Текст
В. П. Беляков
Крио-
генная техника и техно-
логия
1БВК 11.3W
Б43
УДК 621,59
Рецензент В. М. Бродянский
Беляков В. П.
Б43 Криогенная техника и технология. — М.: Энерго-издат, 1982. — 272 с.г ил.
В пер.: 1 р. 90 к.
В книге рассмотрены основные современные направления развития криогенной техники, показана прогрессивная роль криогеники в решении задач развития таких базовых отраслей промышленности, как энергетика, машиностроение, химия, металлургия. Описаны конструкции криогенных систем и установок, созданных в последние годы в Советском Союзе. Рассмотрены научные основы проектирования криогенных систем, дана теория соответствующих процессов.
Для инженерно-технических работников, занимающихся вопросами создания и внедрения криогенных систем и оборудования в различных отраслях народного хозяйства.
2303050000-520 ББК 31.3W
051(01)-82 1,’и> 6П2.28
© Энергоиздат, 1982
Предисловие
В наши дни сложилось новое направление в науке и технике, связанное с изучением и использованием криогенных систем. В переводе с греческого «криогенный» означает производящий холод. Этот термин служит для обозначения процессов и устройств, позволяющих получать температуры ниже 120 К*.
Необычный мир криогенных температур обладает уникальными возможностями: в этих условиях мы встречаемся с новыми физическими явлениями и фактами, которые помогают проникать в суть строения материи, позволяют использовать новые методы исследования, осуществлять принципиально новые технологические процессы.
Считается, что со времени зарождения криогеники прошло немногим более ста лет. В октябре 1877 г. француз Л. Кайете и швейцарец Р. Пикте впервые осуществили процесс ожижения газообразного кислорода. Работая независимо друг от друга и применяя однократное адиабатное расширение сжатого и предварительно охлажденного кислорода, они добились его конденсации,
* В соответствии с ГОСТ 21957-76 криогенная техника — это область техники, связанная с достижением или практическим использованием криогенных температур; криогеника — область науки, охватывающая исследование, развитие и применение криогенной техники.
при этом были достигнуты температуры примерно 90 К, которые сохранялись в течение нескольких секунд. Международный институт холода, членом которого является Советский Союз, предложил считать это событие как дату рождения криогеники. В течение длительного времени криогенная техника была предметом изучения сравнительно небольшого круга ученых и лишь к сороковым годам нашего столетия она вышла за стены лабораторий; в наши дни применение криогенной техники является одним из важнейших направлений технического прогресса в различных отраслях народного хозяйства. Металлургия и химия, энергетика и электроника, биология и медицина, ракетная техника и космонавтика, ядерная физика и техника эксперимента во все возрастающих масштабах используют криогенное оборудование и криогенные продукты.
Темпы роста объемов производства криогенного оборудования и криогенных продуктов в мире в течение последних пятнадцати лет находятся на очень высоком уровне. В Советском Союзе, также как и в других промышленно развитых странах, сформировалась самостоятельная отрасль машиностроения — криогенное машиностроение, которая в настоящее время бурно развивается, поскольку применение криогенного оборудования позволяет внед
4
Предисловие
рять новые высокопроизводительные технологические процессы в таких определяющих отраслях, как металлургия, химия, энергетика. В ряде случаев применение криогенной техники является единственным путем осуществления технологических процессов. В первую очередь это относится к области технического использования сверхпроводимости в энергетике и электротехнике.
В предлагаемой книге рассматриваются современные криогенные установки и системы, применяемые в различных отраслях народного хозяйства. При этом автор наряду с описанием конструктивных особенностей новых криогенных установок особое внимание уделяет изложению физической сущности процессов, протекающих в различных криогенных системах.
В настоящее время уже имеется достаточно большое количество учебной, справочной и другой технической литературы по криогенной технике. Учитывая это обстоятельство, автор ограничился рассмотрением последних достижений и научно-технических основ создания высокопроизводительных воздухоразделительных установок, криогенных хранилищ и вакуумных систем, а также
систем криогенного обеспечения сверхпроводящих энергетических устройств, поскольку как в зарубежной, так и в отечественной литературе систематизированные сведения по этим разделам отсутствуют.
В книге использован опыт работы НПО «Криогенмаш» по созданию и внедрению в народное хозяйство нового криогенного оборудования.
При подготовке книги были использованы также результаты совместных работ и обсуждений, в которых участвовали доктор техн, наук Г. Б. Наринский, кандидаты техн, наук А. М. Макаров, Н. А. Пуртов, В. И. Куприянов, В. А. Шапошников.
Автор выражает благодарность рецензенту книги проф., доктору техн, наук В. М. Бродянскому за ценные замечания и рекомендации, которые оказали большую помощь при работе над рукописью книги.
Автор признателен редактору Ю. М. Брошко за кропотливый труд по редактированию книги и выражает ему свою благодарность.
Замечания по книге следует направлять по адресу: 113114 Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10, Энерго-издат.
Автор
Введение
РАЗВИТИЕ КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКИ В СССР
Начало развития криогенной техники в нашей стране было связано с созданием в 30-х годах первых отечественных воздухоразделительных установок (ВРУ), предназначенных для удовлетворения нужд автогенной промышленности и интенсификации мартеновского и доменного производства. До 1931 г. Советский Союз не имел собственной машиностроительной базы для изготовления криогенного оборудования, и потребность в нем удовлетворялась только за счет импорта. Первая ВРУ производительностью 100 м3/ч газообразного кислорода в нашей стране была изготовлена в 1932 г. В это же время были проведены работы по созданию установок для получения жидкого кислорода производительностью от 7 до 30 л/ч. В 1933 г. состоялось первое общесоюзное совещание по применению кислорода в черной металлургии, на повестку дня которого была выдвинута задача создания в короткие сроки высокопроизводительных установок для производства газообразного кислорода. В 1933 г. была построена опытная установка производительностью 600 м3/ч 42%-ного кислорода и начата работа по созданию ВРУ для черной металлургии производительностью 5000 м3/ч кислорода
чистотой 60% Oj. В 1939— 1940 гг. две такие установки были изготовлены и введены в строй на Днепропетровском заводе металлургического оборудования, где были проведены работы по выплавке ферросилиция в доменных печах на обогащенном кислородом дутье (дальнейшему проведению их помешала война). В 1935 г. была пущена мощная установка Г-6800, предназначенная для производства 5000 м3/ч азота и 1000 м3/ч кислорода.
В 1933—1934 гг. в нашей стране были изготовлены первые образцы оборудования для хранения криогенных продуктов и вскоре было налажено промышленное производство нескольких типоразмеров криогенных резервуаров (танков) для жидкого кислорода вместимостью до 9 м3. Внутренний сосуд в виде шара изготавливался из латуни, наружный кожух — из углеродистой стали, межстенное пространство заполнялось углекислой магнезией или шлаковой ватой. Потери хранимого продукта от испарения были значительными и составляли более 8% в сутки.
Наряду с решением главной задачи предвоенного периода — созданием мощной кислородной промышленности — в Советском Союзе проводились работы в области физики низких температур. Основу их составляли исследования в диапазо
6
Введение
не температур жидкого гелия, проводившиеся в Институте физических проблем АН СССР и в криогенной лаборатории Харьковского физико-технического института. В 1934 г. акад. П. Л. Капица построил простой и оригинальный гелиевый ожижитель с поршневым детандером. В этом ожижителе впервые в мировой практике удалось обойтись без предварительного охлаждения гелия жидким водородом.
В 1937—1939 гг. акад. П. Л. Капица провел блестящие работы по созданию высокоэффективного активно-реактивного турбодетандера радиального типа. Адиабатный КПД созданного турбодетандера достигал 82%, это открывало возможность создания эффективных и простых ВРУ на основе цикла одного низкого давления.
В период Великой Отечественной войны и в первые послевоенные годы криогенная техника выдвигается в ряд главных направлений технического прогресса. Остро встала проблема увеличения объемов выпуска чугуна и стали, сделать это можно было путем интенсификации кислородом доменного, мартеновского и конвертерного производств. В 1942— 1943 гг. под руководством акад. П. Л. Капицы разрабатывается и изготавливается несколько ВРУ одного низкого давления с турбодетандерами. Крупнейшая ВРУ ТК-2000 производительностью 1500 кг/ч жидкого кислорода успешно эксплуатировалась в течение длительного времени. В 1943 г. в Москве было создано Главное управление по кислороду (Главкислород); начальником его был назначен акад. П. Л. Капица, руководителем одного из отделов по внедрению кислорода в металлургию — акад. И. П. Бардин. Задача управления заключалась в координации и планировании работ различных организаций страны по созданию и внедрению в промышлен
ность, и прежде всего в металлургию, высокопроизводительных ВРУ для производства кислорода. В состав Главкислорода были включены научно-исследовательские и проектный институты и ряд машиностроительных заводов. При Главкислоро-де работал Технический совет, куда были привлечены видные специалисты и ученые тех отраслей промышленности, где планировалось применение кислорода.
Успешные работы акад. П. Л. Капицы по созданию надежных и простых высокопроизводительных ВРУ низкого давления в дальнейшем предопределили развитие этого направления во всем мире.
В период 1947—1949 гг. были разработаны и выпущены ВРУ КГ-300-2Д, Кт-1000 и Кт-3600 производительностью соответственно 300, 1000 и 3600 м3/ч газообразного кислорода. Принципиальные схемы этих установок были основаны на использовании цикла двух давлений, доля воздуха высокого давления составляла 5—20% . В установке Кт-3600 использовалось предварительное аммиачное охлаждение воздуха высокого давления, а на потоке азота, отбираемого из-под крышки конденсатора, устанавливался турбодетандер. В установках КГ-300-2Д и Кт-1000 использовался холодильный цикл высокого давления (12,0—20,0 МПа) с поршневым детандером.
В эти же годы проводились работы по созданию более совершенных средств хранения криогенных продуктов. Была создана серия сосудов, резервуаров и цистерн для жидкого кислорода и азота, в которых использовался изоляционный материал — мипора, имеющий почти в 2 раза меньший коэффициент теплопроводности по сравнению со шлаковой ватой и углекислой магнезией. Однако потери продукта при хранении в резервуарах, изолированных мипорой, оставались значитель-
Развитие криогенной техники в СССР
7
ними. Так, например, в железнодорожной цистерне вместимостью 32 м3 они были равны 3% в сутки для кислорода, а в транспортном резервуаре жидкого кислорода вместимостью 1,5 м3 достигали 8%.
Дальнейшее развитие криогенной техники было связано с резким ростом потребления кислорода и азота в металлургии и химии. Выпускаемые в то время наиболее мощные ВРУ Кт-1000 и Кт-3600 не удовлетворяли эти отрасли по единичной производительности, надежности, длительности рабочей кампании, расходу энергии и металлоемкости.
В начале 50-х годов в нашей стране были возобновлены работы по созданию высокопроизводительных установок низкого давления. Идея использования цикла низкого давления с турбодетандером, впервые предложенная и реализованная акад. П. Л. Капицей в установке ТК-2000, была положена в основу проектирования новой крупной установки БР-1 производительностью 12 500 м3/ч газообразного кислорода. Применение эффективного турбодетандера позволило компенсировать все теплопритоки в установку без использования воздуха высокого давления, его специальной очистки и осушки. Весь перерабатываемый воздух подвергался охлаждению, осушке и очистке от двуокиси углерода в регенераторах. В 1955 г. головной образец установки БР-1 был сдан в эксплуатацию на Новотульском металлургическом заводе.
В 1963 г. на заводе «Азовсталь» была введена в действие еще более мощная ВРУ БР-2 суммарной производительностью 35 тыс. м3/ч газообразного кислорода: 24 тыс. м3/ч технологического и 11 тыс. м3/ч технического кислорода.
В 1958—1962 гг. было выпущено пять модификаций установки БР-1, предназначенных для мартеновского, доменного, кислородно-конвер
терного производства и для нужд химической технологии. В технологических схемах этих установок была применена сложная система обеспечения незабиваемости регенераторов, названная «тройным дутьем». Однако в дальнейшем этот способ не нашел применения в связи с его неэкономичностью, сложностью и пониженной степенью очистки воздуха от взрывоопасных примесей. В дальнейшем был реализован другой, более эффективный способ обеспечения незабиваемости регенераторов — отбор потока воздуха из средней части регенератора и очистка его от двуокиси углерода в выморажи-вателях или адсорберах. Это было осуществлено в 1961 г. в азотно-кис-лородной установке БР-6, а затем в установке БР-2М, пришедшей на смену установке БР-2 в 1965 г.
