной 2,5 мм. Цистерна на 32 т кислорода изготавли-
вается из алюминиевого сплава.
Наружный кожух цистерны — стальной. Цистерны выпускаются
двух типов на давление 0,7 и 2,5 ати.
Цистерна смонтирована на железнодорожной платформе соответ-
ствующей грузоподъемности.
Внутренний сосуд цистерн тщательно изолируется. Толщина изо-
ляции 350—400 мм. В качестве изоляции применяется магнезия «Альба»
360
Хранение и транспорт кислорода
[гл. 7
или 'мипора. При Использовании миноры нельзя подавать испаривший-
ся кислород в изоляцию.
Наполнение цистерны может производиться с двух сторон с по-
мощью вентиля наполнения 1. При помощи этого вентиля можно произ-
водить и слив жидкого кислорода. При сливе жидкого кислорода необ-
ходимо повышать давление внутри цилиндра, для чего предусматривает-
ся вентиль 2. Жидкий кислород по трубопроводу 3 идет через вентиль 2
к испарителю 4, откуда в виде насыщенных паров поступает в верхнюю
часть цистерны и повышает давление внутри нее.
3 5 14
Рис. 7-2. Продольный схематический разрез цистерны для транспорта
жидкого кислорода.
/ — вентиль налива и слива кислорода; 2—вентиль повышения давления; 3—труба от цйстерны к вен-
тилю 2; 4—испаритель; 5 — труба от испарителя в цистерну; 6—вентиль для выпуска газообразного
кислорода; 7 — вентиль для подачи кислорода в изоляцию; 8—труба от цистерны к вентилю Р; 9—
вентиль газообразного кислорода для присоединения к трубопроводу газгольдера; 10—манометр;
//—указатель уровня; /2—предохранительный клапан; 13—предохранительная мембрана;
14—труба для продувки; 15—пробка.
Для выпуска газообразного кислорода предусматривается вен-
тиль 6. Для подачи кислорода в изоляцию имеется вентиль 7, через
который он идет в перфорированные трубы.
Для улавливания испаряющегося кислорода служит трубопровод#
с вентилем 9, который присоединяется к трубопроводу, идущему к газ-
гольдеру.
Для обслуживания цистерны имеются манометры 10, указатель
уровня 11, предохранительный пружинный клапан 12, предохранитель-
ная мембрана 13. Продувка жидкого кислорода производится через
трубку 14 и пробку 15.
Внутренний цилиндрический сосуд подвешивается на цепях, удер-
живающих цистерну в неподвижном состоянии при перевозке ее по же-
лезной дороге.
Транспорт жидкого кислорода в цистерне сопровождается потерей
кислорода.
§7-5]
Стационарные танки
361
Исследование вопроса о потерях кислорода при его перевозке на
дальние расстояния «показало1 * следующее:
1. Наполнение жидким кислородом транспортной цистерны через
обе наполнительные трубы продолжается 1 ч 45 мин.
2. Потери при наполнении при температуре воздуха —3° С соста-
вили 3,1 %' от емкости.
3. Время, затраченное для охлаждения цистерны до достижения
постоянной величины охлаждения, составило 24 ч. Потери кислорода на
этот период после ее наполнения равнялись 8,7%' от емкости цистерны
♦при средней температуре окружающего воздуха —6° С.
4. Общие потери кислорода за время пребывания в пути (67 ч) со-
ставили 8,1%' от емкости цистерны, или -в среднем 0,12%' в час при тем-
пературе воздуха от —6 до —12° С.
5. Общие потери кислорода с момента наполнения цистерны до
прибытия на пункт слива за 93 ч составили 16,8% от емкости цистерны.
6. При повторном наполнении цистерны испарилось на 50 м3 мень-
ше кислорода, чем при первом наполнении. Потери кислорода при хра-
нении его в цистернах обычно составляют 3—5% в сутки от емкости.
Стационарные цистерны аналогичной конструкции установлены! на
крупных заводах жидкого кислорода для приема и хранения жидкого
кислорода.
7-5. СТАЦИОНАРНЫЕ ТАНКИ
Стационарный танк (рис. 7-3) служит для хранения кислорода
в жидком виде.
Танк состоит из внутреннего шарового сосуда А, наружного шаро-
вого сосуда В и цилиндрического кожуха С, служащего опорой.
На цилиндрическом кожухе расположены!: вентиль жидкости, ма-
нометр, указатель уровня жидкости, предохранительный клапан, вентиль
избыточного давления и вентиль для отвода испаряющегося в танке газа
в газгольдер. На наружном шаровом сосуде В расположены предохра-
нительная пластинка и крышка. На танках большого размера, кроме
того, сверху имеется цилиндрический кожух с люком. Внутренний шар
имеет люк для осмотра и очистки танка.
Наполнение танка производится через трубу /, которая присоеди-
няется к конденсатору ректификационной колонны. Эта труба присоеди-
нена к трубе 2, опущенной на дно сосуда.
Испаряющийся в танке кислород может отводиться или по трубе 3
обратно в -колонну, или -в змеевик и через вентиль 4 в газгольдер.
Слив жидкого кислорода в транспортный танк или газификатор
производится по трубе 2 через вентиль 9. Для переливания надо со-
здать в сосуде небольшое избыточное давление, что достигается -с по-
мощью вентиля 10. Жидкий кислород, протекая по трубке 5, испаряет-
ся и через трубу 6 входит внутрь внутреннего шарового сосуда Л, в ре-
зультате чего давление повышается.
В случае наполнения из транспортного танка присоединяют рукав
к вентилю жидкости 9 и открывают вентиль 4 для испаряющегося кис-
лорода. Вентили у указателя уровня держат открытыми. После этого
открывают вентиль жидкости и производят наполнение стационарного
танка.
Внутренний шар при помощи болтов и цепей прикреплен к наруж-
ному кожуху.
1 Ишкин И. П., Серебрянская Б. Н. и Соколов П. П., Первый опыт
перевозки кислорода в железнодорожных цистернах. „Бюллетень Главкислорода".
1946, № 1.
5
Рис. 7-3. Стационарный .танк, разрез и боковой вид.
а указатель уровня жидкости; б — предохранительный клапан; в — вентиль выхода газа из змеевика; г — манометр до 2 ати.
§ 7-6]
Транспортные танки
363
Благодаря такому соединению внутренний шар предохраняется от
деформации 1при перевозке танка.
Внутренний шар изготовляется из тонкой листовой латуни или меди.
Пространство между внутренними и наружными сосудами запол-
нено изоляцией. В качестве .изоляции применяется углекислая магнезия
или мипора.
В случае проникновения влаги воздуха в изоляцию она конденси-
руется в пространстве между сосудами, вызывая в свою очередь уси-
ленное проникновение в это пространство воздуха. В результате этого
изоляция увлажняется и теряет свои теплоизолирующие свойства.
Во избежание увлажнения изоляции в пространство между сосуда-
ми пропускается кислород, который идет через трубку 7. Испаряющие-
ся газы проходят в змеевик по трубке 8 и через вентиль 4 в газголь-
дер. Змеевик помещен в изоляционном пространстве, вследствие чего
холодные газы охлаждают это пространство и, таким образом, замед-
ляют увлажнение изоляции наружным воздухом. При применении ми-
поры в качестве изоляции в нее вместо кислорода подводят сухой азот
или воздух.
Давление в танке должно быть не более 0,7 ати.
Для предохранения танка от чрезмерного повышения давления
имеется предохранительный клапан.
Размеры стационарных танков приведены в табл. 7-2.
Таблица 7-2
Размеры стационарных танков
Наименование 800 ж8 1 000 ж3 1 600 ж3 2 500 ж3 3 300 ж3 6 600 ж3 10 000 ж3
Максимальная емкость, л . . 1 003 1 317 2 007 3 003 4 003 8 005 12 057
Наполнение, л 984 1296 1 992 2 998 3 984 7 990 12 036
Наполнение газа, м3 при 15° С и 760 мм pm. cm ’820 1 080 1 660 2 490 3 320 6 660 10 030
Вес порожнего танка прибли- зительно, кг 1 000 1 070 1 480 1 800 2 190 3110 5100
Вес жидкого кислорода, кг 1 120 1 465 2 250 3 380 4 500 9 030 13 600
Общий вес, кг 2 120 2 535 3 780 5 180 6 690 12 140 18 700
Наружный диаметр, мм . . . 1 758 1 868 2 082 2310 2 492 3 000 3 464
Диаметр основания, мм . . . 1 858 1 969 2 182 2 410 2 602 3 000 3 464
Высота без колпака, мм . . . 1 865 1 900 2 120 2 350 2 530 3016 3814
Общая высота с колпаком, мм 2 170 2 265 2 982 2 712 2 895 3 380 3 877
Высота примыкания к аппа- рату, мм 1915 2 016 2 246 2 476 2 670 3 153 3 626
Испарение в час, % 0,33 0,3 0,25 0,22 0,18 0,15 0,12
7-6. ТРАНСПОРТНЫЕ ТАНКИ
Транспортные танки служат для доставки жидкого кислорода по-
требителям и перевозятся на автомобилях.
Транспортный танк (рис. 7-4) во многом имеет сходство со стацио-
нарным танком. Он состоит также из внутреннего шарового сосуда Л,
изготовленного из тонкой листовой латуни, наружного стального шаро-
вого сосуда В и цилиндрического кожуха С. Внутренний шаровой сосуд
прикрепляется 'болтами и цепями к наружному шарообразному сосуду.
Наполнение и слив транспортного танка производятся через вен-
тиль жидкости 1 и трубу 2, опущенную на дно сосуда. Образующиеся
во время наполнения пары отводятся через змеевик 3 и вентиль 5
в атмосферу. Холодные газы, проходя через змеевик, охлаждают изо-
Рис. 7-4. Транспортный танк. Продольный разрез и боковой вид.
и — указатель уровня жидкости; б —манометр до 2 ати\ в —пробка трубы для продувки латунного Шара; г— пробка трубы с предохранительным диском; 5—вентиль вы-
хода, газа из змеевика; а —вентиль непосредственного выпуска газа; л?—ртутный предохранительный затвор; з —предохранительный клапан.
§ 7-7]
Вакуумные сосуды, сосуды Дьюара
365
ляцию. От змеевика ответвлена трубка с отверстиями, которая служит
для подачи сухого кислорода в слой изоляции и тем самым предотвра-
щает попадание влажного воздуха снаружи.
Транспортный танк снабжен манометром, указателем уровня, 'пре-
дохранительным клапаном и на случай его порчи ртутным предохрани-
телем 6. Кроме того, наружный сосуд снабжен предохранительной мем-
браной, защищенной колпаком с отверстиями.
Пространство между внутренним и наружным шарообразными со-
судами тщательно изолируется. Для осмотра изоляционного простран-
ства служит ток в наружном сосуде В. Осмотр внутреннего сосуда
производится через особое отверстие.
Для повышения давления во время переливания жидкости из танка
служит вентиль добавочного давления 8; жидкость подается через
трубку 7 в испаритель 9; образующийся газ по трубе 10 попадает во
внутренний сосуд, в пространство над жидкостью, где создается давле-
ние, в результате чего жидкость вытесняется через трубу 2 и вентиль
жидкости 1. Вентиль добавочного давления нужно держать открытым
до увеличения давления до 0,5 ати.
Если изоляция становится влажной или оседает, сильно увеличи-
вается испарение жидкого кислорода. В этом случае необходимо заме-
нить изоляцию или пополнить ее количество.
При наполнении танка жидким кислородом оба вентиля выхода га-
за должны быть открыты, а вентиль добавочного давления 8 закрыт.
В работе танка могут наблюдаться неполадки, заключающиеся
главным образом в примерзании вентилей, замерзании трубок и неис-
правной работе указателей уровня. В случае замерзания вентилей их
отогревают теплой водой, в случае замерзания трубок нужно отогреть
весь танк.
Раз в 6 мес. необходимо промывать танк от масла, а затем проду-
вать его теплым сухим воздухом или азотом. В качестве растворителя
для промывки используют дихлорэтан, трихлорэтилен или этиловый
спирт.
Потери в транспортных танках происходят во время наполнения,
слива и испарения при перевозке.
Размеры транспортных танков приведены в табл. 7-3.
Таблица 7-3
Наименование 500 ж8 1 000 ле3 1 403 ле8 2 400 я8
Емкость, л 660 1 377 2 007 3 003
Наполнение, л 648 1 296 1 992 2 988
Наполнение газа, mz 540 1 080 1 660 2 490
Вес сосуда, кг 382 585 695 1 055
Вес кислорода, кг _ 733 1 465 2 965 3 380
Общий вес, кг . 1 115 2 050 2 960 4 435
Диаметр внешний, мм 1 487 1 748 1 934 2 165
Диаметр фундамента, мм 1 587 1 848 2 034 2 080
Высота, мм 1 558 1 816 2 000 2218
Тип требуемого грузовика, tn . . . 1,5 2,5 3,5 5
Потери через испарение, % . 0,42 0,34 0,3 0,26
7-7. ВАКУУМНЫЕ СОСУДЫ, СОСУДЫ ДЬЮАРА
Для хранения малых количеств жидкого кислорода от 2 до 50 л и
других сжиженных газов применяются сосуды с вакуумной изоляцией —
сосуды Дьюара (рис. 7-5).
366
Хранение и транспорт кислорода
[гл. 7
690
------.----^Ф372 ----—
Рис. 7-5. Сосуд Дьюара.
вреждения внутренний сосуд с
кожух с ручками. Пространство
кожухом заполняется изоляцией
Шаровой сосуд имеет шейку
диаметром 15 мм, длиной от 200
до 300 мм из сплава с малой теп-
лопроводностью, через которую
«крепится к внешнему сосуду.
В пространстве между шаровым
сосудом и внешней медной шаро-
вой оболочкой создается разре-
жение до 0,001 мм рт. ст. После
этого свинцовая трубка сжи-
мается, отрезается и запаивает-
ся. Внизу шарообразного медно-
го сосуда с наружной стороны»
имеется сетка, наполненная
активированным углем или сили-
кагелем. Когда в сосуд на-
ливают сжиженный таз, происхо-
дит охлаждение активированного
угля, который адсорбирует ос-
тавшийся газ в пространстве
между сосудом и оболочкой, при
этом создается весыма высокий
вакуум, доходящий до 10"6 мм
рт. ст.
Безвоздушная прослойка яв-
ляется хорошей изоляцией, бла-
годаря чему потери холода весь-
ма незначительны. Для уменьше-
ния потерь за счет лучистого
теплообмена поверхности вну-
треннего и наружного шаров по-
лируются. Для защиты от по-
оболочкой заключается в железный
между внешним шаровым сосудом и
. Сосуд Дьюара подвешен в кожухе
при помощи пружины для предохранения его от резких ударов при пе-
реноске.
Таблица 7-4
Сосуды Дьюара для хранения сжиженных газов
Полезная емкость сосуда Вес порожнего сосуда, кг Габариты Потери на испа- рение, %/ч
л кг диаметр, мм высота, мм
5 5,65 3,7 240 492 0,8
10 11,34 7,9 300 620 0,5
15 16,95 17,6 370 660 0,4
25 28,25 22 460 780 0,3
50 56,5 40 540 880 0,25
Горлышко сосуда Дьюара закрывается пробкой с отверстиями для
свободного выхода газа наружу.
Сосуды Дьюара указанной конструкции достаточно прочны, вакуум
сохраняется в течение 1—2 лет. В случае больших потерь жидкости не-
обходимо возобновить вакуум и адсорбент заменить новым.
Основные размеры сосудов Дьюара приведены в табл. 7-4.
§ 7-8]
Газификаторы
367
7-8. ГАЗИФИКАТОРЫ
Для превращения жидкого кислорода в газообразный и для на-
полнения баллонов применяются специальные аппараты—газификато-
ры. Различают два типа газификаторов: теплые и холодные.
При небольшом расходе кислорода, когда требуется значительное
давление газа, применяются теплые газификаторы; в случае большого
расхода кислорода применяются холодные газификаторы.
В теплых газификаторах нельзя хранить жидкий кислород вслед-
ствие его быстрого испарения в течение короткого промежутка време-
ни. В холодных газификаторах испарение жидкого кислорода происхо-
дит медленно, и в них можно хранить большие количества ж.идкого ки-
слорода в течение сравнительно длительного промежутка времени.
Газификаторы испаряют кислород под давлением. В теплых гази-
фикаторах развивается давление от 150 до 170 ати, в холодных гази-
фикаторах— от 15 до 30 ати.
а) Теплые газификаторы
Теплый газификатор (рис. 7-6) представляет собой стальной ци-
линдрический сосуд 1, изготовленный из цельнотянутой трубы с обжа-
тым дном. Сверху баллон закрывается крышкой 2. Герметичность га-
зификатора достигается с помощью уплотняющей головки 4, которая
прижимается к корпусу нажимными болтами 3.
Рис. 7-6. Теплый газификатор—газификатор высокого давления.
а—гильза термометра; б — клапан предохранительный; в — манометр; г — предохрани-
тельная мембрана; д—вентиль спуска давления; е — пробка продувки; ж—штуцер
налива воды в кожух; з—обратный клапан; и—рамповый вентиль; яг—баллон;
л —кран слива воды.
Внутри стального сосуда помещается тонкостенный латунный со-
суд 5, который наполняется жидким кислородом.
Между стальным и латунным сосудами имеется воздушная тепло-
изолирующая прослойка. Если бы стенки латунного цилиндрического
сосуда прилегали вплотную к стенкам стального сосуда, то при напол-
нении его жидким кислородом происходило бы бурное испарение. При
368
Хранение и транспорт кислорода
[ гл. 7
наличии же изолирующей воздушной прослойки испарение кислорода
при наполнении незначительно. Латунный сосуд сообщается с простран-
ством между обоими сосудами, поэтому давление внутри латунного и
стального сосудов будет одинаковое, и стенки внутреннего сосуда не
подвержены давлению.
Теплый газификатор рассчитан на рабочее давление 165 ати и ис-
пытывается гидравлически на 250 ати.
Газификатор помещается в цилиндрический бак 6, наполненный
водой. Подогревание воды производится паром через змеевик 7 или
электронагревателем.
Жидкий кислород сливается в газификатор из танка или из сосуда
Дьюара через пробку 8. Наполнение газификатора производится с по-
мощью шланга, который присоединяется к пробке наполнения. Перед
наполнением надо медленно открывать пробку с тем, чтобы спустить
давление, и после этого снять пробку. Если при наполнении газифика-
тора замечается бурное испарение, то это указывает на порчу латун-
ного сосуда. В этом случае необходимо принять меры для ремонта
внутреннего сосуда.
Через отверстия в горловине (уплотняющей .головке) проходят все
трубопроводы. За счет .притока тепла жидкий кислород испаряется и
внутри газификатора создается давление. Жидкость по трубе 9 пере-
давливается в змеевик 10, находящийся в водяной ванне, и поступает
в змеевик-испаритель 11, погруженный в жидкий кислород. Из испари-
теля 11 кислород проходит наружный змеевик 12, подогревается и по
трубке 13 через обратный клапан направляется в баллоны, присоеди-
ненные к наполнительной рампе.
При работе с теплыми газификаторами надо следить за тем, чтобы
все отверстия и трубопроводы были чисты от масла, пыли и влаги.
Кислород, идущий на газификацию, также должен быть очищен от
масла и ацетилена. При заполнении теплого газификатора теряется 5—
10% кислорода от емкости.
б) Холодные газификаторы
Холодные газификаторы применяются при большом расходе кисло-
рода и позволяют иметь давление кислорода от 15 до 30 ат.
Холодный газификатор (рис. 7-7) состоит из шарового сосуда А,
изготовленного из стали, отжигаемой после сварки, внутри которого
находится тонкостенный сосуд из латуни или меди. Воздушная прослой-
ка между ними является изоляционной и не допускает быстрого испа-
1
Рис. 7-7. Холодный газификатор.
а — предохранительный клапан; б — вентиль жидкости; в — манометр; г — запорные вентили; д вен-
тиль для спуска газа; в —пробные вентили; лк? —наполнительный штуцер, з —указатель уровня;
н —обратный шариковый клапан; к — хранилище газа под давлением.
§ 7-9]
Транспортная газификационная установка
369
рения кислорода. Внутренний сосуд служит для приема холодного
жидкого кислорода, в его верхней части имеются отверстия, -поэтому
все давление паров кислорода передается стальному сосуду. Стальной
сосуд помещается в кожухе, заполненном изоляцией, и подвешен в нем
на цепях.
С наружной стороны газификатора помещаются приборы, служа-
щие для контроля: указатель уровня, манометр, предохранительный
клапан. Кроме того, для контроля уровня жидкости в сосуде имеются
три пробных вентиля.
Наполнение газификатора производится с помощью рукава, при-
соединяемого к штуцеру вентиля жидкости. Перед наполнением гази-
фикатора спускается давление через вентиль спуска газа. За наполне-
нием следят по указателю уровня и по пробным вентиля-м. Образую-
щийся при наполнении газообразный кислород отводится через вентиль
спуска газа наружу. После наполнения газификатора закрывают снача-
ла вентиль жидкости на танке, а потом через некоторое время вентиль
жидкости на газификаторе.
Газообразный кислород из сосуда А направляется по трубе 1 че-
рез обратный клапан в ресивер, поддерживающий определенное давле-
ние, откуда по трубе 2 через вентиль 3 поступает в трубопровод 4,
идущий к потребителю. Для более быстрого поднятия давления в гази-
фикаторе газ из резервуара давления направляют по трубе 5 через вен-
тиль 6 в газификатор.
Жидкий кислород из газификатора течет по трубе 8 в змеевик, на-
ходящийся в водяной ванне. Здесь происходит испарение жидкости, и
газообразный кцслород по трубе 9 через вентиль 10 направляется в тру-
бопровод 4. При усиленном расходе кислорода для подогрева жидко-
сти, находящейся в газификаторе, выходящий по трубе 9 теплый газ
направляется через вентиль 11 (при закрыто-м вентиле 10) по трубам
12 и 13 обратно в газификатор. При подогреве жидкости происходит
более сильное испарение, а газ по трубе 14 идет в змеевик 15 через во-
дяную ванну и далее по трубе 16 в трубопровод 4,
Если давление в газификаторе поднимается слишком высоко, то
закрывают вентиль И, открывают вентиль 10, и тогда жидкость, про-
ходя по трубе 8 в змеевик 17 и испаряясь там, уходит по трубе 9 в тру-
бопровод 4. Следовательно, в этом случае подогревания жидкости
в газификаторе не происходит.
7-9. ТРАНСПОРТНАЯ ГАЗИФИКАЦИОННАЯ УСТАНОВКА
Транспортная газификационная установка монтируется на грузо-
вом автомобиле.
На рис. 7-8 изображена схема газифицирующей установки.
Автомобиль с танком, наполненным жидким кислородом, подъез-
жает к потребителю, газифицирует требуемое количество, наполняет
баллоны кислородом под давлением 150 ати и выдает их потребителю.
Схема транспортного газификатора приведена на рис. 7-9, а на
рис. 7-10 изображена схема подогревания воды для газификации.
Установка состоит из двух теплых газификаторов А, помещенных
в общую ванну Б (рис. 7-9), нахюлненную водой, которая подогревает-
ся газами от автомобильного двигателя.
Жидкий кислород (рис. 7-9) наливают из танка в газификатор че-
рез штуцер 1. По трубе 2 жидкий кислород поступает в змеевик В, рас-
положенный в водяной ванне, испаряется, по трубе 3 идет в змеевик 4
внутри газификатора А. В змеевике 4 происходит конденсация газооб-
24 с- Я Герш.
Рис. 7-8. Транспортная газификационная установка. Боковой вид.
370 Хранение и транспорт кислорода
§ 7-9]
Транспортная газификационная установка
371
разного кислорода и одновременное испарение жидкого кислорода
внутри газификатора, вследствие чего давление быстро возрастает и
количество жидкого кислорода, уходящего из газификатора, увеличи-
вается Из змеевика 4 кислород по трубе 5 через обратный клапан 6
направляется в добавочный змеевик Т, где он испаряется, и по трубе 7
идет в наполнительную рампу, к которой присоединены баллоны.
Рис. 7-9. Схема газификационного устройства транспортной
газификационной установки.
Рис. 7-10. Подогрев воды в теплых газификаторах
транспортной газификационной установки.
1—вентиль; 2 — труба; 3—труба; 4—насос; 5—змеевик; 6—мотор;
/—глушитель; 8 — радиатор; 9—газификаторы; 10—шибер.
Выпуск кислорода из газификатора производится по трубе 12.
Подогрев воды (рис. 7-10) осуществляется следующим образом.
Горячая вода из рубашки мотора при открытом вентиле 1 может по-
ступать по трубе 2 в ванну, откуда по трубе 3 подается в радиатор.
Циркуляция воды поддерживается насосом. Уходящие газы из мотора
с помощью шибера могут быть направлены в змеевик 5 для подогрева-
ния воды и ускорения процесса газификации.
24*
372
Хранение и транспорт кислорода
[гл. 7
Производительность газификационной установки составляет
100 мъ!ч. В настоящее время применяют транспортные тарификацион-
ные установки, снабженные кислородным насосом вместо теплых гази-
фикаторов. Конструкция такого насоса изображена на рис. 7-14, 7-15.
7-10. НАСОСЫ ЖИДКОГО КИСЛОРОДА
Кислородные насосы применяются для подачи кислорода под дав-
лением 165—170 ати непосредственно из блока разделения. В послед-
ние годы кислородные насосы стали применяться для непрерывного
процесса газификации кислорода, что позволяет избежать периодич-
ность работы теплых и холодных газификаторов и связанных с этим
больших потерь, а также обеспечивает большую безопасность процесса
газификации.
Рис. 7-11. Насос жидкого кислорода с кулисным механизмом. Внешний вид.
/—электромотор трехфазного тока; 2— регулировочный винт; 3— червлчйый редуктор; 4—шатун;
5 —выносная направлющая; 6—рычаг; 7—оснозная напразляю'дая.
На рис. 7-11 изображен внешний вид механизма движения кисло-
родного насоса с кулисным механизмом, позволяющим изменять длину
хода плунжера и тем самым регулировать производительность насоса,
а на рис. 7-13 изображена цилиндровая группа насоса.
На рис. 7-12 показана кинематическая схема изменения хода плун-
жера насоса с помощью кулисного механизма. Ось вращения кривошин-
ного вала редуктора насоса О связана с неподвижной осью О\
шарнирной передачей в точках А и С, а также рычагом OjA. Меняя
положение шарнира А с помощью винта 2 (рис. 7-11) и направляющей
планки, можно менять величину плеча AD. В зависимости от величины
плеча AD изменяется длина хода плунжера.
§’7-10]
Насосы жидкого кислорода
373
При максимальном размере плеча AD длина хода плунжера
будет наибольшая, а при минимальном — наименьшая S3.4
Основные данные насоса типа НЖК-30 следующие:
Производительность ..................
Давление нагнетания (максимальное) . .
Диаметр плунжера.....................
Радиус кривошипа, устанавливаемый при
наладке насоса . . . . .
Редуктор с передаточныхМ числом . . . .
Электромотор типа АЛ-41-4............
Число оборотов . . ............
Максимальный ход плунжера............
до 40 м*/ч (по газообразному кислороду)
200 ата
15 мм
от 0 до 60 мм
15,5
1,7 кет
1 420 в минуту
70 мм
На рис. 7-13 изображена цилиндровая группа насоса жидкого ки-
слорода. Плунжер 1 изготовляется из нержавеющей стали 1Х18Н9Т.
Графито-асбестовое уплотнение 2 состоит из чередующихся прессо-
ванных колец прографиченного асбеста, слоя чешуйчатого графита и
Рис. 7-12. Кинематическая схема изменения хода плунжера насоса
с помощью кулисного механизма.
ЛВ=305 мм; ВС=40 мм; £С=165 мм; OiA=225 мм; AD регулируется на ходу.
шайбы из цветного .металла, предназначенной для более равномерного
распределения уплотняющего усилия при поджатии сальника.
Для обеспечения направления плунжера и уменьшения его про-
дольного изгиба имеется графитовая втулка 3, изготовленная из гра-
фита марки АМГ-3.
Просачивающийся через сальник и собирающийся в фонаре ки-
слород может быть отведен в конденсатор колонны. Из фонаря идет
контрольная трубка 4, и по .выходу кислорода можно судить о состоя-
нии сальника.
Всасьнвающий и нагнетательный клапаны насоса шарикового типа
374
Хранение и транспорт кислорода
[гл. 7
изготовляются из нержавеющей стали, а седла из латуни ЛЖ Мц-59-
1-1; головка и корпус втулки цилиндра из латуни ЛС-59-1.
Через головку и рубашку насоса пропускают азот, уходящий из
верхней колонны блока разделения.
Цилиндр насоса крепится к раме через теплоизоляционную тексто-
литовую .плиту 5.
На рис. 7-14 и 7-15 изображен насос жидкого кислорода, предна-
значенный для газификационной установки. В этом случае насос нахо-
Рис. 7-13. Цилиндровая группа насоса жидкого кислорода.
/ — плунжер из нержавеющей стали; 2—графито-асбестовый сальник; 3—графитовая
втулка; 4—контрольная трубка; 5—текстолитовая плита.
дится вне блока и предназначен для перекачки нетереохлажденного
кислорода.
Для улучшения условий всасывания жидкого кислорода насос вы-
полняется двухступенчатым. Первая ступень насоса находится всегда
под заливом жидким кислородом и служит для подачи жидкости под
давлением во вторую ступень, что исключает ее вскипание при всасы-
вании. Жидкий кислород через регулирующий поплавковый вентиль
4 поступает в камеру, в которой поддерживается определенный уро-
вень. При движении плунжера первой ступени слева направо жидкий
кислород, заполнивший объем цилиндра, через нагнетательный клапан
поступает во вторую ступень, откуда при движении плунжера справа
налево нагнетается при давлении 165 ати в испаритель.
Цилиндровая группа крепится через текстолитовую плиту 9 к ра-
ме. Насос располагается внутри кожуха и тщательно изолируется.
Основные технические данные двухступенчатого насоса следующие:
Производительность............ Q = 70 л/ч
Давление нагнетания............. р = 165 ати
Число ходов........................ п = 90 в минуту
Диаметр плунжера первой ступени . . = 36 мм
Диаметр плунжера второй ступени . . d2=20 мм
Рабочий ход первой ступени......... Si = 45 мм
Рабочий ход второй ступени......... S2 = 70 мм
Мощность электродвигателя.......... М=1,7 кет
Число оборотов.................. п = 1 420 в минуту
Рис. 7-14. Насос жидкого кислорода про-
да
К предохранительной мембранё
сброс газообразного кислорода
из бачка
изводительностью 70 л/ч для газификации,
/—рама насоса; 2—цилиндр; 3— плунжер со што-
ком; 4—клапан поплавковый; 5—клапан нагнета-
тельный; 6—сальник; 7— крейцкопф; 8—шатун;
9 — текстолитовая плита; /0—направляющая втул-
ка; // — втулка изолирующая; 12—корпус сальни-
ка; *13—втулка цилиндра; 14—корпус насоса;
15 — втулка нажимная.
о
Ц? /
Ф36
оси из специа.
графита
-Жидкий кислород
б испаритель
Отвод
I утески
9 11
15 1112
Из стали.
W8H9
Кислород газообразный
из поплавкового клапана
со
Сл
376
Хранение и транспорт кислорода
|,гл. 7
Рис. 7-15. Насос( жидкого кислорода производительностью 70 л/ч
для газификации. Внешний вид.
/ — насос; 2 — редуктор; 3 — электродвигатель; 4— рама насоса с кожухом; 5—мем-
брана предохранительная; 6 — вентиль запорный, 7—вентиль продувочный;
8 — венти 1ь анализный.
Насос имеет щелевое уплотнение. Плунжер и втулка изготовлены
из азотированной хромомолибденовой стали, зазо'р между ними состав-
ляет 0,04—0,06 мм. На плунжере проточены кольцевые канавки, являю-
щиеся лабиринтами и обеспечивающие равномерное распределение
давления на поверхность плунжера.
Для перекачки значительных количеств жидко-го кислорода при-
меняются сдвоенные насосы вертикального типа. На рис. 7-16 и 7-17
показаны продольный разрез и боковой вид кислородного насоса про-
изводительностью 850 л/ч для давления нагнетания Р = 165 ати.
Жидкий кислород должен подаваться в насос в переохлажденном
состоянии.
Движение плунжера осуществляется от электродвигателя, соеди-
ненного клиновидной ременной передачей со шкивом, на коленчатом
валу которого крепится шатун 13, последний через рычаг 14 и серьгу
15 передает движение плунжеру 6.
В нижней части цилиндра расположена графитовая втулка 7,
а в верхней части его имеется графито-асбестовый сальник, состоящий
из чередующихся прессованных колец прографиченного асбеста и че-
шуйчатого графита. В нижней части цилиндра расположена клапанная
головка с всасывающими и нагнетательными клапанами. Для охлаж-
дения цилиндра азот из разделительного аппарата входит через трубу
$ MOI
Насосы жидкого кислорода
377
Рис. 7-16. Сдвоенный вертикальный насос жидкого кислорода
производительностью 850 л/ч. Продольный разрез.
/ — цилиндр; 2 — клапанная головка; 3 — рубашка цилиндра; 4— клапан нагнетательный; 5 —клапан
всасывающий; 6 —плунжер; 7 —графитовая втулка; 8—сальник; 9— рама; /(/ — средник; // — кожух
коленчатого вала; 13— шатун; 14—рычаг, 15—серьга; 16 — крейцкопф; 17— направляющая крейцкопфа;
18 и 19 — трубы; 20 — ограждение; 21 — ма>овик; 22—пресс-масленка; 23—электродвигатель 14 кет;
24 —ремень клиновой.
18, омывает клапанную головку, проходит рубашку цилиндра 3 и вы-
ходит через трубу 19.
Техническая характеристика кислородного 'насоса следующая:
Производительность.............Q = 850 л/ч
Давление .........................р = 165 ати
Число цилиндров...................* = 2
Диаметр плунжера..................d = 40 мм
Ход плунжера......................S = 50 мм
Число ходов......................п = 230 в минуту
Мощность электродвигателя .... # = 14 кет
378
Хранение и транспорт кислорода
[гл. 7
Рис. 7-17. Сдвоенный вертикальный насос жидкого кислорода
производительностью 850 л/ч. Боковой вид.
7-11. ИСПАРИТЕЛЬ ТРИХЛОРЭТИЛЕНА
Для промывки и очистки транспортных и стационарных танков от
масла применяется трихлорэтилен (C2H4CI3). Трихлорэтилен испаряется
при температуре 88° С и направляется в очищаемый танк. Пар напол-
няет внутренний сосуд танка и все трубопроводы. Вследствие низкой
температуры стенок сосуда пар скоро конденсируется и растворяет все
количество масла, которое находится на стенках сосуда и труб, и стека-
ет по стенкам на дно сосуда. Отсюда загрязненный жидкий трихлор-
этилен продувается сжатым воздухом. Загрязненный трихлорэтилен
§ 7-LI ]
Испаритель трихлорэтилена
379
подвергается регенерации и дистилляции, после чего он .становится сно-
ва пригодным для очистки.
Испаритель трихлорэтилена (рис. 7-18) состоит из сосуда 1, в ко-
торый вливается трихлорэтилен через наливное отверстие, запираемое
газовой пробкой 2. Нагрева-
ние сосуда, установленного
на треножнике, производит-
ся круглой газовой горел-
кой 5, расположенной под
сосудом.
Аппарат снабжен мано-
метром 4, термометром, ко-
торый вставляется ib труб-
ку 5, и спускным кранам б.
Испаритель трихлорэтилена
присоединяется к танку с
помощью гибкого рукава 7.
Раньше чем присоеди-
нить испаритель трихлор-
этилена к танку, последний
следует отогреть и продуть.