Воздухоразделительная установка БР-6, обеспечивающая производство 15 тыс. м3/ч чистого азота1, 7840 м3/ч технологического кислорода и 160 м3/ч технического кислорода 1 2 находит широкое применение в технологии производства аммиака из природного газа. Технологический кислород используется для получения сырого водорода путем конверсии метана, а чистый азот — для промывки сырого водорода от окиси углерода и получения азотно-водо-родной смеси. Одна установка БР-6 обеспечивает кислородом и азотом производство 100 тыс. т аммиака в год. В эти годы была создана азотно-кислородная установка БР-9 производительностью 16 тыс. м3/ч кислорода и 18 тыс. м3/ч азота, которая также нашла широкое примене
1 Здесь и далее чистый азот — это газообразный азот с содержанием кислорода 0,0001—0,05%.
2 Здесь и далее под технологическим и техническим кислородом понимается смесь газов с содержанием соответственно 92— 98% О2 (в среднем 95%) и 99,2—99,7% О2 (в среднем 99,5%).
8
Введение
ние на предприятиях химической промышленности. Установка БР-2М обеспечила широкое внедрение обогащенного кислородом дутья в доменном и мартеновском производствах, а также кислородно-конвертерного способа выплавки стали. В этих установках для повышения прочности и надежности аппаратов вместо латуни была применена нержавеющая сталь.
Создание крупных ВРУ для производства кислорода и азота позволило широко внедрять прогрессивные технологические процессы в металлургию и химию, качественно перестроить ряд базовых технологических процессов.
Опыт длительной эксплуатации установок типа БР показал, что они имеют ряд существенных недостатков. Технологические схемы установок не обеспечивали надежную защиту аппаратов от накопления углеводородов в трубках конденсаторов, что приводило к взрывам ВРУ. Это особенно ярко проявлялось при эксплуатации установок в непосредственной близости от металлургических производств, где воздушный бассейн характеризуется повышенным содержанием углеводородов. Установки имели малую надежность как отдельных аппаратов, так и всего блока разделения, поскольку в большинстве установок основным конструкционным материалом была латунь, а для соединения деталей использовалась мягкая пайка.
В 1968—1972 гг. было освоено производство новых ВРУ Кт-12-3, КтА-12-3, КтК-12, К-Н-2 производительностью 10—12 тыс. м3/ч технологического и технического кислорода и АКт-17-1, АКт-16-2 производительностью 16—17 тыс. м3/ч чистого азота и 9—16 тыс. м3/ч технологического кислорода. В этих установках были приняты эффективные решения, направленные на повышение их взрывобезопасности, улучшена кон
струкция отдельных узлов и аппаратов, широко применены низколегированные стали и алюминиевые спла-ны взамен дорогостоящей латуни и нержавеющей стали. К 1972— 1973 гг. были решены практически все вопросы по использованию алюминиевых сплавов для изготовления теплообменников, конденсаторов, пе-реохладителей, змеевиков регенераторов и трубопроводов. С 1972 г. все крупные аппараты ВРУ низкого давления изготавливаются из алюминиевых сплавов.
Дальнейшее развитие работ по созданию высокопроизводительных воздухоразделительных установок в нашей стране было связано с острой потребностью металлургии и химии в больших количествах чистых продуктов разделения воздуха: кислорода, азота, аргона. В 1973 г. были завершены работы по созданию крупнейшей в отечественной практике установки КАр-30, обеспечивающей производство 31,3 тыс. м3/ч технического кислорода и 350 м3/ч чистого аргона.
Первая установка КАр-30 была пущена весной 1974 г. на Новолипецком металлургическом заводе. Создание ее открыло возможность широкого ' внедрения прогрессивного кислородно-конвертерного способа выплавки стали. В настоящее время установки КАр-30 и КтК-35-3 (созданная в 1973 г. для производства в основном технологического кислорода), являются базовыми для черной металлургии.
В 1978—1979 гг. были изготовлены первые образцы новых установок КА-15, КААр-15 и АКт-30, перерабатывающих 85 тыс. м3/ч воздуха. Они обеспечивают получение сухих и чистых кислорода и азота и отличаются повышенной взрывобезопас-ностью.
Основные области применения этих установок — металлургия, химия и нефтехимия,
Развитие криогенной техники в СССР
9
В 1978 г. была завершена работа по изготовлению крупнейшей установки Кт-70 производительностью 66 тыс. м3/ч технологического кислорода для крупной домны объемом 5000 м3 Криворожского металлургического завода. Установка обеспечивает также одновременное производство 5,05 т/ч жидкого кислорода.
В Советском Союзе разработаны и освоены также небольшие и средние стационарные и передвижные ВРУ для производства газообразных и жидких кислорода, азота, аргона, которые в зависимости от количества перерабатываемого воздуха работают по циклу среднего (2,0—5,0 МПа) или высокого (до 20,0 МПа) давления. В последние годы проведена значительная работа по замене в этих установках поршневых детандеров турбодетандерами среднего или высокого давления, что повысило эффективность и надежность работы установок, увеличило срок непрерывной работы, облегчило обслуживание. Во всех установках внедрены компактные адсорбционные блоки очистки и осушки воздуха с использованием синтетических цеолитов, существенно повысившие их технический уровень.
Производство оборудования для хранения и транспортирования жидких криогенных продуктов развивалось быстрыми темпами. В начале 60-х годов были проведены исследовательские работы по созданию новых, более эффективных, чем мипо-ра, изоляционных материалов. Была разработана вакуумно-порошковая изоляция, в которой в качестве наполнителя использовали перлитовую пудру или аэрогель. Внедрение вакуумно-порошковой изоляции позволило в 5—10 раз снизить потери криопродуктов от испарения по сравнению с изоляцией из мипоры. В дальнейшем была разработана и освоена технология нанесения экранно-вакуумной изоляции, применение которой
позволило в среднем на 25% снизить потери криопродуктов от испарения по сравнению с вакуумно-порошковой изоляцией.
В 1970—1975 гг. было освоено производство широкого ассортимента сосудов и резервуаров с вакуумно-порошковой и экранно-вакуумной изоляцией для хранения и транспортирования криопродуктов. Для хранения небольших (5—100 л) количеств жидких кислорода, азота, аргона были созданы сосуды Дьюара типа АСД и ЦСД. Большое распространение в промышленности получили созданные в эти годы транспортные резервуары вместимостью от 0,3 до 8 м3 для перевозки жидких кислорода, азота, аргона любым видом транспорта, включая авиационный.
Расширение масштабов искусственного осеменения крупного рогатого скота для развития племенного животноводства потребовало разработки специального криогенного оборудования для замораживания, хранения и размораживания семени сельскохозяйственных животных. Разработаны специальные вертикальные цилиндрические сосуды типа СДС и СДП вместимостью 5, 20, 50 л с канистрами для биоматериалов, хранилища жидкого азота, аппараты программного замораживания, комплектно поставляемые потребителю.
Отечественная промышленность выпускает целую серию стационарных и автомобильных газификацион-ных установок типа СГУ и АГУ для снабжения потребителей газообразным кислородом, азотом и аргоном давлением до 42 МПа и расходом от 500 м3/ч. В последние годы созданы холодные криогенные газификаторы типа ГХК с объемом резервуара от 3 до 25 м3, обеспечивающие автоматическое поддержание заданного давления газа (0,3—1,6 МПа), подаваемого потребителю при любом
10 Введение
переменном расходе газа. Рабочее давление в резервуаре этих газификаторов создается с помощью испарителя и поддерживается регулятором давления. Жидкий продукт под этим давлением подается в продукционный испаритель, где происходит газификация его теплотой атмосферного воздуха без использования других источников энергии.
Возросшие масштабы применения криогенных продуктов потребовали решения вопросов хранения больших количеств жидких кислорода, азота, аргона, водорода, гелия, их транспортировки по трубопроводам, в связи с чем были проведены исследовательские, конструкторские и технологические работы, позволившие освоить производство крупных криогенных резервуаров вместимостью 63, 100, 225 и 1400 м3, трубопроводов с запорной и регулирующей арматурой. В результате применения в криогенных резервуарах и трубопроводах экранно-вакуумной изоляции удалось повысить технологичность изготовления и монтажа криогенных систем хранения и значительно снизить притоки теплоты из окружающей среды.
Развитие работ по освоению космического и околоземного пространства, создание мощных ракет-носителей, космических кораблей и орбитальных научных станций потребовало изучения поведения материалов, механизмов и аппаратов в условиях космического пространства. Высокая стоимость космических кораблей-лабораторий, трудность телеметрических измерений при комплексных исследованиях и большой объем необходимой научной информации потребовали выпуска специального криогенного оборудования для имитации условий космического пространства, позволяющего создавать сверхвысокий «стерильный» вакуум, низкие температуры, моделировать поглотительную способность
«черного» космического пространства, а также имитировать излучение Солнца, корпускулярное и рентгеновское излучения и т. д. Наиболее распространенный способ создания высокого вакуума — применение криогенных конденсационных и криоадсорбционных насосов, в которых пары и газы вымораживаются на поверхностях панелей или захватываются адсорбентом, охлажденным до криогенных температур либо жидким азотом, либо глубоко охлажденным гелием.
В конце 60-х годов в Советском Союзе и ряде других стран были начаты работы по техническому использованию сверхпроводимости. Применение сверхпроводящих устройств открывало широкие возможности для значительного улучшения характеристик (эффективности, габаритов, массы, удельной мощности и др.) электротехнического, энергетического и другого оборудования.
Для этих целей необходимо было, во-первых, разработать и увеличить выпуск универсального криогенного оборудования (сосудов, резервуаров, холодных газификаторов, криостатов для жидкого гелия, криогенных гелиевых установок) и, во-вторых, создать специализированное криогенное оборудование для новых сверхпроводящих систем, линий электропередачи, электрогенераторов и электродвигателей, термоядерных установок типа «Токамак», ускорителей заряженных частиц и других сверхпроводящих устройств.
В середине 60-х годов серийно выпускались для получения жидкого гелия ожижительные установки Г-2, Г-8, Г-45 производительностью соответственно 2, 8 и 45 л/ч, сосуд СГ-10 для хранения 10 л жидкого гелия, рефрижераторная установка К-2 производительностью 600 Вт на температурном уровне 20 К. На базе проведенных в 1968—1970 гг. научно-исследовательских и опытно
Развитие криогенной техники в СССР
11
конструкторских работ к настоящему времени освоен серийный выпуск универсального криогенного гелиевого оборудования для проведения лабораторных и полупромышленных исследований сверхпроводящих устройств: криогенных гелиевых установок холодопроизводительностью от 1,5 до 1500 Вт на температурном уровне 4,2 К и 4000 Вт на температурном уровне 15—20 К, а также криогенных гелиевых и ожижитель-ных установок производительностью 40 и 90 л/ч жидкого гелия; транспортных сосудов жидкого гелия вместимостью от 10 до 100 л и цистерн до 10 м3, гелиевых криостатов объемом 0,3 м3 для исследований сверхпроводящих устройств. Кроме того, разработаны и поставлены для проведения исследований магнитных систем крупные криостаты длиной 1,5 м и более, высотой до 2 м. Разработано и изготовлено специализированное криогенное оборудование для сверхпроводящих устройств. В 1975 г. созданы криогенные системы для стометрового участка жесткого и пятидесятиметрового участка гибкого сверхпроводящего кабеля, в 1978 г. — криогенная система сверхпроводящей экспериментальной термоядерной установки «Токамак-7». Создаются сверхпроводящие криогенные системы МГД-гене-раторов, электрогенераторов, электродвигателей и других устройств.
В 1965—1970 гг. в криогенной технике окончательно сформировалось направление — микрокриогеника, задачами которой является создание малогабаритных систем охлаждения. Микрокриогеника развивается в основном в связи с потребностью промышленности в криогенных микрорефрижераторах для охлаждения чувствительных элементов электронных устройств. Различные области применения (авиация, космонавтика, системы дальней связи и т. п.), а также разнообразные тре
бования, предъявляемые к микро-криогенным системам, обусловили разработку широкой номенклатуры изделий, отличающихся по принципу получения холода (машинные и безмашинные системы), температурному уровню (от 100 до 4,2 К), холодопроизводительности (от 0,5 до 5 Вт) и другим параметрам.
В последние годы расширяется применение охладителей, использующих теплоту фазового превращения криогенных продуктов — систем на жидком и твердом хладагентах, а также термомагнитное и термоэлектрическое охлаждение. Перспективным оказалось использование газовых смесей, что позволило повысить эффективность работы микрокриогенных систем.
Криогенный холод находит все большее применение в биологии, медицине, пищевой промышленности. В медицине жидкий азот широко применяется для консервации и долговременного хранения крови,.,костного мозга, тканей и т. п. Ведутся перспективные работы и эксперименты по применению криогенных температур для консервации более сложных объектов (почки, печень и т. п.) с последующим возобновлением их функций при отогреве. Другая, не менее перспективная область в медицине — криохирургия, позволяющая «без крови» проводить операции путем локального замораживания жидким азотом удаляемых участков больных органов.
Развитие криобиологии и криохирургии потребовало специального оборудования, такого как аппараты программного замораживания, криогенные хранилища жидкого азота, криохирургический инструмент в виде зондов и т. п.
Жидкий азот начинает применяться и в пищевой промышленности для скоростного замораживания мяса и мясных продуктов, а также для перевозки различных скоропортя
12
Введение
щихся продуктов. В 1972—1975 гг. создан и испытан ряд опытных образцов криогенных скороморозильных аппаратов, а также автомобильных рефрижераторов на жидком азоте.
На современном этапе развития криогенная техника имеет прямое отношение еще к одной из важнейших проблем современной энергетики — проблеме получения энергии. Сейчас внимание ученых всего мира обращено на поиски долговременной и перспективной замены традиционных углеводородных топлив: нефти, природного газа, угля. Одной из возможностей их замены является использование водорода. Примером успешного применения жидкого водорода является его использование в качестве горючего для ракет-носителей при решении задач освоения космоса. Водород — высококалорийное топливо, он чист в экологическом отношении, так как продуктом его сгорания является вода. Интенсивно ведутся работы по осуществлению технологического процесса
прямого восстановления железа, уже сейчас жидкий водород успешно начинает применяться на автотранспорте, в авиации и во многих других областях техники. Мы стоим на пороге водородной энергетики.
Криогенная техника обеспечила производство жидкого водорода из азотоводородных смесей нефтехимических заводов, а также ожижение газообразного водорода, получаемого электролизом из воды. Криогенный способ ректификации жидкого водорода позволил получить в больших количествах дейтерий, ставший исходным топливом для осуществления термоядерной реакции. В перспективе дейтерий необходим в больших количествах для получения тепловой и электрической энергии в термоядерных реакторах.
Таким образом, криогенная техника внедряется в самых различных областях современного производства. Криогенный холод стал мощным средством для создания новых способов получения энергии и материалов, необходимых человеку.
1. Воздухоразделительные установки
Кратко рассмотрев современные области применения продуктов разделения воздуха, автор в настоящей главе подробно излагает современные тенденции в создании крупнотоннажных ВРУ, на которых производится более 90% общего количества потребляемого в промышленности кислорода и азота. Условно разделив ВРУ на два узла: охлаждения и ректификации, автор более детально рассматривает конструкции отдельных аппаратов и машин, составляющих эти узлы. В главе дается краткий термодинамический анализ схем различных современных ВРУ, рассмотрен баланс потерь в них. Приводится ряд возможных технологических схем ВРУ для получения больших количеств жидкого кислорода и азота. Указаны способы и средства защиты от взрывов ВРУ низкого давления.
1.1. ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ПРОДУКТОВ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
Основным промышленным способом получения газообразных и жидких кислорода, азота, аргона, ксенонокриптоновой и неоно-гелиевой смесей является ректификация воздуха при криогенных температурах. Для того чтобы воздух разделить на составные части, его ожижают и подвергают ректификации. Все эти процессы осуществляются в криогенных системах, получивших название воз-духораз'делительных установок.
В настоящее время накоплен значительный опыт промышленного применения кислорода, азота, аргона и других продуктов разделения воздуха в черной и цветной металлургии, химической и нефтехимической промышленности, ракетной тех
нике, энергетике и ряде других отраслей народного хозяйства. Различные технологические процессы и производства предъявляют специфические требования к количеству, составу и качеству криогенных продуктов [1.2, 1.7, 1.22, 1.23].
Традиционной и основной отраслью народного хозяйства, использующей более половины производимого в стране кислорода и азота, является металлургия.
Применение продуктов разделения воздуха в металлургии позволяет значительно улучшить технико-экономические показатели металлургических процессов при сравнительно невысоких капитальных затратах, связанных с созданием и вводом мощностей по производству кислорода, азота, аргона. В настоящее время чугун и сталь практически полностью выплавляются с ис
14
Воздухоразделительные установки
пользованием кислорода. В цветной металлургии значительно расширяется использование кислорода в процессах выплавки меди, цинка, свинца, никеля, циркония и других цветных металлов.
Обогащение доменного дутья кислородом позволяет повысить тепловое напряженке в горне печи и одновременно снизить температуру колошника, что улучшает тепловой баланс плавки. При этом исключаются потери с отходящим колошниковым газом таких элементов, как кремний и марганец. При выплавке ферросилиция и ферромарганца при сравнительно небольшом обогащении дутья (до 25—28% кислорода) производительность печи увеличивается на 15—20%, а расход кокса снижается на 12—15%. Советские металлурги разработали технологию совместного применения в доменной плавке природного газа и воздуха, обогащенного до 30—40% кислородом, что позволяет увеличить производительность доменных печей на 20—25% и снизить расход кокса на 25—40%. Для приготовления обогащенного кислородом воздуха применяют технологический кислород. Удельный расход технологического кислорода в доменном производстве составляет 100—150 м3 на 1 т чугуна.
Кислородно-конвертерное производство становится основным способом производства стали, успешно конкурируя с выплавкой стали в мартеновских печах. Основное преимущество конвертерного способа — большая скорость плавки, которая достигается за счет того, что в конвертере факел кислородного пламени проникает в глубину через всю толщу металла, а в мартеновской печи воздействие на металл осуществляется в основном через его поверхность. В кислородных конвертерах с массой плавки 100 т передел чугуна в сталь длится всего 30—
40 мин, а в современной мартеновской печи плавка 500 т стали длится 8—10 ч. Таким образом, в 100-тонном конвертере выплавляется 750 тыс. т стали в год, т. е. почти вдвое больше, чем в современной мартеновской печи, и при меньших капитальных и эксплуатационных затратах. Преимущества конвертерного способа выплавки стали были известны давно. Однако он не находил широкого применения, пока в качестве дутья применялся воздух, что приводило к увеличению содержания азота в стали и, как следствие, к ухудшению ковкости, свариваемости и пластичности по сравнению с мартеновской сталью. Применение технического кислорода позволило ликвидировать эти недостатки и возродить прогрессивный способ выплавки стали. Расход кислорода на выплавку конвертерной стали составляет 55—60 м3 на 1 т металла. Кислород подается под давлением 1,5—2,0 МПа, характер его потребления отличается неравномерностью по времени.
Использование кислорода в мартеновском производстве является одним из старейших и наиболее освоенных способов интенсификации процессов в металлургии. В настоящее время в мартеновском производстве кроме обычного способа подачи кислорода в факел получил распространение ряд прогрессивных способов эффективного использования кислорода. Так, например, продувка технологического кислорода через слой металла в печи ускоряет окислительные процессы за счет выделения большого количества теплоты, что обеспечивает быстрый нагрев металла и повышение скорости плавки. Наибольший эффект достигается при комбинированном использовании нескольких способов ввода кислорода в мартеновскую печь. Опыт скоростных мартеновских плавок, в том числе с применением при
Области применения продуктов разделения воздуха
15
родного газа, показал, что часовая производительность печи при применении комбинированных способов ввода кислорода и обогащенного воздуха, может быть увеличена более чем в 2 раза по сравнению с обычной подачей воздуха, обогащенного кислородом, в факел мартеновской печи.
При выплавке мартеновской стали расходуется 35 м3 технологического кислорода и 10—15 м3 технического кислорода на 1 т металла.
В настоящее время преобладающая часть электростали выплавляется с применением кислорода. Особенно эффективно применение кислорода в производстве нержавеющих и других высоколегированных сталей. При продувке расплавленной ванны кислородом ускоряется процесс окисления углерода, процесс достижения требуемого его содержания в нержавеющей стали становится легко управляемым. Продолжительность расплавления шихты из отходов нержавеющей стали при подаче струи кислорода сокращается на 25—30%, а расход электроэнергии уменьшается на 30%. Для электроплавильного производства требуется технический кислород, при этом удельный расход его составляет 15— 20 м3 на 1 т металла.
В цветной металлургии при выплавке никеля, меди, цинка, свинца и других металлов преимущество применения кислорода заключается в интенсификации тепловых, пирометаллургических и гидрометаллургических окислительно-восстановительных процессов. В настоящее время наиболее широкое применение кислород получил в процессах шахтной, взвешенной и конвертерной плавки цветных металлов, а также шлаковозгонки, агломерирующего обжига и обжига в кипящем слое.
Для наиболее распространенной в металлургии шахтной плавки цветных металлов в расплав требуется
подавать обогащенный воздух, содержащий 30—50% кислорода, для конвертирования расплава с подводом дутья сверху нужен технологический кислород.
В металлургии кислород находит широкое применение также в прокатном производстве при резке и огневой зачистке металла. Процесс резки основан на том, что нагретый до высокой температуры металл в месте разреза сгорает в струе чистого кислорода. Это позволяет ре-' зать металлические слитки толщиной 1500 мм и более. Для огневой зачистки слитков и резки металла требуется технический кислород.
В последние годы металлургические производства все в большей степени потребляют чистый газообразный азот. Это связано с совершенствованием технологических процессов и в первую очередь с необходимостью создания защитных атмосфер в сталеплавильном производстве и продувки межконусных пространств в доменном процессе.
Выплавка титана, циркония и ряда специальных легированных сталей требует создания инертной среды из чистого аргона. Весьма эффективной является технология продувки аргоном в процессе разлива специальных высококачественных сталей для удаления растворенных газов. Аргон также широко используется при сварке алюминия, титана и других цветных металлов.
Химическая и нефтехимическая промышленность являются вторым после металлургии потребителем кислорода и азота. Кислород требуется в производстве таких химических продуктов, как аммиак, азотная кислота, метиловый спирт, ацетилен, серная кислота, формальдегид и т. п. Содержание примесей в кислороде должно составлять менее 5% [1.7]. Азот является важнейшей составной частью азотных удобрений и многих других химических продук-
16 Воздухоразделительные установки тов. Наибольшее применение чистый азот нашел в технологии производства аммиака, полиэтилена, этилена, пропилена, полиформальдегида, а в последние годы в качестве защитной среды в технологии производства изопренового каучука.
Известно, что советские и зарубежные ученые интенсивно работают над перспективным магнитогидродинамическим (МГД) способом генерирования энергии, позволяющим осуществить прямое преобразование тепловой энергии в электрическую. Применение обогащенного до 30— 50% кислородом воздуха в камере сгорания МГД-генераторов позволяет повысить температуру продуктов сгорания и тем самым увеличить степень ионизации присадок, подаваемых в камеру сгорания.
Для создания мощных МГД-ге-нераторов необходимы крупные воздухоразделительные установки,обеспечивающие производство сотен тысяч кубических метров технологического кислорода.
Ракетно-космическая техника в настоящее время является одним из крупных потребителей криогенных продуктов, в том числе продуктов разделения воздуха. С начала 40-х годов жидкий кислород нашел применение в ракетостроении. Сейчас он широко используется в качестве окислителя вместе с такими горючими, как керосин, гидразин и жидкий водород, в сочетании с которыми является высокоэффективным и нетоксичным ракетным топливом. Удельный импульс этого топлива составляет примерно 440 с, что на 25— 30% выше, чем для других известных видов топлив. Современные мощные ракеты-носители используют на первой ступени жидкий кислород с керосином, а на последующих ступенях жидкий кислород с водородом, что позволяет добиться максимального отношения полезной нагрузки к общей массе ракеты [1.18].
Наряду с указанными отраслями народного хозяйства продукты разделения воздуха используются в тех или иных масштабах в цементной, целлюлозно-бумажной, горнорудной промышленности, в радио- и электротехнике, медицине, авиации, пищевой промышленности и т. д.
1.2. ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ГАЗООБРАЗНЫХ ПРОДУКТОВ
Современные отечественные ВРУ для получения газообразных продуктов производительностью по перерабатываемому воздуху более 6000 м3/ч выполнены по технологической схеме, в которой применен холодильный цикл низкого давления с турбодетандером. Основоположником таких ВРУ является акад. П. Л. Капица [1.13].
В этой схеме воздух, сжатый в ' турбокомпрессоре до давления 0,6 МПа, направляется в регенераторы. Большая часть его охлаждается в регенераторах до температуры насыщения, освобождаясь от водяных паров и двуокиси углерода; меньшая часть отбирается из средней части регенераторов и направляется в адсорберы, где из этого потока воздуха удаляется двуокись углерода, после чего он направляется в турбодетандер. Для обеспечения требуемого расхода воздуха через турбодетандер к детандерному потоку добавляется (либо отбирается) необходимое его количество.
Отличительной особенностью схемы низкого давления является то, что холодопроизводительность установки, необходимая для компенсации холодопотерь и производства жидких продуктов разделения воздуха, обеспечивается работой эффективного турбодетандера. Общая холодопроизводительность установки
ВРУ для получения газообразных продуктов
17
определяется в основном количеством подаваемого в турбодетандер воздуха, которое ограничено по условиям ректификации. Поэтому схе
мы низкого давления применяются для установок большой производительности, когда удельные холодо-потери незначительны. Установки,
Рис. 1.1. Принципиальная схема ВРУ КАр-30.