После этого испаритель
присоединяется к наполни-
тельному штуцеру танка по-
средством гибкого рукава 7
и наливается определенное
количество трихлорэтилена
в зависимости от величины
танка согласно табл. 7-5.
Рис. 7-18. Испаритель трихлорэтилена.
После залива требуемого количества трихлорэтилена зажигают
горелку и ставят под испаритель. Вентиль жидкости танка 11 должен
быть закрыт.
При нагревании жидкость испаряется. При давлении в 1 ати в ис-
парителе открывают вентиль жидкости 11. На танке остаются закры-
та б л и ц а 7-5
Емкость танка, ж8 509 I 000 1 500 2 400 3 390 6 60') 10 000
Количество три- хлорэтилена, кг 10 15 20 25 30 48 60
тыми все вентили, за исключением одного вентиля добавочного давле-
ния. Образующийся пар переходит в танк и заполняет все трубопрово-
ды. Трихлорэтилен подогревают до тех пор, пока вся жидкость не ис-
парится, после чего закрывают вентиль-жидкости 11. В таком состоя-
нии оставляют танк до тех пор, пока пар в нем -не сконденсируется,
о чем судят по падению давления на манометре. Собирающийся на дне
танка трихлорэтилен выпускают, а танк продувают сжатым воздухом.
Трихлорэтилен применяется также для промывки от масла блока раз-
деления
380
Приборы и арматура: Автоматизация установок
1 ;[ гл. 8
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
КОНТРОЛЬНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ПРИБОРЫ И АРМАТУРА
А~ ТОМАТИЗАЦИЯ УСТАНОВОК ГЛУБОКОГО ХОЛОДА
Каждая установка глубокого охлаждения снабжается контрольно-
измерительными приборами и органами регулирования для управления
процессом и для правильной эксплуатации установки: манометрами,
дроссельными вентилями, указателями уровня, предохранительными
клапанами, переключателями и т. д.
Все контрольно-измерительные приборы устанавливаются на щите
управления разделительного аппарата.
Рис. 8-1. Щит контрольно-измерительных приборов блока
разделения кислородной установки.
В настоящее время ведутся работы по дистанционному управлению
и полной автоматизации установок глубокого охлаждения. В США име-
ются кислородные установки, полностью автоматизированные. В Со-
ветском Союзе уже осуществлена частичная автоматизация отдельных
элементов установок и в ближайшие годы будут выпущены кислород-
ные установки, полностью автоматизированные. Намечена автомати-
зация не только крупных установок, но также и кислородных установок
средней и малой производительности.
На -рис. 8-1 показан щит управления с контрольно-измерительными
приборами для воздухоразделительного аппарата. На щите располо-
жены манометры, дроссельные вентили, указатели уровня, анализные
вентили и т. д.
§8-1]
Дроссельные вентили
381
Рис. 8-2. Щит контрольно-измерительных приборов и пульт дистанционного упра *-
ления кислородной установки низкого давления производительностью 5 000 м*
кислорода в час.
На рис. 8^2 показан щит с контрольно-измерительными приборами
и пульто’м дистанционного управления кислородной установки низкого
давления производительностью 5 000 м3 кислорода в час.
Рассмотрим сначала регулирующие и контрольно-измерительные
приборы, которыми оснащаются кислородные установки в настоящее
время, а затем коснемся вопросов автоматизации установок глубокого
холода.
8-1. ДРОССЕЛЬНЫЕ ВЕНТИЛИ
Дроссельный вентиль — один из наиболее ответственных органов
управления, предназначенный для регулирования потоков в установке.
В дроссельном вентиле происходит истечение жидкости или газа с по-
нижением давления.
Неправильно спроектированный или недостаточно точно изготов-
ленный дроссельный вентиль может быть причиной неустойчивой рабо-
ты и, в отдельных случаях, может повлечь за собой -полное нарушение
работы установки.
В кислородных установках применяются дроссельные вентили для
дросселирования газов и для дросселирования жидкости.
Для плавного регулирования потоков необходимо, чтобы в дрос-
сельном вентиле сечение для -прохода газа и жидкости -при повороте ма-
ховика изменялось незначительно.
На рис. 8-3 изображена конструкция дроссельного вентиля, пред-
назначенного для дросселирования воздуха высокого давления. Вен-
тиль имеет шпиндель S, входящий на резьбе в отверстие корпуса вен-
тиля 5. Воздух высокого давления проходит через отверстие /, через
проходное сечение вентиля и выходит через боковой штуцер 2.
Шпиндель 8 соединен на пайке с трубкой 9, которая в свою оче-
редь соединена со шпинделем 11, проходящим через сальник 12.
К трубке 10 припаяны корпус сальника 12 и ниппель 7, который
прикрепляется к корпусу 3 соединительной гайкой 4.
Сальниковая набивка 21 состоит из хлопчатобумажного или асбе-
стового шнура, -пропитанного парафином, и уплотняется втулкой 19
с помощью гайки 18.
На конец шпинделя насажен маховик 26, закрепленный гайкой 24.
382
Приборы и арматура. Автоматизация установок
[гл. 8
з;«
£ о 3
oil Рис. 8-4. Дроссельный вентиль
* | о усовершенствованной
sgg конструкции.
* S / — корпус; 2 — шпиндель; 5— тепло-
аз ч | вой мостик из текстолита; 4—тексто-
§ литовая прокладка; 5—труба; 6—на-
«ж.. бивка сальника; 7—шпиндель на-
I ружный; 8—наружная обойма с
2, Зя резьбой для шпинделя; 0—крепле-
ние со шпинделем; 10— маховичок.
Конусность О, OU -0,06
а.) 6) 6)
Рис. 8-5. Наконечники шпинделя дроссельного вентиля.
а —наконечник с углом конуса 120°; б —наконечник с углом конуса зо°-
в—наконечник дросселя установки ,Эйр-Продактс*.
а) б)
Рис. 8-6. Наконечники шпинделя дроссельного вентиля,
а—наконечник для дроссельного вентиля высокого давления; б—наконечник для дроссельного вентиля низкого давления.
§ 8-1 ] Дроссельные вентили 383'
384
Приборы и арматура. Автоматизация установок
[ гл. 8
ма незначительно, что позволяет
Рис. 8-7. Маховичок дроссельного
вентиля со стрелками, указывающи-
ми число оборотов и угол поворота
шпинделя.
/ — стрелка; 2—-груз; 3 — зубчатая передача;
4 — циферблат; 5—плексиглас; 6 — корпус
маховика.
На корпусе сальника закрепляется диск с делениями 15, а на
шпинделе — стрелка-указатель 20.
Крепится дроссельный вентиль при помощи лапы со стороны кор-
пуса 5; со стороны щита управления корпус сальника шестигранной
формы входит в соответствующий шестигранник фланца 27, благодаря
чему дроссельный вентиль сохраняет устойчивость и не поворачивается
при вращении маховика.
Шаг нарезки на шпинделе мелкий и при -поворачивании маховика
щель между конусом шпинделя и корпусом вентиля 3 изменяется весь-
плавно регулировать количество газа,
проходящее через отверстие шпин-
деля.
На конце шпинделя 8 со стороны
входа газа имеется трехгранная приз-
ма, предназначенная для очистки
отверстия вентиля от накопившихся
твердых частиц влаги и углекислотьп.
Более совершенная конструкция
дроссельного вентиля показана на
рис. 8-4. Для уменьшения потерь холо-
да шпиндель имеет «тепловой мостик»
из текстолита и, кроме того, преду-
омотр ен а тексто л итов а я прокл а дка,
соединяющая теплые и холодные ча-
сти корпуса дроссельного вентиля.
Инж. Сошинским А. М.1 в лабо-
ратории глубокого холода МВТУ
имени Баумана был разработан ряд
вентилей новых типов. Обычно * при-
нятая форма наконечников (рис. 8-5,а,
б, в) для дроссельных вентилей
нс позволяет производить тонкую
и плавную регулировку потока газа.
Предложенная Сошинским новая фор-
ма наконечника (рис. 8-6,а б) для дроссельных вентилей низкого и вы-
сокого давления позволяет производить тонкую регулировку и дроссель-
ный вентиль не забивается твердыми частицами двуокиси углерода.
В цилиндрическом наконечнике делается прямоугольная прорезь и про-
ходное сечение постепенно увеличивается по мере выдвигания шпин-
деля.
Дроссельные вентили такого типа снабжены маховичками со
стрелками, указывающими число оборотов и угол поворота шпинделя.
Конструкция маховичка (рис. 8-7) следующая. На оси, соединенной
со шпинделем дросселя, установлен груз с прикрепленным на нем ци-
ферблатом. На этой оси находится стрелка, показывающая угол по-
ворота. От той же оси через зубчатую передачу вращается вторая
стрелка, указывающая число оборотов. Груз с циферблатом остается
неподвижным при вращении корпуса маховичка.
Для предотвращения утечек газа через сальники дроссельных вен-
тилей были сконструированы дроссельные вентили с сильфонными
уплотнениями, показавшие хорошие результаты при испытаниях в лабо-
ратории глубокого холода МВТУ имени Баумана.
1 Сошинский А. М. Незасоряющийся дроссельнош вен7иль тонкой регули-
ровки для разделительных аппаратов, „Кислород*, 1952, 1.
Герш.
Рис. 8-8. Дроссельный вентиль высокого давления с сильфонным уплотнением и теплоизоляторами.
/ — корпус. 2—шпиндель с наконечником; 5—труба; 4—сильфон; 5 — шпонка; 6, 7—текстолитовые прокладки для шпинделя и корпуса;
S и 9— винты; 10— кольцо разъемное; 11—кольцо прижимное; 12 —шпиндель наружный; 13—гайка привода; 14—болт крепления; /5 —винт;
16— кольцо прижимное; /7—фланец крепления.
§ 8-1 ] Дроссельные вентили
Рис. 8-9. Дроссельный вентиль низкого давления с сильфонным уплотнением.
/-—корпус; 2—шпиндель внутренний; 5—труба; 4—сильфон; 5—шпонка; грибок клапана; 7—гайка грибка; 5—текстолитовая прокладка для
шпинделя; Р —текстолитовая прокладка для трубы корпуса; 10 и // — болты; 12—кольцо разъемное; 13—кольцо прижимное; 14—шпиндель на-
ружный; /5—гайка привода; 16—винт; /7—кольцо прижимное; 18—фланец крепления; /$—сальник; 20— прокладка.
Приборы и арматура. Автоматизация установок
00
Рис. 8-10. Клапан запорный с сервомотором и сильфонным уплотнением.
/ — корпус; 2—шпиндель внутренний; 3—труба; 4—сильфон; 5—шпонка; б—грибок клапана; 7—гайка грибка; 8—текстолитовая прокладка для шпинделя; текстоли-
товая прокладка для трубы корпуса; 10 и //—болты; 12—корпус сальника; 13—сальниковое кольцо; 14— прижимное кольцо; 15—шпиндель наружный; 16— уплот-
няющая набивка; /7—гайка сальника; 18—грундбукса сальника; 19—букса сальника;20—пробка сальника; 21 — поршень сервомотора; 22—гайка корончатая; 23—шай-
ба поршня; 24— корпус сервомотора; 25—крышка сервомотора; 26— штуцер маслопрозода; 27— гайка штуцера; 2$—ниппель маслопровода.
388
Приборы и арматура. Автоматизация установок
(гл. 8
На рис. 8-8 и 8-9 изображены дроссельные сильфонные вентили
высокого и низкого давления (со снятыми маховичками) и запорный
сильфонный вентиль (рис. 8-10) с масляным сервомотором. Отличи-
тельной особенностью этих вентилей является сильфон 4, который при-
паивается к шпинделю 2 и, таким образом, исключается возможность
утечек газа, шпиндель вентиля совершает возвратно-поступательное
движение. Для уменьшения -потерь холода предусмотрены текстолито-
вые прокладки между внутренним и наружными шпинделями и тексто-
литовые прокладки, соединяющие холодные и теплые части корпуса
дроссельных вентилей.
На рис. 8-10 с левой стороны показан сервомотор, приводимый
в действие от приказного механизма, подающего масло в полость ци-
линдра.
Такие запорные вентили с сильфонным уплотнением и сервомо-
торами хорошо зарекомендовали себя в работе.
8-2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЛОЩАДИ ПРОХОДНОГО СЕЧЕНИЯ
В ДРОССЕЛЬНОМ ВЕНТИЛЕ
установившемся режи-
и жидкости. Во время
проходит теплый газ,
пе-
Через дроссельный вентиль при пусковом и
ме будут проходить различные количества газа
пускового периода через дроссельный вентиль
причем наибольший объем проходящего газа будет в начальный
риод. Во время установившегося режима через дроссельный вентиль
проходит холодный газ или жидкость. Поэтому при расчете проходного
сечения дроссельных вентилей необходимо проводить определение раз-
меров проходного сечения во время пускового периода и при устано-
вившемся режиме.
Истечение газа через отверстие дроссельного вентиля происходит
при критической скорости вследствие того, что давление после дрос-
селирования ниже критического.
Критическое давление определяется по формуле
k
ь— 1
(8-1)
при k— 1,41
1,41
/*кр ___
Весовой расход газа через 1 м,г сечения при критическом давлении
после дросселя находится по уравнению
(7TTft1'tz/ce'c-K’1'
(8-2)
где р0 — начальное давление;
v0 — удельный объем при давлении р„.
Площадь сечения отверстия в дроссельном вентиле находится по
формуле
(8-3)
где ф — коэффициент расхода.
§ 8-2] Определение площади проходного сечения в дроссельном вентиле
389
В случае истечения через отверстие дроссельного вентиля ожи-
женного газа расчет производится по формулам истечения жидкости
из отверстия,
С достаточной для практических целей степенью точности можно
определить скорость истечения по формуле
Р1—Р2
(8-4)
где Pt — давление жидкости до дроссельного вентиля, кг}.»?',
рг — давление жидкости после дроссельного вентиля, кг[м*\
уж — удельный вес жидкости, кг[м\
Площадь проходного сечения определяется по формуле
где ф — коэффициент расхода;
w — скорость течения жидкости, м[сек\
Тж — удельный вес жидкости, /сг/лг3.
Пример 8-1. Определить проходные сечения для дроссельного вентиля низ-
кого давления при расходе воздуха 1 000 нм*/ч. Начальная температура Т = 300° К.
Давление перед дроссельным вентилем /ч = 6 апга. При установившемся режиме
через дроссельный вентиль проходит сжиженный воздух с содержанием кислорода
38%. Температура перед дросселем 100° К.
1. Пусковой период
Во время пуска необходимо пропустить через дроссельный вентиль 1 000 нм*
воздуха в час.
Удельный объем воздуха определяется по диаграмме ри-р для воздуха (1 часть,
диаграмма VI).
При р = 6 amat Т = 300° К
ри = 8 800 кГ*м/кг.
Удельный объем
8 800 Л .
и = = 0,147 м*/кг.
Имея в виду, что
^=0,535,
Ро
находим:
ркр =0,535*6 = 3,21 апга.
Так как в верхней колонне разделительного аппарата давление составляет
1,35 — 1,4 апга, то истечение воздуха будет происходить с критической Гскоростью.
Весовое количество воздуха, проходящего через 1 ж2 сечения, при критиче-
ской скорости равняется:
1
„ ( 2 \0,41 1/ 2-9.81-1.41-6-10* , „
°кр — (2,41) * У ----2741-0,147---= 1 365 кг!секм*
Весовое количество воздуха, проходящего через дроссельный вентиль, состав-
ляет:
1 000.1,293 Л _
G =»-----зэдо--= 0,359 кг/сек.
При коэффициенте расхода ф = 0,6 площадь проходного сечения равняется:
G
0 6\ 1 365 ^438-10-» л2 = 438 мм2.
390
Приборы и арматура. Автоматизация установок
(гл 8
Диаметр отверстия равен:
1/4Г
d = 1/ —=23,6 мм,
т к
2. Установившийся режим
Удельный вес жидкого воздуха при содержании 38э/о кислорода.
Весовая доля азота составит:
0,62-28
₽ — 0,62.28 + 0,38-32 °’587’
Удельный вес жидкого воздуха, исходя из условий аддитивности, опреде
ляется по формуле
JL 4-1
7Оа 690 1 090
где =690 кг/м* — удельный вес жидкого азота при Т = 100° К (рис. П-4);
7О = 1 090 кг/м*—удельный вес жидкого кислорода при Т = 100° К.
Скорость истечения
• “ 2г V 2-9.8116~11-5‘|-‘0‘ = 33.3 ./ее.
Через дроссельный вентиль кубовой жидкости проходит
G = 0,359 кг/сек.
При коэффициенте расхода ф = 0,6 общее проходное сечение составит:
G 0,359
F = фдауж 0,6-33,3.815—22’10’’ л2 = 22 млЛ
Примем величину кольцевого зазора 5 = 0,04 мм.
Площадь кольцевого зазора
^ = ^5 = 3,14-24.0,04 = 3,1 мм2.
Тогда площадь дросселируемого отверстия в канавке
FK = F — F0 = 22 — 3,1 =18,9 мм2.
При квадратном сечении ширина канавки (рис. 8-6,а)
b = = |/'Г8Т9 4,3 мм.
Угол наклона канавки примем равным а = 18°; отсюда
b 4,3
/==tga 0,327 13,2 мм
минимальная длина наконечника берется в 3 раза большей расчетной, т. е.
£ = 3/ = 13,2-3 = 39,6 = 40 мм.
8-3. УКАЗАТЕЛИ УРОВНЯ ЖИДКОСТИ
В установке глубокого охлаждения необходимо следить за уровнем
жидкости в испарителе и конденсаторе и ’.поддерживать определенную
высоту уровня.
Указатель уровня показывает высоту уровня жидкости в отдель-
ных аппаратах установки.
Указатель уровня для жидкостей, кипящих при весьма низких тем-
пературах. основан на следующем принципе (рис. 8-11).
§ 8-3]
Указатели уровня жидкости
391
Рис. 8-11. Схема указателя
уровня жидкости.
Находящаяся в трубке а
жидкость при низкой темпера-
туре испаряется при соприкос-
новении о теплыми стенками
трубки.
Образующиеся парнвиапвь
тывают со стороны жидкости,
находящейся ib сосуде, общее
давление плюс давление стол-
ба жидкости. Это давление пе-
редается на воду, налитую в
цилиндрическую трубку указа-
теля уровня. Указатель уровня
состоит из цилиндрической
трубки, на дно которой нали-
вается небольшое количество
Рис. 8-12. Указатель уровня жидкости,
/—цилиндрическая трубка; 2—трубка диаметром 4X6;
3—стеклянная трубка диаметром 4,5X7,5; 4—шкала;
5—донышко верхнее; 6—донышко нижнее; 7—до-
нышко внутреннее; 8—колено верхнее; Р—колено ниж-
нее; 10—гадка накидная; // — втулка; 12— штифт; 13—
пробка; 14— штуцер; 15—скоба для крепления; 15—
пластина распорная; 17 — сальниковое уплотнение;
18—трубка; 19—штуцер; 20—гайка штуцера.
воды. Цилиндрическая трубка
разделена перегородкой на
две части, одна из которых со-
единяется с паровым про-
странством, а другая—с ниж-
ней частью сосуда, высоту
уровня в котором требуется
определить. Нижняя часть ука-
зателя и трубка 6, присоединенная к конденсатору или испарителю,
находятся под давлением:
Р + Нъ
где Н — высота столба жидкости в сосуде;
Y — удельный вес жидкости;
р — давление в сосуде.
Верхняя часть д, соединенная с паровым пространством колонны,
находится под давлением р.
Разность давлений в нижней и верхней частях цилиндрической
трубки указателя уровня
р + Н^ — р = Н^
заставляет воду подниматься в водомерном стекле на высоту h.
По высоте уровня h в водомерном стекле можно определить уро-
вень жидкости в конденсаторе или испарителе.
392
Приборы и арматура. Автоматизация установок
[гл. 8
Трубка с, опускающаяся от горизонтальной перегородки в
жидкость, предназначается для спуска жидкости из верхней части, если
она туда случайно перебрасывается. Если высота измеряемого уровня
велика, в указатель вместо воды заливают тетрабромэтан с удельным
весом 2,96 г/см3.
Конструкция указателя уровня показана на рис. 8-12.
Мембранные указатели уровня. В последнее время
в стационарных и транспортных цистернах жидкого кислорода стали
применять мембранные указатели уровня.
В этих указателях уровня (рис. 8-13) разность давлений, создавае-
мая столбом жидкого кислорода, передается на мембранную коробку,
Рис. 8-13. Схема мембранного указателя уровня жидкости,
/—цистерна; 2—корпус прибора; 3 и 5—трубки; 4—мембранная коробка; тяга;
7—ось; 8— зубчатый сектор; шестерня; 10— стрелка; // — циферблат.
крышка которой выгибается. Прогиб крышки через механическую пере-
дачу передается на стрелку, указывающую на циферблате количество
жидкого кислорода, находящегося в цистерне.
Внутри герметичного корпуса 2 расположена мембранная коробка,
внутренняя полость которой через трубку 5 соединена с нижней частью
цистерны. Внутри мембранной коробки 4 давление больше, чем давле-
ние в корпусе 2, на величину давления столба жидкости в цистерне.
Под действием разницы давлений верхняя крышка мембранной короб-
ки выгибается. При увеличении высоты столба жидкости прогиб будет
увеличиваться, и (Посредством тяги 6 поворачивается ось 7, на которой
укреплен зубчатый сектор 8, поворачивающий шестерню 9, на оси кото-
рой закреплена стрелка 10. На циферблаты нанесены деления с указа-
нием весового количества жидкого кислорода в цистерне.
8-4. ЗАПОРНЫЕ ВЕНТИЛИ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
Запорные вентили ставят на трубопроводах там, .где требуется
перекрывать поток газа. Такие (вентили не пригодны для дросселирова-
ния газа, так как при незначительном повороте маховичка проходное
сечение резко изменяется, и поэтому получить требуемый перепад дав-
лений невозможно.
На рис. 8-14 показана конструкция запорного вентиля без сальни-
кового уплотнения с составным шпинделем из двух частей. Запорный
§ 8-5]
Трехходовой переключающийся клапан
393
вентиль указанной конструкции не допускает утечки газа через саль-
никовую набивку.
Вентиль состоит из корпуса 1, в который ввернуты на припое два
боковых штуцера 7. Проход газа осуществляется через боковые и цен-
тральное отверстие, закрываемое уплотняющим корпусом 5, который
плотно закрывает отверстие при поворачивании шпиндельной втулки 3.
Поворачивание втулки шпинделя производится посредством язычка 8.
Рис. 8-14. Запорный вентиль высокого давления.
/ — корпус вентиля; 2— верхняя часть шпинделя; 3— повора-
чивающаяся втулка шпинделя; 4—штифт; 5—уплотняющий
конус; 6— штифт; 7—штуцер; 8—планка; 9— прокладка; 10—
гайка; // — пружина; 12—маховичок; 13—колпаку 14 — гайка;
/5—фланец.
При вращении маховичка 12 поворачивается верхняя часть шпин-
деля 2 и через язычок 8 втулка шпинделя ввертывается или выверты-
вается, в результате чего она поднимается или опускается, т. е. откры-
вает или закрывает центральное отверстие.
Для крупных установок применяются запорные вентили с сальни-
ковым уплотнением.
8-5. ТРЕХХОДОВОЙ ПЕРЕКЛЮЧАЮЩИЙСЯ КЛАПАН
На рис. 8-15 показан трехходовой переключающийся клапан, при-
меняемый в установке Линде—Френкль производительностью 3 500 /и3
кислорода в час.
Вентиль состоит из корпуса 1, клапана 2 и седла клапана 3. Кла-
пан приводится в движение с помощью поршня 4 и закрепленного в нем
шпинделя 5. Сжатый воздух поступает в одну из полостей цилиндра 6,
а другая в это время сообщается с атмосферой. В результате поршень
может занимать одно из крайних положений и закрывать один или
другой проход для газа и тем самым изменять направление потоков.
Для уплотнения передвигающегося /шпинделя предусмотрены саль-
ники 7 и 8.
394
Приборы и арматура. Автоматизация установок
[ гл. 8
Рис. 8-15. Трехходовой переключающийся клапан.
Рис. 8-16. Вентиль для
баллонов.
8-6. ВЕНТИЛИ ДЛЯ БАЛЛОНОВ
Конструкция вентиля для баллонов изо-
бражена на рис. 8-16.
Особенность конструкции —.применение
сильфона вместо сальникового уплотнения.
Вентиль состоит из корпуса 1, уплотняю-
щего конуса 2, втулки 3, сильфона 4, прикреп-
ленного с одной стороны к верхней гайке,
с другой—к втулке.
При вращении маховика 5 встав-
ка 6 .поднимается или опускается и пере-
дает движение через внутреннюю часть шпин-
деля 7.
8-7. ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНЫЕ КЛАПАНЫ
В установках глубокого охлаждения уста-
навливаются предохранительные 'клапаны, ко-
торые служат для защиты машин и аппаратов
ог чрезмерного повышения давления.
§ 8-8]
Автоматический кислородный газоанализатор МГК-348
395
Применяются предохранительные клапаны пружинные и грузовые.
На рис. 8-17 изображен грузовой предохранительный клапан.
В корпусе клапана 1 сварной конструкции ввернуто на мягком
припое седло клапана 2. Клапан 3 прижимается к седлу посредством
рычага 4 с грузом 5, передвигающимся по рычагу. Нажатие клапана
Рис. 8-17. Предохранительный клапан.
/—сварной корпус; 2—седло клапана; <3—клапан; 4—рычаг; -5—груз; 6—упорный
стебель; 7 —валик; 5—упорная стойка; 9—направляющая стойка.
производится через центральный упорный стебель 6, укрепляемый на
рычаге с помощью валика 7.
На верхнем фланце корпуса крепятся две стойки 8 и 9, из которых
стойка 8 является шарниром для рычага, а стойка 9 является направ-
ляющей.
8-8. АВТОМАТИЧЕСКИЙ КИСЛОРОДНЫЙ ГАЗОАНАЛИЗАТОР МГК-348
Действие автоматического кислородного газоанализатора основа-
при измене-
восприимчи-
Рис. 8-18. Схема потока
газа в измерительной
камере магнитного газо-
анализатора МГК-348.
/ — измерительная камера; 2
и 3—чувствительные элемен-
ты; 4—полюсный наконечник
постоянного тока.
2/2?.?
но на принципе изменения магнитных свойств кислорода
нии температуры. Кислород обладает высокой ‘магнитной
востью, которая в 150 раз превосходит таковую
у азота, водорода и ряда других газов. С 'повы-
шением температуры 'магнитная восприимчи-
вость кислорода резко уменьшается.
При воздействии сильного магнитного поля
на кислород молекулы его намагничиваются и
начинают притягиваться магнитом. Если при
этом производить нагрев частиц кислорода, то
они теряют свои магнитные свойства и будут вы-
тесняться более холодными частицами. В свою
очередь холодные частицы, нагреваясь, будут те-
рять свои магнитные свойства и вытесняться но-
выми частицами.
Таким образом, создается непрерывный по-
ток газа — термомагнитная конвекция, скорость
которой будет зависеть от концентрации кислорода в анализируемой га-
зовой смеси.
На рис. 8-18 показана схема термомагнитного потока газа в измери-
рительной камере магнитного газоанализатора МГК-348.
В камере 1 симметрично установлены два чувствительных элемен-
та 2 и 3 в виде слюдяных пластин с платиновой обмоткой. Чувствитель-
ный элемент 2 находится в магнитном поле постоянного магнита 4,
396
Приборы и арматура. Автоматизация установок.
[гл. &
Рис. 8-19. Принци-
пиальная электриче-
ская схема магнитного
кислородного газо-
анализатора.
1 и 2— чувствительные
(нагревательные) элемен-
ты в измерительной и
сравнительной камерах;
3 и 4—уравнительные со-
противления; 5—реостат
для установления равно-
весия; миллиампер-
метр; 7—электрическая
батарея.
в то время как второй чувствительный элемент 3
расположен вне ‘магнитного поля. Частицы! кисло-
рода ‘притягиваются магнитом 4 и, проходя ‘через
нагретый чувствительный элемент 2, теряет свои
магнитные свойства. Одновременно происходят
охлаждение чувствительного элемента и изменение
его электрического сопротивления. Изменение со-
противления чувствительного элемента зависит от
содержания кислорода в контролируемой газовой
смеси. Оба чувствительных элемента составляют
плечи измерительного электрического моста.
Принципиальная электрическая схема магнит-
ного кислородного газоанализатора изображена на
рис. 8-19.
Чувствительный элемент 1 находится между
полюсами магнита. Анализируемый газ, содержа-
щий кислород, проходит через чувствительный эле-
мент 1 и, охлаждая, меняет его электрическое со-
противление. При этом равновесие моста нару-
шается и разность напряжений несбалансированно-
го электрического тока моста датчика заставляет
через электронный усилитель перемещать подвиж-
ной контакт по обмотке реохорда. Одновременно
перемещаются (стрелка и перо прибора, записы-
вающего содержание кислорода в газовой смеси.
Магнитные газоанализаторы МГК-348 выпускаются для анализа
смесей с содержанием Ог; 0—10%; 0—21%; 0—40%’; 21—60%;
21—100% и градуируются на % содержания кислорода.
8-9. АВТОМАТИЗАЦИЯ КИСЛОРОДНЫХ УСТАНОВОК НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ1
В настоящее время ведутся работы по автоматизации крупных
кислородных установок. В частности, разработана автоматизация кис-
лородной установки низкого давления БР-5 (ом. схему рис. 8-20).
В блоке разделения устанавливаются восемь автоматических регу-
ляторов, из которых четыре будут регулировать тепловой режим в ре-
генераторах, а четыре — процесс в разделительной колонне.
Для обеспечения нормальной работы и незамерзаемости регенера-
торов необходимо, чтобы разность температур на холодном конце реге-
нераторов была порядка 5—6° С, а температура охлажденного воздуха
близкой к температуре начала конденсации.
Кислородные регенераторы. Для незамерзаемости кисло-
родных регенераторов необходимо, чтобы количество обратных газов
было на 3—4%! больше количества воздуха прямого потока. Для соблю-
дения такого соотношения между количествами прямого и обратного
потоков газов предусматривается регулятор, действующий в зависимо-
сти от температуры середины насадки кислородных регенераторов.
Определенный предел колебаний температур в средней части регенера-
торов соответствует определенному соотношению потоков.
При оклонении температур от заданных пределов с помощью элек-
трического автоматического моста приводится в действие двухседельный
1 Мороз А. П. и Денищук В. Б., Автоматическое регулирование воздухо-
разделительных установок низкого давления, „Кислород", 1958, № 2.
§ 8-9]
Автоматизация кислородных установок низкого давления
397
регулирующий клапан, устанавливающий необходимую подачу воздуха
в кислородные регенераторы.
Азотные регенераторы. Для поддержания температурного
режима в азотных регенераторах применяется тройное дутье (см. гл. 6).
Дополнительное охлаждение нижней части насадки азотных регенера-
торов производится петлевым потоком в третьем регенераторе, в то вре-
мя как в первом регенераторе происходит охлаждение воздуха, а во
втором — охлаждение насадки азотом, выносящим с собой отложившие-
ся влагу и двуокись углерода. Соотношения между количествами петле-
Рис. 8-20. Принципиальная схема кислородной установки низкого давления
с автоматическим регулированием.
/ — регуляторы температур насадки в середине кислородных регенераторов; 2 —регулятор соотно-
шения количества воздуха, подаваемого в блок, и воздуха „петли*; 3 —регулятор температуры
азота на холодном конце регенераторов; 4—регулятор уровня жидкости в кубе колонны высокого
давления; 5—регулятор концентрации азотной флегмы; б—регулятор концентрации отходящего ки-
слорода; 7—регулятор уровня кислорода в верхней колонне
вого воздуха и воздуха, поступающего в азотные регенераторы, регули-
руется с помощью перепадов на диафрагмах, устанавливаемых в трубо-
проводах подачи воздуха и петлевого потока. При изменении соотноше-
ния этих потоков приводится -в действие дроссельная заслонка, регули-
рующая количество петлевого потока.
Кроме того, необходимо поддерживать определенную температуру
азота, поступающего в азотные регенераторы. Это осуществляется с по-
мощью термометра сопротивления, который через электронный регули-
рующий прибор приводит в действие заслонку диаметром D — 450 мм,
установленную на трубопроводе подачи азота в подогреватель.
Колонна высокого давления разделительного аппарата
Для нормальной работы разделительного аппарата необходимо
поддерживать определенный уровень в кубе колонны высокого давления
и отбирать жидкий азот определенной концентрации. Для поддержания
уровня в кубе «колонны устанавливают дифманометр, который с по-
мощью электронного прибора воздействует на регулирующий жидкост-
ный вентиль диаметром d = 15 мм, через который производится отбор
кислородной жидкости из куба колонны.
Концентрация жидкого азота поддерживается при помоши магнит-
398
Приборы и арматура. Автоматизация установок
[ гл. 8
ного газоанализатора, который с помощью регулятора воздействует на
жидкостный азотный вентиль диаметром d=15 мм, установленный на
трубопроводе подачи жидкого азота в верхнюю колонну.
Концентрация получаемого кислорода
Для автоматического поддержания концентрации получаемого кис-
лорода производится воздействие на двухседельный регулирующий кла-
пан диаметром £> = 250 мм, установленный на трубопроводе выдачи
кислорода из разделительного аппарата. Импульс на исполнительный
механизм -подается от магнитного газоанализатора МГК-348.
Холодильный баланс установки
Рис. 8-21. Регулирующий клапан диаметром 200 мм
с электроприводом.
/ — электропривод; 2—корпус клапана; 3—пробка клапана.
Холодопроизводительность установки может изменяться посред-
ством дросселирования воздуха, поступающего в турбодетандер.
Регулируемым параметром является уровень жидкого кислорода
в сборнике верхней колонны. При получении импульса с помощью элек-
тронного регулирующего прибора производится воздействие на двухсе-
дельный клапан диаметром £>=150 мм, расположенный на трубопрово-
де подачи воздуха, в турбодетандер.
На рис. 8-20 показана принципиальная схема кислородной установ-
ки низкого давления с автоматическим регулированием, а в табл. 8-1
дана характеристика автоматических регуляторов, устанавливаемых на
этой установке.
На рис. 8-21 показан
общий вид двухседельно-
го регулирующего клапа-
на диаметром £>=200 мм,
устанавливаемого для ре-
гулирования кислород-
ных регенераторов.
Электропривод пред-
ставляет собой планетар-
ный редуктор с переда-
точным числом 816.
Имеется возможность
ручного управления кла-
паном.
Следует отметить, что
систем а р егул ир ов ани я
кислородных установок
низкого давления имеет
ряд специфических черт,
обусловленных циклич-
ной работой установок
с регенераторами.
При переключении ре-
генераторов резкоменяет-
ся направление потоков
воздуха и обратных га-
зов, а также петлевого по-
тока, уровней жидкости,
что может вызвать лож-
ные включения регуля-
торов.
§ 8-9]
Автоматизация кислородных установок низкого давления
399
Для предотвращения этих явлений при переключениях регенерато-
ров размыкается цепь между регулирующими органами и датчиком.
За 5—6 сек до переключения размыкается цепь и снова замыкается
через 25 сек после переключения, когда исчезают возмущения, вызван-
ные переключениями.
В системе автоматики предусматривается специальный командный
механизм, который производит размыкание и замыкание цепи. Команд-
ный механизм приводится в действие от механизма переключения реге-
нераторов и работает с ним синхронно.
Кинематическая схема командного механизма показана яа рис. 8-22.
Ввйду того, что некоторые регулирующие приборы, как, например,
регуляторы концентрации жидкого азота или уходящего кислорода, об-
ладают значительной инерционностью, регулирование таких объектов
производится периодически.
Рис. 8-22. Кинематическая схема командного механизма.
/ — шестерня переключающего механизма; 2—шестерня, z=150; 3—
шестерня, 2=60; 4—шестерня, z=50; 5—шестерня, 2=120; 6—шестер-
ня, 2=150; 7—кулачок для замыкания 1 раз в 1,5 мин; 8—то же в
3 мин; 9—то же раз в 9 мин; 10 — рычаг; // — выключатель МП-1М;
12—зубчатая муфта.
Для этого с помощью командного механизма производится замыка-
ние цепи между регулирующим прибором и датчиком каждые 9 мин.
Период регулирования 9 мин выбран, исходя из времени общего цикла
работы трех азотных регенераторов с тем, чтобы при измерении концен-
траций соблюдались одни и те же условия.
Температура насадки в середине регенератора колеблется от
—50° С до —90° С, т. е. амплитуда колебаний температур составляет
около 40° С. Регулирование производится трехпозиционным регулято-
ром. С помощью минимальных и максимальных контактов регулятора
устанавливаются границы температур, между которыми должна изме-
няться температура насадки в средней части регенератора. Если темпе-
ратура будет больше максимальной или меньше минимальной, то регу-
лятор воздействует на регулирующий клапан подачи воздуха в реге-
нератор.
На рис. 8-23 показано изменение температур в середине насадки
регенератора при нормальном ходе процесса и нарушениях температур-
ного режима.
Проведенная в настоящее время частичная автоматизация кисло-
родных установок дала положительные результаты. Так, на некоторых
установках КТ-1000 и КТ-3600 было проведено автоматическое регули-
рование температурного режима в регенераторах1. В результате была
получена вполне устойчивая работа регенераторов. Весьма наглядной
'Кравченко А. Я., Автоматическое регулирование теплового режима
в регенераторах, «Кислород*, 1958, № 2.
400
Приборы и арматура. Автоматизация установок.
[ гл. 8
Рис. 8-23. Кривая температуры насадки в середине
регенератора (максимальные и минимальные границы
температурной кривой).
а — нормальный ход процесса; температура середины насадки
находится в заданных ей границах; б — переохлаждение регене-
ратора, когда кривая пересекает границу, включается регуля-
тор и увеличивает количество воздуха; в—отепление регенера-
тора, когда кривая пересекает границу, включается регулятор
и уменьшает количество воздуха.
является диаграмма температур насадки в середине азотных регенера-
торов установки КТ-3600 при ручном управлении и автоматическом ре-
гулировании рис. 8-24. При автоматическом регулировании получается
колебание температур насадки в середине регенераторов в строго огра-
ниченных интервалах.
Рис. 8-24. Диаграмммы температур насадки в середине азотных
регенераторов установки КТ-3600.
Га при ручном управлении; б — при автоматическом управлении
Шкалы даны в относительных единицах.
[. Герш.
Таблица 8-1
Автоматические регуляторы кислородной установки низкого давления
Наименование регулятора Тип датчика Место установки датчика Тип регулирующего прибора Тип регулирующего органа Место установки регулирующего органа
Регулятор темпера- туры в середине на- садки кислородного регенератора Термометр сопро- тивления типа ЭТП-823, градуи- ровка 12а Кислородный ре- генератор (середина насадки) Электронный авто- матический мост типа ЭМП-209 с трехпози- ционным регулятором Двухседельный ре- гулирующий клапан диаметром 200 мм Трубопровод подачи воздуха в кислородный регенератор, на байпасе к основной задвижке
Регулятор соотно- шения количеств воз- духа, подаваемого в блок, и воздуха „пет- ли" Диафрагмы и диф- манометры типа ДПЭС Трубопровод по- дачи воздуха в блок и трубопровод „петли" перед ре- генераторами Электронный регу- лирующий прибор ЭР-Ш (системы ВТИ) Дроссельная заслон- ка диаметрОхМ 350 мм со специальным про- филем Трубопровод подачи воздуха в нижнюю ко- лонну
Регулятор темпера- туры азота на холод- ном конце азотных регенераторов Термометр сопро- тивления типа ЭТП-823, градуи- ровка 12а Трубопровод по- дачи азота в реге- нераторы (холодный конец) Электронный регу- лирующий прибор ЭР-С (системы ВТИ) Дроссельная заслон- ка диаметром 450 мм со специальным про- филем Трубопровод подачи азота из подогревателя в регенераторы
Регулятор уровня жидкости в испари- теле нижней колонны Дифманометр ти- па ДМ-100 (системы ВТИ) Присоединен к испарителю колон- ны Электронный регу- лирующий прибор ЭР-Ш Регулирующий жид- костный вентиль диа- метром 15 мм Трубопровод подачи жидкости из нижней колонны в верхнюю, на байпасе к основному вентилю
Регулятор концен- трации азотной флег- мы Датчик газоана- лизатора МГК-348 Присоединен к трубопроводу азот- ной флегмы Вторичный прибор газоанализатора МГК-348 с трехпози- ционным регулятором Регулирующий жид- костный вентиль диа- метром 15 мм Трубопровод подачи азотной флегмы из ниж- ней колонны в верх- нюю, на байпасе к основному вентилю
Регулятор концен- трации отходящего кислорода Датчик газоана- лизатора МГК-348 Отбор с первой тарелки верхней колонны Вторичный прибор газоанализатора МГК-348 с трехпози- ционным регулятором Двухседельный ре- гулирующий клапан диаметром 250 мм Трубопровод выдачи кислорода из блока, на байпасе к основной за- движке
Регулятор уровня кислорода в верхней колонне Дифманометр ДМ-100 (системы ВТИ) Присоединен к нижней части верх- ней колонны Электронный регу- лирующий прибор ЭР-Ш Двухседельный ре- гулирующий клапан диаметром 150 мм Трубопровод подачи газа на турбодетандер, на байпасе к основному вентилю
§ 8-9] Автоматизация кислородных установок низкого давления
402
Механические свойства металлов при низких температурах
[гл. 9
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ
ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
9-1. ВВЕДЕНИЕ
При конструировании аппаратуры для установок глубокого охлаж-
дения одним из основных вопросов является выбор соответствующих
материалов. Поэтому механическим свойствам металлов и сплавов при
весьма низких температурах следует уделить большое внимание.
Изучению механических свойств металлов и сплавов посвящено
много работ советских и зарубежных ученых.
Прежде всего следует отметить, что механические свойства сталей
при низких температурах изменяются в значительно большей степени,
чем механические свойства цветных
-металлов.
При весьма низких температу-
рах временное сопротивление и пре-
дел текучести -большинства метал-
лов -увеличиваются, а удлинение и
сужение уменьшаются. Ударная
вязкость у большинства 'металлов
Рис. 9-1. Образец типа Менаже.
резко снижается.
При понижении ударной вязкости металл становится хрупким и
не* пригодным для изготовления машин и аппаратов установок глубоко-
го охлаждения, поэтому конструктору крайне необходимо иметь данные
о величине ударной вязкости.
Ударная вязкость характеризуется величиной работы, затрачивае-
мой для ударного излома. Величина ударной вязкости при всех одина-
2"или 2,185'
Рис. 9-2. Образец типа Шарли.
р,ЗМ"(10мм)
i
Рис. 9-3. Образец типа Шарли с
пропилом по Изоду.
ковых условиях (материал, структура, термообработка, методика ис-
пытания и т. д.) зависит от формы и размеров испытываемого образца,
от остроты и глубины надреза.
В качестве стандартного образца в СССР принят образец типа
Менаже, форма и размеры которого указаны на рис. 9-1. За границей
применяется образец типа Шарпи (рис. 9-2). Иногда применяется обра-
зец типа Шарпи с пропилом по Изоду (рис. 9-3).
9-2. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ
ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Изменение механических свойств сталей (состав которых приведен
в табл. 9-1) в зависимости от температуры дано на графиках рис. 9-4.
Результаты испытания1 позволяют установить, что прочность ста-
1 G./G г u s с h k a, Zugiestigkeit der Stable bei tiefen Temperaturen, Forschungs-
heft, 1934, № 364.
a)
б)
б)
г)
Рис. 9-4. Изменение механических свойств для четырех сортов
стали при низких температурах.
а —- углеродистая сталь В, С ==0,02; 6— углеродистая сталь F, С=0,2;
в —никелевая сталь К, Ni=3,08; г —никелевая сталь Р, Nia=5,13.
26*
404 Механические свойства металлов при низких температурах [гл. 9
Состав стали
Таблица 9-1
Обозначе- ние Марки Химический состав, %
С Мп Si Р S Си Сг Ni
В ARM-6 0,02 0,027 0,002 0,004 0,038 0,03
F HMS-45 0,2 0,52 0,23 0,011 0,028 — — —
К NW-3 0,11 0,46 0,19 0,026 0,03 — 0,19 3,08
Р NW-5 0,13 0,41 0,15 0,03 0,03 — 0,19 5,13
Рис. 9-5. Пределы температур резкого сни-
жения удлинения для различного рода
сталей.
лей при низких температурах постепенно возрастает, причем содержа-
ние отдельных элементов различно влияет на механическую прочность
сталей:
а) Углерод. Временное сопротивление и предел текучести увели-
чиваются пропорционально увеличению содержания углерода.
б) Марганец. Установить
прямое влияние марганца на из-
менение прочности не удалось.
в) Никель. Добавка нике-
ля при сохранении прочности
дает увеличение способности де-
формации при более низких тем-
пературах.
Относительное удлинение до
определенного значения темпера-
туры мало изменяется, а затем
резко понижается. На рис. 9-5
показано изменение относитель-
ного удлинения в зависимости от
температуры. Для мягкой стали
ARM-6 резкое понижение насту-
пает между —140° С и —160° С.
Для углеродистых сталей это по-
нижение начинается с —160° С и
продолжается до —183° С. У ста-
лей с 3% Ni резкое уменьшение
относительного удлинения проис-
ходит между —183° С и —195° С,
тогда как у сталей с 5% Ni не
наблюдается резкого понижения
удлинения до температуры
—195° С. Следовательно, никель оказывает благоприятное влияние на
способность к деформации при весьма низких температурах.
Наиболее подходящим материалом из сталей для установок глубо-
кого охлаждения, особенно для кислородной и азотной промышленно-
сти, следует считать никелевые стали с 5%-ным содержанием никеля.
При глубоком охлаждении эти стали обладают большой прочностью и
хорошими пластическими свойствами.
Химический состав металлов, исследованных А. П. Туликовым1,
приведен в табл. 9-2.
1 Туляков А. П.. К вопросу о хрупкости металлов при низких температу-
рах, «Химическое машиностроение*, 1935 № 1, 2.
§ 9-2]
Механические свойства металлов при низких температурах
405
Таблица 9-2
Химический анализ некоторых металлов, подвергающихся исследованию
Наименование металла Химический состав, % Примечание
I. Стали 1. Углеродистая сталь А (Ки- ровский завод) 2. Углеродистая сталь Б. . . . 3. Никелевая сталь (Киров- ский завод). . 4. Нержавеющая сталь Энерж-6 II. Медные сплавы 5. Медь 6. Латунь ...» 7. Алюминиевая бронза .... III. Алюминиевые сплавы 8. Дюралюминий С 0,11 0,39 0,20 0,19 Si Следы 0,33 0,12 0,14 Мп 0,35 0,78 0,40 Следы Р 0,016 0,041 0,015 0,019 S 0,022 0,014 0,013 Gr 0,14 0,10 0,19 20,02 Ni 0,39 нет 4,61 6,53 Прутки, диа- метр прутки 19 мм прутки 22 мм прутки 25X24 мм прутки 22 мм прутки 36 мм прутки 20 мм прутки 25 мм
Си | Zn РЬ Sn Fe и Al
99,9 50,07 39,30 1,31 нет 0,18
Си Л1 I Мп Fe
36,5 9,6 1,06 2,51
Си Si Мп Mg Fe Al
4,32 0,42 0,50 0,96 1.01 92,63
Обе марки углеродистой стали, а также медь и алюминиевая бронза
подвергнуты испытанию лишь в прокатанном состоянии. Никелевая
сталь испытывалась как в прокатанном, так и в термически обработан-
ном, отожжённом и улучшенном состояниях. Латунь была подвергнута
испытанию на удар лишь в прокатанном состоянии, а испытанию на
растяжение как в прокатанном, так и в отожженном состояниях. Не-
ржавеющая сталь и дюралюминий -подвергались испытанию лишь
в термически обработанном состоянии.
Отжиг никелевой стали производился при температуре 950° С с вы-
держкой 1 ч и с охлаждением до 500° С в открытой печи и далее в за-
крытой печи. Улучшение никелевой стали состояло в закалке от 850° С
в масле и в последующем отпуске при температуре 550° С (выдержка
2 ч) с охлаждением на воздухе.
Отжиг латунных брусков производился при температуре 700° С
с выдержкой 1 ч и с охлаждением на воздухе.
Термическая обработка дюралюминия состояла в закалке при
500° С в воде с последующим вылеживанием на воздухе. Бруски нержа-
веющей стали подвергались закалке в воде ют 1 150° С.
Результаты испытаний перечисленных металлов сведены в табл. 9-3.
Анализируя данные механических испытаний инж. Туликова, при-
веденные в табл. 9-3, можно установить следующее:
1. С понижением температуры испытания предел упругости, предел
пропорциональности, предел текучести, модуль упругости и временное
сопротивление во всех исследованных металлах повышаются. Однако
характер повышения этих величин в различных металлах различен.
В цветных металлах повышение всех этих характеристик происходит
равномерно во всем интервале температур. В сталях же при понижении
406
Механические свойства металлов при низких температурах
[ гл. 9
Таблица 9-3
Влияние низких температур на механические свойства сталей и цветных
металлов
(данные испытания на растяжение и удар)
Механические свойства
Температу- ра опыта, °C Предел упру- гости, кГ!мм* Предел про- порциональ- ности, кГ!мм* Предел те- кучести, 1 кГ!мм* Модуль нор- .мальной упругости, кГ[см* Временное сопротивле- ние, к Г 1мм* Относитель- ное удлине- ние, % Относитель- ное сужение, Ударная вязкость, кГ*м}см*
Образец Шарпи Образец Менаже
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
1. Углеродистая сталь А (С=0,11%)
+15 -40 28,1 29,4 28,1 29,4 28,1 29,4 19 800 21 200 37,8 39,1 30,0 38,0 70,6 74,4 15,50 2,28 —
—80 -180 36,9 55,8 36,9 74,5 36,9 77,9 20 600 21 200 45,3 33,3 75,4 0,58 0,41 —
2 . Углеродистая сталь Б (С=0,39%)
+15 -40 —80 —180 31,4 33,5 39,5 33,3 35,1 39,7 36,2 38,0 42,4 20 600 20 800 48,9 52,8 54,8 27,2 28,2 28,4 65,0 62,8 55,3 7,34 0,51 0,50 0,39 —
За. Прокатанная никелевая сталь
II ООО о СП 24,4 23,1 25,2 50,0 26,2 21,7 31,6 50,5 34.5 3! ,8 42,2 62,5 18 700 19400 20 300 20 100 66,9 70,4 75,4 98,8 18,1 18,6 19,5 19,8 60,2 53,6 56,0 43,6 8,69 6,28 1,95 1,59
36. Отожженная никелевая сталь
+15* -40 —80 —180 24,2 28,2 30,5 53,9 24,2 30,5 30,2 63,0 38,2 39,8 42,2 68,0 19 500 20 100 19 900 21 000 58,9 63,8 68,3 92,5 19,8 22,5 22,1 23,9 58,3 61,2 62,0 50,4 10,71 9,48 5,77 0,71 —
Зв. Улучшенная никелевая сталь
+15 -40 —80 -180 52,4 57,5 62,0 79,3 52,2 58,4 63,9 80,8 60,1 62,6 67,9 84,4 19 800 19 400 19 700 22 700 72,8 75,8я 83,2 104,9 18,2 17,9я 16,4 19,3 74,5 72,2я 71,1 63,8 14,46 14,00 13,93 1,52 —
4. Нержавеющая сталь
+15 -40 -80 —180 15,8 17,4 22,6 32,1 19,5 23,1 25,1 27,1 26,7 29,5 32,0 20 700 21 600 20 700 22 000 73,1 127,0 134,7 139,О1 57,3 50,5 46,0 19,5» 74,0 54,0 54,7 15,5 . 30,9 25,5 24,7 21,2
5. Медь
+15 —40 -80 —180 8,8 10,2 10,0 12,7 9,1 8,5 9,7 14,6 26,7 26,9 28,0 35,0 11 500 12 300 12 100 12 400 27,9я 29,5я 36,7 41,3я 13,32 20,5я 22,9 30,7я 71,5я 68,8я 65,3 67,9я 7,87 8,04 8,69 9,10 12,96 13,46 13,30 15,72
6а. Прокатанная латунь
+15 —40 -80 —180 12,8 13,8 14,1 14,1 — 9 500 9 800 10 100 10 300 46,6 39,1 50,5 59,5 27,6 21,0 26,2 35,5 48,0 48,0 48,4 46,8 2,83 3,50 3,30 2,59 —
66. Отожженная латунь
+15 -40 -80 — 180 8,7 9,6 8,3 12,3 8,1 9,4 7,8 11,8 11,7 14,1 12,8 17,0 9 300 9 500 11 100 11 200 40,1 42,4 43,2 52,71 39,7 36,0 40,8 22,01 43,7 46,3 51,8 19,1я — —
7. Алюминиевая бронза
+15 -40 —80 —180 7,6 7,9 7,7 11,8 — 11 100 10 900 12503 11 930 62,2 64,52 67,2 77,7я 30,3 30,7я 27,3 30,52 32,3 30,8я 31,7 31,4я 6,59 6,42 6,31 5,93 —
8. Дюралюминий
4-15 —40 —80 —180 18,0 19,0 19,2 22,9 18,3 17,0 19*2 24,3 25,6 26,9 28,0 6 800 7 100 7 200 7 200 41,02 43,4 2 41,92‘ 49,02 18,9* 17,4а 17,32 15,5я 42,5я 40,8я 39,8я 34,1я 2,49 2,31 2,5 2,21 —
1 Образец 1 Образец разорвался у самой головки, разорвался вблизи головки.
§ 9-2]
Механические свойства металлов при низких температурах
407
температур до —80° С возрастание этих характеристик ’происходит сла-
бее, нежели при более низких температурах. Помимо ©того, стали отли-
чаются от цветных металлов тем, что в них повышение упругих свойств
и прочности по мере понижения температуры происходит резче, нежели
в меди, бронзе, латуни и дюралюминии.
В последних эти свойства изменяются очень слабо.
2. Относительное удлинение в латуни, бронзе и дюралюминии с по-
нижением температуры изменяется очень мало, и лишь в прокатанной
латуни, а также в меди удлинение при
температуре —180° С оказывается зна-
чительно повышенным по сравнению
с таковым при более высоких темпера-
турах.
В сталях как углеродистых, так и
никелевых отчетливо замечается уве-
личение относительного удлинения
с понижением температуры, однако
при определенной низкой температуре
начинается резкое понижение удлине-
ния, что совпадает с опытами Грушка.
3. Относительное сужение в меди,
латуни, бронзе и углеродистых и нике-
левых сталях с понижением темпера-
туры почти не изменяется, и только
в дюралюминии и в нержавеющей ста-
ли оно несколько снижается.
Это обстоятельство лишний раз
подтверждает высказанное положение
о том, что очень низкая температура
сама по себе не влияет на характер
изменения удлинения и сужения ме-
таллов.
Несколько иначе идет изменение
Рис. 9-6. Влияние низких температур
на ударную вязкость сталей,
это снижение довольно значи-
относительного сужения с понижением
температуры у дюралюминия и не-
ржавеющей стали. В обоих этих ме-
таллах относительное сужение сни-
жается, причем в нержавеющей стали
тельное.
4. Ударная вязкость углеродистых и низколегированных сталей
с понижением температуры резко уменьшается (рис. 9-6), и в этом от-
ношении стали отличаются от цветных металлов. В последних вязкость
с понижением температуры до —180° С очень слабо изменяется, и лишь
в меди она заметно возрастает (рис. 9-7). Однако у никелевой стали,
в особенности улучшенной, ударная вязкость падает менее сильно, не-
жели в углеродистой стали, и при температуре —180° С величина удар-
ной вязкости для никелевой стали превышает в 2—3 раза таковую для
углеродистой стали.
Все же в обеих сталях ударная вязкость при температуре —180° С
является весьма низкой, составляя менее 1 кГ-м1'С.ч2. В ©том заклю-
чается главный недостаток сталей по сравнению с цветными металлами.
По изменению ударной вязкости с понижением температуры нержа-
веющая сталь отличается как от цветных металлов, так и от углероди-
стой и никелевой сталей. Подобно последним ударная вязкость нержа-
408 Механические свойства металлов при низких температурах [гл. 9
Рис. 9-7. Влияние низких температур
на ударную вязкость цветных
металлов.
Рис. 9-8. Влияние низких тем-
ператур на ударную вязкость
хромоникелевой (нержавею-
щей) стали.
веющей стали с «понижением темпе-
ратуры понижается, но понижение
это значительно слабее, нежели
'В указанных сталях.
• При —180° С ударная вязкость
нержавеющей стали составляет
свыше 20 кГ -м/см2 (рис. 9-8).
Работа Мэйдера1, опубликованная в 1942 г., дает весьма интересные
данные и «свойства сплава алюминия с магнием. А1 — Mg сплав может
найти большое применение в установках глубокого охлаждения благо-
даря малому удельному весу и механическим свойствам этого сплава
при глубоких температурах.
Таблица 9-4
Механические свойства листов из сплава Al—Mg5
№ образ- ца Температура + 20® С № образ- ца Температура — 183° С
Площадь f, мм* Предел пропор- циональ- ности кПммъ Времен- ное со- против- ление ств, кГ!мм* Удли- нение г, % Площадь f, мм* Предел пропор- циональ- ности <7?. к Г [мм* Времен- ное со- против- ление ав, «Г/мм* Удли- нение 5» %
1 79,2 14,2 21,2 24 1 79,6 14,4 38,5 27,5
2 79,4 14 29,2 25,2 2 80,0 14,7 37,3 27,2
3 79,6 14,2 29,3 25 3 50,0 14,7 39,5 32,5
4 79,8 14,4 36,9 23,6
В табл. 9-4 и 9-5 приведены данные испытания листов из сплава
Al —Mg5 и Al —Mg7.
Эти данные показывают, что легкие сплавы алюминия с магнием
вполне пригодны для изготовления аппаратуры установок глубокого
охлаждения. Листы из сплава А1—Mg могут свариваться.
1 Mader, Zeitschrift die gesamte Kalteindustrie, 1942, W. 3.
§ 9-3]
Результаты исследований и выводы
409
Таблица 9-5
Механические свойства листов из сплава Al—Mg7
№ образ- ца Температура -|- 20° С Кв образ- ца Температура —183е С
Площадь мм* Предел пропор- циональ- ности а/?, кГ!мм* Времен- ное со- против- ление ов, кПмм* Удли- нение 8, % Площадь ft мм* Предел пропор- циональ- ности ар, кПмм* Времен- ное со- против- ление ав» Удли- нение б, %
1 83,4 17,6 34,6 27,2 1 80,4 19,8 42,3 26,8
2 84,2 16,7 34,4 23,2 2 81,4 20,2 44,2 27,5
3 84,4 17,7 34,9 26,0 3 82,0 19,4 43,4 29,4
4 82,4 19,3 44,7 30,5
При сварке листов значительно понижается удлинение, особенно
для сплава А1 — Mg7.
9-3. РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ И ВЫВОДЫ
В результате исследования, произведенного над образцами угле-
родистых, никелевой и нержавеющей хромоникелевой сталей, а также
над образцами цветных металлов: меди, латуни, алюминиевой бронзы и
дюралюминия — установлено, что с понижением температуры предел
текучести и временное сопротивление в ©тих металлах возрастают.
Углеродистая и никелевая стали резко отличаются от цветных ме-
таллов по характеру измерения упругих свойств и прочности с пониже-
нием температуры.
В цветных металлах изменение предела упругости, предела пропор-
циональности, предела текучести и временного сопротивления протекает
равномерно во всем исследованном интервале температур от +15° С до
—180° С, в сталях же при температуре ниже —80° С наблюдается более
сильное возрастание перечисленных 'величин, нежели при температурах
выше —80° С.
Иначе ведет себя нержавеющая хромоникелевая сталь в отношении
изменения упругих свойств и прочности при понижении температуры.
Предел упругости, предел пропорциональности и предел текучести этой
стали подобно цветным металлам возрастает равномерно во всем иссле-
дованном интервале температур, временное же сопротивление резко
возрастает в интервале температур от +15° С до —40° С, —80° С и слабо
изменяется при более низких температурах.
Характер изменения ударной вязкости с понижением температуры
различен для разных сталей.
В углеродистых сталях наибольшее снижение ударной вязкости
наблюдается в интервале температур от +15° С до —40° С. В с'пециаль-
ных низколегированных сталях наибольшее снижение ударной вязкости
наблюдается при температурах ниже —80° С. В этом отношении особен-
но характерной является никелевая сталь, ударная вязкость которой
при температуре —180° С составляет 0,8—1,5 кГ'м!см2. При температу-
ре жидкого кислорода ударная вязкость оказывается большей в тех хро-
моникелевых сталях, в которых выше содержание нцкеля.
Все это свидетельствует о благотворном влиянии никеля на удар-
ную вязкость сталей при очень низких температурах и позволяет заклю-
чить, что в изделиях, >в которых обычная углеродистая сталь является
недостаточно надежной, никелевая сталь должна дать удовлетворитель-
ные результаты.
410
Механические свойства металлов при низких температурах
[ гл. 9
Характерное изменение ударной вязкости при понижении темпера-
туры установлено в меди и алюминии, а именно: вязкость меди и алю-
миния с понижением температуры до —180° С возрастает и при темпе-
ратуре —180° С в 1,2—1,25 раза для меди и в 1,5 раза для алюминия
больше их ударной вязкости при комнатной температуре.
Несколько иначе изменяется с понижением температуры вязкость
в медных и алюминиевых сплавах. Ударная вязкость их либо почти не
изменяется (прокатанная латунь), либо слабо «понижается равномерно
во всем исследованном интервале температур (алюминиевая бронза и
дюралюминий).
Малое изменение в значениях ударной вязкости дюралюминия при
одновременно высоком пределе упругости и пределе пропорционально-
сти его указывает на возможность применения дюралюминия вместо де-
фицитных медных сплавов для изготовления аппаратуры глубокого
холода.
В нержавеющей хромоникелевой стали с понижением температуры
испытания ударная вязкость понижается, но по характеру понижения
ударной вязкости эта сталь отличается как от обычных сталей, так йог
медных и алюминиевых сплавов. Падение ударной вязкости нержавею-
щей хромоникелевой стали протекает неравномерно во всем исследо-
ванном интервале температур. В интервале температур от +15° С до
—40° С ударная вязкость ее снижается несколько сильнее, нежели при
более низких температурах. Это, а также и более интенсивное уменьше-
ние ударной вязкости отличает нержавеющую сталь от медных и алю-
миниевых сплавов и уподобляет ее обыкновенным сталям. Однако, не-
смотря на снижение, ударная вязкость нержавеющей стали при темпе-
ратуре —180° С оказывается довольно высокой, что отличает эту сталь
от обыкновенных сталей.
Сплавы из алюминия и магния вполне пригодны для изготовления
аппаратуры глубокого охлаждения, и следует ожидать широкого приме-
нения этих сплавов в ближайшие годы.
9-4. ВЛИЯНИЕ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР НА СВОЙСТВА СВАРНЫХ ШВОВ
Исследования, проводившиеся в Советском Союзе инженерами Чер-
няк, Смирновым, Фалькевичем и за границей Хонас, Ганель, показали,
что свойства сварных швов при низких температурах изменяются анало-
гично свойствам основного металла.
Таблица 9-6
Результаты испытаний электродуговой сварки стали1
Наименование Временное сопро- тивление, кГ!мм* Ударная вязкость, Предел усталости, кПмм*
4-20° С | < —183° С + 20° С — 183° С 20® С — 183® С
Основной металл . . . 43,9 55,4 13,6 0,74 22,6 50,5
Наплавленный металл . . 41,8 45,4 14,0 0,47 15,8 37,5
1 Черняк В. С., О влиянии низкой температуры на свойства сварных соединений .Автоген-
ное дело", 1940, <№ 3.
Результаты испытаний электродуговой сварки Ст. 3, произведенные
лабораторией 1-го Автогенного завода, приведены в табл. 9-6.
Швы из углеродистой стали при низких температурах обладают не-
большой ударной вязкостью. Для того чтобы сделать шов более проч-
§ 9-6 ]
Металлы, сплавы и припои
411
ним, наплавку шва производят из аустенитовой стали. Согласно иссле-
дованиям А. Туликова аустенитовый шов сохраняет достаточную вяз-
кость 'при низких температурах.
Для наплавленного металла рекомендуется хромоникелевая сталь
с содержанием никеля 20%, хрома 20%' и углерода до 0,2% и хромо-
марганцовистая сталь с содержанием хрома 15%, марганца 17% и угле-
рода до 0,2%.
Для шва из хромоникелевой стали ударная вязкость при —183° С
изменяется от 5,8 до 7,2 кГ-м/см2.
Шов из хромомарганцовистой стали дает удовлетворительные ре-
зультаты при понижении температуры до —80° С, причем ударная вяз-
кость понижается до 3 кГ-м/см2.
Свойства сварных швов цветных металлов — латуни и меди — при
низких температурах не ухудшаются, а даже несколько улучшаются по
сравнению со свойствами основного металла.
Результаты испытаний, проведенных на 1-м Автогенном заводе,
приведены в табл. 9-7.
Таблица 9-7
Результаты испытаний электродуговой сварки цветных металлов
Марка состава Материал Временное сопро- тивление, кГ]мм* Относительное удлинение, % Ударная вязкость, кГ*м!см*
+ 20* С | — 183° С 4-20® С — 183® С 4- 20* С | —183® С
Основной ме- 41,9 49,8 30,4 47,5 11,98 —
Латунь талл Сварка пла- стин толщиной 22 мм 38,5 45,7 20,8 27,0 10,7 11,6
Основной ме- 23,0 25,0 30 31 9,1 11
Медь М-3 талл Сварной шов 20 мм 20,4 25,7 17,3 18,8 9,45 10,4
9-5. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НЕКОТОРЫХ КОНСТРУКЦИОННЫХ
СТАЛЕЙ, МЕДИ, АЛЮМИНИЯ И ИХ СПЛАВОВ ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
В табл. 9-8, 9-9, 9-10 помещены данные о механических свойствах
некоторых конструкционных сталей, меди, алюминия и их сплавов. Дан-
ные составлены инж. С. П. Гудковым1 2.
В табл. 9-11 и 9-12 приведены данные по ударной вязкости меди и
алюминия при низких температурах2.
В табл. 9-13 и 9-14 приведены данные о механических свойствах
мягких и серебряных припоев2.
9-6. МЕТАЛЛЫ, СПЛАВЫ И ПРИПОИ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
АППАРАТОВ ГЛУБОКОГО ОХЛАЖДЕНИЯ2
В табл. 9-15 приведены данные о металлах, сплавах и припоях,
применяемых для изготовления аппаратов глубокого охлаждения.
1 «Кислород*, 1957, Ns 5 и 6, 1958, № 1.
2 Справочник по разделению газовых смесей, Госхимиздат, 1953.
412
Механические свойства металлов при низких температурах
[гл. 9
Таблица 9-&
Механические свойства проката некоторых конструкционных сталей
при низких температурах
Тип стали Марка стали Температура, °C Механические свойства
Твердость Предел проч- ности ад, кГ/мм3 Предел теку- чести а5 0,2, кГ/мм3 Удлинение ft, % Сужение ф, % Модуль нор- мальной уп- ругости Е, кГ/мм3 Ударная вязкость aKt Kf^M/CM3
Бринелль Яg, к Г/мм3 Роквелл
Углеродис- Ст. 3 20 43 9 32,2 28,9 13,6
тая —70 54 4 44,6 32,1
—1«3 79^4 73,7 0,74
То же 15 +20 143 47,7 36,1 31,8 66,3 19 800 10,6*
—70 56,1 42,1 36,8 65,2 21 000 1,0*
—120 59,3 46,8 39,4 64,0
—160 71,8 69,9 34,8 57,8
— 1ьЗ 77,8 79,6 6,5 4,5 21200
Сред не ле- 12НЗ +20 54,9 39,3 26,6 60,3 13,1
гированная —70 65,6 38,2 29,8 70,7
—120 71,6 43,4 26,5 69,6
—160 78,5 61,2 33,0 52,8 8,6
—183 85,3 67,2 30,0 45,2 5,0
—195 89,4 73,2 8,8 6,9
То же 12ХНЗ +20 217 17 67,3 48,7 27,4 69,4 20 400 16,3
—78 29 80,8 62,3 26,7 67,2 5,4
—183 31 103,9 81,6 25,5 53,2 0,78
—196 38 108,4 87,0 24,9 49,6 0,50
Высоколе- 3X13 +20 225 19 70,5 42,2 24,0 54,7 21 000 9,9
гированная —78 23 80,5 51,6 28,0 53,7 0,46
1 —183 34 100,2 97,4 0,66 0,48 0,12
—196 38 104,4 97,8 0,21 0,12
То же 4X13 +20 20 70,4 30,3 24,4 55,2 5,5
—78 26 81,2 42,5 25,0 46,8 0,7
—183 39 88,0 87,8 0,36 0,12
—196 40 98,2 0,12
я п 1Х18Н9Т +20 140—170 17 74 52,5 47 71 20 000 16
—78 27 119 54 44 60 17
-183 30 157 52,5 38 57 17
—196 32 164 53 36 58 15
99 99 2Х18Н9 +20 16 70 30 59 73 20500 26
—78 23 117 42 44 68 21500 25
—183 30 158 53 41 61 22100 21
—196 33 163 56 38 58 21
* Определено на образцах типа Шарпи.
Таблица 9-9
Механические свойства меди и ее сплавов при низких температурах
Металл, сплав Марка Состояние материала Температура, °C Механические свойства
твердость 1 Предел прочно- । СТИ «д, К Г! мм3 Предел текуче- сти а5, кГ/мм3 Относительное удлинение &, % Относительное сужение ф, % Модуль упру- гости Я, кГ/мм3 Ударная вяз- кость ак кГ*м1см3
по Бринеллю Яд, кГ/мм3 по Роквеллу RC
Медь М3 Мягкий +20 45 — 23,0 8,9 30 70 10800 17,9
— 183 66 — 25,0 19 31 И1Ч1ИШ
—196 — 38 — 41 72 21,2
Латунь Л 62 —253 — — 46 — 48 74 21 6
Мягкий +20 95 — 40,5 14,0 51,3 75,5 10000
—78 104 — 43,0 15,8 53,0 74,6
—183 142 — 53,3 20,0 55,3 71,0 — —
§9-6]
Металлы, сплавы и припои
413
Продолжение табл. 9-9
Металл, сплав Марка Состояние материала Температура, °C 1 . Механические свойства
твердость Предел прочно- сти од, кГ]мм* Предел текуче- сти а5 кГ}мм* Относительное удлинение 2, % Относительное сужение ф, % Модуль упру- гости £» кГ!мм* Ударная вяз- кость, а кГ*м,]см*
по Бринеллю Hgt кг!мм* по Роквеллу «С
Латунь ЛС59-1 Твердый +20 95 — 42 32 25 47 9 600 4,8
—78 «м» —— 50 38 26 50 10 500 —
—183 125 —— 58 49 36 48 11000 —
—196 — — 59 — 37 38 — 4,75
—253 — — 68 — 34 35 — 4,0
Латунь ЛЖ Мц- Мягкий +20 по 66 44 17,4 34,2 42,3 10 600 12,1
59-1-1 —78 — 70 48,6 20,3 33,2 42,0 — 12,1
—183 — 76 57,2 25 36,0 40,3 —— 10,6
— 196 82 58,7 25,7 34,7 38,0 — 10,4
Латунь ЛК80-3 Литой +20 — 46 37,9 15,7 33,5 — 9 800 9,2
—78 — 55 38,2 16,2 31,0 — — 8,5
—183 — 73 42,4 21,2 22,4 — — 7,6
—196 — 77 44,2 21,7 23,6 —. — 5,9
Бронза ОФЮ Литой +20 — — 31 — 30 28 7 500 —
— 190 — — 38 — 12 13 — ——
—253 — — 42 — 9 14 — —
Бронза КМцЗ-1 Твердый +25 — — 52 — 39,8 75,1 12 000 —
0 53,6 — 31,2 70,4 — 11*
—80 — 58,3 — 31,7 75,4 — 9,6*
—130 ___ — — —. — — 8,85*
—190 — 70,6 — 36,2 72,5 — —
Бронза Б2 Закален- +20 350 130,8 88,3** 2,6 5 13 200 1,25
ный и от- —80 — 142 103** 0,4 5 — —
пущенный —120 — — 140 98** 0,4 4 — —
• Определено на образце Шарпи.