Воздух, сжатый в турбокомпрессоре, поступает в два параллельно работающих скруббера системы азотно-водяного охлаждения /, где предварительно охлаждается водой. Затем воздух направляется в регенераторы 2, где охлаждается до температуры насыщения и очищается от влаги и двуокиси углерода. Для обеспечения неза-биваемости регенераторов часть воздуха отводится из средней зоны регенераторов, проходит «петлевые» адсорберы СО2 3 для очистки, затем направляется в турбодетандер 4, где расширяется с совершением внешней работы, и поступает в верхнюю колонну 8.
Основной поток воздуха после регенераторов поступает на ректификацию в нижнюю колонну 7, где разделяется на чистый азот и кубовую жидкость. Для очистки от взрывоопасных примесей кубовая жидкость из нижней колонны, проходя переохлади-тель-подогреватель 5, поступает в адсорберы 6, затем подается в верхнюю колонну 8. Получаемый в нижней колонне 7 газообразный азот конденсируется в основных конденсаторах Р, испаряя жидкий кислород, подаваемый насосом 10 из верхней колонны. Жидкий азот из конденсаторов является флегмой для нижней и верхней ректификационных колонн.
Очистка жидкого кислорода, получаемого в верхней колонне, от взрывоопасных примесей осуществляется в адсорберах 15. В результате процесса ректификации в верхней колонне 8 получают жидкий кислород и газообразный отбросной азот, а также аргонную фракцию.
Продукционный газообразный кислород направляется в подогреватель технического кислорода 13 и через регенераторы 2, нагреваясь до температуры окружающей среды, поступает к потребителю. Часть кислорода сжимается в насосе высокого давления 19 и выводится под давлением до 22 МПа. В установке имеется оборудование для получения криптоно-ксенонового концентрата: криптоновая колонна 14 и ее конденсатор 18. Возможно также получение неоно-гелиевой смеси.
Газообразная аргонная фракция из верхней колонны 8 подается на разделение в колонну сырого аргона 12. Флегма для орошения аргонной колонны получается в конденсаторе 11 за счет испарения части кубовой жидкости. Сырой аргон отбирается из конденсатора 11 в жидком виде, испаряется и нагревается в теплообменнике сырого аргона 17 и поступает в установку очистки от кислорода. Технический аргон возвращается в блок разделения и поступает в колонну чистого аргона 16 для очистки от азота.
18
Воздухоразделительные установки
работающие по такой схеме, предназначены для производства газообразных продуктов разделения воздуха, хотя возможности схемы позволяют получать на ВРУ технологического кислорода также и жидкие продукты (до 10% производительности по газообразному продукту). Из табл. 1.1 видно, что ВРУ низкого давления обеспечивают одновременное производство от трех до семи продуктов разделения воздуха различной чистоты в различных агрегатных состояниях; при этом возможны разнообразные сочетания как по номенклатуре получаемых продуктов разделения, так и по соотношению между их количествами.
На рис. 1.1 приведена принципиальная технологическая схема установки КАр-30, созданной для производства 31,3 тыс. м3/ч газообразного технического кислорода. Одновременно установка обеспечивает про
изводство чистого аргойа, неоно-ге-лиевой смеси и криптоно-ксеноново-го концентрата. На рис. 1.2 и 1.3 приведены принципиальные технологические схемы ВРУ Кт-70 и А-8-1.
Установка Кт-70 — крупнейшая отечественная ВРУ, перерабатывающая 350 тыс. м3/ч воздуха, обеспечивает одновременное производство 66 тыс. м3/ч газообразного технологического кислорода, 5050 кг/ч жидкого технического кислорода, 30 тыс. м3/ч газообразного азота, а также неоно-гелиевой смеси и криптоно-ксенонового концентрата. Установка А-8-1 перерабатывает 24 тыс. м3/ч воздуха и служит для производства 8200 м3/ч чистого газообразного азота и небольшого количества жидкого азота и кислорода.
При рассмотрении любой принципиальной технологической схемы ВРУ в ней можно выделить два узла: охлаждения и ректификации.
Таблица 1.1
ВРУ большой производительности для получения газообразных и жидких продуктов
Индекс установки Год выпуска первого образца Кол ’чество перерабатываемого воздуха, м’/ч Производительность Жидкий аргон чистый (99,99% А»*), кг/ч Доля сухих продуктов, %
Кислород технологический, м’/ч 1 ' Кислород технический, м’/ч Кислород жидкий (99,7% Ог), кг/ч Чистый азот, м’/ч Жидкий азот (99,9995% N2), кг/ч Криптоно-кссно-новый концентрат (100% Кг-ЬХе), м’/ч Неоно-гелиевая смесь (100% Ne-(-4-Не), м’/ч
Кт-70 1978 350 000 66 000 5050 30 000* 50 0,26 3,82
КтК-35-3 1972 180 000 24 200 И 300 670 10 000* 50 0,143 1 ,5 12
КтА-35 1979 180 000 34 500 — 1500 22 000 1900 — — 14
КАр-30 1973 180 000 — 31 300 200 — 200 0,15 1,6 350 20
КА-32 1979 180 000 — 32 000 400 22 000 — — 32
КА-15 1978 85 000 — 15 500 — 16 000 — — — — 38,5
КААр-15 1978 85 000 — 15 500 — 16 000 300 38,5
АКт-30 1979 85 000 17 500 — — 30 000 37
КА-5 1971 31 500 — 5150 — 1500 25 — 0,882 — 23
А-8-1 1973 24 000 — 100 60 8200 60 — — 35
А-£ 1980 15 600 — 100 — 5500 110 36
КжАжА-рж-6 АжКжКА-Арж-2 1976 1976 22 200 (22 200) 8000 (8000) (4500) 1675 6000 (2150) 13 200 (10 000) 2550 (4300) 1670 (7200) 2000 0,25 (0,1) 290 (290) 60 (60) 86 83
♦ Азот имеет чистоту 99%.
Узел охлаждения ВРУ
19
В узле охлаждения, включающем теплообменные аппараты, детандеры, насосы сжиженных газов, обеспечивается необходимая холодопроизводительность установки, воздух охлаждается выходящими продуктами разделения. В установках низкого давления одновременно с охлаждением происходит осушка и очистка воздуха от примесей. В узле ректификации, состоящем из ректификационных колонн, конденсаторов, пе-реохладителей, воздух разделяется на составные части. Разумеется, что деление ВРУ на указанные узлы является в известной мере условным, но с другой стороны, это позволяет оценить эффект от изменения каждого из узлов, позволяет строить схемы с одинаковыми узлами ректификации и различными узлами охлаждения и наоборот. По-разному строится и методика расчета узлов охлаждения и ректификации. Выбор конст
рукции аппаратов и машин в этих узлах существенно зависит от количества и чистоты получаемых продуктов разделения, от степени загрязнения перерабатываемого воздуха углеводородами. Состав и характеристика оборудования этих узлов определяют термодинамическое и технико-экономическое совершенство установок.
1.3. УЗЕЛ ОХЛАЖДЕНИЯ ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
В современных ВРУ низкого давления используется один из вариантов схемы узла охлаждения, представленных на рис. 1.4. Каждая из схем имеет свои преимущества и недостатки.
Когда необходимо получить более 40% сухих и чистых продуктов,
Рис. 1.2. Принципиальная схема установки Кт-70. 1 — скруббер воздушный; 2 — скруббер азотный; 3— регенераторы; 4 — колонна отмывочная; 5 — адсорберы кубовой жидкости; 6 — насос циркуляционный; 7 — колонна нижняя; 8—колонна верхняя; 9 —
переохладитель-подогреватель; 10 — турбодетандеры; И — конденсаторы; 12 — колонна криптоновая; 13 — конденсатор криптоновой колонны; 14 — адсорберы жидкого кислорода; /5 —колонна технического кислорода; 16 — конденсатор колонны технического кислорода.
£0 Воздухоразделительные установки
в ВРУ целесообразно использовать узел охлаждения с ’ адсорберами комплексной очистки воздуха и нереверсивными пластинчато-ребристыми теплообменниками (рис. 1.4, б). В этом случае воздух сначала проходит очистку от различных примесей в адсорберах, а затем поступает на охлаждение в пластинчаторебристые теплообменники. Однако эта схема узла охлаждения имеет ограничения по производительности, поскольку для ВРУ, перерабатывающих свыше 100 тыс. м3/ч воздуха, требуются слишком громоздкие и металлоемкие адсорберы, а применение мощных холодильных машин для предварительного охлаждения воздуха усложняет ВРУ и отрицательно сказывается на ее техникоэкономических показателях.
Рис. 1.3. Принципиальная схема ВРУ А-8-1. (Достоинством установки А-8-1 является то, что продукционный чистый азот выдается под давлением 0,55 МПа непосредственно из блока разделения, это исключает необходимость внешнего компремирования азота перед подачей его потребителю.) / — скруббер воздушный; 2 — скруббер азотный; 3 — регенераторы; 4 — адсорберы
Узел охлаждения с реверсивными пластинчато-ребристыми теплообменниками (рис. 1.4, в) отличается высокими технико-экономическими показателями и используется в ВРУ для получения сухих и чистых продуктов (до 50% общего количества перерабатываемого воздуха). Однако в таком узле охлаждения пластинчато-ребристые теплообменники, изготавливаемые из тонколистового алюминиевого сплава, при длительной эксплуатации склонны к коррозии и порче, в особенности в условиях воздушного бассейна, загрязненного вредными примесями, поскольку не имеют на входе предварительной очистки от этих примесей. Поэтому его можно рекомендовать для работы в условиях малозагрязнен-ного воздушного бассейна, вдали от
СО2; 5 — подогреватель отбросного газа. 6 — теплообменник детандерный; 7 — подогреватель чистого азота; 8 — колонна основная; 9 —отделитель жидкости; 10 — конденсатор основной; // — адсорберы кубовой жидкости; 12 — колонна технического кислорода; 13— турбодетандеры; 14 — насос жидкого кислорода высокого давления; 15 — турбокомпрессор.
Воздух суХей
Газ отбросной
Узел охлаждения ВРУ
21
промышленных объектов, являющихся источником вредных примесей.
Современные отечественные крупные ВРУ используют узел охлаждения с регенераторами (рис. 1.4, а). Опыт длительной эксплуатации ВРУ низкого давления показал, что узел охлаждения с регенераторами обеспечивает оптимальную по надежности и ресурсу работу, особенно в тяжелых условиях переработки воздуха, сильно загрязненного углеводородами и другими примесями. Узел охлаждения с регенераторами используется для получения сухих и чистых продуктов (до 40% общего количества перерабатываемого воздуха).
В зависимости от доли получаемых сухих и чистых продуктов разделения узел охлаждения может быть скомпонован либо из регенераторов с каменной насадкой (рис. 1.5), либо из регенераторов с алюминиевой насадкой (рис. 1.6), либо из тех и других. В последнем случае можно получить до 25% сухих продуктов общего количества перерабатываемого воздуха.
Применение дисковой насадки с углом зига 60° позволило повысить эффективность охлаждения и очистки и уменьшить гидравлическое сопротивление насадки регенераторов. Исследование условий работы регенераторов со встроенными теплообменниками и каменной насадкой позволило разработать конструкцию регенератора, обеспечившую высокоэффективную и надежную работу в течение длительного времени (до 20 лет) при знакопеременных нагрузках.
Создан типовой ряд регенераторов, который позволяет комплектовать воздухоразделительные установки различной производительности от 24 до 360 тыс. м3/ч по перерабатываемому воздуху.
Важная роль в работе узла охлаждения принадлежит турбодетан
деру — источнику холода в ВРУ низкого давления. Необходимо отметить, что холодопроизводительность турбодетандера влияет практически на все процессы, протекающие в установке. Количество и чистота получаемых продуктов зависят от доли воздуха, подаваемого в турбодетандер. Увеличение детандерного потока сверх оптимального значения с точки зрения рационально организованного процесса ректификации может привести к снижению выхода продуктов разделения. Так, при концентрации получаемого кислорода 99,5% увеличение детандар-ного потока на 1% сверх оптимального приводит к уменьшению выхода кислорода на 0,8—1%.
Эффективность турбодетандера как источника холода во многом определяет экономичность ВРУ низкого давления, а иногда и принципиальную возможность их создания. Следует четко различать два понятия: эффективность турбодетандера и эффективность его использования в ВРУ. Эффективность турбодетандера принято оценивать изоэнтро-пийным КПД, максимальное значение которого, как правило, соответствует расчетному режиму работы. Изоэнтропийный КПД характеризует газодинамическое совершенство собственно машины.
Однако самый совершенный турбодетандер может оказаться в неблагоприятных (нерасчетных) условиях, при которых его изоэнтропийный коэффициент полезного действия будет значительно ниже номинального.