•• Предел текучести (0,1%), кГ!мм*-
Таблица 9-10
Механические свойства алюминия и
его сплавов при низких температурах
Марка сплава Состояние Температура, °C Механические свойства
твердость Предел проч- ности адэ кГ!мм* Предел те- кучести as, кГ!мм* Удлинение Ъ.% Сужение ф, % Модуль упругости Е, кГм/мм2 Ударная вязкость а^9 кГ»м/см*
Ollf If ЭН -ибд оп по Рок- веллу Яд
АД1 Мягкий +20 — — 7,5 3,2— 40,0 71—73 — 21,5»
—3,7
—70 —. — 10,7 — 43,7 —— — —
—183 — — 15,0 4,0— —5,1 50,1 67—69 — 17,5*
—196 — —. 17,0 — 52,2 —— — —
АМц Мягкий +20 — 72 12,6 10,55 33,8 63 7 030 4,84**
—78 —— — 16,6 11,8 — 65,5 7 030 4,84**
—183 — 90 23,7 — 42,8 — — —
—196 —— — 24,7 — 44,1 — — —
—253 — — 30,2 — — — —
АМг Мягкий +20 — 69 22 12,5 22 44 7 700 8,0
—78 — 74 24 13,0 29 7 900 —-
—183 — — 33 14,5 44 55 — 7,5
Д1 Мягкий +20 — — 22,3 11,2 17,8 47,8 — 4,2
—40 __ — 22,6 12,1 17,8 50,4 — 4,24
—70 24,4 12,1 19,2 48,9 —. 4,44
—100 — — — — — — 4,24
—195 — — — — — — — 3,24
414
Механические свойства металлов при низких температурах
[гл. 9
Продолжение табл. 9-10
Марка сплава Состояние Температура,°C Механические свойства
твердость Предел проч- ности ®в, к Г (мм* Предел те- кучести кГ!мм* •Удлинение 8, % Сужение ф, % Модуль уп- ругости Е, кГм!мм* в Л * 2 о ъ £ g 2 w г 5* к >> «
по Бри- неллю по Рок- веллу Rc
Д1 Твердый +20 92 67 40,4 29,4 14,5 27,8 7 100 4,1
—78 104 72 43,5 30,3 17,5 26,8 7 4а0 4,5
— 183 114 — 51,6 — 20,2 21,2 4,6
— 196 —— — 52 20
—253 —. — 68 16
АК6 Твердый +20 — 77 44,5 32,4 14,7 1,6
—183 — 84 53,1 37,8 20,8 1,7
АЛ2 Литой +20 60 58 18,8 11,1 0,74
—40 61 —. 19,6 — 9,6 —. 0,65
—78 61 — 20,6 — 8,5 — 0,56
— 183 —. 73 23,1 3,5 0,41
АЛ9 Литой +20 60 59 19,4 — 2,0 0,39
—183 / — 80 21,9 1,05 0,31
АЛ11 Литой +20 80 82 19,7 1,05 0,12
—183 — 90 22,1 — 0,95 — — 0,14
* Определено на образце типа.
♦♦ Определено на образце типа Шарпи.
Таблица 9-11
Ударная вязкость латуни ЛС59 и ЛС62 и меди М-3
при низких температурах
(среднее значение)
Марка Температура, ®С
4-20 —196 —253
ЛС59 4,8 4,7 4,0
ЛС62 — 17,1 16,2
М3 17,9 21,2 21,6
Таблица 9-12
Ударная вязкость алюминия
при низких температурах (средние значения>
Образец Химический состав образцов, % Термообработка Ударная вязкость по Шарпи, к Гм]см*
А1 SI Fe Си *4*15® С —40® С —80® С —180® С
Прокатан- ный . . . 99,55 0,15 0,28 — Без обработки 4,27 4,51 —- — 6,75 6,97
Отожжен- ный .... 99,55 0,15 0,28 — Отжиг при 375° С, выдержка 1 ч, охлаждение на воздухе 4,12 4,12 4,69 4,86 5,21 5,23 6,77 6,87
§ 9-6]
Металлы, сплавы и припои
415
Продолжение табл. 9-12
Образец Химический состав образцов, % Термообработка Ударная вязкость по Шарпи, кГм[см*
А1 Si Fe Си 4-15* С —40°-С —80® С —180е С
Отожжен- ный . . . . 99,4 0,16 0,31 0,17 Отжиг при 375° С, выдержка 1 ч, охлаждение на воздухе 4,26 4,55 — 4,94 4,94 5,99 6,24
Закаленный 99,4 0,16 0,31 0,17 Нагрев до 500° С, выдержка 1 ч, охлаждение в хо- лодной воде 4,18 4,18 4,91 4,93 5,18 5,45 6,19 6,46
Таблица 9-13
Механические свойства
мягких припоэв при низких температурах
Припой Временное сопротив- ление разрыву, кГ[мм* Относительное удлинение, % Сужение, %
+ 17® С —196® с о ойЗ- и + и 8 7 о и + о 8 7 —253® С
100% РЬ, 90% Sn 5,4 11 14 13 12 2 18 2
40% РЬ, 60% Sn 5,6 12 15 22 2 1 49 6 1
50u/u РЬ, 50% Sn 5,6 13 16 19 4 3 66 3 6
67% РЬ, 33% Sn 5,4 14 18 20 И 10 76 19 11
75% РЬ, 25% Sn 5,2 13 17 32 14 15 87 27 21
75% РЬ, 25% Sn 5,2 12 17 36 13 17 82 25 25
74,89% РЬ, 24,96 Sn 0,15% Си 5,3 13 17 29 15 15 77 24 22
Лейденский припой (53% РЬ, 45,01% Sn, 1,87% Sb, 0,12% Си) 6,1 14 18 19 4 3 49 6 1
Лейденский припой (без Си) Лейденский припой (без Sb) 6,8 13 16 15 4 2 39 6 2
5,4 13 17 17 3 3 62 6 1
Таблица 9-14
Механические свойства серебряных
припоев при низких температурах
Временное сопротив- ление разрыву, кГ!мм* Относительное удлинение, % Сужение, %
Припой О + и 8 7 и со Ю 7 и + и fe 7 О и + Э <>961— -253® С
45% Ag, 30% Си, 25% Zn 70% Ag, 20% Си, 10% Zn 43 24 52 38 53 40 29 10 21 19* 9 10 33 15 23 21* 15 13
• Полученные данные имели большой разброс.
Таблица 9-15
Металлы, сплавы и припои, применяемые для изготовления аппаратов глубокого охлаждения
Основные металлы и сплавы
Марка и ГОСТ Химический состав, % Механические свойства Полуфабрикаты Примерное назначение полуфабрикатов Примерные условия работы
Временное сопротивление разрыву, кГ)м,м* Относитель- ное удлине- ние, % Давление, к Г 1см* Темпера- тура, °C
1 2 3 4 5 6 7 8
Медь, Ml, М2, М3, ГОСТ 859-41, 495-50, 617-41, 1173-49 99,9—99,5 Си 20—21 30 Листы, ленты, трубы, проволо- ка и пр. Теплообменные аппараты, ректификационные колонны, сосуды, коммуникации и пр. 0,5—220 От—45 до—200
Латунь Л62, ГОСТ 1019-47, 931-52, 494-41 60,5—63,5 Си; остальное Zn; примесей меньше 0,7 30—42 40—10 Листы, полосы, ленты, трубы, прутки, проволо- ка Детали теплообменных ап- паратов и ректификаци'онных колонн, сосуды, коммуника- ции и пр. 0,5—220 От—45 до—200
Латунь Л68, ГОСТ 1019-47, 931-52, 494-41 67—70 Си; остальное Zn; примесей меньше 0,3 30—40 40—15 Листы, полосы, ленты, трубы, проволока То же 0,5—220 От—45 до—200
Латунь ЛС59-1, ГОСТ 1019-47, 931-52, 494-41 57—70 Си; 0,8—1,9 РЪ; ос- тальное Zn; примесей мень- ше 0,75 35—45 25—5 Листы, полосы, ленты, прутки, проволока, пли- ты катаные Коллекторы, крышки, арма- тура, болты, шпильки, фасон- ные части и пр. 0,5—220 От—45 до—200
Латунь ЛжМц 59-1, ГОСТ 1019-47, ТУ ГЦ МО-183-47 57—60 Си; 0,6—1,2 Fe; 0,5—0,8 Мп; 0,1—0,2 А1; 0,3—0,7 Sn; остальное Zn; примесей меньше 0,2 38—50 30—18 Листы (плиты), полосы (прямо- угольные), тол- стостенные тру- бы Трубные решетки^ крышки, фланцы, коллекторы, армату- ра, болты, шпильки и пр. 0,5—220 От—45 до—200
416 Механические свойства металлов при низких температурах
Герш.
Марка и ГОСТ Химический состав, % Механические свойства
а> О . ® со • К ® д'ст 2 о § | «о с со о. о С CQ О а* Относитель- ное удлине- ние, %
1 2 3 4
Дельта-металл 57—58 Си; 0,6—0,7 РЬ; 1,5—1,8 Мп до 1 Fe; осталь- ное Zn 30—40 30—20
Алюминий, ГОСТ 3549-47 99,9 Al 10—20 30—8
Ст. 2 0,09—0,15 С; 0,35—0,50 Мп; 0,055 S; 0,05 Р 32—42 26—23
Ст. 3 0,14—0.22 С; 0,12—0,3 Si; 0,35—0,60 Мп; 0,055 S; 0,05 Р 22—19 38—45
Ст. 10 0,05—0,15 С; 0,35—0,65 Мп; 0,17—0,37 Si; 0,045 S; 0,045 Р; 0,15 Сг; 0,30 Ni 32—42 25
Ст. 25 0,2—0,3 С; 0,54-0,8 Мп 0,17—0,37 Si; 0,045 S; 0,045 Р; 0,3 Сг; 0,3 № 43—55 18
И родолжение табл. 9-15
Полуфабрикаты Примерное назначение полуфабрикатов Примерные условия работы
Давление, кПсм* Температу- ра, °C
5 6 7 а
Листы (плиты), литье Трубные решетки, крышки, чаши, фланцы, коллекторы, арматура и пр. 0,5—220 От—45 до—200
Листы, ленты, полосы, трубы и пр. Теплообменные аппараты, ректификационные колонны, коммуникации, насадки реге- нераторов и пр. 0,5—6 От—45 до—200
Листы, полосы, трубы и пр. Теплообменные аппараты, трубные решетки, сосуды, хо- лодильники и пр. 0,5—220 От—10 до—60
То же То же 0,5—220 От 0 до—60
См. Ст. 2
См. Ст. 3
§ 9-6] Металлы, сплавы и припои 417
П р одолжение табл. 9-15
Марка и ГОСТ Химический*состав, % Механические свойства Полуфабрикаты Примерное назначение полуфабрикатов Примерные условия работы
Временное сопротив- ление разрыву, кГ!мм* Относитель- ное удлине- ние, % Давление кПсм* Температу- ра, °C
1 2 3 4 5 6 7 8
Легированные стали разных ма- рок (ЭЯ1, ЭЯ1Т, ЭХТМ, ХН и пр.) по ГОСТ 4543-48, ТУ 471-48 завода «Электросталь* и др. По ГОСТ 50—65 15—25 Листы, полосы, трубы и пр. Арматура (детали вентилей клапанов), детали турбодетан- деров» болты, шпильки и пр. 0,5—220 От—10 до—200
Специальная сталь 18—21 Мп; 1.2—1,5 Ni; 0,4—0,8 Si; 0,5—0,7 C.- О. 12—0,14 Cr — — Листы, полосы Корпуса и фланцы ректифи- кационных колонн и другие детали аппаратов До 6 До—190
Оловянно-свиниовые припои
Марка, ГОСТ Химический состав, % Механические свойства Примерное назначение
Временное сопротивление разрыву, кПмм* Относитель- ное удлине- ние, %
ПОС-18, ГОСТ 1499-42 ПОС-ЗО, ГОСТ 1499-42 ПОС-40, ГОСТ 1499-42 17—18 Sn; 2—2,5 Sb; остальное Pb; приме- сило, 15 Си; ^0,1 Bi, 5^0,05 As 29—30 Sn; 1,5—2,0 Sb; остальное Pb; приме- си: ^0,15 Cu; s^0,l Bi; ^0,05 As 39—40 Sn; 1,5—2,0 Sb; остальное Pb; приме- си: ^0,15 Cu; ^0,1 Bi; ^0,05 As 3 4,8 10 40 Пайка стали, меди, латуни, лужение и пр. Пайка меди, латуни, стали, лужение деталей аппаратов и арматуры Пайка меди, латуни, стали, лужение детзлей аппаратуры и арматуры
418 Механические свойства металлов при низких температурах
Продолжение табл. 9-15
Марка, ГОСТ Химический состав, % Механические свойства Примерное назначение
Временное сопротивление разрыву, кГ/мм* Относитель- ное удлине- ние, %
ПОС-50, ЦМТУ 2034-47, ОСТ 2983 49—51 Sn; остальное РЬ; примеси: <0,15 Си; <0,1 Bi; <0,8 Sb; <0,05 As 3 55 Пайка меди, латуни, стали, лужение аппаратов, трубок и других деталей. Пайка радиаторов
ПОС-61, ЦМТУ 2056’48 59—61 Sn; остальное Pb; примеси: <0,15 Си; <0,1 Bi; <0,8 Sb; <0,05 As Медно-цинковые припои Пайка коллекторов и магнитных си- стем крупных и специальных машин постоянного тока
ПМЦ-42, ГОСТ 1534-42 40—44 Си; остальное Zn; примеси: <0,1 Fe; <0,5 Pb 3 2 Пайка медных сплавов и меди (труб и листов)
ПМЦ-51, ГОСТ 1534-42 49—53 Си; остальное Zn; примеси: <0,1 Fe; <0,5 Pb 22 4 Пайка медных сплавов, меди, брон- зы, стали и пр. (трубы, листы и другие детали аппаратов и коммуни- каций)
ПМЦ-65, ГОСТ 1534-42 63—67 Си; остальное Zn; примеси: <0,1 Fe; <0,5 Pb Серебряные пр: 30 ипои 40 Пайка стали и др.
ПСр-12, ОСТ 2982 11,7—12,3 Ag; 35—37 Си; остальное Zn; при- меси: <0,5 Pb; всего <1 — — Пайка латуни, медных и латунных труб коллекторов и других деталей
ПСр-25 ОСТ 2982 24,7—25,3 Ag; 39—41 Си; остальное Zn; при- меси: <0,5 РЬ; всего <1 — — Пайка латуни, медных и латунных труб коллекторов и прочих деталей
ПСр-45 ОСТ 2982 44,5—45,5 Ag; 29,5—30,5 Си; остальное Zn; примеси: <0,3 РЬ> всего 0,5 — Пайка медных И бронзовых частей
§ 9-6] Металлы, сплавы и припои
420 Технологический расчет установки с регенераторами [гл. 10
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ
КИСЛОРОДНОЙ УСТАНОВКИ С РЕГЕНЕРАТОРАМИ
Ниже приводится технологический расчет крупной кислородной установки
с регенераторами типа КТ-3600, работающей по циклу двух давлений, производитель-
ностью 3 600 мР/ч 97 % Оа.
Принципиальная схема этой установки была описана в гл. 6 (рис. 6-14).
Установка с регенераторами не позволяет получать кислород очень высокой
концентрации, так как происходит загрязнение кислорода воздухом, оставшимся
в регенераторе перед переключением потоков газов. В разделительной колонне по-
лучается кислород с концентрацией 99/о, которая после регенераторов снижается
до 97—98%.
Воздух, оставшийся в кислородных регенераторах, выносится обратным пото-
ком продуктов разделения, что влечет за собой его потерю. Следует отметить,
что потеря воздуха довольно значительна; в зависимости от объема регенераторов
и периода переключений потеря воздуха колеблется в пределах 3—бУо* от общего
количества перерабатываемого воздуха.
В технологическом расчете мы будем исходить из допущения, что весь воз-
дух, поступивший в регенераторы, идет в разделительную колонну. В действитель-
ности же на разделение поступает воздуха меньше и для обеспечения производи-
тельности установки турбокомпрессор должен сжимать воздух на 3—5% больше.
В конце расчета после определения объемов регенераторов приводится уточненный
расчет потерь воздуха и величины снижения концентрации О2.
10-1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ УСТАНОВКИ
Для расчета установки необходимо задаться рядом величин, исходя из данных
работы действующих кислородных установок. В основу расчета положены следую-
щие значения основных параметров.
Концентрация продуктов разделения. Концентрация кислорода и азота,
выходящих из колонны, принимается:
99®/о02;
^Ni = 97o/oN2.
Давления в блоке. На основании предварительной оценки сопротивления
регенераторов, принудительных и автоматических клапанов, переохладителя и тру-
бопроводов принимаются:
&р = 0,25 ата.
Сопротивление верхней колонны
Др = 0,1 ата.
Общее сопротивление обратного потока, создающее противодавление в кон-
денсаторе:
Др = 0,35 ата.
Давление в верхней колонне над конденсатором
p3 Vi «= 1,35 ата.
Температура кипения 'кислорода в верхней части межтрубного пространства
конденсатора (при р = 1,35 ата и уо = 99>/оО2)
ГО,^92’7° К.
Температура кипения О2 внизу конденсатора с учетом столба жидкости высо-
той Я==1 м и удельным весом уОа = 1,12 кг/л будет равна:
Т^ = 93,7° К.
♦ Потеря воздуха в 3—5% относится к установкам с перепуском воздуха из
одного регенератора в другой.
§ 10-1]
Определение основных параметров установки
421
Средняя температура кипения
92,7 + 93,7
Л)аср— 2
93,2° К.
Температурный напор в конденсаторе (разность температур между конденси-
рующимися парами азота и кипящим кислородом) принимаем:
Ы = 2,6° С.
Средняя температура конденсации паров азота
T'N# = 95,8° К.
Давление паров азота в трубках конденсатора нижней колонны по диаграмме
T-p-x-y-i
/?N# = 5,6 ama.
Оценивая сопротивление в нижней колонне Др = 0,1 ama, сопротивление по
пути воздуха от турбокомпрессора до колонны Др = 0,1 ama, определим давление
основного потока воздуха после турбокомпрессора:
ртк = 5,6 + 0,2 = 5,8 ama.
Температуры потоков. мНедорекуперацию в регенераторах принимаем:
Ser = 5° С-
Разность температур на холодном конце регенераторов
Чсол = 8ОС-
Принятые разности температур должны обеспечить надежную работу регене-
раторов с точки зрения теплообмена и, кроме того, обеспечить незамерзаемость ре-
генераторов.
Температура воздуха после регенераторов должна быть выше темпе-
ратуры конденсации (99,5° К) на 1 —1,5° С. Нами принята температура:
7-в х-= 101° К.
Тогда температура охлаждающих обратных газов
Гг х = 101 —8 = 93° К.
Концентрация жидкости в кубе нижней колонны принята:
j; = 62o/oN2.
Температура кислородной жидкости в кубе при давлении 5,7 ama равна
Т = 99,2° К.
Т ем пература кипения аммиака равна:
Там = 223° К (“ 50° С)’
Температура воздуха при входе в основной теплообменник равна:
Гвд = 228° К (— 45° С).
Принимая температурный напор Д£ = 5° С, получим температуру выхода азота
из основного теплообменника:
Газ = 223° К.
Начальная температура воздуха, поступающего в уста-
новку, принята:
Тв = 303° К (30° С).
Холодопотери в окружающую среду, исходя из данных эксплуа.
тации аналогичных установок, принимаем: qz = 1,65 ккал/м* перерабатываемого воз-
духа и распределяем следующим образом:
колонна с дополнительным конденсатором = 1 ккал/м*
теплообменник основной....................q%'T = 0,02 ккал/м3
теплообменник детандерный . . •..........4з’т==0,03 ккал/м1
кисЛородные регенераторы.................<7§*к = 0,2 ккал/м*
азотные регенераторы......................4р-а = 0,4 ккал/м*
422. Технологический расчет установки с регенераторами [гл. 10
Коэффициенты полезного действия машин:
турбокомпрессора т)тк = 0,65;
поршневого компрессора цпк=0,59;
турбодетандера ^ад = 0,65.
10-2. ОБЩИЙ МАТЕРИАЛЬНЫЙ И ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС УСТАНОВКИ
Расчет ведется на 1 нм* получаемого О2.
а) Количество перерабатываемого воздуха на 1 нм3 О2
где уа, jK, ув— концентрация азота, кислорода и воздуха:
97—1
Уц —— ду 79 1* * 36 нм*/нм* О2.
б) Количество и давление воздуха высокого давления
для холодильного цикла
Количество и давление воздуха высокого давления для холодильного цикла
может быть определено из общего уравнения теплового баланса установки.
Общее уравнение теплового баланса, отнесенное к 1 нм* получаемого О2,
может быть представлено в следующем виде:
1, 293(Ив— Vx) Д«т + 1,2931/х-+ ^293УД ^тд• + ДУ (ix — Zj) =
= 1,293(Л + К)Д/рС/,+ 1,293Лт-Д<т.С/, +VB.<7, + l,293KKOHJl(tl-ie), (10-2)
где Ув— полное количество перерабатываемого воздуха на 1 нм* О2;
Ух — количество воздуха высокого давления для холодильного цикла;
Д/т — изотермический эффект дросселирования для потока воздуха низкого дав-
лений, ккал/кг;
AZT— изотермический эффект дросселирования для воздуха высокого давления,
ккал/кг;
V — количество азота, отводимого из колонны в детандер при р = 5,6 ата;
hQ— адиабатический перепад в детандере при расширении с 5,5 до 1,3 afna,
ккал/кг^
т|тд — адиабатический к. п. д. детандера, принято т)тд = 0,65;
А + К — количество азота и кислорода, проходящее через регенераторы;
Ат — количество азота, проходящее через теплообменники;
ДУ— разница между количеством воздуха высокого давления и количеством
азота, проходящего через теплообменники Лт;
Zt — энтальпия воздуха при начальной температуре и р = 1 ата;
i\ — энтальпия воздуха при р = 1 ата и /==— 45® G
Zo — энтальпия жидкого воздуха при р — 1 ата;
AZp— средняя разность температур на теплом конце регенератора 5° С;
AZT— разность температур на теплом конце основного теплообменника 5° С;
ср — теплоемкость воздуха низкого давления 0,241 ккал!кг-°С;
q9 — потери холода в окружающую среду 1,65 ккал/м*;
Кконд —количество отводимого жидкого кислорода.
Следует отметить, что при составлении уравнения теплового баланса мы поль-
зуемся диаграммой Z-Г для воздуха, имея в виду, чго объемная теплоемкость двух-
атомных газов одинакова.
При решении уразнения (10-2) не учитывается добавочная холодопроизводи-
тельность ДУ(*1 — ZJ) и величина 1,293Кконд (Zx — Zo). поскольку эти величины ком-
пенсируют друг друга. Так как азота проходит через теплообменник меньше, чем
воздуха, это создает добавочный холод в размере 3 900 ккал/ч, который идет на
покрытие потерь со сливаемым жидким кислородом в количестве до 40 л/ч. Коли
§ 10-2]
Общий материальный и тепловой баланс установки
423
чество воздуха высокого давления холодильного цикла принимаем Vx = 5Уо от всего
перерабатываемого воздуха, давление этого воздуха определим по уравнению (10-2).
Отдельные величины, входящие в уравнение (Ю-2), определяются следующим
образом.
К о л и ч е с т в о а з о т а, которое может быть использованным в турбодетан-
дере без нарушения процесса ректификации, колеблется в пределах 20—25°/о от
перерабатываемого воздуха, принимаем:
Гдет-0,2Кв.
Изотермический эффект дросселирования для воздуха низкого давле-
ния Д/т определяем из интегрального эффекта Джоуля-Томсона по уравнению
(1-112) (см. ч. I, стр. 48):
/273\2 /273\2
+ \ ==(0,268 —0,00086-5,8) (^] =0>213-
Интегральная разность температур
ДГ = а-Д р,
«откуда
7\ —Г2 = 0,213-4,8 = 1,0° С.
Изотермический эффект дросселирования
Д/т = ьт-с.р — 1,0-0,241 =0,241 ккал/кг.
Адиабатический перепад в детандере h0 при расширении с 5,5 до
1,3 ата находим по i-s-диаграмме .из условия, что в конце расширения в турбоде-
тандере температура азота равна ПО® К, так как эта температура дает возмож-
ность после смешения с холодным азотом получить 93° К. Из диаграммы i-s сле-
дует, что
Ло — 12 ккал/кг и /мтд = 0,65-12 = 7,8 к кал/кг.
(10-3)
в) Количество обратных газов — азота и кислорода
Количество обратных газов — азота и кислорода, направляемых в' регенераторы,
определяется из уравнения теплового баланса регенераторов:
1,293 (/303 /101) + ^еГ ~ 1 (*298 *эз)»
где х — количество обратных газов;
— потери холода в регенераторе.
Потери холода q|er приняты 0,6 ккал/м* ко всему перерабатываемому воз.
духу. По отношению к воздуху, проходящему через регенераторы, это составит:
5,36
0,6-q 95*5 Зб^0’63 ккал!м*-
Из диаграммы T-s для воздуха получаем следующие значения энтальпий:
( /303 = 122,7 ккал/кг,
Для давления р = 5,7 ата <
( ц01=71,6 ккал/кг.
:= 121,7 ккал/кг,
Для давления р—1,2 ата <. _ „
(ц3 = 71,7 ккал/кг.
1,293 (122,7—71,6) + 0,63 = 1,293 (121,7— 71,7) х,
х=1,03 м? обратных газов/л3 воздуха.
Количество воздуха, поступающего в кислородный регенератор:
Ук р = р^==0,97 нм*/нм* О2.
Количество воздуха, поступающего в азотный регенератор:
I7a p = 5,36 — Vx —0,97 = 4,12 нм*1нм* О2,
Т огда
откуда
424 Технологический расчет установки с регенераторами [гл. 10
где Vx — количество воздуха для холодильного цикла, равное:
5,36-0,05 = 0,27 нм*/нм* О2.
Следовательно, количество азота, направляемого в регенераторы:
4,12-1,03 = 4,25 нм*/нм* О2.
В основной теплообменник поступает азота
5,36— 1 —4,25 = 0,11 нм*/нм* О2.
Количество азота, поступающее в детандер,
D' = 5,36-0,2 = 1,072 нм*/нм* О2.
Из этого количества поступает в азотные регенераторы
1,072 — 0,11 = 0,962 нм*/нм* О2.
Количество азота, выходящего из колонны низкого давления:
4,25 — 0,962 = 3,288 нм*/нм* О2.
Количество воздуха низкого давления
5,36 — 0,27 = 5,09 нм*/нм* О2.
Материальный баланс установки сведен в табл. 10-1
г) Давление воздуха холодильного цикла
В уравнении (10-2) все отдельные величины известны, за исключением , ко-
торая зависит от конечного давления воздуха.
Подставляя в уравнение (10-2) найденные величины, получаем:
1,293-0,95-5,36-0,241 + 0,05-5,36-1,293Д«т + 1,293-0,2-5,36-7,8 =
= 1,293.5,25-5-0,241 + 1,293-0,11-5-0,241 +5,36-1,65,
откуда
Д/т = 13,8 ккал/кг.
Из диаграммы i-T при температуре ? =— 45° С находим:
р = 160 апга.
Таблица 10-1
Материальный баланс установки
Количество
Газ Поток на 1 м3 О, всего, нм3/ч
Количество воздуха, подаваемого турбоком- — 20 000
прессором Количество перерабатываемого воздуха (по- 5,36 19 300
Воздух ступающего на разделение)1 Количество воздуха низкого давления 5,09 18 330
Количество воздуха высокого давления 0,27 970
Через кислородные регенераторы 0,97 3 490
Через азотные регенераторы 4,12 14 800
( Через азотные регенераторы 4,25 15 300
1 Из колонны 3,288 11850
Азот Из-под крышки конденсатора в турбодетан- 1,072 3 850
1 дер В основной теплообменник 0,11 390
1 Кислород Возвращается в азотную магистраль 0,962 3 460
Через кислородные регенераторы 1 3 600
Без учета количества циркулирующего воздуха.
§ jo-3]
Материальный и тепловой баланс колонны
425
д) Общее количество перерабатываемого воздуха
Общее количество воздуха, поступающего на разделение:
Vраз = 5,36 • 3 600 19 300 нм*/ч.
Принимая потери воздуха в регенераторах и потери из-за неплотностей 4%„
получим производительность турбокомпрессора
1/турб = 19 300.1,04 = 20 000 нм*/ч.
10-3. МАТЕРИАЛЬНЫЙ И ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОЛОННЫ
а) Материальный баланс колонны 1
Основные величины для расчета следующие (обозначения см. на рис. 10-1).
Количество поступающего воздуха (79,1% N2)
VB — 5,36 нм*/нм*Ог.
Количество уходящего из верхней колонны азота (97% N2)
А ~ 3,288 нм*/нм*О^
Количество уходящего кислорода (99% О2) из верхней колонны
К == 1 нм* О2.
Количество азота (97% N2), отводимого в турбодетандер:
£)' = 1,072 нм*/нм* О2.
Давление в нижней колонне /7=5,6 ата.
Давление в верхней колонне р = 1,25 ата.
Количество кислородной жидкости R в нижней колонне определяется по
уравнению материального баланса:
XD“ хв 97 — 79,1
R = х _у~ = 5,36- -97_62 = 2,74 нм*/нм* О2, (10-4).
D R
где xD — концентрация жидкости в азотных карманах (97% N2);
хв — концентрация воздуха (79,1% N2);
—концентрация кислородной жидкости в испарителе (62% N2).
Количество жидкости, поступающее на орошение верхней колонны:
D + D" = VB — R — D' = 5,36 — 2,74 — 1,072 = 1,548 нм*/нм* О2.
Из-под крышки конденсатора часть газообразного азота D* = 1,072 нм* идет
в детандерный теплообменник для подогрева и далее направляется в турбодетан-
дер. Другая часть газообразного азота D" идет в дополнительный конденсатор,,
где конденсируется, вызывая испарение жидкого кислорода.
Количество азота D" определяется по уравнению
D" — К г°' у °' . (10-5).
Ч Ч
где rN и го —теплота парообразования для 1 кг азота и кислорода;
In — 7о* — удельный вес 1 нм* азота и кислорода.
По Т-p-x-y-i-jwzграмме:
для 97% N2 при 5,6 ama rN = 1 150 ккал/моль — ккал/кг;
для 99% О2 при 1,3 ата rQ* = 1 620 ккал/моль = 50,5 ккал/кг.
1 Рассматривается режим, когда весь получаемый кислород проходит чере»
выносной конденсатор.
426
Технологический расчет установки с регенераторами
[ гл. 16
Рис. 10-1. Схема разделительного аппарата с до-
полнительным конденсатором, отделителем аце-
тилена и переохладителем жидкости.
/ —переохладитель жидкого азота; 2—дополнительный
конденсатор; 5—отделитель ацетилена.
Материальный баланс колонны
Таблица 10-2
Поток Обозна- чение Количе- ство нм3 на 1 яж3 О2 Концен- трация Na, % Давле- ние, ama г, °к
Воздух, входящий в колонну 5,36 79,1 5,7 101
Нижняя колонна
Кислородная жидкость R 2,74 62 5,7 99,5
Азот, поступающий на орошение D + Dft 1,548 97 5,6 95,8
верхней колонны Азот Л отводимый в турбодетандер D' 1,072 97 5,6 96,2
Азот - в дополнительный конденса- /У' 1,41 97 5,6 96,2
тору Азот из карманов D 0,138 97 5,6 95,8
Верхняя колонна
Кислород К 1 1 1,3 92,7
Азот А 3,288 97 1,25 80,3
Ǥ 10-3]
Материальный и тепловой баланс колонны
427
Подставляя найденные значения, получаем:
£>"-=1,41 нм3/м3 О2.
В азотные карманы поступит жидкого азота
(D + £>") — £>" = 1,548— 1,41 ±=0,138 нм3/м3 О2.
т. е. из азотных карманов поступает в верхнюю колонну весьма небольшое коли-
чество жидкого азота.
б) Тепловой баланс колонны
Уравнение внешнего теплового баланса колонны может быть выражено сле-
дующим образом:
VB iB + <7зКО% *= + D4'd,, (10-6)
•где VB —количество перерабатываемого воздуха 5,36 нм3/нмА О2;
Д’— количество кислорода 1 нм3;
А — количество азота 3,288 нм3/нм3 О2;
D'— количество азота, отводимого в детандер, 1,072 нм3/нм3 О2;
^з°Л — потеРи холода в колонне 1 к^ал)м3;
iK—энтальпия 1 нм3 кислорода при /?==1,3 апга и Т =92,7° К; iK =
= 93 ккал/нм3;
iD,— энтальпия 1 нм3 азота, уходящего из-под крышки конденсатора при
р — 5,6 ama и температуре Т = 96,2° К; ^=91,4 ккал/нм3;
iB — энтальпия 1 нм3 воздуха, входящего в колонну;
iA — энтальпия 1 нм3 азота, уходящего из разделительного аппарата (вклю-
чая переохладитель жидкости).
Энтальпию i'A можно определить из уравнения теплового баланса переохла-
дителя азотной жидкости.
в) Тепловой баланс переохладителя азотной жидкости
и температура уходящего азота
Разность температур между жидким и газообразным азотом на холодном
•конце аппарата принимаем Д/®=5ОС, т. е. жидкий азот должен быть охлажден
с 95,8 до 85,3° К.
Количество отнимаемого тепла определится по уравнению
Q=(Z> + £")7n, ' Л) = 1,548* 1,251 *0,4» 10,5 == 8,1 ккал/нм3 О2, (10-7)
где со— теплоемкость жидкого азота, равная 0,4 ккал/кг.
Энтальпия и конечная температура азота после переохладителя жидкости
определяются из уравнения
ЛЛ^ЭЗ^ —ф=8,1, (10-8)
где iA —энтальпия 1 нм3 азота при Температуре 80,3° К;
А = 3,288 нм3/нм3 О2 по f-T-диаграмме для воздуха;
iA == 68,7 ккал/кг.
Подставляя [значения А и i'A в формулу (10-8), можно определить i'A:
= 70,6 ккал/кг^ или 91,4 ккал!нм3.
По диаграмме i-T для воздуха находим температуру уходящего азота
Таз = 88,0° К.
г) Энтальпия воздуха, поступающего в разделительный аппарат
После определения из уравнения (10-6) можно определить энтальпию и
температуру входящего воздуха
1 *93 + 3,288*91,4 + 1,072*91,4 — 1-5,36
“ 5.36
= 90,6 ккал/нм3 или 70 ккал/кг.