Раньше установки оснащались нерегулируемыми турбодетандерами, рассчитанными на максимальную потребную холодопроизводительность [1.8, 1.10]. Максимальный КПД турбодетандеров составлял 0,65—0,7. Необходимое изменение холодопроизводительности при эксплуатации ВРУ осуществлялось за
22
Воздухоразделительные установки
счет дросселирования газа перед турбодетандерами, что приводило к значительному снижению эффективности их использования из-за длительной работы на нерасчетном режиме с более низким КПД (время работы в расчетном режиме не превышало 2% в год).
Дело в том, что при изменении давления газа перед турбодетандером регулирующим вентилем уменьшается как теплоперепад, так и массовый расход газа через детандер. Уменьшение теплоперепада обусловливается недоиспользованием имеющегося изоэнтропийного теплоперепада. Разность между теплоперепа-дом без дросселирования и тепло-перепадом при дросселировании является прямой потерей. При постоянном числе оборотов ротора возникает также потеря холода, связанная с тем, что при уменьшении изоэнтропийного теплоперепада понижается КПД турбодетандера.
Известно несколько более эффективных способов регулирования холодопроизводительности турбодетандера:
1) изменением ширины направляющего аппарата;
2) изменением степени парци-альности отключением отдельных групп сопл направляющего аппарата;
3) поворотом лопаток направляющего аппарата, при котором изменяется площадь проходного сечения в направляющем аппарате за счет изменения расстояния между лопатками.
Первый способ обеспечивает ступенчатое регулирование, но требует остановки машины для замены направляющего аппарата, что неудобно и трудоемко в условиях эксплуатации. Этот способ иногда использовался при сезонном регулировании холодопроизводительности.
Второй способ обеспечивает также ступенчатое регулирование, но может быть использован без остановки машины.
При этом способе регулирования холодопроизводительность детандера меняется путем перекрытия того или иного количества сопл направляющего аппарата. Для этого направляющий аппарат разбивается на ряд групп сопл, к которым газ подводится через запорный вентиль. Понятно, что с помощью отключе
Рис. 1.4. Схемы узла охлаждения ВРУ с регенераторами (а), с адсорбционной очисткой воздуха и нереверсивными (б) и с реверсивными (в) пластинчато-ребристыми теплообменниками. (В узле охлаждения ВРУ низкого давления в ходе процесса охлаждения воздуха вымораживаются водяные пары и двуокись углерода. В регенераторах и реверсивных теплообменниках воздух освобождается также от части взры-। воопасных примесей.)
। 1 — турбокомпрессор; 2 — система азотноводяного охлаждения; 3— регенераторы;
, 4 — петлевые адсорберы; 5 — турбодетандер; 6 — холодильная машина; 7— адсорберы комплексной очистки; 8 — теплообменники; 9 — реверсивные теплообменники.
Узел охлаждения ВРУ
23
ния сопл можно изменять расход газа только в сторону уменьшения от расчетного значения, которое определяют, исходя из максимально требуемой холодопроизводительности. Поэтому турбодетандер с такой системой регулирования работает большую часть времени с пониженным КПД, с неполной степенью пар-циальности. Под степенью парциаль-ности следует понимать отношение длины окружности, занятой открытыми для прохода газа соплами, к полной длине окружности направляющего аппарата.
Однако по экономичности второй способ уступает третьему способу, который оказался наиболее удобен в эксплуатации, так как обеспечивает непрерывность регулирования и возможность ее автоматизации.
Сущность этого способа заключается в том, что при повороте лопаток направляющего аппарата изменяются угол наклона сопла и расстояния между лопатками. Регулирование этим способом производится в широком диапазоне: от —25 до 4-25% расчетного расхода. Поэтому турбодетандер рассчитывается на параметры, соответствующие наибо
лее продолжительному режиму работы установки, а не на максимальную холодопроизводительность.
В настоящее время турбодетандеры для ВРУ низкого давления выполняются с регулированием холодопроизводительности поворотом лопаток направляющего аппарата.
Повышение номинального значения КПД турбодетандера обеспечивается газодинамическим совершенствованием проточной части лопаток направляющего аппарата и рабочего колеса.
Для изготовления лопаток направляющего аппарата найден эффективный способ: вырезание их из кольца большого радиуса. Кольцо вытачивается на токарном станке с копировальным устройством. Профиль лопаток направляющего аппарата может быть изготовлен практически любой геометрической формы. В турбодетандерах ВРУ нашел наибольшее применение крыловидный профиль лопатки направляющих аппаратов.
Экспериментально установлено, что более эффективными являются радиально-осевые рабочие колеса. Они состоят из двух частей: основ-
24
Воздухоразделительные установки
Рис. 1.5. Регенератор со встроенными змеевиками и каменной насадкой.
Регенератор состоит из корпуса 3 и змеевика 4. Цилиндрическая обечайка и эллиптические днища корпуса регенератора изготавливаются из нержавеющей стали 12Х18Н10Т. Змеевик изготавливается из алюминиевых трубок 24X2 мм, которые соединяются с трубными решетками /, 6, изготовленными из нержавеющей стали 12Х18Н10Т, через сталеалюминиевые переходники. Трубки навиваются на сердечник с помощью профильных проставок, которые обеспечивают при намотке трубок осевой шаг 40 мм и радиальный шаг 52 мм. Змеевик устанавливается в корпус на опорное кольцо 5 и закрепляется в нем стопорными болтами. В средней части корпуса регенератора установлен торовый коллектор для равномерного отбора петлевого воздуха. Нижцяя решетка змеевика 6 вваривается в корпус регенератора, а верхнее соединение с корпусом осуществляется через сальниковое уплотнение 2. Эта конструкция обеспечивает надежную работу регенератора под действием циклических нагрузок, которые возникают каждые 9 мин в результате периодического сброса и повышения давления (с 0,1 до 0,6 МПа) при переключении регенераторов.
. Вход технического кислорода
Вход продукта технологического
ной радиальной и выходной осевой. Лопатки основной части колеса делаются радиальными, а выходная часть выполняется в виде отдельной крыльчатки с профилированными лопатками. Формообразование лопаток осуществляется путем фрезерования пальцевой фрезой, перемещающейся по радиусу.
Детали и узлы турбодетандеров, освоенных в производстве в настоящее время, унифицированы в рамках типового ряда, включающего пять типоразмеров. Такими турбодетан-дерными агрегатами (рис. 1.7) комплектуются все ВРУ низкого давления производительностью до 360 тыс. м3/ч перерабатываемого воздуха.
Турбодетандерный агрегат представляет собой достаточно сложную машину, состоящую из собственно турбодетандера и остальных устройств, обеспечивающих его нормальное функционирование.
К этим устройствам относятся: система торможения, система смазки, система защиты от чрезмерного повышения числа оборотов, коммуникации, контрольно-измерительные приборы и теплоизолирующий кожух.
Турбодетандеры, комплектующие ВРУ низкого давления, — это мощные машины с требуемой частотой вращения ротора (до 30 тыс. в 1 мин). Поэтому снятие мощности осуществляется электрогенераторами (обычно это короткозамкнутые асинхронные электродвигатели переменного тока). Связь турбодетандера с генератором осуществляется через редуктор.
Турбодетандер представляет собой одноступенчатую центростремительную реактивную турбину с регулируемым направляющим аппаратом. Расход газа может изменяться в широких пределах, но наиболее часто диапазон регулирования составляет ±25% номинального (рас-
Узел охлаждения ВРУ
25
рис. 1.6. Регенератор с дисковой алюминиевой насадкой.
Регенератор состоит из корпуса /, насадки 2 и крышки 3. Корпус регенератора, имеющий цилиндрическую обечайку и эллиптические днища, изготавливается из нержавеющей стали 12Х18Н10Т. В средней части корпуса предусмотрен штуцер 4 для отвода петлевого воздуха. Для образования коллектора на уровне штуцера устанавливается разделительная решетка.
Насадка регенератора выполнена в виде набора дисков из рифленой алюминиевой ленты марки АД-1М, толщиной 0,5 мм. Высота диска составляет 50 мм; угол наклона рифа 60°.
Для уменьшения влияния теплопроводности насадки и повышения ее способности удерживать кристаллы СО2 лента имеет сквозные продольные прорези длиной 60 и шагом 30 мм. Высота насадки делится на следующие три зоны:
Зона
Верхняя . . . 4,71 1,9—2 0,763 1030
Средняя , . .3,92 1,5—1,6 0,69 1350
Нижняя . . .3,14 1,0—1,1 0,611 1690
Большая высота рифления и больший шаг верхних зон приняты с целью увеличения живого сечения и снижения гидравлического сопротивления в верхней части насадки, где проходящий воздух имеет наименьшую плотность и наибольший удельный объем. Диски насадки укладываются на нижнюю решетку и поджимаются верхней решеткой с помощью нажимных шпилек (узел /).
Конструктивные элементы регенераторов после изготовления поставляют заказчику отдельно. На монтажной площадке осуществляют установку дисков насадки в корпус регенератора и приварку верхней крышки к корпусу аппарата.
При установке насадки особое внимание обращают на качество прилегания насадки к поверхности корпуса и устранению зазоров для исключения байпасирования газа.
Для предотвращения вибрации и разрушения насадки галетные диски после окончания монтажа равномерно поджимают шпильками прижимных устройств.
Для поджатия насадки регенератора в процессе его эксплуатации шпильки верхней крышки регенератора выведены наружу через бобышки с сальниковым- уплотнением.
26
ВоздухораздёлйтёльнЫё уётанойкй
четного) значения. При этом благодаря пологой регулировочной характеристике турбодетандера уменьшение изоэнтропийного КПД при регулировании расхода составляет всего 3—5%. Рабочее колесо радиально-осевого типа закреплено на консоли вала-шестерни редуктора. Покрывной и лопаточный диски изготавливаются из алюминиевого сплава и соединяются пайкой. Проточные части машин выполнены с учетом газодинамического подобия. Изоэнтро-пийный КПД таких турбодетандеров находится на уровне 0,82—0,85, что подтверждено данными как стендовых, так и промышленных испытаний.
Дальнейшее повышение КПД турбодетандеров на 4—5% может быть получено за счет газодинамического улучшения проточной части путем пространственного профилирования межлопаточных каналов с более плавными обводами и изыскания новых совершенных способов уплотнения вращающегося рабочего колеса. Необходимо также уделять большое внимание эффективности использования турбодетандеров в ВРУ. При выборе турбодетандера не следует стремиться завышать его холодопроизводительность, поскольку в условиях эксплуатации увеличение или уменьшение расхода газа
через турбодетандер в 1,5—2 раза по сравнению в номинальным приводит к значительному уменьшению КПД. Это обстоятельство требует более точного определения холодо-потерь в ВРУ на стадии проектирования.
1.4. УЗЕЛ РЕКТИФИКАЦИИ ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Исследования оптимальных характеристик различных ВРУ показали, что термодинамические параметры узла ректификации существенно зависят от концентрации получаемого кислорода [1.19, 1.21].
Из рис. 1.8 видно, что при получении технологического кислорода количество его практически не уменьшается при увеличении детандерного потока до 20—24% общего количества перерабатываемого воздуха (заштрихованная зона справа). В установках для получения технологического кислорода, кроме того, имеются значительные резервы для повышения их экономичности за счет уменьшения потерь от необратимости в узле ректификации. Увеличивая детандерный поток и уменьшая необратимые потери, на ВРУ технологического кислорода можно получить значительные количества жидкого кислорода или азота (до 2% общего количества перерабатываемого воздуха).
Если не требуется получать жидкий кислород или азот, то в таких ВРУ можно снизить давление воздуха на входе и тем самым на 10—12% уменьшить удельные затраты электрической энергии.
На рис. 1.9 показана зависимость энергетической, капитальной и приведенной (результирующей) затрат на ВРУ от концентрации получаемого технологического кислорода. Энергетимеские затраты минимальны при концентрации кислорода
Узел ректификации ВРУ
27
75%, это определяется тем, что с уменьшением концентрации кислорода потребляемая энергия вначале уменьшается, а затем растет в связи с увеличением необратимых потерь в установке, поскольку требуется
большее количество перерабатываемого воздуха для получения того же количества обогащенного кислородом воздуха. Последнее обстоятельство приводит к непрерывному росту капитальных затрат: чем ниже
Таблица 1.2
Сравнительные данные по затратам на технологический и технический кислород
Наименование Технический кислород Технологический кислород
Установка Схема
с регенераторами с пластинчатыми теплообменниками базовая усовершенст. вованная
Количество продукта на единицу
объема перерабатываемого возду-
ха, м3/м3:
жидкий кислород 0,002 0,002/0,002 0,0118 0,01827
жидкий аргон 0,0032 0,0032/0,0032 — —
газообразный кислород 0,1857 0,1982/0,1982 0,1983 0,1924
условный газ 0,197 0,2091/0,2091 0,2032 0,2181
обогащенный воздух (35% 1,035 1,108/1,108 1,045 1,014
О2)
Удельные энергетические затраты
на 1000 м3:
условного газа:
кВт ч/1000 м3 426,5 395/395 404 378
руб/1000 м3 5,41 5,03/5,03 5,09 4,77
(%) (100) (93/93) (94,2) (88,2)
обогащенного воздуха,
руб/1000 м3 0,944 0,877/0,877 0,803 0,752
(%) (ЮО) (93/93) (85,07) (79,6)
Удельные приведенные затраты на
1000 м3:
условного газа, руб/1000 м3 9,72 9,45/10,2 8,37 7,93
(%) (100) (97,3/105,0) (86,14) (81,6)
обогащенного воздуха, 1,696 1,149/1,779 1,319 1,245
руб/1000 м3
Л (%) (ЮО) (97,3/105,0) (77,8) (73)
Удельная капитальная составля-
ющая приведенных затрат на
1000 м3 условного газа,
руб/1000 м3 4,31 4,42/5,17 3,28 3,15
(%) (ЮО) (102,7/120,1) 76,0 (73,3)
Доля затрат на газообразный кис- 0,917 0,924/0,924 0,811 0,733
лород
Примечание. В числителе дроби указаны значения при цене типовой секции 11 тыс. руб., в знаменателе то же, но с учетом сокращения срока службы с 20 до 10 лет и увеличения затрат на ремонт и ремонтные простои.