428 Технологический расчет установки с регенераторами (гл. 10
д) Тепловой баланс нижней колонны
Для нижней колонны (рис. 10-2), в которой поднимаются пары G и стекает
флегма g, можно составить следующее уравнение теплового баланса:
V. Ч + ?3 Vb = ^R + + *>'') £ + DiD + Qk’ (10-9>
где VB— количество поступающего воздуха 5,36 нм3;
iB — энтальпия 1 нм3 воздуха 90,6 ккал/нм3;
q*'K— потеря холода в нижней колонне 0,4 ккал!м3;
R — количество кислородной жидкости 2,74 нм3;
iR —энтальпия кислородной жидкости, полученной при конденсации 1 нм1,
определяется как разность между энтальпией сухого насыщенного пара
и скрытой теплотой парообразования.
Для сухого насыщенного пара
= 1,293-71,5 = 92,5 ккал/нм3;
1 300
rR~ 227 ккал/нм3 (по диаграмме);
i'R = i'R — rR = 92,5 — 58,0 = 34,5 ккал!м3,
D’ _|_ D"—количество азота, отводимого из-под крышки конденсатора:
1,072 + 1,41 =2,482 нм3;
ip — энтальпия сухого насыщенного пара азота при р = 5,6 ата;
1,293- ip = 1,293-70,6 = 91,4 ккал)нм3;
D — количество жидкого азота из азотных карманов — 0,138 нм3;
i'D— энтальпия жидкого азота в карманах, определяемая как разность между
энтальпией сухого насыщенного пара и скрытой теплотой парообразова-
ния.
Для сухого насыщенного пара
ip = 91,4 ккал/нм3;
1 150
Гр = 22 4 =* 51,3 ккал/нм3.
Отсюда имеем:
ip=ip— rD ^91,4— 51,3 = 40,1 ккал! нм3,
QK — количество тепла, передаваемое в конденсаторе жидкому кислороду. Под-
ставляя в уравнение (10-9) найденные величины, получим тепловую нагрузку
конденсатора
QK = 156 ккал/нм3 О2.
е) Тепловой баланс верхней колонны
Уравнение теплового баланса верхней колонны (рис. 10-3) следующее:
Ri'R + (D + D") (i'D - Ср^).+ q*KVB + QK = Ki'K + Al* , (10-10)
где R— количество кислородной жидкости 2,74 нм3;
iR — энтальпия кислородной жидкости 34,5 ккал1нм3;
D + D"—количество жидкого азота 1,548 нм3;
tD — энтальпия жидкого азота 40,1 ккал!нм3;
ср Ы — тепло переохлаждения жидкого азота;
1,251.0,4-10,5 = 5,25 ккал/нм3;
§ 10 4]
Температура азота после расширения в детандере
429
Рис. 10-2. Схема ниж-
ней колонны.
Рис. 10-3. Схема верхней
колонны.
— потеря холода в верхней колонне 0,6 ккал!нм3;
К — количество жидкого кислорода 1 нм3;
iK — энтальпия жидкого кислорода:
, „ 1 620
/к = iK — rK = 93 — ’22 4 “ 21 ккал!нм3;
Л —количество уходящего азота 3,288 нм3;\
—энтальпия азота 1,293*68,7 = 88,8 ккал/нм3.
Подставляя цифры в уравнение (10-10;, получаем:
Q = 156 ккал/нм3,
т е. величина, вполне совпадающая с QK, полученной для нижней колонны. Эту
величину принимаем для дальнейших расчетов.
10-4. ТЕМПЕРАТУРА АЗОТА ПОСЛЕ РАСШИРЕНИЯ В ДЕТАНДЕРЕ
Температура азота, поступающего в регенераторы, должна быть 93° К (см.
определение основных параметров). Эта температура получается в результате сме-
шения уходящего из разделительного аппарата холодного азота с температурой
88,0° К с более теплым азотом, уходящим из турбодетандера.
Количество азота, идущее в регенераторы и смешивающееся с холодным
азотом,
Л^!1 = 0,962 нм3.
Температура азота определяется из уравнения
л-^-дг = лРе;т-<удг’ (1°-и)
где Л —* количество азота, уходящего из колонны, 3,288 нм3,
ср — теплоемкость азота;
Д/ — разность температур, на которую подогреется холодный азот, равная
93 — 88,0 = 5° С;
ДГ — разность между температурой азота после турбодетандера и температу-
рой после смешения, равной 93° К, т. е.
ДГ = (/х - 93).
430
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10'
Подставляя в уравнение (10-11) значения отдельных величин, получаем:
3,288 ср 5 = 0,962 ср (/х — 93),
откуда температура азота, уходящего из турбодетандера, равна:
/х = 110° К.
10-5. ТЕМПЕРАТУРА АЗОТА, ПОСТУПАЮЩЕГО В ТУРБОДЕТАНДЕР
Зная температуру азота после расширения в Турбодетандере и его термод и-
намический к. п. д., можно определить начальную температуру азота перед поступ-
лением в турбо детандер с помощью /-S-диаграммы для воздуха (рис. 10-4).
Для этого из точки а, соответствующей р = 1,3 ama, Т — 110° К, проводят
горизонтальную линию ab и линию ас, параллельную изобаре. Далее из произволь-
ной точки с проводят перпендикуляр к ab
и откладывают отрезок
0,65
bd~№cb-
ккал/кг
ккал/кг'°C
Рис. 10-4. Определение температуры
азота, поступающего в детандер.
Проводят линию da, и точка пересече-
ния е с изобарой р = 5,6 ата дает искомое
состояние азота перед поступлением в турбо-
детандер. Из диаграммы i-S находим, что
Т — 140° К. Адиабатический перепад Ао= 12
ккал!кг.
10-6. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
РЕГЕНЕРАТОРОВ
а) Кислородные регенераторы
Количество передаваемого тепла
QKp = vKS-1,293 +
+ V, P-<?F= К-1,293 (/298- 4), (10-12)
где Vgp — количество воздуха при р = 5,8
ата, равное:
0,97*3 600 = 3 490 нм*/ч.
i308 —энтальпия воздуха при р = 5,8 ата и Г=303°К, равная 122,7 ккал/кг\
/101 —энтальпия воздуха при р = 5,8 ата и Т = 101° К, равная 71,6 ккал/кг',
—потеря на 1 м3 воздуха, проходящего через регенераторы, 0,32 ккал/нм3.
Подставляя цифры, получаем:
QKp =: 3 490* 1,293(122,7 — 71,6) + 3 490*0,32 = 232 000 ккал/ч.
б) Азотные регенераторы
Количество передаваемого тепла
Qa.p = 1,293 (i„, - i101) 4- VF-?F = A-1,293 (1'98-Q, (10-13)
где р — количество воздуха, проходящего через азотные регенераторы 4,12 X
X 3 600 = 14 800 нм3/ч; ?рег = 0,63 ккал[нм*.
Остальные величины те же, что и для кислородных регенераторов.
Подставляя цифры, получаем:
Qa р = 14 800-1,293(122,7 — 71,6) + 14 800-0,63 = 975 000 ккал)*.
§ 10-7] Тепловой баланс предварительного теплообменника (ожижителя)
431
10-7. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА (ОЖИЖИТЕЛЯ)
В предварительном теплообменнике воздух высокого давления (р=169 апга}
охлаждается до 5° С во избежание выпадения’льда.
Тепловую нагрузку предварительного теплообменника пренебрегая потерей
холода в окружающую среду, можно считать равной:
Qn.T = ^В.д • “ Ч78) + GB-qK = 1,293 (х - i')t (10-14)
где VB д — количество воздуха высокого давления, равное 970 нм3/ч;
— энтальпия воздуха высокого давления при /?=160 ат и Т=303° К, рав-
ная 116,0 ккал!кг;
*278 — энтальпия воздуха высокого давления при р ==* 160 ат и Т = 278° К,
равная 108,5 ккал) кг;
GB — весовое количество воздуха* равное 970-1,293 = 1 255 кг;
q —тепло, выделяющееся при конденсации влаги при охлаждении воздуха
с 303 до 278° К;
х — искомая энтальпия.
Величина qK определяется следующим образом:
При /7=160 ат и Т = 303°К удельный объем воздуха по диаграмме pv-p
будет:
pv 9 000
== 160 10* 0»00563 м3!кг.
Количество влаги при Т = 303° К равно 30,3 г/л«3. Количество влаги в воздухе
удельного объема равно:
^ = 0,00563*0,0303 = 0,00017 кг.
При /7= 160 ата и Т = 278° К удельный объем воздуха по диаграмме pv-p
pv 8 020
= — = 160 1 04 • = 0,005 л’/ягг.
Количество влаги в воздухе при Т = 278° К равно 6,4 г/м3.
Количество влаги в воздухе .удельного объема у2
ву2 = 0,005-0,0064 = 0,000032 кг.
Количество конденсирующей влаги
— w2 = 0,00017 — 0,000032 ==- 0,000138 кг.
Количество отнимаемого при конденсации тепла
<7К = К — а»2)-(595 + с р-М),
где 595 — теплота конденсации пара, ккал/кг;
с^*Д/ = 25 ккал/кг — теплота охлаждения воды с 30 до 5° С, отсюда
qR = 0,000138 (595 + 25) = 0,086 ккал/к г.
Подставляя полученные цифры в уравнение (10-14), имеем:
Qn<T = 970-1,293 (116,0 — 108,5)+ Г255- 0,086= 9500 ккал/ч.
По уравнению (10-14) можно определить энтальпию и температуру азота после
предварительного теплообменника:
Лт = 1,2ЙЗ (х — /') = 9 500 ккал 1ч,
где т!т — количество азота — 390 нм31ч (см. таблицу материального баланса);
V — энтальпия при р = 1 ата и Т = 223° К (—50° С) = 103,6 ккал/кг.
Подставляя цифры, получаем: х = 122 ккал! юг.
По У-Г-диаграмме для воздуха температура азота после предварительного
теплообменника будет:
7\>3 =299° К.
432
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Разность температур на теплом конце
Д/, = 303 — 299 = 4° С;
на холодном конце
Д/2 = 278 — 223=-- 55° С.
10-8. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС АММИАЧНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
Воздух высокого давления должен охлаждаться от 278 до 228° К. Необходи-
мое для этого количество холода с учетом потерь в размере 5% определяется по
уравнению
QaM = 1,05.Ув.д • 1,293.(48- 4?8). (10-15)
Расходом холода на вымораживание пренебрегаем вследствие незначительности
этой величины, не влияющей на точность расчета.
х228 — энтальпия воздуха высокого давления при р=160 ama,
Т = 228° К, равная 91 ккал/кг.
Значения остальных величин приведены в § 10-7.
Подставляя эти величины в уравнение (10-15), получаем:
QaM = 1,05-970-1,293 (108,5 — 91) = 23 000 ккал/ч.
Количество испаряющегося в теплообменнике аммиака
4 23 000
g = • = 68,0 кг/ч,
где 337 — скрытая теплота испарения аммиака при t =—50° С, ккал/кг,
10-9. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ОСНОВНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
Воздух высокого давления охлаждается в основном теплообменнике азотом
из турбодетандера, который нагревается от 110 до 223° К.
Уравнение теплового баланса для основного теплообменника
Со.т =’/в.д •1.293(/юв-х) + Ив</°-т=Лт-1>293(/2г»-(11,). (10-16)
где |/ — количество воздуха высокого давления, равное 970 нм*/ч\
VB—общее количество воздуха, равное 19 300 нм3'ч;
Z228 — энтальпия воздуха высокого давления при температуре Т = 228° К, рав-
ная 91 ккал!кг\
q^,T—потеря холода в основном теплообменнике 0,02 ккал^нм3;
Ат—количество азота, проходящего через теплообменник, равное 390 нм3/ч\
Z22t— энтальпия воздуха при р — \ апга и Т ==223° К, равная 103,6 ккал!кг\
Gw — энтальпия воздуха при р=1 ama, Г=110оК, равная 76 ккал/кг\
После подстановки цифр в уравнение (10-16) получим:
Qo т = 14 000 ккал/ч\
970-1,293 (91 — х)+ 19 300-0,02 = 14 000 ккал/ч,
откуда энтальпия воздуха высокого давления после основного теплообменника х =
= ЪО,2 ккал}кг.
Температуру воздуха высокого давления после основного теплообменника на-
ходим по Z-Г-диаграмме, Т = 202° К.
Разность температур между газами на теплом конце теплообменника Д/j =
= 5° С, на холодном конце Д/2 = 92° С.
10-10. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ДЕТАНДЕРНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
Для детандерного теплообменника можно написать следующее уравнение теп-
лового баланса:
Фд.т = ^в.д 1>293 (Z2<12 х)-f-= D • 1,293 (Z140—Zgg^)» (10-17)
где ^в.д ~ количество воздуха высокого давления, равное 970 нм31ч\
4о2 — энтальпия воздуха высокого давления, равная 80,2 ккал/кг\
— потеря холода в детандерном теплообменнике, равная 0,03 ккал/м3;
§ 10-11]
Сводный материально-тепловой баланс
433
D'— количество азота, отводимого в турбодетандер, равное 3 850 нм*/ч\
440—энтальпия азота перед турбодетандером при р = 5;6 ата и Т — 140° К
по /-Г-диаграмме для воздуха, равная 82 ккал/кг\
/9б2 — энтальпия сухого насыщенного пара азота при /7=5,6 ата и Т =93,2 ° К
по /-^-диаграмме для воздуха, равная 70,6 ккал)кг.
Подставляя цифры в уравнение (10-17), получаем:
(?д т = 3 850 - 1,293 (82 — 70,6) = 56 500 ккал/ч = 970-1,293 (80,2 — х) + 19 300 - 0,03,
откуда
х = 35,6 ккал/кг.
По i-T- диаграмме находим температуру воздуха высокого давления после
теплообменника:
Т = 105° К.
Разность температур газов в начале теплообменника
Д4 = 62° С.
Разность температур газов в конце теплообменника
= 8,8° С.
10-П. СВОДНЫЙ МАТЕРИАЛЬНО-ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС
Результаты подсчетов тепловых нагрузок по отдельным аппаратам сводим
в табл. 10-3.
Таблица 10-3
Сводный материально-тепловой баланс
№ Аппарат Поток Количе- ство, HM*j4 Давле- ние, ата Температура Тепловая нагрузка, кчал[ч
вход, °К выход, °К
1 Азотный регене- ратор Воздух 14 §00 5,7 303 101 975 000
Азот 15300 1,15 298 93
2 Кислородный ре- генератор Воздух 3 490 5,7 303 101 232 000
Кислород 3 600 1,15 298 93
3 Предваритель- ный теплооб- менник Воздух 970 160 303 278 9 500
Азот 390 1,1 299 223
4 Аммиачный теп- лообменник Воздух 970 160 278 228 23 000
Аммиак 68 (кг) 0,416 234,5 223
5 Основной тепло- обменник Воздух 970 160 228 202 14 000
Азот 390 1,2 223 ПО
6 Детандерный теплообменник Воздух 970 160 202 105 56 500
Азот 3 850 5,6 140 96,2
7 Основной кон- денсатор Кислород 8 580 1,3 93,2 559 000
Азот 12 300 5,35 95,8
8 Дополнительный конденсатор Кислород 3 500 1,3 93,2 252000
Азот 4 820 5,35 95,8
28 С Я. Герш.
434
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
10-12. РАСЧЕТ РАЗДЕЛИТЕЛЬНОЙ колонны
а) Определение диаметров колонн
Диаметр верхней колонны. Скорость поднимающихся паров в верхней
части, отнесенная ко всему сечению, принята w = 0,35м/сек.
Количество уходящих из колонны паров азота
А = 3,288 • 3 600 = 11 850 нм3/ч.
Это количество состоит йз паров, поднимающихся с тарелок, и паров, обра-
зующихся при дросселировании жидкого азота в количестве
(D + D") 3 600 нм3/ч.
При дросселировании жидкого азота, поступающего при температуре 85,3® К
от давления 5,6 до 1,25 ama, испаряется 5,5% (по Г-5-диаграмме), и количество
образовавшихся паров будет:
a (D + D") 3 600 — 0,055• 1,548-3 600 310нм3/ч.
Количество поднимающихся паров
б = Я —a(D + D")3600= 11 850 — 310 = 11 540 нм3/ч.
Удельный объем v азота при выходе из колонны при /?=1,25а/па гравен
0,189 м3/кг.
Диаметр верхней колонны.
Площадь кольцевой тарелки
те , о о 11 540-1,251-0,189
4 (°н —Dbh) — 3 600-ю 3b00-0,o5 =2,16л2. (10-18)
где DH— наружный диаметр тарелки;
DBH— внутренний диаметр тарелки.
При /)вя=0,8л£ из уравнения (10-18) получаем:
1 Г 2,16
К 0^85 + 0,64 <=1,840 л.
В установке КТ-3600 диаметр колонны DH = 1 900лмг.
Диаметр нижней колонны, Скорость поднимающихся паров, отнесен-
ная ко всему сечению, принимается равной w = 0,2 м/сек.
Количество поднимающихся паров
( Фк \ ( 156 \
6 = 3600 D' +D" + | = 3600 ( 2,482+Нот) - 19 300 «л3/ч.
\ rNa / \ /
Удельный объем v насыщенных паров азота при р = 5,6 ama равен ®А5м3/кг,
откуда диаметр нижней колонны
те 2 2 Gy-o 19 300-1,251-0,05
4 “Dbh)лбОО-ау б 600-0,2 = 1,б8л<2;
DH = ^/~J + 0,64 = 1,67 м или 1 670 мм.
В установке КТ-3600 скорЬсть паров в нижней колонне принята менее
0,2 м/сек и диаметр ее такой же, как и в нижней колонне, Da = 1 900 .юи.
б) Определение числа тарелок
Существующие методы определения числа тарелок до известной степени
являются условными, так как после получения расчетным путем числа идеальных
тарелок вводится поправочный к. п. д. тарелок, зависящий от условий работы
колонны. Присутствие аргона заметно влияет на величину к. п. д. тарелок, особенно
для отгонной секции верхней колонны. Мы принимаем при расчете средний к. п. д.
тарелок для нижней й верхней колонн т] = 0,3.
§ 10-12]
Расчет разделительной колонны
435
Определение числа идеальных тарелок производится графически в t-x-диа-
грамме. Этот метод принципиально является более правильным, чем другие графи-
ческие методы, и позволяет учитывать изменение теплосодержаний паров и жидко-
сти по высоте колонны и связанные с этим изменения количеств паров и флегмы.
Нижняя колонна. Координаты полюса для нижней колонны определяются
следующими выражениями:
Приведенная концентрация: х = xD = 97% N2.
Полюс Р лежит в точке пересечения вертикали x = 97%N2 с линией полюсов,
проведенной через точки R и В (рис. 10-5).
Рис. 10-5. Определение числа идеальных тарелок
для нижней колонны.
После нахождения полюса число теоретических (идеальных) тарелок опреде-
ляется графическим методом в i-x-диаграмме.
.Число теоретических тарелок получилось т1 = 7.
При среднем коэффициенте обогащения (к. п. д.) =» 0,3 число действительных
т. 7
тарелок будет: “^“=оТ = 23 тарелки.
Верхняя колонна. Координаты полюса для отгонной секции определяются
следующими выражениями.
Приведенная концентрация х = хк = 1%N2.
Приведенная энтальпия в ккал/моль (по диаграмме i—х}
i = i'K — QK-22,4 = 2 000 — 156-22,4 = — 1 500 к’кйл/йоль.
Координаты полюса для концентрационной секции верхней колонны находятся
следующим образом.
Приведенная концентрация х = хА = 97%N2.
2 8*
436
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Рис. 10-6. Определение числа идеальных тарелок
для верхней колонны.
Полюс Р2 лежит в точке пересечения вертикали х ~ хА = 97% N2 и линии
полюсов PXR. После нахождения полюса Р2 можно определить число теоретических
тарелок обычным графическим методом (рис. 10-6).
Определение числа идеальных тарелок показано на графике (рис. 10-6). Для
отгонной секции число идеальных тарелок /п1 = 6,5; для концентрационной секции
m2 =т 4; *с учетам к» П. Д. тарелок = 0,30 име,ем:
, тх ___ 6,5
0,30 = 22;
' —A 1Q
т2~ -г) 0,3 — 13‘
Общее число тарелок т2 = 22 + 13 = 35.
В установке КТ-3600 число тарелок в колонне низкого давления 36 шт.
10-13. РАСЧЕТ ОСНОВНОГО КОНДЕНСАТОРА
Из § 10-1 имеем следующее:
Средняя температура кипения кислорода
ГО> = 93,2° К.
§ 10-13]
Расчет основного конденсатора
437
Средняя температура конденсации паров азота концентрацией 97%N2
= 95,8° К.
Средняя разность температур Д£^=2,6°С.
Тепловая нагрузка основного конденсатора
QK = 156-3 600 = 560 000 ккал/ч.
1. Коэффициент теплоотдачи при конденсации
Коэффициент теплоотдачи при конденсации определяется по формуле Кута-
теладзе _________________
4/ г-у2-Х3 1
“=W3J/ (10-19)
где скрытая теплота г, удельный вес у, теплопроводность X, вязкость р. подсчиты-
ваются для средней температуры конденсирующегося азота
Газ = 95,8° К.
Скрытая теплота конденсации
г = 41,7 ккал/кг.
Удельный вес жидкого азота
Yn2 =0,715 кг/л (по /'-«-диаграмме для N2).
Вязкость, отнесенная к \ ч, для азота (рис. П-11)
10,2-10-®
»* = 3 600
Коэффициент теплопроводности жидкого азота
X = 0,1 ккал/м'Ч° С (см. приложения рис. П-9).
Высота трубок Н — 1,2 м.
Подставляя эти данные в формулу Кутателадзе, получаем:
_ 4/ 41,7-7152-0,18-3600-10е 1 Л л П9, , л
»» = 1,13 j/ ------------------------= 1 900 Of-0’25, (10-20)
где 0! = ^ — /ст—разность температур конденсирующего азота й стенки.
2. Коэффициент теплоотдачи при кипении
Коэффициент теплоотдачи со стороны испаряющегося кислорода подсчитываем
по формуле Кружилина
/ 7°-г \l/so /Y' XVs X0,75
as = 6,9- 10-s i*0,45с1"-Т°г1 9°7 (Ю-21)
или
откуда
a2=B3'33.0|33.
Значения отдельных параметров следующие:
Yo = 5,045 кг/м3 (см. приложение табл. П-1);
7q#= 1 140кг/лс3;
г = 51 ккал/кг;
6^=5 0,406 ккал/кг* ° С—теплоемкость (см. приложение);
р. = 17-10-6кг^сек/м2 (рис. П-11);
X = 0,145 ккал/м-ч° С (рис. П-9);
438
Технологический расчет установки с регенераторами
(гл 10
а = 1,02• 10“4* 13,2 кГ)м— поверхностное натяжение;
' 5,045*51 ?/зо / 1140 \78
1 140 — 5,045 J Д 1,02-10-*. 13,2) *
_______________0,1450’75__________________
X (17,1 • 10-в)0,45-0,4067/ео.93,2°’37 4,3
ИЛИ
а2 = 4,33,3 • б!'33 = 145Of-33.
3. Определение температуры стенки и коэффициентов теплоотдачи щ и аг
Температура стенки определяется из условия равенства тепловых нагрузок со
стороны конденсирующегося азота и испаряющегося жидкого кислорода при раз-
ности температур между конденсирующимися парами азота и испаряющимся жидким
кислородом — t*
Тепловая нагрузка на — единицы длины трубок
где dv—внутренний диаметр трубки, равный 6,2 мм\
^—наружный диаметр трубки, равный 7 мм*
6j и 6t— разность между температурами конденсирующегося пара и стенки и тем-
пературами стенки и испаряющейся жидкости.
Общая разность температур между конденсирующимся паром и испаряющимся
кислородом
01 + 02==2,6°С.
Температура стенки определяется графическим путем (рис. 10-7).
По оси абсцисс откладываем в масштабе отрезок, соответствующий разности
— 2,6° С. Далее от начальной температуры tx строим кривую^ зависимости
q = «^01= 1 9ОО-О;ОО62 0°-75= 11,80?’75.
Затем от температуры /2 строим кривую зависимости
q = aad202 = 145- 0,00702,3 = 1 .O0f,3.
Изменение алля конденсирующегося азота при изменении разности темпера-
§ 10-15]
Расчет регенераторов
439
Точка пересечения этих кривых дает значения для разностей температур 9. =»
= 0,65° С, 02= 1,95° С: *
q =s 9,0 ккал!ч-м.
Коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося азота
q 9,0
011 = t/Д 0,0062-0,65 =223°ккал/м2-ч^(^
Коэффициент теплоотдачи для испаряющегося кислорода
q 9,0
= Зд = 0,007.1,95 = 665 ккал1м*• *• °с-
4. Коэффициент теплопередачи
Коэффициент теплопередачи определяется по формуле
1
, (10-22)
«1 «2
следовательно,
k — —j-----j— =510 ккал/м2 • ч • °C.
2230 +665
5. Поверхность основного конденсатора
Необходимая поверхность теплопередачи
О 560 000
f=^=5W=424j(1 (1(К23>
Количество трубок
F 424
n"ndm-H 3,14-0,0066-1,2 = 17100- (10-24)
В установке КТ-3600 конденсатор имеет 17 749 трубок.
10-14. РАСЧЕТ ВЫНОСНОГО КОНДЕНСАТОРА
Выносной конденсатор располагается на 0,5 м ниже, чем основной конденсатор.
Кислород испаряется в трубках, азот конденсируется в межтрубном пространстве.
По своей конструкции выносной конденсатор представляет собой пучок’ медных
трубок диаметром 7Х9,4л«л<, свернутых по винтовой линии. Давление паров-кисло-
рода в выносном конденсаторе принято равным 1,3 апга. В этом случае температура
испарения кислорода Т 93° К.
Температура конденсации паров азота при p = 5fiatna Т=95,8°К.
. Разность температур между конденсирующимся азотом и испаряющимся кисло-
родом
Дг = 2,8°С.
При кипении кислорода в трубках змеевиков омертвляется значительная часть
поверхности. :Ввиду отсутствия формул для определения коэффициента теплоотдачи
при кийении ; в змеевике расчет можно произвести, исходя из опытного значения
коэффициента теплопередачи, который составляет /С = 300 ккал/м2-ч*° С.
Поверхность выносного конденсатора
Q 260 000
= йП =300^8 = 310 М (10-25>
10-15. РАСЧЕТ РЕГЕНЕРАТОРОВ
При расчете регенераторов необходимо определить ряд величин конструктив’
ного порядка, как-то: шаг и высоту рифления, общую высоту регенератора и полу-
чить данные, касающиеся сопротивления регенераторов, массы насадки и поверх-
440
Технологический расчет установки с регенераторами
[ гл. 10
ности теплообмена. Многие из этих величин связаны между собой, и изменение
одной влечет за собой изменение других. В силу этого сначала проводится предва-
рительный расчет для выбора шага рифления с тем, чтобы принятые размеры соот-
ветствовали заданному сопротивлению.
а) Предварительный расчет
1. Определение интегральной разности температур. В азот-
ном регенераторе происходит теплообмен между азотом в количестве Л=15 300 нм*/ч
и воздухом VB = 14 800 нм3/ч.
Отношение между объемами азота и воздуха, проходящими в регенераторе:
Температура азота на холодном конце . . Т — 93° К
Температура азота на теплом конце ... Г = 298° К.
Температура воздуха на холодном конце . Т — 101° К.
Температура воздуха на теплом конце . . Т = 303° К.
Изменение энтальпии воздуха в зависимости от изменения энтальпии азота
^в=Г-Д/а-‘73РеГ- (10-26)
v в
Потери были определены в размере 0,63 ккал/нм*, или 0,49 ккал/кг.
Изменение величины потерь (?|ег от изменения энтальпии Д/а
0,49 0,49
<Г = 7^7 • =* 4h- Д/а - °’0098Л/а-
Энтальпия воздуха по г’-Г-диаграмме
Ч»8 --121,7 ккал!кг\
in = 72 ккал/кг.
Окончательное изменение энтальпии воздуха
Д*в = 1,03Дга — 0,0098Дг’а = 1,0202Д/а.
Результаты подсчетов по 7-Т-диаграмме для воздуха сводим в таблицу.
Таблица 10-6
Значение энтальпий воздуха и азота по высоте регенератора
№ участка Та *а д,а Д/в = 1,0202 Д/а «в ТВ
1 298 121,7 0 0 122,7 303,0
5 5,085 117,70 282,0
10 10,202 112,50 261,5
15 15,3 107,40 240,0
20 20,4 102,30 219,5
25 25,5 97,20 198,5
30 30,6 92,10 178,0
35 35,7 87,00 157,5
40 40,7 82,00 138,0
45 45,8 76,90 119,0
50 51,0 71,70 102,0
По данным табл. 10-6 строим график изменения температур в регенераторе
между азотом и воздухом (рис. 10-8). Для определёния интегральной разности тем-
п
ператур^— р- полное количество передаваемого тепла делим на 12 равных участков,
2j
§ 10-15]
Расчет регенераторов
441
Рис. 10-8. Определение интегральной разности
температур в регенераторе.
для каждого из них находим средние разности температур Д/ср и определяем сумму
обратных величин .
Подсчет ведется в табличной форме (табл. 10-7). Сумма величин —
Е^г-2 * *’126-
Средняя интегральная разность температур
п __ 12
д/инт — Yl 1 2,126“ 5’65’
Zj д^ср
Таблица 10-7
№ участка д/ «ср 1 д*ср Ns участка М д*ср 1 д*ср
1 начальный 5 5 0,2 8 5,5 5,75 0,174
2 5 5 0,2 9 6 6.4 0,157
3 5 5 0,2 10 - 6,8 7,0 0,143
4 5 5 0,2 11 7,2 7,45 0,134
5 5 5 0,2 12 7,7 7,85 0,128
6 5 5 0,2 12 конечный 8
7 5 5,25 0,19
2. Определение коэффициента теплоотдачи. Коэффициент
теплоотдачи от воздуха к алюминиевой насадке и от нее к азоту или кислороду не
может быть определен с достаточной степенью надежности, поскольку направление
потоков газов при переходе от одного диска насадки к другому непрерывно ме-
няется.
442
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Как показывают опыты Чилтона и Кольборна, при движении газов через трубу,
заполненную какой-либо насадкой, переход от ламинарного движения к турбулент-
ному происходит при Re = 40. Поэтому следует полагать, что движение газов будет
турбулентным. Все же при малом числе Рейнольдса принять формулы для опреде-
ления коэффициента теплоотдачи, относящиеся к турбулентному движению, мы не
рекомендуем, так как это дает значительное отклонение от действительных зна-
чений.
Значения коэффициентов теплоотдачи сх1 и а2, подсчитанные по различным фор-
мулам для ламинарного движения, дают большие расхождения, поэтому следует
пользоваться эмпирическими данными. Мы полагаем, что протекание газов через
насадку с тысячами небольших ячеек создает благоприятные условия для теплооб-
мена и потому без большой погрешности можно принять а = 50 ккал/м^ч*0 С, что
соответствует опытным данным.
3. Определение средней высоты температурной петли.
Величина петли „гистерезиса" h в любом сечении регенератора может быть опре-
делена по формуле (5-28)
4 / L 2
h = С * ДО (х ~у J »
где С — постоянная величина;
х — расстояние от конца регенератора;
L — длина регенератора.
Постоянная С может быть вычислена по формуле (5-32)
где П — приведенное время.
Приведенное время определяется по преобразованной формуле (5-39)
2az
И =i ,
^ср’^ал*с
где а— коэффициент теплоотдачи 50 кка^/м^ч* ° С,
7ал — удельный вес алюминия 2 700 кг]мг\
с— теплоемкость алюминия; при средней температуре
303 + 101 __ 202° к с _ q j g ккал!кг • ° ’С;
'-Р z
— средняя толщина алюминиевой ленты, равная 0,2 лш;
ср
z — период переключения.
Приведенное время
2*50«z
0,0002*2 700*0,19 — 976*-
Расчет ведем на два значения периода переключения: 1,5 и 3 мин*.
= 1,5 мин = 0,025
z2=3 мин = 0,05 ч.
Получим следующие величины для приведенного времени:
ТТ1=*24,4;
П2 = 48,8.
Подставляем полученные цифры в формулу для, постоянной С:
2
-24л—=0-859;
-Г' + 2
С, = 1 — 48(8 = °-924-
~ + 2 •
$ 10-15]
Расчет регенераторов
443
Средняя величина петли для всей длины регенератора
^ср = 6 (А\ол “Ь А^теп)»
(10-28)
Аср = -Г(5 4-8)=-^- С = 2,165С;
А1ср = 2,165- 0,859 == 1,85° С;
Л2ср = 2,165-0,924 = 2° С.
4. Поверхность теплообмена азотного регенератора. По-
верхность азотного регенератора
Г_ Q
k (А^ИНТ ^ср)
где Q — количество передаваемого тепла, равное 946 000 ккал!ч\
50
k — коэффициент теплопередачи, равный = 25 ккал/м2-ч-° С;
«Д^инт — интегральная разность температур 5,65° С;
Аср—величина температурной петли 1,85 и 2,0° С;
975 000
F1 ~ 25 (5,65 — 1,85) = 10 300 м‘>
975000
Ft '~ 25 (5,65 — 2,0) — 10 700 м*-
Дальнейший расчет будем вести на максимальный период переключения—Змин.
5. Определение объема регенератора. Объем регенератора опре-
рифления
деляется в зависимости от поверхности 1 м3 насадки регенератора, шага
и толщины ленты.
Зависимость между поверхностью и объемом регенератора
2(и?г+1)
/7 = -----------— ’Г'Ь,
А4-д
где Н — поверхность насадки регенератора, ле2:
F— площадь сечения регенератора, ле2;
, L — высота регенератора, ле;
h — высота рифления ленты, ле;
д — толщина ленты, ле;
t
. 2
tg g = -----(р — угол наклона рифа, t — шаг рифления).
h — д
Высоту рифленой ленты выбираем равной половине шага рифления
t
h— 2 .
(10-29)
(10-30)
Тогда
tg? =
t
2
4^
или
F-L = V
(t
2 '
1_
sin р
(10-31)
Определяем объем регенератора поверхностью 10 700 ле2 для шага рифления
— 2, ‘3, 4, 5, 6 при принятой толщине ленты 0,2лел< и при & = 0,Злеле. Зная объем
444
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Рис. 10-9. Изменение поверхности
и веса насадки регенератора.
регенератора и общую поверхность
теплообмена, можно определить по-
верхность и вес насадки в 1 м8 объ-
ема регенератора.
Результаты расчетов приведены
в табл. 10-8 и на графике рис. 10-9.
6. Секундный объем азо-
та (на теплом конце регенератора).