Количество условного газа определяется из соотношения r=2Kjej/7pj/(er), где е, — удельная эксергия продукта разделения;
ег— удельная эксергия условного газа, в качестве которого принимают газообразный кислород с концентрацией 100% О2 при 7=293 К и р= 101,3 кПа; npj — количество данного продукта;
Kj — коэффициент, учитывающий относительную разницу эффективности процессов при получении различных продуктов. [ ? f
28 Воздухоразделительные установки
концентрация технологического кислорода, тем больше размеры аппаратов. Результирующие приведенные затраты имеют минимальные значения при концентрациях технологического кислорода от 80 до 95%. Этим объясняется принятая в нашей стране концентрация технологического кислорода, составляющая 95%.
С ростом относительной стоимости электрической энергии минимум приведенных затрат на производство технологического кислорода будет смещаться в сторону более низких концентраций кислорода.
При получении на воздухоразделительных установках технического
Рис. 1.8. Термодинамические параметры узла ректификации воздуха.
— • — • — — технологический кислород; --------технический кислород с аргоном; --------—технический кислород без аргона; Д — расход газа через турбодетандер, отнесенный к единице объема перерабатываемого воздуха, м3/м3; Уог ~~ содержание О2 в отбросном азоте; р — коэффициент извлечения аргона; X— количество получаемого кислорода на единицу объема перерабатываемого воздуха, м3/м3.
Заштрихованные зоны показывают, что дальнейшее уменьшение Д практически не влияет на величину К (справа для технологического, слева — для технического О2).
кислорода с попутным извлечением аргона вследствие влияния извлечения аргона на процесс ректификации воздуха увеличение детандерного потока приводит к существенному уменьшению количества получаемого технического кислорода (коэффициент извлечения кислорода и аргона из воздуха уменьшается) [1.1]. Поэтому в ВРУ для получения технического кислорода особенно важное значение приобретают необходимость совершенствования теплоизоляции блоков, уменьшение недоре-куперации в теплообменных аппаратах, а также применение регулируемых турбодетандеров. Совокупность всех мер по повышению эффективно-
Рис. 1.9. Относительные затраты на получение обогащенного воздуха в зависимости от концентрации получаемого кислорода.
(На рисунке хорошо видно, что результирующие приведенные затраты имеют минимальные значения при концентрациях технологического кислорода от 80 до 95 %. Этим объясняется принятая в нашей стране концентрация технологического кислорода, составляющая 95 %.)
П — приведенные затраты; Э, К~-энергетическая и капитальная составляющие приведенных затрат, отнесенные к соответствующим затратам на получение технологического кислорода; Уо2 — концентрация кислорода.
Узел ректификации ВРУ
29
сти аппаратуры и теплоизоляции позволила снизить долю детандерного потока в современных крупных ВРУ технического кислорода до 7—10% количества перерабатываемого воздуха и тем самым довести коэффициент извлечения кислорода до значений, близких к получаемым на воздухоразделительных установках технологического кислорода.
В ВРУ технического кислорода отбор жидкого кислорода (или азота) неизбежно уменьшает выход газообразных кислорода и аргона. Однако в определенных небольших пределах отбор жидкого кислорода (азота) на таких установках может оказаться экономически целесооб-
Рис. 1.10. Удельные приведенные затраты на ВРУ технического кислорода с отбором части продуктов в виде жидкости.
а —установка КА-15; б — установки: б' — КА-32, б" — КААр-32; 1 — схема с одним детандером; 2 — схема с двумя детандерами; 3—граница рабочей области второго детандера;--------Зж=28,45 руб/тыс. м3
жидкого кислорода; ---------— Зж =
= 25 руб/тыс. м3 жидкого кислорода; Зж— принятые в расчете приведенные затраты на жидкий кислород; А ж — количество жидкого кислорода на единицу объема перерабатываемого воздуха; — приведенные затраты на условный газ.
разным; расчеты показывают, что приведенные затраты оказываются меньшими, чем при получении жидкого кислорода на специализированных жидкостных установках (см. рис. 1.10).
Установка второго детандера позволяет снизить приведенные затраты на 3% и повысить оптимальное количество отбираемого жидкого кислорода (азота) в 3—4 раза [1.6].
В табл. 1.2 даны значения приведенных затрат на получение технического и технологического кислорода для ВРУ различных схем. В таблице рассмотрены ВРУ с регенераторами и реверсивными пластинчато-ребристыми теплообменниками для получения технического кислорода, ВРУ с регенераторами с дисковой алюминиевой насадкой (базовая схема), а также с теми же регенераторами и усовершенствованной технологической схемой (с дополнительными турбодетандером и конденсатором).
Из табл. 1.2 видно, что приведенные затраты на получение технологического кислорода на 20—25% меньше, чем на получение технического кислорода. Поэтому применение ВРУ технического кислорода для получения обогащенного воздуха является экономически нецелесообразным.
Основным аппаратом узла ректификации является ректификационная колонна, в которой осуществляется процесс разделения воздуха при криогенных температурах.
В ВРУ для получения азота, выдаваемого под давлением, блок разделения выполнен по схеме однократной ректификации. В этих установках чистый газообразный азот выводится непосредственно из верхней части ректификационной колонны под давлением и поступает к потребителю после рекуперации холода в регенераторе.
30
Воздухоразделительные установки
Рис. 1.11. Нижняя ректификационная колонна.
Колонна состоит из корпуса 1 и вставки с ректификационными тарелками 2. Вставка выполнена из зигованных тонкостенных обечаек. Ректификационные тарелки 3 (с центральным переливным карманом) и 4 (с периферийными переливными устройствами) крепятся к корпусу вставки с помощью двух колец (узел /). Одно из них 6, выполненное с зигом, служит опорой для тарелки, а второе 5 выполняет роль прижимного.
В ВРУ для получения технологического, технического кислорода и других продуктов разделения воздуха блок разделения выполнен по схеме двукратной ректификации. Он состоит из двух ректификационных колонн: нижней, в которой производится предварительное распределение воздуха на чистый азот и кубовую жидкость, и верхней, служащей для разделения воздуха на чистый газообразный азот и чистый жидкий кислород.
ВРУ комплексного разделения воздуха имеют до шести ректификационных колонн: нижнюю (работает под давлением до 0,6 МПа), верхнюю, сырого аргона, технического кислорода, криптоновую (давлением до 0,13—0,15 МПа) и чистого аргона и азота (с давлением до 0,6 МПа). На рис. 1.11 и 1.12 приведены конструкционные схемы нижней й верхней колонн ВРУ.
Создание крупных ВРУ и особенно установки Кт-70 было связано с решением задачи обеспечения высокой эффективности узла ректификации. Опыт эксплуатации промышленных установок большой единичной мощности как в криогенной технике, так и в других отраслях промышленности (химической и нефтехимической), показал, что с увеличением диаметра ректификационных колонн начинает проявляться гидродинамическая неравномерность распределения контактирующих фаз, снижая эффективность процесса разделения.
Узел ректификации ВРУ
31
Рис. 1.12. Верхняя ректификационная колонна.
Колонна состоит и? зигованного корпуса 2 с верхней 1 и нижней 5 крышками и ректификационных тарелок 3, 4. Узел крепления тарелок / является унифицированным для всех колонн. Диаметр колонны, количество тарелок и расстояние между ними зависят от производительности аппарата и определяются расчетным путем. В ВРУ низкого давления используются ректификационные колонны диаметром от 0,25 до 3,8 м и высотой от 5 до 19 м.
В отечественной и зарубежной практике для изготовления ректификационных колонн ВРУ в качестве контактных элементов наибольшее распространение получили ситчатые тарелки с кольцевым током жидкости. При диаметрах ректификационных колонн до 3 м за счет увеличения длины пути жидкости и организации однонаправленного ее движения на смежных тарелках получена достаточно высокая эффективность разделения смеси [1.15, 1.19, 1.21]. Однако с ростом производительности ВРУ и увеличением размеров колонн, повышением удельных нагрузок, особенно по жидкости, из-за возникновения значительных градиентов статического давления слоя жидкости в продольном и поперечном направлениях ее движения эффективность тарелок подобной конструкции заметно снизилась. Это привело к необходимости поперечного секционирования жидкостного потока, появлению сначала двух, а позднее и трех сливных карманов, что в свою очередь усложнило задачу обеспечения равномерного распределения жидкостного потока по нескольким параллельно работающим секциям ректификационной колонны. В ректификационных колоннах большого диаметра поперечное секционирование не позволило полностью устранить недостатки кольцевого тока жидкости. Это отчетливо видно при исследовании структуры барботажного слоя тарелок большого диаметра (до 4 м) мето-
32
Воздухоразделительные установки
дом гидравлического моделирова-ния [1.4]. Структура барботажного слоя изучалась по функциям распределения времени пребывания элементов потока жидкости, получаемым при импульсном вводе трассера (красителя) с непрерывной регистрацией кривых распределения на ленте самописца (рис. 1.13).
Анализ возможных конструктивных решений ректификационной аппаратуры для установки Кт-70 показал, что при использовании тарелок с кольцевым током жидкости и сохранении обычных удельных нагрузок по газу и жидкости диаметр ректификационных колонн должен составлять 5,5 м, а количество переливных устройств должно быть не менее четырех. Такие габариты колонн исключают возможность их транспортировки по железной дороге и не гарантируют получение необходимых показателей по.эффективности. Поэтому были проведены исследования по интенсификации про-
Рис. 1ЛЗ. Функции распределения времени пребывания элементов потока жидкости на тарелках.
I — расчетная кривая для идеальной структуры; II, III — экспериментальные кривые для перекрестного и кольцевого тока жидкости; с — безразмерная концентрация красителя в жидкости; 0 — безразмерное время пребывания элементов потока жидкости.
песса разделения. Результаты исследований показали, что ситчатые барботажные тарелки по своим технико-экономическим и энергетическим показателям остаются наиболее перспективными конструкциями; для разделения воздуха. Они отличаются небольшой металлоемкостью^ и простой технологией изготовления,^ работоспособны в широком диапазон не нагрузок по газу и жидкости,* обеспечивают достаточную эффективность ректификации при относи-^ тельно низком гидравлическом со^ противлении. Целый ряд новых кон^ струкций контактных устройств, исп пользуемых для интенсификации процесса в других отраслях промыш^ ленности, таких как клапанные тай релки, прямоточные, пленочные, вих^ ревые аппараты и т. п., значительно уступает по этим показателям ситчатым тарелкам. Эти исследования показали также, что производительность ситчатых тарелок может быть повышена за счет увеличения долм
Рис. 1.14. Эффективность тарелок с пере-) крестным и кольцевым током жидкости в зависимости от скорости газа для верхней колонны диаметром 3,8 м.
I — тарелка с перекрестным током жид-< кости; II — тарелка с кольцевым током жидкости; Ет — общая эффективность та-, релки; we — скорость пара.
Узел ректификации ВРУ
33
их живого сечения. Для струйного режима барботажа, когда развитая поверхность массообмена достигается за счет диспергирования жидкости в потоке газа, доля живого сечения может быть доведена до 18— 22% против 7—9% в обычных конструкциях.
Одновременно была проверена известная схема перекрестного тока с двумя сливными устройствами, расположенными в центре и на периферии тарелок.
При этом за счет исключения вытеснителя обеспечиваются большая доля рабочей площади тарелки, более развитый периметр сливных устройств и более высокая степень гидродинамической равномерности процесса барботажа.
Эти конструктивные решения позволили вдвое увеличить скорость пара по колонне с сохранением высокой эффективности разделения и приемлемого значения гидравлического сопротивления (рис. 1.14).
Таблица 1.3
Характеристики верхней колонны установки Кт-70
Типы тарелок с различными токами жидкости Диаметр D» м Высота Н„ м Г-фактор: F — w ~|/Рр Удельная нагрузка по жидкости «, м3/ (ма -ч)
С кольцевым жидкости С перекрестным жидкости 5,5 3,8 12,7 13,8 1,8 3,9 11,2 24
Типы тарелок с различными токами жидкости Сопротивление теоретической ступени кг/м8 Масса G, т Место сборки
С кольцевым жидкости С перекрестным жидкости 65 59 33,1 15,56 На месте монтажа На заводе-изготовителе
о
С целью отработки ректификационных устройств установки Кт-70 была создана опытно-промышленная колонна диаметром 1,7—1,9 м с 20 тарелками новой конструкции и смонтирована на действующем блоке БР-1 вместо штатной ректификационной колонны диаметром 3,2 м с 36 тарелками кольцевого типа. Результаты испытаний подтвердили возможность обеспечения стабильной работы ректификационной колонны при удельных нагрузках, соответствующих рабочим условиям верхней колонны установки Кт-70. Эффективность тарелок Менялась по высоте колонны от 0,6 до 0,9 при скорости паров 1,2—1,6 м/с и сопротивлении тарелок от 340 до 430 Па. Максимальное значение F-фактора р=до]Лрг(где w— скорость паров, м/с, рг — плотность газа, кг/м3) составляло 3,8—4,0, что соответствует лучшим показателям тарельчатых аппаратов, достигнутым на более сложных конструкциях.
Исследованные конструкции ситчатых тарелок с перекрестным током жидкости позволили решить задачу создания ректификационных колонн транспортабельных габаритов для установки Кт-70 диаметром не более 3,8 м. Упрощение конструкции тарелок позволило перейти к их изготовлению из алюминия ив 1,5 раза уменьшить массу колонн.
В табл. 1.3 приведены сравнительные характеристики верхней колонны Кт-70 с кольцевым и перекрестным током жидкости. Видно, что тарелки с перекрестным током' имеют значительные преимущества? Внедрение их во всех крупных ВРУ позволило на 15—20% снизить металлоемкость колонн, уменьшить трудоемкость их изготовления.
Конденсаторы-испарители входят в состав узла ректификации и обеспечивают осуществление процесса двойной ректификации. В этих аппаратах теплота переходит от кондеи*
34
ВоздухораздёлиТёльные установки
сирующегося азота к кипящему кислороду, поэтому температура кипения кислорода должна быть ниже температуры конденсации азота. Поскольку под одним и тем же давлением кислород кипит при более высокой температуре, чем азот/то для равенства этих температур необходимо, чтобы азот находился под повышенным давлением. Если считать, что в конденсаторе-испарителе кислород кипит под атмосферным давлением, то при полном температурном напоре, близком к нулю, для конденсации азота абсолютное давление его должно составлять 0,36 МПа. Это давление является минимальным для осуществления процесса двойной ректификации. Но в силу того, что в конденсаторе-испарителе необходимо иметь температурный напор от 1,8 до 3 К, требуется увеличение абсолютного давления азота до 0,5— 0,55 МПа, которое является обычным для нижней колонны ВРУ низкого давления.
В большинстве отечественных ВРУ применяются трубчатые конденсаторы-испарители (рис. 1.15). Типовой конденсатор-испаритель состоит из корпуса, трубчатки, верхней и нижней крышки с опорой, соединенных между собой при помощи сварки. Трубчатка изготавливается из большого числа парогенерирующих трубок 12X1,5 мм длиной 3000 мм и центральной трубы, выполняющей роль опускной системы.
Поступающая в парогенерирующие трубки жидкость частично испаряется и в парлифтном режиме поднимается по каналам в верхнюю часть трубчатки, под крышкой которой происходит сепарация парожидкостной двухфазной системы. Газообразный продукт отбирается из аппарата, а неиспарившаяся жидкость сливается в циркуляционный контур опускной системы для повторного испарения. Работа аппа-
Рис. 1.15. Трубчатый конденсатор-испаритель. (Узел соединения трубных решеток с корпусом аппарата выполнен с помощью специального кольцевого элемента. Этот элемент изготавливают из профильного материала и снабжают отбортованными участками для соединения с корпусом и трубными решетками аппарата. Конструктивная особенность унифицированных конденсаторов-испарителей обусловливается высокой надежностью за счет выполнения всех сварных соединений, определяющих прочность аппарата только стыковыми сварными швами.
Выбор размеров опускной системы для слива с верхней трубной решетки циркулирующей по теплообменным трубам жидкости производится по критической скорости из условия всплытия паровых пузырей кипящей жидкости.)
1 — патрубок слива жидкости; 2 — патрубок входа жидкости; 3 — штуцер замера уровня; 4 — патрубок выхода конденсата; 5 — штуцер выхода газа; 6 — патрубок выхода газа; 7 — патрубок входа газа; 8 — внутренняя рубашка; 9 — центральная труба; 10— решетка; // — кольцо; 12 — люк.
Выход паров
Узел ректификации ВРУ
35
рис. 1.16. Пластинчато-ребристый конденсатор-испаритель (вертикальный).
Конденсаторы конструктивно выполняются отдельно стоящими аппаратами с целью удобства их монтажа в блоке разделения воздуха. В зависимости от мощности ВРУ применяются от одного до нескольких унифицированных однотипных модулей конденсатора-испарителя. Как правило, модуль аппарата состоит из двух параллельных вертикальных пакетов. Пакеты располагаются между собой с промежутком и закрываются коллекторами каналы полости кипения и конденсации. Коллекторы с поверхностью пакета соединяются при помощи аргонно-дуговой сварки. Особенностью этих конструкций является низкая металлоемкость, т. к. роль корпуса выполняют боковые стенки пакетов.
Циркулирующая по каналам кипения жидкость возвращается на повторное испарение в опускную систему, которая образована внутри аппарата между пакетами.
Каналы кипения конденсатора-испарителя образованы рифленой теплообменной насадкой, имеющей гладкие непрерывные ребра Шаг разделения насадки выбирают
в зависимости от высоты каналов кипения. С увеличением высоты каналов используют насадки с большим эквивалентным диаметром канала. Этим обеспечивается требуемое значение объемного расходного паро-содержания потока на выходе из каналов кипения.
Конструкция вертикального пластинчато-ребристого конденсатора-испарителя предусматривает (на рисунке условно не показано) отбор жидкости с повышенным содержанием углеводородов на очистку в блоках адсорбционного контура. Очищенную жидкость вновь возвращают в конденсатор-испаритель, используя энергию динамического напора, создаваемого столбом жидкости в устройстве опускной системы конденсатора-испарителя. Такое устройство упрощает технологические схемы установок, обеспечивает как внутреннюю циркуляцию жидкости, повышая условия взрывобезопасной эксплуатации аппарата, так и внешнюю для очистки жидкости в адсорберах без использования механических средств транспортирования жидкости. 1 — теплообменный пакет; 2 — верхняя крышка; 3— нижняя крышка; 4 — полость кипения; 5 — полость конденсации.
Вход жидкости в полость кипения
2*
36
Воздухоразделительные установки
ратов в режиме циркуляции при значениях объемного расходного паросодержания двухфазного потока, не превышающих максимально допустимое, обеспечивает условия взрывобезопасной эксплуатации установок. Для выпускаемых ВРУ разработаны и используются типовые конструкции конденсаторов-испарителей с поверхностью теплообмена от 650 до 1600 м2. Для комплектования установок разделения воздуха используют три типа аппаратов одинаковой высоты с диаметром 1700, 2150 и 2500 мм. Типовые конструкции выполнены полностью из алюминиевых сплавов и работают при температурном напоре 2,4—2,6 К.
Наряду с трубчатыми конденсаторами все большее применение в воздухоразделительных установках
Рис. 1.17. Пластинчато-ребристый конденсатор-испаритель (горизонтальный).
В пластинчато-ребристом конденсаторе-испарителе горизонтального типа вторичная поверхность теплообмена в каналах кипения и конденсации ориентирована по короткой стороне пакета. Такое расположение насадки существенно улучшает условия гидродинамической работы конденсатора-испарителя.
С целью повышения производительности каналы конденсации (на рисунке не показаны) выполнены секционированными по длине конденсатора-испарителя, секции
находят пластинчато-ребристые аппараты. Их основное преимущество — высокая компактность, достигаемая в результате использования мелкорифленой насадки, выполняющей роль вторичной теплообменной поверхности. Сохраняя интенсивную циркуляцию кипящего кислорода, они позволили снизить минимальный температурный напор с 2,4 до 1,8 К и тем самым уменьшить давление перерабатываемого воздуха, а следовательно, и затраты энергии на разделение на 2—3% [1.20].
В настоящее время созданы отечественные конструкции конденсаторов-испарителей двух типов: вертикальные с длиной каналов кипения от 1500 до 3000 мм (рис. 1.16) и горизонтальные с длиной каналов кипения до 850 мм (рис. 1.17).
отделены одна от другой перегородкой и сообщены между собой через перфорацию выходного коллектора. Сбор и вывод инертных газов из полости конденсации осуществляется через распределительную камеру в верхней части аппарата. Опускная система для слива циркулирующей из каналов кипения жидкости располагается между параллельными пакетами внутри аппарата.
1 — теплообменный пакет; 2 — верхняя крышка; 3 — нижняя крышка; 4 — полость кипения; 5 — полость конденсации.
Узел ректификации ВРУ
37
В вертикальных конденсаторах используется в качестве теплообменной поверхности насадка размерами 6X3 мм на стороне кипения и конденсации, а в горизонтальных — более компактная насадка 6X2 мм. Применение указанной насадки определяется гидродинамикой движения двухфазных потоков в каналах кипения.
На основе разработанных конструкций создан типовой ряд пластинчато-ребристых конденсаторов-испарителей, позволяющих комплектовать ВРУ низкого давления производительностью от 6 тыс. до 350 тыс. м3/ч по перерабатываемому воздуху.
В последние годы были проведены исследования трубчатых конденсаторов с капиллярно-пористым покрытием алюминиевых трубок со
Рис. 1.18. Зависимость плотности теплового потока от температурного напора для различных теплообменных поверхностей конденсаторов-испарителей.
1 — гладкотрубные вертикальные с кипением жидкого кислорода внутри труб; 2 — пластинчато-ребристые с горизонтальным расположением пакетов; 3 — трубчатые с капиллярно-пористым покрытием поверхности кипения; 4 — трубчатые с капиллярнопористым покрытием поверхности кипения и оребрением со стороны конденсации.
стороны поверхности кипения. Эти исследования показали, что коэффициент теплоотдачи от стенки в кипящую жидкость (кислород) увеличивается в 4—6 раз по сравнению с гладкой трубкой (рис. 1.18, кривая 3), что позволяет соответственно уменьшить площадь поверхности конденсатора. В таких конденсаторах поверхность теплообмена определяется в основном коэффициентом теплоотдачи со стороны конденсирующегося газа (азота). Дополнительное оребрение этой поверхности позволяет сократить потребное количество трубок в конденсаторе и тем самым уменьшить его размеры в соответствии с кривой 4 на рис. 1.18.
Сравнение данных, приведенных в табл. 1.4 и на рис. 1.18, показывает значительные преимущества конденсаторов с пористым покрытием поверхности испарения.
Капиллярно-пористое покрытие выполнено газотермическим напылением. Этот способ образования пористого слоя отличается от других своей простотой, сравнительно низкой стоимостью и высокой производительностью. Пористый слой обладает высокой механической прочностью, стойкостью к вибрационным и термическим нагрузкам.
При кипении жидкости_ на капиллярно-пористом покрытии поверхности теплообмена изменяется механизм парообразования. Образование паровой фазы осуществляется не на поверхности, а в пределах самого пористого слоя. В пористом слое в результате действия капиллярных сил образуются контуры циркуляции, т. е. по одной части каналов жидкость поступает основанию покрытия, а по другой от основания покрытия движется парожидкостный поток. Если учесть, что размеры капилляров намного меньше отрывного диаметра пузыря, то в основаниях парогенерирующих капилляров образуются непрерывно
38 Воздухоразделительные установки
действующие центры парообразования, а зона отрыва пузырьков смещается на наружную поверхность пористого слоя.
В парожидкостном канале развивающийся пузырь омывается пленкой жидкости, отделяющей его от поверхности нагрева. Во время роста пузырька в пористом слое он прижимается к поверхности нагрева и толщина жидкостной пленки уменьшается, особенно у основания пузыря,, где поверхность теплообмена имеет наиболее высокую температуру. Пленка жидкости представляет собой основное термическое сопротивление.