Секундный объем азота на теплом
конце регенератора
^сек=-3600-- <10'32>
где А—количество азота 15 300 нм8!ч\
Y—удельный вес азота 1,251
кг!м8*
va3 — удельный объем азота при
р = 1,05 ата и Т = 298° К:
1 1 298 _ 1,040
°аз — 7 '1,05 273 y •
откуда
15 300-1,040
VceK =---3600----= 4*4 МЗ!СеК-
7. Определение сечения регенератора в зависимости от
шага рифления и скорости азота. Полное сечение регенератора
у
F = 00-33}
аз
где о>аз — скорость азота;
у—отношение площади сечения регенератора к площади свободного про-
хода. „ _
Таблица 10-8
Толщина 0,2 мм Толщина 0,3 мм
Шаг н( ^+ъ \ т/ 1 1 Поверх- ность Вес н(^+'\ X/ _ -т-1 I Поверх- ность Вес
t, мм 2l_2_ + i) \ sin ? / насадки на 1 м3 насадки на 1 ж8 v 2 I 1 I \5in7 + ly насадки на 1 м3 насадки на 1 м3
2 2,82 .и3 3 780 м* 1 024 кг 3,13 м8 3 300 м* 842 кг
3 3,92 . 2 740 . 742 я 4,22 я 2 540 я 687 „
4 5,0 . 2 180 , 576 я 5,32 я 2010 я 543 я
5 6,13 . 1 750 . 473 я 6,43 я 1 670 я 452 я
6 7,2 . 1 480 . 400 я 7,5 я 1 415 „ 383 я
Р езультаты расчета СВОДИМ В ' габл. 10-9 и 10-10. Табл и ц а 10-9
Площадь полного сечения регенератора, м\ при различных t и о>аз
Шаг t, мм 9 , м}сек
1,5 1,75 2 1 | 2,25 2,5 3
2 1,56 4,57 3,92 3,43 3,05 2,75 2,29
3 1,4 4,1 3,53 3,08 2,73 2,45 2,06
4 1,29 3,8 3,25 2,84 2,52 2,37 1,89
5 1,21 3,55 3,05 2,65 2,37 2,13 1,78
6 1,16 3,4 2,92 2,55 2,28 2,04 1,7
§ 10-15]
Расчет регенераторов
445
Таблица 10-10
Диаметр азотного регенератора, м, при различных t и иуаз
Шаг t, мм 9 «аз» м!сек
1,5 1,75 1 2 2,25 2,5 3
2 1,56 2,42 2,24 2,09 1,97 1,87 1,71
3 1,4 2,3 2,12 1,98 1,87 1,76 1,62
4 1,29 2,2 2,03 1,91 1,79 1,70 1,56
5 1,21 2,13 1,97 1,85 1,74 1,65 1,51
6 1,16 2,09 1,94 1,80 1,71 1,61 1,48
8. Определение высоты регенератора. Высота регенератора оп-
ределяется формулой
V
L = -p-. (10-34)
В табл. 10-11 даны результаты расчетов.
Таблица 10-11
Высота регенератора, м, при различных t и о>аз толщина 5 = 0,2 мм
Шаг t, мм V, м* о>аз, м!сек
1,25 | 1,75 2 2,25 2,5 3
2 2,82 0,615 0,72 0,82 0,923 1,025 1,23
6 3,92 0,958 1,11 1,275 1,44 1,6 1,91
4 5,0 1,32 1,54 1,76 1,99 2,11 2,65
5 6,13 1,73 2,01 2,32 2,59 2,88 3,44
6 7,2 2,12 2,47 2,83 3,16 3,53 4,23
9. Определение сопротивления регенератора. Сопротивление
насадки, отнесенное к 1 м длины регенератора, в общей форме может быть выра-
жено уравнением
Ьр = f' • a —Y*^2 = C-y-w2 = C(10-35)
Величина при движении газа через регенератор остается постоянной, и по-
тому сопротивление насадки уменьшается к холодному концу. Сопротивление
1 пог. м длины регенератора рассчитываем при температуре азота Т'аз = 298°К.
Тогда для всякой другой температуры полное сопротивление регенератора
длиной L будет:
Д/’t = Да.. (10-36)
»т
Гидравлический диаметр определяется по формуле
4F
dnp = ~ц~ =0,00166 м, (10-37)
где
t-h —
U = t + 2hV2.
Число Рейнольдса Re =-------.
Сопротивление 1 пог, м насадки в мм вод, ст при различных скоростях дано
е табл. 10-12 (рис. 10-10).
446
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Полное сопротивление азотных регенераторов с учетом температур азота при-
ведено в табл. 10-13.
Полученные соотношения между отдельными параметрами регенераторов, ха-
рактеризующими его сопротивление, дают возможность построить график (рис. 10-11),
Рис. 10-11. Сопротивления регенератора в зависи-
мости от диаметра и высоты при различных вели-
чинах шага.
Рис. 10-10. Изменение сопро-
тивления 1 пог. м насадки при
различных скоростях в
мм вод. ст.
На основе полученных предварительных данных можно перейти к окончатель-
ному расчету азотного и кислородного регенераторов. т б 10 12
Шаг мм w, м1 сек
1.5 | 1,75 2 2,25 2,5 3
2 242 287 350 412 470 730
3 150 190 228 275 325 440
4 ПО 125 145 188 225 300
5 74 80 98 125 150 210
6 45 50 63 75 95 150
б) Окончательный расчет азотного регенератора
Основные данные.
Количество передаваемого тепла (см. тепловой баланс) t Q =? 975 000 ккал/ч.
Коэффициент теплоотдачи а = 50 ккал/м2-ч-°С.
Интегральная разность температур (рис. 10-8) Д?ннт = 5,65° С.
Разность температур на холодном конце регенератора чД^х0Л = 8° С.
§ 10-15]
Расчет регенераторов
447
Таблица 10-13-
Полное сопротивление азотных регенераторов в мм вод, спг, с учетом
температур азота при различных I и шаз
Шаг t, мм wa3» м!сек
1.5 | 1,75 | 2 2,25 2,5 | 1 3
2 189 -270 368 486 615 1 145
3 182 268 369 505 662 1 065
4 185 246 327 475 637 1 018
5 163 205 287 412 548 920
6 122 158 229 341 430 813
Разность температур на теплом конце регенератора Д^т = 5° С.
Время переключения регенераторов z =? 3 мин,
1. Приведенное время. Согласно предварительному расчету [форму-
ла (10-27)] приведенное время
ц == 48,8.
2. Средняя высота температурной петли. Средняя высота
температурной петли определяется из выражения (10-28) и равна:
0,924
Лср=-26-(8 + 5) = 2оС.
Поверхность теплопередачи регенератора
Q 975 000
F = £ (Д/инт-Лср) — 25(5,65 - 2,0) —10700 Л2>
где k — коэффициент теплопередачи:
k == -j—-—j- =25 ккал/м2• ч • °C.
“1 + “г
3. Размер р е г е н е р а т о р а. На основании данных предварительного рас-
чета выбираем:
диаметр азотного регенератора dper == 1 500 мм\
высоту азотного регенератора L = 3,5
шаг рифления азотного регенератора /=5 мм,
4. Сопротивление азотного регенератора. Секундный объем
азота на теплом конце регенератора определяется по уравнению (10-32) и состав-
ляет |/сек = 4,4 м*/сек.
Скорость азота в диске насадки на теплом конце регенератора
у
у сек
^= р---•<?,
* per
где <р — отношение площади регенератора (Грег) к площади свободного прохода
при t = 5 мм у = 1,21.
Следовательно,
4,4-1,21
ш =------------=3,03 м/сек,
yfW
Сопротивление 1 пог, м насадки при w = 3,03 м/сек составляет
= 215 мм вод, ст.
Полное сопротивление регенератора
Др = 215-^-e L == 215-0,68-3,5 = 510 мм вод. ст.
Y 19в
448
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
5. Изменение толщины насадки по зонам. При определении по-
верхности регенератора было принято, что приведенное время во всех сечениях
регенератора есть величина постоянная, и расчет производился по средней вели-
чине теплоемкости и при постоянной толщине алюминиевой ленты.
На самом деле теплоемкость алюминия при низких температурах изменяется
весьма значительно. Для температурного перепада, имеющегося в регенераторе,
теплоемкость алюминия изменяется почти в 2 раза.
Приведенное время при определенном периоде переключения зависит от теп-
лоемкости алюминия и толщины ленты. Для того чтобы приведенное время по вы-
соте регенератора изменялось незначительно, необходимо, чтобы толщина ленты
была различной по высоте регенератора.
При расчете мы исходим из предположения, что изменение температур подли-
не регенератора происходит прямолинейно. Строим кривую изменения теплоемкости
алюминия в зависимости от температуры c = f(T) (рис. 10-12).
Рис. 10-12. Изменение теплоемкости алюминия и тол-
щина ленты в зависимости от температуры.
На этом же графике наносим кривую 3 = f (L) или f (Г), полученную из усло-
вия дс = const.
Разбиваем весь регенератор на две зоны с лентами толщиной 5 = 0,2 мм
и а = 0,3 мм.
Из рис. 10-12 следует, что отношение длины части регенератора с насадкой
3 = 0,3 мм к длине с насадкой 5 = 0,2 мм составляет:
^0,3
А),2
35
165
0,212.
Общее число дисков высотой h = 35 мм будет:
L
h
3 500
35
100 дисков,
из которых 0,212’100 = 21 диск имеет толщину 5= 0,3 мм и 79 дисков имеют тол”
щину 5 = 0,2 мм.
Диски с более толстой лентой должны быть поставлены на холодном конце
регенератора.
В современных установках применяют насадку постоянной толщины с большим
шагом рифления на теплом конце, а на холодном конце регенератора шаг рифле-
ния уменьшают. Данные, приведенные в предварительном расчете, позволяют опре-
делить изменение шага рифления, необходимое для сохранения общей теплоем-
кости насадки на единицу длины регенератора. Для насадки постоянной толщины
приведенное время не является постоянной величиной.
6. Определение поверхности и веса насадки регенерато-
ра. Поверхность и вес одного диска азотного регенератора при высоте диска
I = 35 мм, диаметре регенератора dper = 1,5 м, толщине ленты 5 = 0,2 мм, шаге
’рифления ?=5 мм, глубине рифа h = 2,5 мм равны:
2 (sing ‘
Я== Г+"8
nd2
4 "Г >
(10-38)
§ 10-16] Расчет регенераторов на незамерзаемость в отношении углекислоты 449
где
откуда
Вес диска
h 2,5 1
tg ₽ = ЛТГУ =2J^2 = 1.085; sin ₽ = 0,736, = 1,36,
„ 2-2,36-0,035 п-1,52
Я =-------------1 000 4 ==108 м*'
Н 108
G = у ^8 = 2700--^О,0002 = 29,1 кг.
Поверхность и вес одного диска регенератора при 8 = 0,3 мм
2,5 1
tg Р ~2,5 —0,3 — J’14’ sin₽“°’75’ "sirTp I,33<
Поверхность одного диска
2-2,33-0,035-1 000 л-1,52
Н =--------2~8------------4— = ЮЗ ж2.
Вес диска
И 103
Q = Y -j- 5 = 2 700--у -0,0003 = 41,7 кг.
в) Расчет кислородного регенератора
Количество воздуха, проходящего через кислородный регенератор, равно
4,12
3 490 м*/ч и в Q-gy—4,26 раза меньше, чем через азотный.
Ввиду того, что все параметры остаются теми же, что и у азотного регене-
ратора, поверхность теплопередачи кислородного регенератора •
Fa3 10 700 ЛГ_ЛЛ .
^кисл— 4,26 — 4,26 —2 500 м.
При высоте кислородного регенератора такой же, как и у азотного, L = 3,5 jw,
диаметр
Паз 1,5
Лкисл- ^4^6 ~ !<4^ё -725 мм.
Поверхность одного диска кислородного регенератора при 8 = 0,2 мм равна:
#аз 108
^кис л 4,26 4,26 ~25,4 ж2.
Вес одного диска
„ баз 29,1 „„„
Окисл~ 4,26 —4,26— 6,83 кг”
Поверхность одного диска кислородного регенератора при 8 = 0,3 мм
Ня~ 103
якисл 4,а6 4,26 м •
Вес одного диска кислородного регенератора при 8 = 0,3 мм
G —41’7 — ПО
^кисл~~ 426 4,26 9,8
10-16. РАСЧЕТ РЕГЕНЕРАТОРОВ НА НЕЗАМЕРЗАЕМОСТЬ
В ОТНОШЕНИИ УГЛЕКИСЛОТЫ
Расчет на незамерзаемость регенератора проводится лишь в отношении угле-
кислоты, так как в отношении Н2О регенераторы являются абсолютно незамерза-
емыми.
29 с. Я. Герш.
450
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Рис. 10-13. Определение зоны начала отложения снега
углекислоты в регенераторах.
Для выяснения начала зоны отложения кристаллов СО2 на графике,,
представляющем собой кривые максимальной разности» температур для различных
отношений п = -ург, обеспечивающих незамерзаемость регенераторов от углекисло-
ты, наносим разность температур: Д/ = /(Гх) для различных температур холодного
газа (рис. 10-13).
На холодном конце регенератора мы имеем:
давление воздуха р = 5,7 atna\
давление обратного потока р~ 1,15 апга;
V'
отношение объемов -р- = 1,03.
Следовательно,
5,7
> п = 1,03 = 5,1.
Строим на том же графике кривую максимальной разности температур для
п = 5,1.
Точка пересечения двух кривых дает температуру зоны начала отложения
углекислоты Т = 109° К. Отложения кристаллов углекислоты будут иметь место на
холодном конце регенератора от температуры 109 до 93° К.
Для определения количества осадков СО2 на графике упругости паров угле-
кислоты (рис. 10-14) строим’ вспомогательную кривую' Д/ —Д/макс, обозначенную
—Afj, и составляем таблицу приведенных давлений в мм pm. ст. (табл, 10-14)-
Наибольшее количество осадков приходится на интервал 100 — 94° К. Ма-
ксимальная величина
Д/?^^ = 0,000023.
Количество осадков СО2 выражается уравнением
V'
ДО = 0,000023-0,00266 -у.
§ 10-16] Расчет регенераторов на незамерзаемость в отношении углекислоты 451
Таблица 10-14
Определение количества выпадающих осадков
гх ^со, <г'> РСОа />соа (г') — — <Pcoi <г'—0, />соа (т> рсо,<Т-^ Рсоа (Л— — ^соа (г—1) дРСОа
по 0,0035 0,0035 0 0,0035 0,0035 0 0
105 0,00077 0,00057 0,0002 0,00105 0,0008 0,000205 0,000005
100 0,000085 0,000053 0,000032 0,000017 0,000125 0,000055 0,000023
94 0,0000225 0,000016 0,0000055 0,00007 0,00005 0,00002 0,0000165
29*
452
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Через каждый из двух азотных регенераторов проходит:
15 300
У' = —— = 7 650 м*/ч\ р' = 1,15 ama.
Подставляя полученные величины, получаем:
7 650
&G = 0,000023 • 0,00266 • иг =0,398 г/ч.
’ ’ 1,10 * '
Если считать распределение температур в регенераторе прямолинейным, то
интервалу в 1°С общей длине регенератора 3,5 м будет соответствовать длина I
(нагревание холодного газа происходит с 93 до 298° К)
3 500
1~ 298 — 93 17,1 мм'
Площадь свободного прохода в холодной части регенератора
л-1,52
/' = —=1,46 м*.
4<f — •
Считаем, что допустимо работать, пока площадь свободного прохода газа
уменьшится лишь на 25%. Тогда остается объем для заполнения твердой углекис-
лотой на интервале температур в 1° С:
ДУ =: F.0,25-/= 14 600-0,25-17,1 = 6 200 см*.
Плотность твердой углекислоты 1,65 г/см*.^
•В регенераторе откладывается снег, плотность которого неизвестна. Плотность
снега Н2О примерно в 15 — 20 раз меньше плотности льда. По аналогии при-
мем к1лотность снега СО2 в 15 раз меньше плотности твердой СО2. Следовательно
продолжительность работы до заполнения свободного сечения на 25% будет:
у-ДУ 1,65 6 200
2= дёЛ5 = ТГ-0^98 = 1 730 или 2,4мес.
Произведенный расчет, несмотря на известную условность, указывает, что ре-
генераторы в течение длительного времени являются незамерздемыми.
10-17. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЁТ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
В предварительном теплообменнике (рис. 10-15) происходит охлаждение 970 нм*/ч
воздуха высокого давления от температуры 303 до 278° К холодным азотохм в ко-
личестве 390 нм*/ч, который нагревается с 223 до 299° К.
Конструкция теплообменника кожухотрубная. Движение газов внутри и сна-
ружи трубок — продольное.
Основные данные
1. Количество передаваемого тепла (смотри тепловой баланс) Q — 9 500 ккал/ч.
2. Давление воздуха р = 160 ama.
3. Давление азота р=1,1 ama.
4. Разность температур на теплом конце теплообменника Д/j = 4° С.
5. Разность температур на холодном конце теплообменника Д/2 = 55° С.
а) Коэффициент теплоотдачи от воздуха к стенке
Параметры воздуха следующие:
Средняя температура воздуха
Удельный объем воздуха при /> = 160 ama и 290,5° К (по /до-р-диаграмме
для воздуха)
рц 8 500
v р 160-104 ‘ 0,0053 м*/кг.
§ 10-17]
Тепловой расчет предварительного теплообменника
453
Удельный вес
у = — ^б.ООбЗ^188 кг!м*'
Секундный объем воздуха:
V
v сек
970» 0,0053 ‘1,293
3 600
= 0,00185 м*/сек.
Скорость воздуха высокого давления при-
нимаем до == 0,6 м/сек.
Площадь живого сечения трубок
0,00185i
Гж == —pg 1 =0,00308 м2.
Принимаем размер трубок диаметром 11 X
X 1,5 мм.
Поперечное сечение одной трубки' по внут-
реннему диаметру
f = 0,785 • 0,0082= 0,0000502.
Уа3-390м3/ч
Рис. 10-15. Схема потоков газа
в предварительном теплообмен-
нике.
Число трубок
ijO,00308
п = 0,0000502 61,5 тРУбки-
Принимаем число трубок 61.
Коэффициент теплоотдачи от воздуха к стенке по формуле Крауссольда
Nu = 0,024 -Re018-Pr0,33.
Критерий Рейнольдса
„ wdy 0,6.0,008-185 , „„
Re — i)-g 1,9-10~‘-9,81 47 80°.
где т) — вязкость по диаграмме риС. П-10,
т]=1,9»10“6 кг-сек/м2\
g—ускорение силы тяжести 9,81 м/сек2.
Критерий П'р а н д т л я
Рг =
По диаграмме рис. 4-3
откуда
v 15,2.10-в‘3 600
а ' 7,45-10-2 °’732,
Nu = 123,
Nul
d
123-0,0217
0,008
335 ккал/м2-ч° -С.
б) Коэффициент теплоотдачи от стенки к азоту
Средняя температура азота в межтрубном пространстве
Т
ср
299 + 223
2
=261° К»
Удельный вес азота при р= 1,1 ата и Т = 261° К
Y = 1,44 кг/м\
Удельный объем азота
°аз °»695 м2/кг.
аз । 44
Секундный объем азота
390-1,251.0,695 а/
Гсек =------3600-----= 01094 М <СеК'
454
Технологический расчет установки с регенераторами
(гл. 10
Принимаем скорость азота в межтрубном пространстве равной ^=10 м/сек.
Живое сечение межтрубного пространства
0,094
^По^0-0094 м*
Приведенный диаметр
4-0,0094
dnp= dTpJwt — 0,011.3,14-61 — 0,018 м-
Коэффициент теплоотдачи от стенки к азоту определяем по формуле
Nu = O,O24Re°’8-Pr0,33.
Критерий Рейнольдса
wd-( 10-0,018-1,44
Re— 1,65-10-»-9,81 =16000>
где т) — вязкость азота по диаграмме рис. П-10 при Т = 261 ° К:
-q = 1,65* 10~® кг]сек*м2.
Критерий Прандтля
м 1,65-10~6-0,251-9,81-3 600
Рг — а 0,019 —0,77.
По диаграмме рис. 4-3 находим:
Nu = 52,
откуда
NuX __ 52-0,019 ____
otj — 0 018 35 ккал 1м *ч* С.
в) Коэффициент теплопередачи
^ = ——!—[-—-j—-—р=45 ккал/м2 -ч-°С.
ai а2 335 + 52
г) Средняя разность температур для предварительного теплообменника,
д) Поверхность теплообменника
Q 9 500 __
F~ Шлог “ 45-19,5 10,85 М
Длина трубок
F _ Ю,85 _
£— 3,14-0,011-61 5,15*.
10-18. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ АММИАЧНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
В аммиачном теплообменнике воздух высокого давления охлаждается с 278 до
228° К. Аммиак испаряется при абсолютном давлении 0,416 ата. Температура испа-
рения 223° К (— 50° С). В нижней части аммиачного теплообменника вследствие
давления столба жидкости абсолютное давление узеличазаегся и температура ис-
парения аммиака повышается. При столбе жидкости h = 4 м абсолютное давление
внизу увеличивается на 0,28 ата и составит 0,696 ата. При этом давлении
аммиак испаряется при Т = 234,5° К.
§ 10-18]
Тепловой расчет аммиачного теплообменника
455
Основные расчетные данные (рис. 10-16)
1. Количество передаваемого тепла (см. тепл, баланс) QaM =» 23 000 ккал/Ч.
2. Давление воздуха р = 160 ama.
3. Разность температур при входе в аммиачный теплообменник = 43,5° С.
4. Разность температур при выходе из аммиачного теплообменника Д/2=5° С.
а) Коэффициент теплоотдачи от воздуха к стенке
Средняя температура воздуха
278 + 228 rtr ftTr
Гср=*-----J----=253 К*
Удельный объем воздуха при р = 160 ama и Т = 253° К из ри-/?-ди а граммы
для воздуха
ру 1 000
р’—’ЮО-Ю"4 ~0,0047 м*/кг.
Удельный вес
1 1
и 0,0047 213 кг^'
Секундный объем воздуха
970-0,0047-1,293 л „
VceK =--------Зббб--------0,00163 мЧсек.
V =
уд-970м3/ч
Рис. 10-16. Схема потоков
газа в аммиачном тепло-
обменнике.
Скорость воздуха высокого давления w принимаем
0,6 м/сек»
Площадь живого сечения трубок
0,00163
Лк = 0,00272 *2 = 27,2-10-4 м2.
Диаметр трубок 25X3 мм.
Площадь сечения трубки
f = 0,785-0,0192 = 28,4-10-5 м2.
Число трубок
п =
Рж 27.2-10-*
~7~= ~28,4-10~5 =9’65 трубок.
Из конструктивных соображений берем п = 13 шт.
9 65
Тогда скорость воздуха в трубках составит: ш = 0,6—Ц--— 0,444 м/сек.
13
Коэффициент теплоотдачи от воздуха к стенке определяем по формуле
Краусс ольда
Nu = 0,024Re°’8Pr°’33.
Критерий Рейнольдса
wdy 0,444-0,019*213 , _
Re— W 1,65-10-в-9,81 112000>
где т) — вязкость воздуха по диаграмме:
i) == 1,65-10’6 кг*сек/м2.
Критерий Прандтля
Рг = —
а
11,93- 10-в-3 600
5,94-10’2
= 0,723.
Тогда
откуда
Nu = 225,
Nu А 225-0,019 о
==* = —q qYg— = 225 ккал/м2 • ч • С,
где А—теплопроводность по диаграмме 0,019 ккал/м-ч-°С.
456
Техно логический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
б) Коэффициент теплоотдачи от испаряющегося аммиака к стенке
Коэффициент теплоотдачи от испаряющегося аммиака к стенке принимаем
700\ ккал/м*-ч*°С. Это соответствует минимальному коэффициенту теплоотдачи от
испаряющегося аммиака к стенке.
в) Коэффициент теплопередачи
&=~1----—— = ~i-------—।— =170 ккал/м2*ч-°С
~а^ -*“а7 255 + 700
г) Разность температур
43,5 — 5
Д»лог ------Над- = 17’8ОС-
2.31g 5
д) Поверхность теплообменника
Необходимая поверхность теплообмена
Q _ 23000 2
F Шлог 170-17,8 “•7,6 м ‘
Длина трубок
F _ 7,6
L~n-n-d 13-3,14.0,019 “ 9,8
Вследствие влияния снеговой шубы термическое сопротивление трубок воз-
растает. Если принять толщину снеговой шубы 1 мм, то общее термическое сопро-
тивление при А = 0,25 для снега составит:
К = 170 ‘б^Г = °>00099»
откуда
k = ~R~ = 0,00099 = 101 ккал)»? ч • °C.
Поверхность теплообмена
170
F = 7,6-1оу = 12,8 м*.
Длина трубок
12,8
£== 13-3,14.0,019 = 16,5 м'
10-19. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ОСНОВНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
В основном теплообменнике воздух высокого давления охлаждается с 228 до
202° К (рис. 10-17).
Тепловая нагрузка согласно тепловому балансу составит:
Q = 14 000 ккал/ч.
Основные параметры следующие:
1. Количество воздуха высокого давления 970 нм*/ч.
2. Количество азота 390 нм*/ч.
3. Разность температур на входе в теплообменник Д^ = 5° С.
4. Разность температур на выходе из теплообменника Д/г~92°С.
Теплообменник витой с движением воздуха внутри трубок. Азот движется
поперек трубок.
§ 10-19]
Тепловой расчет основного теплообменника
457
а) Коэффициент теплоотдачи от воздуха, к стенке
Параметры воздуха. Средняя температура
202 + 228
Гср =---V----=215 к-
2
v =
Удельный объем воздуха при />=160 ата
1рамме pv-p для воздуха
рч 5 300
~р ~ 160-10~* =? 0(0033 -«’/кг.
Удельный вес
7 = — = 0>0033 = 303 кг!м\
Секундный объем воздуха
970-1,293-0,0033 _ „
Усек =-------3600------= °’00115 м>/сек-
Принимаем скорость воздух высокого дав-
ления
и температуре Т = 215° К по диа-
и6*970нмЗ/ч
Рис. 10-17. Схема потоков газа
в основном теплообменнике.
w = 0,6 м/сек.
Диаметр трубок 9Х 1»5 мм.
Площадь сечения трубки
Число трубок
f = 0,785-0,0062 —28,3«10~6 м2.
п =
11,5-10-*
28,3-10-в-0,6 —65'7'
Из конструктивных соображений берем 61 трубку, тогда скорость воздуха
65,7
w ~ = 0,645 м/сек.
Коэффициент теплоотдачи от воздуха к стенке определяем по формуле Краус-
сольда
Nu = 0,024Re°(8Pr°’33.
Критерий Рейнольдса
wd^ 0,645-0,006-303
Re— 1g 1,47-10-®-9,81 = 81 500,
где т] — вязкость воздуха при Т =215° К по диаграмме рис. П-10
т] = 1,47* 10-в кг*сек/м2.
Критерий Прандтля
v 1,47-10”6-0,43-9,81-3 600
Рг= а " 0,0167 = 1,33,
где с — теплоемкость воздуха 0,43 ккал/кг -°C;
X — теплопроводность воздуха по диаграмме П-5 0,0167 ккал/м-ч -°C.
По диаграмме рис. 4-3
откуда
Nu X
а = =-----ообб----= ккал/м2-ч-°С.
Nu = 225,
225-0.0167
458
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
б) Коэффициент теплоотдачи от стеики к азоту
Средняя температура азота
223+ 110
Гср =—--------------------------=166,5° К.
Удельный объем азота при р— 1,2 апга и Т = 166,5° К
va3 = 0,408 м*/кг.
Удельный вес
Y ₽= = + = 2<45 кг/м>-
Секундный объем азота
390.1,251-0,408 „„„„ ,,
VceK =-------зббб-------= 0,0553 м <еек‘
Скорость азота принимаем w = 10 м/сек, тогда живое сечение теплообменника
УСек 0,0553
= .л = 0,00553 мг.
W IU
/?ж =
Наружный диаметр труб
Диаметр цилиндрического
= 9 мм.
сердечника выбираем:
D. = 100 мм.
Диаметр наружной обечайки D2 при числе рядов 9
D2= Dj + 2-9 (8 + d) = 100 + 18(8+ 9) = 262+ 185.
Средний диаметр
Dcp = " t Dt = 181 + 9S-
или
Живое сечение для прохода обратного газа
31 ’ ^ср * $ * 9 ~ ^ж»
3,14(181 +9$) 9.5 = 5 530
9д2+ 181а — 196 = 0,
откуда
6 0,9 мм.
Относительный поперечный шаг
d 9 ~1U-
S2
При навивке трубок с тем же относительным продольным шагом ^-=1,1 для
определения коэффициента теплоотдачи можно пользоваться формулой (4-51)
Nu = 0,0418Re0,85.
Критерий Рейнольдса
Re __ !9 750
К Tg 1,14-10_в-9,81 — 19/ои’
где т) — вязкость азота при Т = 166,5 (по диаграмме П-10);
?)= 1,14-10“® кг-сек/м2.
Критерий Нуссельта
Nu = 0,0418-19 75O0,85 = 196.
$ 10-19]
Тепловой расчет основного теплообменника
459
Коэффициент теплоотдачи
Nu X 196-0,013 „„„ , , „„
а,= = Q Q09— = 282 ккал/л2-ч-°С.
в) Коэффициент теплопередачи
k= —j— -----1— = —j— -----j— = 194 ккал/мг-ч-°С.
"of + 625 + 282
г) Интегральная разность температур
Для нахождения истинной разности температур между теплообменивающимися
газами строим график изменения температур (рис. 10-18).
Изменение энтальпии воздуха в зависимости от изменения энтальпии азота
Va
Д1в = ГД1а-<?Г-
Г R
Потери (?з,тбыли приняты 0,02 ккал
на 1 jhs переработанного воздуха. Абсо-
лютная величина потери составляет
0,02 • 19 300 = 385 ккал, что на 1 кг воз-
духа, протекающего через основной теп-
лообменник, составит:
385
^з*т= gyQ, । 293 == ккал/кг.
Распределение этой потери в теп-
лообменнике
0,31
<7 = ;—377““ д*а=.
Чгз *ио
0,31
103,6 — 76 Д*а ==0»0112Д/а.
Рис. 10-18. Определение интегральной
разности температур.
Изменение энтальпии воздуха
390
— 970 д^а
— 0,0112Д/а = 0,414Д/а.
Результаты подсчетов сводим в табл. 10-15.
Таблица 10-15
Изменение температур воздуха и азота
№ участка газ. -К д/а Д/в = 0,414 Д/а *в ГВ,°К
1 223 103,6 0 0 91 228
2 — — 5 2,07 88,93 224
3 — — 10 4,14 86,86 219
4 — 15 6,2 84,8 214
5 — — 20 8,28 82,72 208
6 — — 25 10,35 80,65 203,5
7 НО 76 27,6 Н,4 80,0 202
По данным таблицы строим график и находим средние разности температур
Д/ср для шести равных участков, по ним находим величины —.
460
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. 10
Таблица 10-16
Изменение средней разности температур
№ участка д*ср 1 д^ср № участка Д^ср 1 д*ср
1 И 0,0905 4 51 0,0196
2 24,5 0,0407 5 64,5 0,0155
3 Интегра. 37,8 аьная разност! Д/ 0,0265 - ср температур п ИНТ 1 6 0,2058. 6 0,2058 =29,2 77 °C. 0,013
д) Поверхность теплообменника
Q 14 000
F= й-Д<йнт ’’ 194-29,2 =2,47 м*-
Длина трубок с учетом запаса 30/а
F == 1,3*2,47
n-n-d 61*3,14*0,009^ 1>87 м-
Примечание. Расчет поверхности теплообменника можно было произ-
воДить, исходя из логарифмической разности температур, ввиду того, что теп-
лоемкость воздуха изменяется относительно в небольших пределах. В случае
применения логарифмической разности температур ошибка составляет 3°/о.
10-20. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ДЕТАНДЕРНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
В детандерном теплообменнике происходит нагрев азота, уходящего из-под
крышки конденсатора и направляемого в турбодетандер. В детандерный теплооб-
менник (рис. 10-19) поступает 3 850 нм*/ч азо-
та при давлении 5,6 ата и нагревается от
96,2 до 136° К воздухом высокого давления,
температура которого понижается с 202 до
105° К.
Основные параметры следующие:
1. Тепловая нагрузка Q = 56 500 ккал!ч.
2. Количество азота А = 3 850 нм*/ч.
3. Количество воздуха высокого давле-
ния Кв д = 970 нм*/ч.
4. Разность температур при входе в те-
плообменник Д^±=62°С.
5. Разность температур при выходе из
теплообменника Д/2—8,8°С.
Vg-970M6>/4
Рис. 10-19. Схема потоков газов в
детандерном теплообменнике.
ТЕПЛООБМЕННИК ЗМЕЕВИКОВЫЙ С ПОПЕРЕЧНЫМ ДВИЖЕНИЕМ,
ОБРАТНОГО ПОТОКА
а) Коэффициент теплоотдачи от воздуха высокого давления к стенке
Параметры воздуха высокого давления. Средняя температура
ср
202+ 105
2
= 153,5° К.
§ 10-20]
Тепловой расчет детандерного теплообменника
461
Удельный объем воздуха при />=160 апга и температуре Т = 153,5°К по диаг-
рамме pv-p для воздуха
ри 2 800
и == ” jgo. । Q4 = 0,00175 м*/кг.
Удельный вес
Y = — = 0,00175 = 570 кг1мК
Секундный объем воздуха
т/
1 сек
970» 1,293-0,00175
------3^00--------= 0*00061 м*}сек.
Принимаем скорость воздуха высокого давления
w — 0,6 м/сек.
Диаметр трубок 9у 1,5 мм.
Площадь сечения трубки
f = 0,785-0,0062 = 28,3-10-« лс2.
Число трубок
__ 61-10-5
п“ 28,3-10“ь«0,6 ~"36’
Из конструктивных соображений берем 37 трубок, тогда скорость воздуха
36
w = 0,6— 0,583 м/сек.
Коэффициент теплоотдачи от воздуха к стенке определяется по
формуле Крауссольда
Nu = 0,024Re°'8Pr°’33.
Критерий Рейнольдса
„ 0,583-0,006-570 .
Re — 1,07-10-’.9,81 — 191 000>
где — вязкость воздуха при Т == 153,5° К:
т] = 1,07» 10-6 кг-сек/м\
Критерий Прандтля
„ ч 1,07-J0-6-0,447-9,81-3 600
Рг~ а 0,0122 1,39,
с — теплоемкость воздуха 0,447 ккал/кг^ С;
К — теплопроводность воздуха 0,0122 ккал/м*ч °C,
Nu = 0,024 (191 000)0’8- (1,39)0,33= 455;
Nu X 455-0,0122
04 = = ------0006---=^930 ккал/мг*Ч'°С.
б) Коэффициент теплоотдачи от стенки к азоту
Средняя температура
Удельный объем при р = 5,6 ата и Т — 116,1° К
va3 = 0,0605 м*/кг.
462
Технологический расчет установки с регенераторами
[гл. Ю
Удельный вес
Секундный объем
1 1
Y = = 0^605 = 16>5 кг1мК
V
3 850*1,251 «0,0605
сек =---------3 600-------= 01081 Mi/ceK'
Скорость азота принимаем равной 10 м)сек.
Тогда живбе сечение теплообменника
Усек = 0,081 = о Q081
ж w 10
Наружный диаметр трубок
d^— 0,009 мм.
Диаметр цилиндрического сердечника выбираем:
D1 = 70 мм.
Диаметр наружной обечайки при числе рядов 6
P2 = pi4-2-6(3 + t/)== 70+12(3 + 9)= 178+ 125.
Средний ди'аметр
Рср= 012~Ог=124 + 65-
Живое сечение для прохода обратного потока
(124 + 65) те 36 = 8 100 мм\
Решая уравнение, получаем:
б 3 мм.
Относительный поперечный шаг
*1=12-133
d 9 — 1,33.
При навивке трубок с тем же относительным продольным шагом для опреде
ления коэффициента теплоотдачи можно пользоваться формулой (4-51)
Nu = O,O418Re0,85.
Критерий Рейнольдса
wif 10-0,009.16,5
Re— i).g 0,8-10-«-9,81 = 19300>
где •>) — вязкость азота при Т — 116,1° К:
т) = 0,8.10-®;
Nu =0,0418-19 300°-85= 191.
Коэффициент теплоотдачи
NuA 191 0,00897 о
<х2— 0 009 ккал/м С.
в) Коэффициент теплопередачи
k = —jjj;— = 158 ккал/м2-ч * ° Q
J_______l __L ____l _
a, a2 930 190
§ 10-21 ] Потери воздуха и концентрация кислорода после регенераторов
463
г) Средняя разность температур
„ Д/, — Д<а 62 — 8,8
ДЭлог---------------------
, ~ 62 ==27-3° С-
2,31£д/а 2,3 8,8
,д) Поверхность теплообмена
Q 56 500
F~ М&лог 158.27,3 = 13,2 М
Длина трубок с запасом 30%
F __ 1,3.13,2
1 “ n-K-d. ~ 37.3,14.0,009 = 16,4 м'
10-21. ПОТЕРИ ВОЗДУХА И КОНЦЕНТРАЦИЯ КИСЛОРОДА
ПОСЛЕ РЕГЕНЕРАТОРОВ
а) Потери воздуха и производительность установки
Принятые потери воздуха в регенераторах могут быть определены, исходя из
объема кислородного и азотного регенераторов. При перепуске воздуха из одного
регенератора в другой потеря ЗоздуХа составляет:
п п Рв + 1 273 60
^пот = + ^)—— т7’Т 1*74
Свободный объем кислородного и азотного регенераторов согласна
расчету
0,785-0,7252.3,5
------- =-------------------- = 1,2 ле3;
1,21
0,785- Г,52-3,5
==?5,1 м3.
vos— 4?
Rn, = _4^ Ш
Общий свободный объем регенераторов, принимая 10%
заполненное насадкой, составит:
(У&й+ У&а) 1,1 == 1,1 (1,2 + 5,1) = 6,95 м3.
Среднее давление воздуха в регенераторах р = 5,7 ата.
ния, (
мальные потери воздуха).
Подставляя цифровые значения, получаем:
5,7 + 1 273 60 э t
1/пот = 6-95- 2 *303' 2 — 630 м
Потеря по отношению ко всему воздуху, поступающему на турбокомпрессоры:
630
V пот = 20 ООО ‘100 = 3’157°-
на пространство, не
. Период переключе-
составляющий половину теплого и холодного периодов, г —2 мин (макси-
Количество получаемого кислорода
20 000-0,9685
К = -----------= 3 620 м3/ч.
б) Количество воздуха, перерабатываемого в разделительной колонне
Циркулирующий часовой объем обратных потоков определяется по формуле
n п 273 60
464
Технологический расчет установки с < регенераторами
(гл. 10
Принимая давление в регенераторах р = ро = р^ =1,05 ата с учетом 10%
свободного объема, получаем:
273 60
1^ = 6,95-1,05.^ = 191 нм^/ч.
Количество перерабатываемого в разделительной колонне воздуха
20 000*0,9685 + 191 =19 640 нм*/ч.
Количество кислорода, уходящее из колонны,
19 640
/С = =3 650 нм3/ч.
в) Концентрация кислорода после регенераторов
Концентрация кислорода, уходящего из регенераторов, определяется по фор-
муле
1_д-0> + Кв
где Kq — коэффициент задержки кислорода при давлении р0 ;
П'¥&,Ро,'273 30.1,1.1,2 1,05-273 0 0099.
: VO~ 303 ' 3 650
^о,— т
Кв— коэффициент задержки воздуха при давлении перепуска ръ\
• n-Vo.-Рв-273 , 30.1,1.1,2’ 3,38-273
Кв— т :Vb— 303 ‘ 3 650 ~ 0>033-
Подставляя найденные цифры, определим концентрацию кислорода после реге-
нераторов:
(1 — 0,0099) 99 + 0,033*20,9
— 1 — 0,0099 + 0,033 ~ 96>4%
В случае выпуска части воздуха из регенераторов в атмосферу коэффициент
задержки Кв понизится:
«•Vga.^B-273 30-1, Ы,2.1-273 .еп
-----5--------•' - -------------------: 3 650 = 0,00975
:Vo,=
Кв =
303
Т
и концентрация xOj будет:
, (1 — 0,0099) 99 +0,00975-20,9
хо,= 1 _ 0,0099 + 0,00975 = 98>2’/»-
Общее количество кислорода после разбавления воздухом будет:
11*1 2*273
3 620+ 9 опп--------*30 = 3 655 нм3/ч.
uUU
10-22. РАСХОД ЭНЕРГИИ
Расход энергии на установку при переработке 20 000 нм3 воздуха в час соста-
вит:
У.#-10М,033 Г. А, ... А] , » .,
N ~ 1,36-270 000 [1пр1 + Л11п +ЛГам~ Nb,
где у—количество воздуха, равное 20 000 нм3/ч\
К ,=+ = 1,55;
Ins
§• 10-22]
Расход энергии
465
— — отношение давления, равное 5,8;
Pi
Рз л 160
~—отношение давлений, равное gy;
М — доля воздуха высокого давления, равная 0,05;
#ам — расход энергии на аммиачную установку:
Аг 23 000-1,1
^ам— 1,36-700 ~26,7 квт'ч>
NB — энергия, возвращаемая детандером:
3 850-1,2933850-1,293-7,8-0,75 „о vam и
М =----------------- — ------——г--------= 33,0 КвГП'Ч.
1<ЗЬ- 632,3 oz?n
860
Подставляя цифры, получаем:
20000* 1,55* 104-1,033*2,303 /
N==z 1,36-270 000 (
+ 26,7 — 33,8 = 1 670 квт-ч.
Расход энергии на 1 лс3 О2 концентрацией 98,2 составляет:
в 0>457 кет • ч/м3ОТ
В эту цифру не включен расход энергии на вспомогательные нужды, пуск,
отогрев и пр.
30 С. Я. Герш
ПРИЛОЖЕНИЯ
Рис. П-1. Удельные веса жидкого азота, кислорода и окиси углерода ев состоянии насыщения.
Таблица П-1
Удельные веса газов у, я:г/л<3
о о У о Воздух1) при N22) при о22) при Н23) при Hs + Ns5)
1,2 кПсм* 12 к Г {см* § сч 12 кПсм* сч 12 к Г (см* 89,7+10,3% (по объе- му) при 2 кПсм* ^2 аЯ -I- о с ie <£5 - о^сч
—200 73 4,030 9,380 7,960*
—195 78
—190 83 5,21 5,06 83,9 3,498 8,140 6,880
—185 88 4,88 4,735
—180 93 4,57 4,435 61,0 5,045 3,105 7,240 6,120-
—175 98
Приложения
467
Продолжение табл. П-1
t, °C г, °К Воздух1) при N22) при О22) при Ня8) при , н. + ыа’>
zwo/jx z * I 12 ле Г/см* 1,2 кГ/см* \ 1.2 кГ/см* 12 к Г/см* 80,74-10,3% (по объе- му) при 2 кГ/см* 92*6+7,4% (по объе- му) при 112 кГ/см*
—170 103 4,09 : 45,54) 3,9,6 49,6 4,51 2,795 6,510 5,500
—160 113 44,93 41,7 2,540 '5,920
—150 123 3,37 39,0 3,265 37,0 3,72 2,326 5,410 4,600
—140 133 34,6 33,3 2,052 4,780
—130 143 2,88 31,3 2,79 30,3 3,18 1,996 4,650 3,930
—120 153 28,63 27,93 1,866 4,340 3,670
—ПО 163 2,53 26,40 2,45 25,85 2,795 1,750 4;075 3,440
—100 173 24, £0 24,17 1,648 3,840
—90 183 2,23 23,02 2,16 22,67 2,462 1,558 3,623 3,070
—80 193 21,74 21,34 1,477 ' 3,440
—70 203 2; 026 20,6 1,962 20,20 2,240 1,404 3,270 2,767
-60 213 19,60 19,15 1,338 3,107
—50 223 1,842 18,62 1,782 18,22 2,036 1,277 2,972 2,528
—40 233 17,77 17,37 1,223 2,850
—30 243 1,637 17,0 1,632 16,62 . 1,862 1,173 2,732 2,306
—20 253 16,30 15,93 1,127 2,622 '
—10 263 1,56 15,63 1,51 15,27 1,722 1,083 2,523 2,138
0 273 1,502 15,00 1,452 14,71 1,658 1,043 2,430
+ 10 283 1,45 14,48 1,403 14,17 1,600 1,008 2,343 1,982
+20 293 13,67 0,974 2,262
+30 303 1,364 1,311 13,19 1,496 0,942 2,193 1,856
>) По данным Гаузена.
2) По характеристическому уравнению Ван-дер-Ваальса.
*) По данным Ландольта.
4) При— 161° С.
5) Подсчитано по парциальным давлениям.
Таблица П-2
Плотность сжиженных газов и равновесных с ними насыщенных паров.
Скрытая теплота испарения сжиженных газов
Темпе- ратура, °К рлотность, г/см9 Теплота Парообразо- вания, кал/г'молъ Темпера- тура, ®к Плотность, г/ск» Теплота парообразо- вания» кал/г •моль
жидкости пара жидкости пара
АЗОТ НЕОН
65 0,8795 0,000955 1 421 25,0 1,2415 0,0051 432,5
70 75 0,8446 0,8194 0,002005 0,00304 1 399 1 351 27,5 1,1975 0,0100 412,0
80 0,7988 0,0066 1 314 30,0 1,1520 0,0200 391,5
85 90 0,7760 0,7457 0,01094 0,0148 1 265 1 213 32,0 1,1015 0,0345 358,5
95 0,7172 0,02277 1 161 35,0 0,0450 0,0555 341,0
100 105 0,6873 0,6534 0.Q3182 0,04762 1 102 1 028 37,5 0,9795 0,865 ' 306,0
ПО 0,61921 0,06342 933 40 0,8950 0,1365 , 255,5
115 120 0,6670 0,5238 0,08957 , 0,1257 806 622 42,5 0,8060 0,1414 181,5
АРГОН КИСЛОРОД
90 1,37396 0,0050 1 524 65 1,210 0,0001 1763
95 1,3420 0,0110 1 482 70 1,202 0,0005 1 761
100 1,3070 0,0155 1 437 75 1,191 0,0020 1 729
30*
468
Приложения
Продолжение табл. П-2
Темпе- ратура, •к Плотность, г/сле* Теплота парообра- зования, кал[г*моль Темпера- тура, °к Плотность, ZjCM* Теплота парообра- зования, кал {г-моль
жидкости пара жидкости пара
105 1,2740 0,0225 1 390 80 1,182 0,002 1 697
110 1,2380 0,0325 1337 85 1,163 0,003 1663
115 1,2000 0,0450 1 278 90 1,145 0,0045 1 629
120 1,1600 0,0590 1212 95 1,123 0,008 1560
125 1.1160 0,0770 1 137
130 1,0651 0,1040 1 050 100 1,096 0,012 1517
135 1,0090 0,1375 940 105 1,067 0,0160 1 476
140 0,9800 0,1790 795 ПО 1,036 0,024 1430
145 0,8450 0,2420 635 115 1,006 0,032 1 377
150 0,660 0,3980 — 120 0,975 0,043 1311
125 0,944 0,056 1 230
ВОДОРОД 130 0,909 0,072 1 125
15 0,07604 0,00023 218,9 135 0,868 0,090 998
20 0,0690 0,00127 225 140 0,817 0,112 836
25 0,06454 0,00392 166 145 0,754 0,149 580
30 0,05402 0,01081 104 150 0,671
ГЕЛИЙ КСЕНОН
2,25 0,1470 0,000134 22,3 205 2,778 0,055 —
2,5 0,1460 0,00170 22,65 210 2,730 0,068 —
2,75 0,1446 0,00255 22,86 215 2,684 0,080
3,00 0,1429 0,00365 22,9 220 2,639 0,091
3,25 0,1405 0,00525 22,77
3,5 0,1375 0,00720 22,45 225 2,590 0,104 —
3,75 0,1340 0,00975 21,95 230 2,540 0,119 —
4,00 0,1297 0,01280 21,25 235 2,491 0,138
4,25 0,1250 0,01660 20,36 240 2,440 0,159 —
4,50 0,1195 0,02152 18,85 245 2,387 2,331 0,180 0,208
4,75 0,1129 0,0280 15,73 250
5,00 0,1000 0,0412 —
255 2,276 0,240 —
КРИПТОН 260 2,210 0,281 —
120 125 130 2,381 2,338 0,0130 0,0175 2 158 2130 2 093 265 270 2,137 2,05 0,330 0,385 —
135 2,297 0,024 2 047 275 1,954 0,452 —
140 2,255 0,0310 1 996 280 1,838 0,532 —
145 2,211 0,0390 1 943 285 1,678 0,662 —
150 2,166 0,0500 1 888
155 2,120 0,0625 1 829 окись
160 2,071 0,0760 1 767 УГЛЕРОДА
165 2,021 0,0950 1 701 85 0,7780 0,0051 1 396
170 1,968 0,1175 1 634 90 0,7546 0,0100 1328
175 1,912 0,1400 1 559 95 0,7300 0,0149 1 260
180 1,847 0,1700 1475 100 0,7040 0,0235 1 192
185 1,776 0,2055 1379 105 0,6770 0,0315 1 125
190 1,698 0,2550 1266 110 0,6460 0,0430 1 057
195 1,6090 0,3080 1 128 115 0,6125 0,0570 985
200 1,5090 0,3844 958 120 0,5750 0,0775 884
205 1,3160 0,5070 704 125 0,5275 0,1118 718
130 0,4550 0,17025 465
Удельный бес.
П рил'Ужения
Ci
СО
Таблица П-3
Коэффициенты теплопроводности газов при давлении 1 кГ/см*
(X, ккал/М'Ч'°£)
t, °C \ ° абс, Воздух О2 Н2 СО сн4 н2 + n2
по Land подсчет1 по Land по Land по Land Цо Land по Land 89,7%4-1О.З% по объему 92,6%+7,4% по объему
—190 —185 83 88 0,00660 0,00640 0,00672 0,00635 0,0490 0,00602 0,04464 0,04590
—180 —175 93 98 0,00747 0,00725 0,00752 0,00723 0,0547 0,00680 0,00815 0,04983 0,05116
—170 -160 103 113 0,00825 0,00812 0,00832 0,00810 0,0607 0,00756 0,00910 0,05491 0,05682
—150 —140 123 133 0,00990 0,00977 0,00995 0,00985 0,0718 0,00910 0,01100 0,06539 0,06719
—130 —120 143 153 0,01140 0,01130 0,01150 0,01145 0,0830 0,01065 0,01290 0,07559 0,07769
-ПО —100 163 173 0,01300 0,01277 0,01310 0,01303 0,0938 0,01212 0,01480 0,08545 0,08780
—90 -80 183 193 0,01450 0,01424 0,01460 0,01457 0,1042 0,01360 0,01670 0,09501 0,09758
—70 —60 203 213 0,01583 0,01570 0,01595 0,01595 0,1148 0,01497 0,01860 0,10454 0,10728
—50 —40 223 233 0,01715 0,01703 0,01725 0,01735 0,1250 0,01633 0,02055 0,11390 0,11698
-30 —20 243 253 0,01840 0,01840 0,01840 0,0187 0,1350 0,01763 0,02245 0,1229 0,12622
—10 263 0,01972 0,01972 0,01962 0,02002 0,1450 0,01892 0,02435 0,1320 0,13561
0 + 10 ' +20 273 283 293 0,02102 0,02102 0,02092 0,02132 0,1550 0,02017 0,02630 0,14110 0,14485
+30 Примеч 303 [ а н и е. Приве/ 0,02230 денные величин 0,02230 ы с указанием 0,02220 по Land получ 0,02256 ены графическс 0,1646 >й обработкой j 0,02135 данных таблиц 0,02820 Ландольта. 0,14980 0,15385
• По формуле 1 = 0,00167 +0--°^>JT..
>+ +
470 Приложения
Рис. П-3. Приведенный график—удельный
вес жидкости £в состоянии насыщения в
зависимости от приведенного
давления.
Приложения
472
Приложения
Таблица П-4
Теплопроводность кислорода при различных давлениях и температурах
(Л-10*, ккал/м-ч*град)
t вс р, кГ}см*
1 20 40 60 80 100
—200 56 1480 1 480 1 480 1490 1500
—180 72 1260 1260 1 270 1280 1280
—160 88 1 080 1 040 1 060 1 070 1 080
—140 104 132 820 840 860 870
—120 120 141 192 530 570 610
—100 136 151 179 232 306 397
—80 152 164 184 212 249 300
—60 168 178 194 214 240 272
—40 183 193 205 221 243 264
—20 198 206 216 229 248 266
0 212 219 228 240 255 270
20 225 232 241 252 265 279
40 238 246 255 265 276 288
Рис, П-4. Скрытые теплоты испарения для некоторых веществ.
Приложения
473
Таблица П-5
Теплопроводность жидких азотно-кислородных смесей
Состав T, *K К ккал/м»ч»9С
100% n2 73 0,178
15% О, 85% Na 73 0,172
32% О» 68% N2 73 0,171
45% О2 55% N2 73 0,166
70% О, 30% n2 73 0,176
100% О, — 73 0,179
100% О, — 66—82 0,183—0,173
100% О, — 65—73 0,177—0,179
0,0k2 0,000 0,038 0,036 0,03k 0,032 0,030 0,026 0,026 0,02k 0,922 | 0,020 0,019 | 0,018 | 0,016 i 0.0/5 t 0.0/3 0,012 0,0fl 0.010 0,009 0,008 0,007 0,006 0,005 \ 0,16 0,15 0,1k 0./3 S’ O./2 j § 0,09^- I 0,08 0,06 0,05
Л
tf,
\> Г\
r /
\>y
'X
to
Vi
'zyl
T
r0 80 90 1OO 110 120 130 1k0150 160170180190200 220 2k0 260 280 300320
Рис. П-5. Изменение теплопроводности некоторых газов в зависимости от температуры.
474
Приложения
Таблица П-6
Удельная теплоемкость сжиженных газов
Сжиженный газ Темпера- тура, °C СР> ккал /кг» г рад Сжиженный газ Темпера- тура, °C СР> ккал/кг »г рад
Азот —208,5 —200,4 —177,7 —161,5 —156,1 0,469 0,476 0,521 0,617 0,688 Неон —245 —232,85 0,401 0,640
Окись азота —160,3 —152,5 0,534 0,622
Аммиак —40 —20 0 +20 40 1,054 1,078 1,0у9 1,126 1,162
Окись углерода —203,0 —191,8 0,551 0,567
Аргон —188,2 —183,1 —172,2 — 163,1 —133,1 0,263 0,264 0,266 0,288 0,383 Пропан —183,1 —163,1 —143,1 —123,1 —103,1 —83,1 —63,1 —43,1 0,460 0,465 0,470 0,478 0,487 0,500 0,516 0,531
н-Бутан —133,4 — 102,9 —73,1 —43,0 —23,1 —11,3 —3,1 0,467 0,474 0,492 0,506 0,525 0,533 0,545
Пропилен —180 —164,4 —128,3 —84,6 —62,8 0,523 0,504 0,490 0,502 0,512
Водород —257,4 —254,9 —251,8 1,77 2,02 2,33
Воздух —193 —173 — 153 0,473 0,516 0,619 Углекислый газ —56,2 до 4-25 0,490
Закись азота —30 0,421 Этан —176,4 — 123,1 —93,1 —33,1 —3,1 0,544 0,669 0,712 0,789 0,832
Кислород —216,5 —200,3 —182,8 0,394 0,391 0,406
Метан —177,7 —162,2 —123,6 —95,1 —88,7 —84,9 0,798 0,824 0,922 1,304 1,628 3,265
Этилен — 163,1 — 143,1 —123,1 —103,1 0,590 0,580 0,575 0,575
Рис. П-6. Теплопроводность азата при различных давлениях
Таблица П-7
Теплоемкость жидкого кислород^ при различных давлениях и температурах ср ккал/кг* г рад
t, °C р, кГ!см*
5 10 20 30 40 45 50 55 60 70 80 90
—185 0,415 0,412 0,406 0,400 0,396 0,394 0,3915 0,389 0,387 0,385 0,383 0,382
—170 0,437 0,431 0,423 0,417 0,412 0,410 0,408 0,405 0,403 0,401 0,399 0,397
—160 — 0,448 0,440 0,433 0,427 0,424 0,421 0,418 0,416 0,412 0,40 0,407
—150 — — 0,461 0,450 0,442 0,439 0,435 0,431 0,428 0,424 0,421 0,418
—140 — — — 0,515 0,490 0,481 0,474 0,4675 0,4615 0,4515 0,442 0,432
—135 — — — 0,585 0,542 0,527 0,514 0,505 0,495 0,4765 0,4595 0,442
—130 — — — — 0,632 0,602 0,579 0,562 0,546 0,516 0,485 0,454
—125 — — — — — 0,751 0,695 0,659 0,630 0,577 0,527 0,475
—120 — — — — — — 1,20 1,00 0,830 0,682 0,593 0,511
Приложения
4^
СИ
476
Приложения
Рис. П-8. Изменение теплопроводности газов в зависимости
от давления.
Таблица П-д
Вязкость газов при атмосферном давлении, пз
Температу- ра, °C г1см*сек Температура, °C P--I07 г!см»сек Температура, •с Р.-107, г(см*сек
АЗОТ ИЗОБУТАН ВОДОРОД
—191,5 —182,96 —77,5 —40,4 —21,5 0 13,9 15 23 560 602 1273 1 464 1 563 1 674 1737 1744 1 766 0 20 689 744 —183,47 —123,7 —113,5 —102,9 —97,5 —80,8 —77,0 —62,6 —60,2 —42,7 —39,9 —31,6 —20,6 —17,8 —11,9 —1,0 0 + Н,4 14,5 19,4 23 392,2 548 572 609,3 615 666 678,7 701 710,25 734 759,7 767 819 801,73 820,7 830 850,0 869 877 875 880
1-БУТИЛЕН
0 20 708 761
АРГОН
2-БУТИЛЕН
—183,2 —132,3 —104,4 —78,8 —60,2 —40,2 —20,3 —0 12,1 14,7 735,6 1106,1 1379,7 1574,6 1696,6 1853,5 1986,6 2104 2194 2208
0 18,8 25 694 744 761
ИЗОБУТИЛЕН
0 30 732 815
ВОЗДУХ
АЦЕТИЛЕН
ВОДОРОД
0 20 943 1 020 —194,2 —191,4 — 183,1 —104,0 —95,9 —78,9 —69,4 —49,7 —35,6 —31,6 551 579 627 1 130 1200 1 314 1 333 1 470 1 535 1539
—260,44 —258,24 —256,04 —253,1 —204,29 —202,2 —198,4 —195,2 —192,4 69,0 80,7 93,6 111 л 325,7 319,3 336,0 345 365
н- БУТАН
14,7 0 20 840,4 682,3 739
Приложения
477
Продолжение табл. П-8
Температура, Р-107, г/см*сек Температура, •с р-107 г!см'Сек Температура, •с р-107, г!см>сек
ВОЗДУХ КРИПТОН ОКИСЬ УГЛЕРОДА
—21,4 0 + 17 19,5 20,8 23 1 639 1 719 1 800 1 815 1 818 1 832 0 15,2 2 334 2 436 —42,3 —35,2 0 15,1 17,1 21,7 1 482,6 1 489 1 665 1730 1 739 1 753
КСЕНОН
0 10,9 15,3 18,5 20 2 107 2 180 2 222 2 235 2 260
ОКИСЬ АЗОТА
ГЕЛИЙ
2 20 1 797 1 876
—271,52 —268,93 —258,89 —252,78 —198,0 —191,6 —182,9 —102,6 —78,5 —70,0 —60,9 —22,8 0 9,8 17,6 18,7 21,4 23 54,7 126,7 278,7 351,9 815,4 877 910 1 392 1 506 1 564 1587 1 788 1 879 1 914 1 967 1 980 1 994 1 981
МЕТАН
ПРОПИЛЕН
—181,6 —133,1 —78,4 0 17 23 351 559,7 767 1 030 1 094 1 079
0 20,0 784 835
ПРОПАН
НЕОН
0 17,9 20 753 797 806
—256,67 —254,12 —252,74 —214,56 —208,91 —204,64 —201,05 —195,79 —189,71 —183,08 —78,56 0 10,1 15,0 20 305,9 339,6 359,3 948 1 043 1 090 1 140 1208 1289 1 344 2 356 2 949 3 036 3 076 3111
ЭТАН
—78,2 0 17,2 20 644 855 901 929
КИСЛОРОД
—201,1 —193,7 —191,1 —183,0 —152,5 —129,8 —78,7 —76,47 —39,48 0 12 15 20 544 587 650 667 1 050 1 128 1 450 1467 1 693 1920 1990 2014 2 060
ЭТИЛЕН
—79,3 —40,7 —1,8 0 18,2 20 716 816,6 940 941 1 008 1 010
ОКИСЬ УГЛЕРОДА
—191,6 —149,3 —78,4 565 868,5 1 280
478
Приложения
Таблица П-9
Вязкость сжиженных газов, пз
Температу-
ра, °К
г[см*сек Температура, °К г}см*сек Температура, °К
Tj.105,
г/см*сек
АЗЭТ
63,9 292
64,8 284
66,2 247
69,0 217
71,1 201
73,3 184
75,4 171
77,4 158
90,1 116
104,1 85
105,3 84
111,7 74
АРГОН
84,2
86,25
87,3
280
262
252
ВОДОРОД
14,85 21,62
15,89 19,32
16,35 18,49
17,77 15,93
18,78 14,48
20,43 13,00
ВОЗДУХ
80,8 171,8
90,1 132
107,2 94,5
111,0 90
125,1 82,5
126,4 80,5
ПРОПИЛЕН т104, г!см-сек
88,7 1 446
89,8 1 273
90.1 1 240
94,3 784
98,0 537
102,6 358
111,1 215
119.0 155
123,0 131
134,2 90
141,9 67
150,0 55
159 8 45
174,8 37
ГЕЛИЙ
1,282 0,154
1,304 0,124
1,335 0,179
1,586 0,233
1,762 0,356
1,905 0,675
1,973 0,811
1,988 0,960
2,086 1,15
2. 111 1,26
2.116 1,35
2,145 1,55
2,'59 1,77
2,171 2,02
2,174 1,95
2,178 2,30
2,29 1,87
2,315 1,97
2,642 2,35
2,934 2,40
3,738 2,75
3,81 2,87
3,97 2,88
4,021 2,98
КИСЛОРОД
54,4 873
56,4 717
59,7 631
61,7 521
63,5 476
65,4 435
68,9 377
72,3 323
79,2 279
84,0 253
90,1 218
111,8 124
125,6 108
138,4 100
145,6 96,5
154,2 91,5
ЭТАН ^«10®, г]см*сек
101,2 878
103,3 787
105,7 729
108,0 675
111,1 624
150,3 271
159,8 236
166,8 207
172,3 175
185,0 137
201,2 114
215,4 97
230,0 90
243,4 82
270,0 67
288,0 55
МЕТАН
91,1 210
93,5 188
94,6 179
98,3 162
102.4 144
108,8 125
111,2 98
125,9 90
139,6 84
134,2 82
148,6 68
154,6 67
161,4 59
166,8 56
168,4 62,5
180,8 51
ОКИСЬ УГЛЕРОДА
68,55 287
72,0 244
75,2 203
77,8 186
80,9 170
82,8 165
90,1 146
99.6 116
111,6 100
129,6 66
ПРОПАН г[см*сек
85,1 1 154
88,1 866
93,1 609
96,8 459
101,6 358
106,7 257
111,6 210
119,4 149
133,2 98
141,8 97
144,4 74
149,8 72
160 0 56
169,6 38
175,8 41
ЭТИЛЕН Т105» г!см*сек
105,0 660
110,4 553
126,0 402
134,1 333
148,8 231
160,0 207
169,3 167
183,8 135
204,6 115
226,4 92
233,9 77,5
240,9 75,0
252,2 72
273.1 64
280,9 62,5
Приложения
479
Теплопроводность, ккал/мчград.
Рис. П-9. Коэффициент теплопроводности сжиженных газов.
480
Приложения
Таблица П-10
Зависимость вязкости от температуры для смеси этилен—этан, пз
Герф и Гал ков, Вязкость сжиженных газов, ЖТФ, 1940, вып. 9; 1941,
вып. 7 и 9
82% С2Н<-18% С.Н, 42,4% С!Н4-57.6%СаН, 82% С.Н,-18% С,Н, 42,4% C2H4—57,6% C2H.
Т, °К | 7J.10» Т» °к т°, к Tj.lO5 т, °к
102,6 739 102,0 734 111,2 537 145,0 253
104,8 665 104,8 654 146,7 234 154,3
107,8 604 107,8 594 152,7 211 156,7 216
109,7 560 109,7 557 157,4 196 209
110,0 552 111,2 541 160,8 185 —
Приложения
481
Т.°К
Рис. П-11. Изменение вязкости сжиженных СН4, Ot, N», С,Н4 и воздуха.
Таблица П-11
Зависимость вязкости от температуры для смеси азот —метан, пз
1 ерф и Га л ко в, Вязкость сжиженных газов, ЖТФ, 1940 г. вып. 9; 1941,
вып. 7 и 9
81» 2% Nr-18,8% СН4 60,8% N2—39,2 СН* 41,2% СН4—-58,8% N, 19,6% Nt—80,4% СН4
Г. V105 Т, ’к V105 Г» ^•10» г, VlO5
64,8 286 68,2 275 78,5 217 84,1 214
65,3 280 70,1 253 81,4 195 85,0 206
65,7 269 71,7 237 84,7 178 87,8 186
67,6 245 75,1 210 86,1 171 89,8 172
68,2 240 78,0 188 — — — —•
70,0 223 81,6 167 — — — —
70,2 221 84,4 152 — — — —
71,7 211 — — — '— — —
74,3 190 — — — — — —
76,7 174 — — — — — —
79,1 164 — — — — — —
80,3 154 — — — — —
31 с. Я. Герш.
482
Приложения
Таблица П-12
Зависимость вязкости от температуры для смеси метан — этилен, пз
Герф и Г а л к о в, Вязкость сжиженных газов, ЖТФ, 1940, вы п. 9; 1941,
вып. 7 и 9
77% СН«-23% С,Н. 60,2% СН4—39,8%CtH4 41% СН4-59% CtH4 23,7% СН4—76,3% СаН4
г, V10® г, *к iplO® Г, вК 7J.108 т, °к
92,6 311 93,7 406 96,6 488 98,9 595
94,9 281 95,1 382 98,9 438 101,5 526
99,2 240 97,5 344 102,6 382 104,1 482
101,1 224 99,5 327 104,9 352 106,4 451
104,1 205 102,6 299 107,8 325 108,4 421
108,4 182 105,2 263 111,2 295 Ш,1 390
111,0 170 107,2 253 — — — —
— — 111,2 226 — — — —
Рис. П*12. Изменение вязкости для некоторых сжиженных газов.
Приложения
483
Процентное содержание кислорода
Рис. П-13. Вязкость жидких смесей О»—Nj*
Таблица П-13
Поверхностное натяжение а для некоторых сжиженных газов1
Вещество Температура, °C а, дип]см Вещество Температура, °C а, дин/см
Азот со со со О О) X) сч — — 1 1 1 10,53 8,27 6,16 Неон —248,4 —244,9 5,61 4,44
Аммиак —29 41,2 Окись азота —163,0 —156,0 —153,6 27,79 24,12 24,11
Аргон — 188,1 —183,1 13,2 11,9
Окись угле- рода —203,1 —193,1 — 188,1 12,11 9,83 8,74
Водород —258,1 —255,1 —253,1 2,83 2,32 1,98
Сернистый газ —50,57 +20,00 +50,00 37,2 22,72 16,85
Воздух, содер- жащий 49,9% О2 67,6% О2 76,45% О2 —190,3 —190,3 —190,3 11,61 11,91 12,51
Углекислый газ —52,0 0,0 +20,0 +25,0 16,54 4,62 1,37 0,59
Кислород —203,1 —193,1 —183,1 18,3 16,7 13,2
Ацетилен —78,1 —63,1 18,2 14,7
Гелий —271,16 —270,1 —268,9 0,354 0,224 0,098
1 Справочник по разделению газовых сме- сей методом глубокого охлаждения, Госхи м- из дат, 1953.
31*
484
Приложения
Таблица П~14
Значение коэффициентов теплопроводности X, ккал/м-ч*С, некоторых
изоляционных материалов при различных температурах
Наименование изоляционных материалов Объем- ный вес, KZjM* Средняя теплоем- кость, ккал!кг**Ъ Коэффициент теплопроводности в зависимости от температуры
—200е —1S0* —100° —50° 0е +50°
Волокнистый ас-
бест (плотно наби- тый) а 702 0,2 0,134 0,181 0,190 0,195 0,201 0,207
Волокнистый ас-
бест 470 — 0,072 0,102 0,117 0,127 0,132 0,137
Шелк 100 0,55 0,022 0,027 0,032 0,037 0,043 0,048
Хлопок ..... Углекислый магний 81 — 0,028 0,033 0,038 0,043 0,029 0,023 0,048 0,054
(порошкообразный) . Шлаковая вата . . 131 119 0,24 0,018 0,010 0,022 0,014 0,025 0,018 0,033 0,028 0,038 0,034
Шлаковая вата . . Шлаковая вата 95 0,45 0,009 0,013 0,017 0,022 0,027 0,033
( ОСТ пий (нктп3114) • • • • От 200 до 300 — — — — — 0,060 —
Шелк Порошкообразный 58 0,55 0,011 0,0105 0,014 0,019 0,024 0,024 0,029 0,035
кремнезем 54 — 0,015 0,019 0,030 0,036
Пробка (кусковая) 37 0,48 0,008 0,013 0,017 0,022 0,028 0,034
Торфолеум . . . Пробковые плиты 170—250 — — — — — 0,05—0,06 —
с вяжущим вещест- вом 250 ' — — — 0,45—0,06
Магнезия Альба . Альфоль ,(лйсты 150 — — — — — — 0,058
толщиной 0,01— 0,5 мм). 20 — — — — 0,037 — 0,06
Ипорка 15 — — — — — 0,027 0,038
Мипора 25 — — — — — 0,03 0,04
Рйс. П-14. Вязкость жидких смесей СН4—Na.
Приложения
485
Таблица П-15
Теплопроводность чистых металлов и некоторых сплавов
Наименование t, °C X, ккал/м»ч-°С Наименование °C X, ккал/м*н*°С
Алюминий 0 190 Сурьма 0 0
— 190 230 —180 20
—250 250 Углерод (графит) 0 135
Висмут 0 7,2 Калий 0 85
—50 9,0 Литий 0 60
—160 10,0 —183 72
—191 22,5 —250 176
—256 Ьб Магний 0 133
Вольфрам 0 138 —193 160
—190 162 Молибден 0 125
Железо (чистое) 0 53 Медь 0 334
—180 130 —160 400
—250 480 — 190 450
Золото 0 255 —252 1600
— 180 278 Натрий 0 116
—250 1300 —150 122
Иридий 0 51 —240 145
Кадмий 0 80 Никель 0 72
—100 82 — 193 96
— 183 90 Олово 0 56,5
—250 160 —150 70
Родий 0 77,0 Платина 0 60,0
Ртуть (жидкая) 0 7,2 —183 66
Ртуть (твердая) —50 24 —250 333
— 100 33 Бронза 20 51—61
—193 42 Сталь 20 40
—269,3 144 Чугун 20 40—45
Свинец 0 30,0 Латунь желтая 20 94
—150 35 Латунь красная 20 55
—200 40,5 Нейзильбер 20 25
—250 46,0 Константан (60—40) 20 19,5
Серебро 0 360 —193 16,8
—190 370 Нержавеющая сталь 20 25
Рис. П-15. Вязкость жидких смесей этан—пропилен.
486
Приложения
Рис. П-16. Вязкость жидких смесей метан—этилен.
Рнс. П-17. Приведенный график вязкость—температура.
ЛИТЕРАТУРА НА РУССКОМ ЯЗЫКЕ
Фастовский В., Разделение газовых смесей, Гостехиздат, 1947.
Малков М. и Павлов К., Справочник по глубокому охлаждению, Гостехиз-
дат, 1947.
Г ерш С., Глубокое охлаждение, ч. I, Госэнергоиздат, 1957.
Г ерш С., Обогащенный воздух, Госхимиздат, 1939.
Павлов К. и Малков М., Холод в химической промышленности, Химтеорет,
1937.
Малков М., Алексеев В., Козлов, Технология гелия и других редких
газов, Госхимиздат, 1940.
Юшкевич Н. и Ишкин И., Производство кислорода и азота из воздуха,
ОНТИ, Госхимиздат, 1934, гл. IV, V и VI.
Глизманенко Д., Основы производства кислорода, Гостехиздат, 1947.
Фастовский В., Криптон и ксенон, Госзнергоиздат, 1941.
Фастовский В., Редкие газы, Госхимиздат, 1940.
Клод Ж., Жидкий воздух, Научн.-хим. тех. изд., Ленинград, 1930.
Лапшин М., Технический кислород, Берлин, 1926.
X а л е з о в С., Получение азота и кислорода, ГНТИ, 1932.
Гейляндт П., Жидкий кислород, Л., 1932.
Гейляндт П., Из практики производства жидкого кислорода. Труды 3-го Всес.
автог. съезда.
Фокин Л., Синтез аммиака, гл. III, стр. 86—(196, Госхимиздат, 1932.
Эпштейн Д., Химия и технология связанного азота, гл. III, стр. 155—252,
ОНТИ, Гл. ред. хим. л-ры, 4934.
Павлов К- и Малков М., Трубчатка Клода, «Хим. машиностроение», 1935, № 1.
Г е р ш С., Производство обогащенного воздуха для газификации. Сборник 1
«Газ и искусственное жидкое топливо», ОНТИ, Гл. ред. хим. л-ры, 1936.
Типовой технологический регламент по производству технического кислорода,
ВНИИК'ИМАШ, Металлургиздат, 19Й8.
Клебанов Н., Жидкий кислород, 1931.
С а к м и н П., Техника проведения опытов глубокого охлаждения газов, «Хим-
строй», .1933, № 4(42).
Гельлер ии И., 3 е л и к с о и Г., Р а п оп о р т Л., Справочник по разделению
газовых смесей методом глубокого охлаждения, под ред. проф. Гельперина Н. И., Гос-
химиздат, 1953.
С акмин П., Разделение коксового газа при охлаждении до —185°С под атмо-
сферным давлением, «Химстрой», 1932, № 2 <(31)\
С акмин П., Разделение коксового газа методом глубокого охлаждения, «Хим-
строй», 1932, № 4(33).
Бруштейн Н., Получение обогащенного кислородом воздуха, «Химстрой», 1934.
Неминский Б., Аргон. Получение его при производстве кислорода, очистка и
применение. Труды '2-го съезда по автогенному делу, Л., 1930.
Соколов В., Гелий и другие редкие газы, их добыча и применение, Гос. научн.-
техн. нефт. изд., Л., 1933.
Назаров И.’, Новое в производстве промышленного кислорода, «Химстрой»,
1935, № 10 (51).
Алексеевский В., Аппараты для получения газообразного кислорода и обо-
гащения воздуха, «Хим. пром.», 1933, №5.
Ипатьев В. и Теодорович В., Растворимость гелия в водороде и воде,
«Ж. общ. химии», 1931, № 1.
Лука щук А., Редкие газы, нахожденние их в природе и техническое приме-
нение, 1923.
Луганский А., Гелий и «природные газы, 1933.
Лука щук А., Гелий, его применение и добывание, 1925.
Богатков С., Метод расчета температур в теплообменниках с учетом влияния
теплоемкости, «Хим. машиностроение», 1934, № 5.
488
Литература на русском, языке
Фетисов Н.» Колонны для ректификации жидкого воздуха, «Химическое ма-
шиностроение», 1933, № 7.
Капица П., Турбодетандер для получения низких температур и его применение
для ожижения воздуха, «Ж. техн, физ.», IX, вып. 2, 1939.
Р я б и н и н, Исследование внутренних потерь, происходящих в ожижительных
аппаратах Линде и Клода, «Ж. техн, физ.», VIII, вып. 13—14, 1938.
Г е р ш С., Низкое и высокое давление в системах глубокого охлаждения, «Ве-
стник машиностроения», № lil—12, 1943.
Хоуген и Ватсон, Физико-химические расчеты в технике, Госхимиздат, 194L
Перри, Справочник инженера-химика, I, 1947.
Касаткин А., Основные процессы и аппараты химической технологии, Госхим-
издат, 1941.
Г е р ш С., Методика расчетов циклов с детандерами высокого давления; «Авто-
генное дело», 1945, № 2—3 и 4.
Бродский А., Физическая химия, ОНТИ, 1944.
Рабинович, Расчет нефтеперегонной аппаратуры, ОНТИ, 1936.
Герф и Галков, Вязкость сжиженных газов и их смесей, «Ж. техн, физ.», 10,
вып. 9, 1940, 11, вып. 7 и 9, 1941.
Ц ы д з и к В., Бармин В., Вейнберг Б., Холодильные машины и аппараты,
Машгиз, 1946.
Боровик, Матвеев, Панина, Теплопроводность жидких азота, окиси угле-
рода, метана и этилена, «Ж. техн, физ.», X, вып 12, 1940.
Гонигберг и Фастовский, Растворимость гелия в жидком метане, «Ж-
физ. химии», 1940, № 8.
Руэман и Федоритенко, Физические основы разделения гелия и азота,
«Ж. техн, физ.», 4, 1937.
Руэман и Федоритенко, О применении диаграммы i-x при разделении
гелия и азота, «Ж. хим. пром.», 1937, № 1.
Гонигберг и Фастовский, Растворимость гелия в жидком азоте при тем-
пературе от 78° до 109° К, «Ж. физ. химии», 2, 1940.
Гонигберг, Фастовский и Гурвич, Растворимость водорода в жидком
азоте при температуре 79—109° и давлении 190 атм,, «Ж. физ. химии», 1939, № 11.
Гурвич, Расчет ректификационных колонн для получения криптона и ксенона
из воздуха, «Хим. машиностроение», 1940, № 8—9.
Арон, Методика расчета установки для разделения крекинг-газов путем их про-
мывки и ректификации поглощенных компонентов, Труды завода «Химгаз», 1936.
Жаворонков Н., Гидравлические основы скрубберного процесса и теплопе-
редача в скрубберах, ««Советская наука», 1944.
Жаворонков Н., Потери напора газа при движении через скрубберные насад-
ки и измельченные твердые материалы, «Хим. пром»., № 1, 1944.
Жаворонков Н., Гидравлическое сопротивление орошаемых скрубберных на-
садок и пределы нагрузки скрубберов по жидкости и газу, «Хим. пром.», 1944, № 2—3.
Льюисй Рендаль, Химическая термодинамика, Ленинград, Химтеорет,, 1936.
Бэджер и Мак-Кэб, Основные процессы и аппараты химических произ-
водств, ОНТИ, Госхимиздат, 1933.
Михайловский, Расчет числа тарелок для ректификации многокомпонентных
смесей по способу Джиллиленда, «Хим. пром.», 1944, № 1.
Г е р ш С., О повышении эффективности разделительных аппаратов, «Автогенное
дело», 1944, № 4.
Плановский и Кафаро в, Расчет насадочных ректификационных колонн,.
«Хим. пром.», 1945, № 3.
Г е р ш С., Расчет в /-х-диаграмме разрезной колонны двукратной ректификации.
Алексеевский В., Метод расчета противоточного испарителя дефлегматора^
«Химстрой», 1935, Кз 6.
Малков М. и Малкиель, Работа установок глубокого охлаждения в пуско-
вой период, «Хим. машиностроение», 1939, № 3.
Усюкин И. и Григорьев А., Исследование схем промышленных установок
по разделению воздуха, «Ж. хим. пром.», 1937, № 9, 10 и 14.
Малков М. и Васильев Ф., О применении турбодетандера акад. Капицы
в кислородно-азотном производстве, «Автогенное дело», 1939, № 6. ,
Герш С., Методы получения дешевого кислорода, «Автогенное дело», 1944, № L
Буткевич К. и Ардашников И., Передвижная кислородная станция фир-
мы The British Oxygen Со Ltd, «Автогенное дело», 1944, № 4.
Черняк В. и Ишкин И., Кислородная установка «Сьюпериор 100» «Авто-
генное дело», 1945, № 2—3.
Фастовский В., К вопросу получения обогащенного воздуха, «Автогенное
дело», 1945, № 4 и 5—
Литература на русском языке
489
Черняк В. и И ш к и н И., Кислородная установка «ЛЭР ЛИКИД 30», «Авто-
генное дело», 1945, № 4.
И ш к и н И. и Черняк В., Кислородная установка «Эйр Продакте Компани 30»,
«Автогенное дело», 1945, № 7.
Ишкин И. и Черняк В., Кислородная установка «Эйр Ридакшен 30», «Авто-
генное дело», 1945, № 10.
Глизманенко Д., Жидкий кислород и его использование, «Кислород», 1944,
№ 3.
Глизманенко Д., Хранение и транспортирование жидкого кислорода, «Кис-
лород», <1945, № 2.
Решетников Н., Кислородная промышленность США, «Кислород», 1946, № 1.
Соколов, Получение технически чистого жидкого метана из метаносодержа-
щих газов, «Ж. хим. пром.», 1940, № 8.
Систер и Соколов, Получение технического водорода из коксового газа
методом глубокого охлаждения, «Ж. хим. пром.», 1940, № 4—5.
Бабаев Б., Ожижение природного топливного газа, «Американская техника и
промышленность», 1940, № ilO.
Ишкин И. и Б у р б о П., Распределение аргона в кислородном разделительном
аппарате и интенсификация процесса его получения, «Автогенное дело», 1940, № 8.
Фастовский и Петровский, О рациональной схеме переработки сырого
аргона, «Автогенное дело», 1945, № 1.
Кирпичев М., Михеев М. и Эйгенсон Л., Теплопередача, Энергоиздат,
1940.
Г, ерш С., Тепловой расчет и определение температуры стенки в конденсаторах-
испарителях установок глубокого охлаждения, «Хим. машиностроение», 1940 № 6.
Михеев М., Основы теплопередачи, Гссэнергоиздат, 1956.
Антуфьев и Казаченко, Сопротивление пучков труб, омываемых попереч-
ным током воздуха, ««Советское котлотурбостроение», 1937, № 6.
Кузнецов, Теплопередача в поперечном потоке, Изв. АН СССР, Техн. отд. I,
вып. 5, 1937.
Кутателадзе, Теплопередача при изменении агрегатного состояния вещества,
Машгиз, 1939.
Рипе С., Хранение, транспорт и газификация кислорода, ГОНТИ, ,1959.
Г ельпе«рин И. и Рипе С., Сосуды для хранения ожиженных газов, их расчет
и конструкции, «Ж- хим. пром.», 1937, № 4, 6.
Рипе С., Расчет цилиндрических сосудов Дьюара, «Хим. машиностроение»,
1939, № 2.
Рипе С., Упрощенный метод расчета сосудов Дьюара, «Ж. хим. пром.»,
1939, № 6.
Рипе С., Аппаратура для хранения и перевозки больших количеств жидкого
кислорода, «Ж. хим. пром.», 1939, № 8.
Кобеляцкий и Рябинин, Испытание кислородного танка с магнезиевой и
аэрогельной изоляцией, «Автогенное дело», 1945, № 2—3.
Столпер М. и Салов, Теплопередача через охлажденную изоляцию, «Авто-
генное дело», 1945, № 7.
Дробинин Н. и Дунаев С., Перевозка жидкого кислорода на дальние рас-
стояния, «Кислород», 1946, № 1.
Ишкин И., Серебря нская Б. и Соколов П., Первый опыт перевозки
кислорода в железнодорожных цистернах, «Кислород», 1946, № 1.
Решетников Н. и Ишкин И., Передвижная установка газообразного кисло-
рода, «Кислород», 1946, № 4.
У с ю к и н И., Состояние и перспективы строительства установок для получения
технологического кислорода, «Кислород», 1946, № 5—6.
Столпер М., Технологическая схема кислородной установки Линде-Френкль и
особенности ее холодильного цикла, «Кислород», 1946, № 5—6.
Решетников Н. и Ишкин И., Установка газообразного кислорода низкого
давления фирмы Кларк, «Кислород», 1946, № 5—6.
Фаустовский В., Промышленные методы получения криптона и ксенона и их
применение», «Кислород», 1947, № 1. ч
Ишкин И., Развитие производства аргона, «Кислород», 1947, № 16.
Столпер М.» Получение аргона, «Кислород», 1947, № 1, 6.
Гель перин Н., Метод аналитического расчета процессов дистилляции и рек-
тификации бинарных смесей, «Кислород», 1947, № 1.
Зельдович А., Гидравлическое сопротивление насадки со спиральной щелью,
«Кислород», 1947, № 2.
490
Литература на русском языке
Фрадков А., Скорости захлебывания в трубчатых аппаратах, «Кислород»,
1947, № 2.
Герш С. и Марфенина И., (Получение кислорода под давлением, «Кисло-
род», 1947, № 4.
У с ю к и н И., Установки для производства технологического кислорода «Кисло-
род», 1947, № 4.
Беньяминович О., Разделение газовых смесей методом конденсации, «Ки-
слород», 1947, № 4.
Герш С. и Бегов я ми но в и ч О., Термодинамические свойства азота при низ-
ких темпеатурах и давлениях до 200 ати, «Кислород», 1947, № 5.
Жаворонков Н. и Фур мер М., К вопросу о гидравлическом сопротивле-
нии и пределах нагрузки ректификационных колонн с сетчатыми тарелками, «Кисло-
род», 1947, № <5.
Зельдович А., Коэффициент теплопередачи регенераторной насадки со спи-
ральной щелью, «Кислород», 11947, № 3.
•И ш к и н И, и Б у р б о П., Способ предупреждения взрывов воздухораздели-
тельных аппаратов, «Кислород», 1947, № 5.
Фастовский В., Петровский Ю. и Столпер М., О рациональной схеме
переработки воздуха с получением криптона, «Кислород», 1947, № 6.
Дробинин И. и Дунаев С., Двухступенчатый насос высокого давления для
жидкого кислорода, «Кислород», 1947, № 4.
Ардашников И., Детандер-компрессор ДК-50, «Кислород», 1948, № 1.
Фастовский В. и Ровинский А., Исследование процесса конденсации па-
ров азота из азотно-водородных смесей, «Кислород», 1948, № 2.
Горшков А., Бездиффузорный турбокомпрессор, Кислород», 1948, № 1.
Фастовский В., Столпер М. и Петровский Ю., О роли турбодетандера
в крупных кислородных установках, «Кислород», 1948, № 1.
Мороз А., О новой холодильной машине системы Роэбук, «Кислород», 1948,№ 1.
Марфенина И. и Кулькова В., Гидравлика колпачковых тарелок, «Кис-
лород», 1948, № 3.
Буткевич К., Ишкин И. и Разумов Б., Эксплуатация кислородных уста-
новок, Машгиз. 1949.
ВНИИКИМАШ, Воздухоразделительная установка БР-1 для получения техно-
логического кислорода, «Кислород», 1957, № 1.
Герш С. и Столпер М., О незамерзаемости регенераторов, «Кислород»,
1948, № 4.
Глебова Л., Влияние тепловыделения на динамику адсорбции водяного
пара, «Кислород», 1957, № 6.
Наринский Г., Исследование равновесия жидкость — пар в системе кисло-
род— аргон, «Кислород», 1957, № 3.
Ройтер В. и Туровский Г., Каталитический метод очистки воздуха от
ацетилена, «Кислород», 1957, № 5.
Белицкий И., Автоматический кислородный газоанализатор МГК-348, «Кисло-
род», 1958, № 2.
Герш С. и Архаров А., Горизонтальный центробежный ректификатор, «Кис-
лород», 1958, № 5.
Зубчик В., Стационарная кислород но-азотная установка СКАДС-17, «Кисло-
род», 1958, № 1.
Иванов М. и Елухин Н., Теплоотдача при кипении кислорода и азота, «Кис-
лород», 1958, № 3.
Лебедев М., Элементы автоматизации воздухоразделительных установок,
«Кислород», 1958, № 2.
Головинцов А., К вопросу о расчете поршневого детандера. Сб. статей
МВТУ, № 75 под ред. Герша С. Я., Машгиз, 1958.
Гридин В., Прямоточный поршневой детандер с обратным сжатием, «Кисло-
род», 1959, № 3.
Епифанова В. и Гильман И., Рабочий процесс поршневого детандера,
«Кислород», 1951, № 3.
Василенко А., Экспериментальное исследование поршневого детандера вы-
сокого давления, «Кислород», 1958, № 5.
Исследование процессов и машин глубокого холода. Сб. статей под ред. проф.
Герша С. Я., № 75, Машгиз, 11958.
Микулин Е., Исследование пластинчатых теплообменников, «Хим. машино-
строение», 1959, № 4.
Бакланова В., Исследование процесса теплоотдачи в межтрубном простран-
стве витых теплообменников, «Хим. машиностроение», 1959, № 2.
Литература на русском языке 491
Иванов М. и Елухин Н., Теплообмен при конденсации кислорода, азота
и аргона, «Кислород», 1969, № 1.
Каганер М. и Глебова Л., Теплопроводность изоляционных материалов
под вакуумом, «Кислород», 1969, № 1.
Костенец В., Механические свойства металлов и сплавов при статической на-
грузке при низких температурах (металлы, цветные сплавы) ЖТФ, 16, вып. 5, 1946.
Костенец В. и Иванченко А., Механические свойства металлов и спла-
вов при статической нагрузке при низких температурах (углеродистые стали, при-
пои), ЖТФ, 16, вып. 5, 1946.
Туляков А., «Хим. машиностроение», 1935, № 1, 2.
ЛИТЕРАТУРА НА ИНОСТРАННЫХ ЯЗЫКАХ
Ullman, Enzyklopadie der technischen Chemie, Wasserstoff, I u. X, Sauer-
stoff IX, Luftflussige, VII.
W' Kau^ch 0., Herstellung, Verwendung und Aufbewahrung von fliissiger Luft„
R u h e m a n M., The separation of gases, Oxford, Clarendon Press, 1940.
Tongue H., Design and construction of high pressure chemical plant,
London, 1934.
Bosnjakovic, Technische thermodynamik, Dresden—Leipzig, 1937.
Dodge and Housum, Thermodynamics of air separation, Trans. Amer. Inst.
Chem. Eng., 1927, 19, 117.
P о 11 i t z e r, Uber einige Anwendungen von Kuhlverfahren zur Zeriegung von
Gasgemischen, Z. f. d. gesamte Ind., 1932, № 6.
Hausen H., Перспективы ожижения воздуха по методу Капица, Z. f. d.
gesamte Kalte-Industrie, 1941, № 2.
R u h е m a n M., Low temperature physics, Cambridge, 1937.
К u e n e n, Theorie der Verdampfung und Verfliissigung vori Gemischen und der
fraktionierten Destination, Leipzig, 1906.
5 Handbook of Chemistry and Physics, 28 ed., Chemical Rubber Publ. Co, Cleveland,
Ohio, 1944.
Keyes and G о г г у, Производство жидкого водорода без больших затрат на
оборудование J. Aimer. Chem. Soc., 1926 (1937), № 8.
Hausen H., Die Tieftemperaturtechnik unter Linde K. und in ihrer neuren
Entwicklung, VDI, 19412.
Hamman, Warmeleitfahigkeit von flussigen Sauerstoff fliissigen Stickstoff und
inren Gemischen, Ann. d. Phys., 32, вып. 7, 1938.
Hennerhofer, Вязкость веществ в жидком и газообразном состоянии, Z. f. d.
gesamte Kalte-Industrie, 1942, 4.
Physikalisch-chemische Konstanten von kotnpressiblen Gasen, Z. f. kompr. u. fliis-
sige Gase, 1944.
Borchardt, 2 Weltkraftkonferenz, 1930, Sek, 4, 13.
L i n d e R., VDI, 1932, 24, 570.
Hausen H., Handbuch d. Experimentalphysik, 1925, T. 1, 125.
Hausen H., Uber die Anwendbarkeit von Regeneratoren in der Kaltetechnik,
Z. f. gesamte Kalte-Industrie, 1932, № 1—6, 1—37.
Linde R., Luftverfliissigung und Lufttrennung, ZVDI, 1921, 1357.
Linde R., Neueres aus dem Gebiet der Gaszeriegung mittels tiefer Temperatur,
Z. f. gesamte Kalte-Industrie, 1927, № 11 u. 12.
Borchardt, Die Zeriegung des Koksofengases mit Bezugnahme auf die Pro-
bleme der Ferngasversorgung, Das Gas- und Wasserfach, 1927, 23.
Brohn J., Zeitschr. f. kompr. u. fliiss. Gase, 1926, 25, 43—57, 78—81, 93—97, 1926.
Geschichte der Gesellschaft f. Linde’s Eismaschinen A. G. 150, 1929.
Meissner W., Erzeugung tiefer Temperaturen und Gasverflussigung, Handbuch
der Physik, 1926, Bd XI, S. 272—339.
Lenz H.. Gasverfliissigung und ihre thermodynamischen Grundlagen.
Kolbe, Fltissige Luft, 1920.
Meissner W., Zur Massen und Energiablanz fur die Lufttrennapparate nach
Linde, Zeitschr. f. techn. Physik, 1932, № 6, 269.
Linde R., The Brie liquid-oxygen plant, Engineering, 1935, p. 140.
Metzger F. I., Traces from Tons, Ind, and Eng, Chem., 1935, 27, № 1.
Carsten, Идеальная ректификация воздуха, ZWDI, 1934, № 19.
Hausen H., Uber den Warmeaustausch in Regeneratoren, Technische Mechanik
und Thermodynamik, 1929, Bd 1, 6—7.
Anzelius A., Zeitschrift. f. angew. Math. u. Meeh., 1926, Bd 6.
Nusselt W., VDI Zeitschr., 1927, Bd 71.
Литература на иностранных языках 493
Schmeidler W., Zeitschr. f. Techn., Math. u. Meeh,. 1928, Bd 8.
Linde R., Успехи в получении дешевого кислорода, Glukauf, февраль 1936.
Усовершенствование процесса производства гелия. Chem. Met. Eng., 1944, № 6.
Hausen H., Die konstruktive Ausbildung von Anlagen zur Gaszerlegung und
ihre Anpassung an die theoretischen Forderungen, Z. f. d. gesamte Kalte-Industrie,
1934, № 10, 11.
M. ten-Bosch, Die Warmeubertragung, 3 Aufl., J. Springer, Berlin, 1936.
Hausen H., VervolIstandigte Berechnung des Warmeaustausches in Regenera-
toren, VDI Verfahrenstechnik, 1942.
Chilton and Colburn, О сопротивлении скрубберных насадок, Ind. Eng.
Chem., 11931, 23.
К a u s s old H., Теплопередача при турбулентном движении, Forschung, 1933,
IV, № 1.
Colburn and Hong en, Теплопередача смесей с неконденсирующими
газами, Ind. Eng. Cheim., 1934, № 11.
Meissner, Теория и конструкция вакуумированных металлических сосудов
для хранения жидких газов, Z. f. d. gesamte Kalte-Industrie, 1930, № 3.
К a r d 0 s, Die Warmeleitfahigkeit verschiedener Flussigkeiten, Z. f. d. gesamte
Kalte-Industrie, 1934, № 1 u. 2.
H e r n i n g und Z i p p e г e г, Вязкость смесей газов, Gas- und Wasserfach,
1936, № 5.
P 0 n c h о n, Расчеты дистилляции и ректификации, La technique moderne,
1921, № 1.
Kirschbaum E., Destillier- und Rektifiziertechnick, J. Springer, 1940.
К i r s c h b a u m E., Wirkung von Rektifizierboden und zweckmassige Flussig-
keitsfiihrung, Forschung, 1904, 5.
Fenske, Методика расчета процесса ректификации многокомпонентных сме-
сей углеводородов, Ind. Eng. Chem., 1932, р. 482.
Souders and Brown, Ind. Eng. Chem., 1932.
R 0 k k e, Об эффективности кольцевых тарелок, VDI, Verfahrenstechnik,
1941, № 3.
G1 a u d e G., Les progres dans la fabrication de Toxygene industriel Genie civil,
1932, 589.
Schaphirst, Сжижение естественного газа, Refrig. Eng., 1941, N
Hausen H., Гелий и способы его получения, VDI, 1940, № 15.
Claude G., Промышленное получение и применение криптона при производ-
стве жидкого воздуха, Z. f. d. gesamte Kalte-Industrie, 1940, № 1.
В e n n e k H., Notched impact-test specimens for the investigation of steel at low
temperatures, Archiv fur d. Eisenhiittenwesen, Februar 1943.
Hampel M., L u c e J., Low-temperature fatique of steels, Archiv fur d. Eisen-
hiittenwesen, Marz 1942.
Hidnest P., Thermal expansion of cast and swaged chronium, Journ. Research
of National Bureau of Standards, 1941, № 2.
Med er, Механические свойства Al—Mg сплавов при температуре жидкого
кислорода, Z. f. d. gesamte Kalte-Industrie, 194i2, 3.
Mechanical properties of alloys at low temperatures, Light metals, 1941, № 46.
McAdam D. J., Mebs R. W. and Geil G. W., Technical cohesive strength of
some steels and light alloys at low temperatures, Proc. Am. Soc. Testing Mats,
Preprint, 1944, № 27.
Holler H. and Schnedles H., Behaviour of welded steels at low tempera-
tures, Autogene Metallbearbeitung, 1942, 35.
Hampel M., Luce J., Verhalten von Stahl bei tiefen Temperaturen unter
Zugdruck wechselbeanspruchung, Mitteil. a. d. Kaiser Wilhelm Institut fur Eisen-
forschung zu Dusseldorf, 1941, 79.
Nelson W., Properties of metals for use in low temperature processes, Oil and
Gas Journal, 1937, 36.
К i n z e 1 A., Crafts W. and Egan J., Tine grained structural steels for low
temperature pressure vessel service, Trans. Am. Inst. Mining and Met, Eng., 1937,
560 —583.
Hopkins R. and Blumberg H., Properties of metals at low temperatures,
A. S. M. Metals Handbook, 1939.
Pomp A., Kris ch A. und Haupt G., Kerbschlag Zahigkeit legierter Stahle
bei Temperaturen von +20 bis —253° C., Mitteil. a. d. Kaiser Wilhelm Institut fur
Eisenforschung, Dusseldorf, 1939, 21.
Pomp A., KrischA. und Haupt G., Hartepriifung und Zerreissversuche an
legierten Stahlen bei tiefen Temperaturen, Mitt. a. d. Kaiser Wilhelm Institut fur
Eisenforschung, Dusseldorf, 1939, 21. ± ___
Henry O., Tensile impact tests on welds at low temperatures, Journ. Amer. Weld.
Soc., 1938, № 8.
494
Литература на иностранных языках
Hopkins R., Vessels for low temperature, Journ. Am. Weld, Soc., 1936, № 9.
К r i s c h A., Aenderung der mechanischen Eigenschalten metallischer Werkstoffe
bei tiefen Temperaturen, VDI, 1939, № 31.
К r i s c h A., Haupt G., Festigkeitseigenschaften legierter Stable bei tiefen
Temperaturen, Archiv f. d. Eisenhuttenwesen, 1940, № 7.
Pomp A., К r i s c h A., Haupt G., Hardness and tensile tests on alloy steels
at low temperatures, Mitt, a. d. Kaiser Wilhelm Inst, fiir Eisenforschung, 1939, № 15.
Pomp A., К r i s c h A., Haupt E., Kerbschag-Zahigkeit legierte Stable etc.,.
Mitt. a. d. Kaiser Wilhelm Institut fiir Eisenforschung, Dusseldorf, 1939, № 15.
Properties of metals at low temperatures, Metallurgist (Supplement to Engineer),.
August, 30, 1940.
The bahaviour of steel at low temperatures when subjected to tension-compression
fatigue tests, Metallurgia, June 1942.
Henry O. and В a b a n i a n J., Tensile tests of arc-welded Mond metal at low
temperatures, Welding Journ., February 1941.
Aldridge B., Shepherd G., Nickel steels at low temperatures, Metals and
Alloys, 4936, № 7.
Bayer K., Burhardt A., Schlagbiegefestigkeit von Zinklegierungen bei tiefen
Temperaturen, Zeitschr. f. Metallkunde, 1939, № 5.
H a n e 1 R., The toughness at low temperatures of materials containing nickel,.
VDI, 1937, № 14.
Henry O., The effect of low temperature on the tensile impact resistance of iron,,
steel and welded joints, Journ. Amer. Welding Soc., October 1936.
Smith C., Mechanical properties of copper and its alloys at low terriperatures„
A review, Proc. Am. Soc. Testing Mat., 1939, 39.
Armstrong T. and G a g u e b i n A., Impact properties of some low a bloy
nickel steels at temperatures down to —200 F, Trans. Am. Soc. Metals, 1940, 28.
Grafts W. and Egan J., Factors affecting notched bar impact tests on steel at
low temperatures, Proc. Am. Soc. Test. Mat., 1939, 39.
Hadfield, Механические свойства металлов при температуре жидкого водо-
рода, Engineering, 1934, v. 331.
Hadfield, and de Haas, Philosophical Trans, of Royal Society of London,.
1934, Ser., v. 332, p. 297—332.
Grushka G., Zugfestigkeit der Stahle bei tiefen Temperaturen, Forschung aus
dem Gebiete des Ingenieurwesens, Forschungsheft, 1934, Bd 5, № 1, № 364.
G о 1 d b e c k and Mac Gilliwray, Свойства цветных металлов при низких
температурах, Metal Industry, 1933, v. XLIII, № 24.
Egan, Grafts and К i n z e 1, Ударная вязкость легированных сталей при
низких температурах, Transaction Amer. Soc. St. Treat, 1933, v. 21.
G о 1 b e c k, Mac G i 1 i w г а у, Свойства легированных сталей аустенитового
класса при низких температурах, Chemical Abstract, 1933, № 21, The Engineer, 1932,.
Bd 155, № 4038.
W a 11 e R., Festigkeitseigenschaften von Stahl, Stablguss und Gusseisen in der
Kalte, Die Chemische Fabrik, 1932, № 20, 21.
W a 11 e R., Festigkeitseigenschaften von Stahlguss bei tiefen Temperaturen
„Stahl und Eisen“, 1932, Heft 20, Bd 52.
Sergeson R., Behavior of some iron and steels under impact at low tempera-
tures, Transact. Am. Soc. Steel Treat., 1932, v. 19, № 4.
Pester F., Festigkeitsprufungen an Stangen und Drahten bei tiefen Tempera-
turen, Zeitschrift fiir Metallkunde, 1932, № 3, 5.
Russel H., Effect of low temperatures on metals and alloys, Transact. Amer.
Soc. St. Treat, 1931.
Gough H. and Mourphy A. I., Effect of low temperatures on the shock re-
sistance properties of new wrought iron chains, Proceedings Institution Mechanical
Engineers, 1930, v. 2, Abstract Engineering, 1930.
Sc h winning W. und Fischer, Versuche fiber Einfluss der Temperaturen
auf Kerbzahigkeit und Harte von Aluminiumlegierungen, Zeitschr. fiir Metallkunde,
1930, Heft 1.
Sauerwald, Schmidt, Kramer, Uber den Sprodigkeitsbereich von Eisen
bei tiefen Temperaturen, Zeitschrift fiir Physik, 1931, Bd 67.
G ii 1 d n e г W., Uber die Kerbzahigkeit einiger Aluminiumlegierungen insbesondere
bei tiefen Temperaturen, 1930.
Moffat R., The effect of low temperatures upon the impact resistance of steel
castings, Canadian Journal of Research, 1930, № 2.
Schoenmaker P., Zerreiss und Schlagversuche bei tiefen Temperaturen, Erste
Mittedlung des Neuen Intern. Verbandes fiir Materialpriifungen, Ziirich, 1930.
Krupkonsky A. and Haas W., Properties of nickel copper alloys at low tem-
peratures, Proceedings Academy of Sciences, Amsterdam, 1929, v. 32, 1928* v. 36.
Литература на иностранных языках
495
Hadfield R., Влияние температур на стали, Transact. Amer. Soc. Steel Treat.»
1929, v. XIV.
Sauerwald F. und P о h I e К.» Uber den Bruchvorgang im Eisen bei tiefen
Temperaturen, Zeitschrift fiir Physik, 1929, Bd 56.
Goerens B. and M a i 1 a n d e r, Cold and hot brittleness of steel and some
other metals (copper, zinc, nickel) in the tensile tests, Journal Institute of Metals»
1928, v. 10.
Pomp A., Properties of steel at high and low temperatures. Metallurgist, 1928, v. 4,
P a r d u n und V i e r h a u s, Die Eigenschaften von Gusseisen bei niedrigen
Temperaturen unter besondere Berucksichtigung von Gussrohren Giesserei, 1928, Bd 15.
• Morrison I. and Cameron A., The impact of steels at low temperature»
Transactions of Canadian Institute Mining and Metallurgy, 1927, v. 30.
Korber, Festigkeitseigenschaften von Stahl bei tiefen Temperaturen, Stahl und
Eisen, 1927, № 6.
Goerens und M a i 1 a n d e r, Kalt- und Warmsprodigkeit von Stahlen und
einigen anderen Metallen beim Zugversuch, Forschung aus dem Gebiete des Ingenieur-
wesens, 1927.
Greaves R. and Jones J., The effect of temperature on the behavior of metals,
and alloys in the notched-bar impact test, Journal Institute of Metals, 1925, v. 34.
Korber und Pomp, Einfluss der Vorbehandlung auf die mechanischen
Eigenschaften von Kohlenstoff und legierten Stahl insbesondere die Kerbzahigkeit
in der Kalte und Warme, Mitteilungen aus den K. W. Inst, fiir Eisenpriifung, 1926, Bd 7.
Sykes, Tensile properties of some steel wires at liquid air temperature, Transac-
tions of the Amer. Soc. St. Treating, 1924.
Lea F., The effect of low and high temperatures on materials, Engineering, 1923.
A i t c h i s о n and other, Notched-bar impact tests at low temperatures, Aero-
nautical Research Committee Report, 1924, v. 2.
О e r t e 1 W., Festigkeit von Stahl bei tiefen Temperaturen, Stahl und Eisen»
1923, Bd 43.
Guilletet Cournot, Sur la variation des proprietes mechaniques de quelques
metaux et alliages aux basses temperatures, Revue de M£tallurgie, 1922, № 19.
Chevenard P., Etude de la fragilite des ferronickels aux basses temperatures»
Revue de Metallurgie, 1922.
Coerens P. und H a r t e 1 G., Uber die Zahigkeit des Eisen bei verschiedenen
Temperaturen, Zeitschrift anorgan. Chemie, 1913.
Robin G., La durete des aciers aux basses temperatures, Revue de Metallurgie,
1909, v. 6.
Baumann R., Die Festigkeitseigenschaften der Metalle in Warme und Kalte»
Stuttgart, 1907.
S c h а г p у M., Sur 1‘influence de la temperature sur la fragilite dec metaux,
Mitteil. Intern. Verb. Mat. Priif. Techn. Briisselle Kongress, 1906.
H h d f i e 1 d R., Experiments relating on the effect on mechanical and other
properties of iron and its alloys produced by liquid air temperatures, Journal Iron
Steel Institute, 1905, v. 67.
Hadfield R. and Davar, Effect of liquid air temperatures on the properties,
of iron and its alloys, Proceedings of the Royal Society, 1904.
ОПЕЧАТКИ Исправлено 22.11.2103
Стра- ница Строка Напечатано Должно быть
89 Рис. 1-61 Л =-h* - • u?/g «0 в 9 / «1/2
с2а С2а — С1 - - Сга С2а~ U-!
109 Табл. 2-4 —15 —20 —25 1,38 —30 0,88 0,55 0,333 —15 1,38 —20 0,88 —25 0,55 —30 0,333
243 10-я сверху К направлению рифа fK К направлению рифа fk
255 Формула (5-83)
453 18-я сверху в! = 0,024 Re0’8-Рг0’33. Nu = O,O24Re0,8- Рх0,33.
455 12-я снизу в, = 0,024Re°>8Pr°'33. ’ Nu = O,O24Reo,8Pi0,33.
С. Я. Ге р ш—Глубокое охлаждение, я. II.
LUHa 15 p. 70 к.
( 1 инваря 1961 г. цена 1 р. 57 к.