Толщина пленки жидкости, омывающей пузырь в пористом слое, значительно меньше толщины пристенного слоя жидкости при кипении на гладкой поверхности. Для гладкой поверхности толщина пристенного слоя жидкости приблизи
тельно равна отрывному диаметру пузыря. Наличие в пористом слое непрерывно действующих центров парообразования, высокая плотность их, отсутствие времени «покоя» пузырей, значительно меньшее, чем для гладкой поверхности, термическое сопротивление жидкостной пленки — все это обеспечивает процесс кипения при более низких разностях температур.
При сопоставлении опытных данных для гладкой и пористой поверхностей получено, что теплоотдача при кипении на пористой поверхности интенсивнее приблизительно в 5 раз по сравнению с гладкой поверхностью как при атмосферном давлении, так и при давлении Ps = 0,2-105 Па. При увеличении интенсивности теплоотдачи при кипении уменьшается температурный напор между греющей стенкой и кипящей жидкостью. Устойчи-
Та блица 1.4
Сравнительные характеристики различных типов конденсаторов-испарителей
Типы конденсаторов-испарителей
Средняя плотность теплового потока со стороны кипения, Вт/м2
Площадь поверхности теплообмена со стороны кипения, м2
Масса группы аппаратов, кг
Трудоемкость изготовления, нормочасы, %
1815 4168 39 200 100
5200
1810
4170 13 500 60
Пластинчато-ребристые горизонтальные
Трубчатые с капиллярно-пористым покрытием
5070
1490 21000 45
Баланс потерь в ВРУ
39
вый режим кипения на пористой поверхности сохраняется при температурных напорах Д7^0,35 К.
1.5. БАЛАНС ПОТЕРЬ
В ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬЙЫХ УСТАНОВКАХ
НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Совершенствование узлов охлаждения и ректификации (теплообменной аппаратуры, турбодетандеров, ректификационных колонн и конденсаторов-испарителей) позволило в последнее десятилетие значительно повысить эффективность воздухоразделительных установок, снизить приведенные затраты на получение продуктов разделения воздуха (рис. 1.5).
На рис. 1.19 приведен анализ потерь от необратимости в ВРУ низкого давления для получения техноло-
гического кислорода. Из этого анализа видно, что наиболее значительные необратимые потери наблюдаются в верхней ректификационной колонне, в теплообменной аппаратуре — на гидравлическое сопротивление, в азотных и кислородных регенераторах и конденсаторах — на не-дорекуперацию. Уменьшение концентрационных напоров в верхней ректификационной колонне, например, за счет постановки дополнительных конденсаторов позволяет снизить удельный расход энергии на 5—7%. Уменьшение гидравлического сопротивления в обратном потоке на 10 кПа и в прямом на 20 кПа снижает удельные затраты энергии на 5%. Применение пластинчаторебристых конденсаторов вместо трубчатых снижает энергозатраты на 2%. Снижение недорекуперации в теплообменной аппаратуре на 1 К уменьшает расход энергии на 3%.
Повышение эффективности ВРУ
Таблица 1.5
Наименование параметра Технический кислород Технологический кислород
ВРУ производительностью 13 500 м3/ч газообразного кислорода ВРУ производительностью 30 000 м3/ч газообразного кислорода ВРУ производительностью 12 000 м3/ч газообразного кислорода ВРУ производительностью 70 000 м3/ч газообразного кислорода
Количество продуктов разделения
воздуха, м3/м3: жидкий кислород ——~ — -~=- 0,0175
жидкий аргон 0,0041 — —
газообразный кислород 0,1688 0,194 0,204 0,1935
условный газ 0,1761 0,2121 0,1932 0,2261
Удельный расход энергии, кВт-ч/м3 0,478 0,382 0,422 0,377
Энергетическая составляющая удель- 6,214 4,962 5,486 4,38
ных приведенных затрат, руб/1000 м3 (%) (100) (80,0) (ЮО) (80,0)
Капитальная составляющая удельных 4,916 3,71 3,862 2,87
приведенных затрат, руб/1000 м3 (ЮО) (75,6) (ЮО) (74,3)
Удельные приведенные затраты, 11,13 (100) 8,672(78,0) 9,348 (100) 7,25(77,6)
Руб/1000 м3 (%) 1
40
Воздухоразделительные установки
На рис. 1.19 потери от необратимости указаны в долях к изотермической работе сжатия. В предельном случае, если бы удалось полностью исключить потери от необратимости в конкретном элементе установки, снижение энергетических затрат было бы равно произведению изотермической работы на потери от необратимости, деленному на изотермический КПД компрессора. Однако потери от необратимости полностью исключить невозможно.
Значительные резервы снижения потерь в ВРУ сохраняются за счет
Рис. 1.19. Баланс потерь в ВРУ серии Кт. / -в верхней колонне 13,2%; 2 —в конденсаторах 6%; 3— на гидравлические сопротивления в колоннах 5,1%; 4 — в нижней колонне 6,1%; 5-—итого в узле ректификации 30,4%; 6—-на гидравлическое сопротивление узла охлаждения 19,3%; 7 — в регенераторах 8,9%; 8 — перед турбодетандером на смешение воздуха 4,9%; 9 — итого в узле охлаждения воздуха 33,1%; 10 — теплоприток 4,7%; 11— в турбодетандере 4 %; 12 — на теплоперепад в турбодетандере 4,4%; 13— обратимая ректификация.
увеличения изотермического КПД компрессора и КПД турбодетандера. Повышение КПД компрессора на 1 % дает выигрыш в удельном расходе энергии 1%, а КПД турбодетандера на 4% соответственно 1%.
1.6. ЗАЩИТА ОТ ВЗРЫВОВ ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
В подавляющем большинстве случаев очагом взрыва в ВРУ являются аппараты узла ректификации, где кипит кислород. При этом наблюдаются взрывы различной силы — от еле заметного (локального) до сопряженного с полным разрушением аппаратов.
Взрывы происходят из-за накопления в аппаратах ацетилена и других взрывоопасных примесей, поступающих в установку вместе с перерабатываемым воздухом. В зависимости от местных условий воздух может содержать следующие основные взрывоопасные примеси:
Ацетилен, см3/м3 .....о 0,001—1 Метан, этан, этилен, пропан (в сумме), см3/м3......... 1—10
Углеводороды (в сумме), мг/м3:
группы С3-—С4 .... 0,001—2
группы Сб —Сб .... 0,001—1
Взрывоопасные условия могут возникнуть на теплопередающих поверхностях аппаратов жидкого кислорода при образовании толщинь! слоя взрывоопасных примесей 20—^ 50 мкм, а также при 4 %-ной мольной концентрации взрывоопасных примесей в объеме жидкого кислорода.
Скорость накопления взрывоопасных примесей в аппаратах пропорциональна концентрации примесей в кипящем кислороде. Поэтому для крупных ВРУ низкого давления, имеющих продолжительный (1 год и более) срок рабочей кампании, эф*
ВРУ для получения жидких продуктов
41;
фективная очистка технологических потоков от взрывоопасных примесей имеет особо важное значение. Современные системы обеспечения взры-вобезопасности ВРУ низкого давления используют комбинированные средства защиты двух категорий. К средствам защиты первой категории относятся регенераторы, адсорберы на петлевом потоке, адсорберы на потоке кубовой жидкости. Эти средства обеспечивают уменьшение концентрации примесей в кислороде, поступающем в конденсаторы-испарители. Средства второй категории — адсорберы, включенные в циркуляционный контур испарителей-конденсаторов, с обеспечением проточности всех конденсаторов-испарителей. Средства защиты второй категории уменьшают концентрацию взрывоопасных примесей в жидком кислороде. Наряду с этим в конденсаторах-испарителях обеспечивается гидродинамический режим кипения, исключающий накопление взрывоопасных примесей на теплоотдающих поверхностях. Внедрение новых средств защиты позволило обеспечить взрывобезопасную работу ВРУ даже при повышенных на порядок предельно допустимых концентрациях углеводородов в перерабатываемом воздухе [1.3, 1.5].
1.7. ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ЖИДКИХ ПРОДУКТОВ РАЗДЕЛЕНИЯ ВОЗДУХА
В § 1.2 уже было отмечено, что жидкие продукты разделения воздуха в небольших количествах можно получать на ВРУ, производящих газообразный технологический кислород. Однако основная часть жидкого кислорода и азота производится на специализированных ВРУ для получения только жидких продуктов, а также на ВРУ для получения газооб
разных продуктов, снабженных ожи-жительной установкой с азотным холодильным циклом низкого или среднего давления.
В установках низкого давления для получения газообразных продуктов разделения воздуха большая часть затрат энергии (85—90%) связана не с покрытием холодопотерь, а с обеспечением процесса разделения воздуха. Что касается ВРУ для производства жидких продуктов разделения воздуха, то в этих установках большая часть энергии (не менее 65%) расходуется на производство холода и их эффективность зависит главным образом от эффективности холодильного цикла. Поэтому крупные ВРУ для производства жидких продуктов разделения воздуха строятся преимущественно по технологическим схемам, использующим циклы среднего давления (2,0—5,0 МПа). При этом можно использовать несколько вариантов технологических схем.
На рис. 1.20 показана схема цикла одного среднего давления. К безусловным преимуществам этой схемы следует отнести наличие только одной машины для сжатия воздуха. Однако ВРУ, выполненная по такой схеме, будет иметь громоздкие блоки адсорбционной очистки и осушки воздуха, поступающего на разделение. В случае необходимости получения наряду с жидкими также газообразных продуктов разделения воздуха существенно усложнится основная теплообменная аппаратура, поскольку в ней необходимо предусмотреть секции для вывода циркулирующего воздуха и фракций.
В схеме двух давлений с потоком воздуха низкого давления, охлаждаемого и очищаемого в регенераторах (или реверсивных теплообменниках), и азотным холодильным циклом среднего давления (рис. 1.21) исключены блоки адсорбционной очистки воздуха, однако она имеет
42
Воздухоразделительные установки
Рис. 1.20. Принципиальная схема жидкостной ВРУ одного среднего давления.
/ — турбокомпрессор; 2 — предварительный теплообменник; 3 — фреоновый теплообменник; 4 — блок теплообменников; 5 и 6 — турбодетандеры; 7 — узел ректификации; 8 — блок комплексной очистки.
Рис. 1.21. Принципиальная схема жидкостной ВРУ двух давлений с потоком воздуха низкого давления охлаждаемого и очищаемого в регенераторах (или реверсивных теплообменниках) и азотным холодильным циклом среднего давления.
1 — турбокомпрессор воздушный; 2— реверсивные теплообменники; 3 — турбокомпрессор азотный; 4 — предварительный теплообменник; 5 — фреоновый теплообменник; 6 — блок азотных теплообменников;
7, 8, 9 — турбодетандеры; 10 — узел ректификации.
Рис. 1.22. Принципиальная схема жидкостной ВРУ двух давлений с потоком воздуха среднего давления и азотным холодильным циклом низкого давления (схема «компаунд») .
1 — турбодетандер азотный; 2, 3, 10 — теплообменники; 4 — турбокомпрессор азотный; 5 — турбокомпрессор воздушный; 6 — реверсивные теплообменники; 7 — турбодетандер воздушный; 8 — адсорбер; 9 — узел ректификации.
Кислород жидкий Аргон жидкий — Азот жидкий—
Воздух
'f Азот отбросной
ВРУ для получения жидких продуктов
43
существенный недостаток — ограниченное количество получаемого газообразного азота. Схема двух давлений с потоком воздуха среднего давления и азотным холодильным циклом низкого давления (рис. 1.22), предложенная акад. П. Л. Капицей и известная под названием «компаунд», отличается тем, что воздух подвергается охлаждению и очистке или в реверсивных теплообменниках, или в блоке адсорбционной очистки. К негативной стороне схемы следует отнести необходимость переработки большего количества воздуха вследствие применения азотного цикла низкого давления.
В схеме двух давлений с потоком воздуха среднего давления и азотным холодильным циклом среднего давления (рис. 1.23) общее количе-
Рис. 1.23. Принципиальная схема жидкостной ВРУ двух давлений с потоком воздуха среднего давления и азотным холодильным циклом среднего давления.
1, 2, 3 — турбодетандеры; 4 — теплообменники; 5 — турбокомпрессор азотный; 6 —
ство перерабатываемого воздуха при прочих равных условиях существенно меньше, чем в других схемах, а размеры блока адсорбционной очистки такие же, как в схеме «компаунд». Поэтому в рассматриваемой схеме удельные капитальные, а следовательно, и приведенные затраты меньше, чем в предыдущих трех схемах.
Энергетические показатели упомянутых выше технологических схем зависят от максимального давления одного из потоков и в очень большой степени — от числа ступеней охлаждения. Включение нескольких турбодетандеров на различных температурных уровнях и использование предварительного фреонового охлаждения приводят к усложнению установки, но обеспечи-
турбокомпрессор воздушный; 7 — блок комплексной очистки; 8 — охладитель; 9 — верхняя колонна; 10—конденсатор колонны сырого аргона; 11 — колонна сырого аргона; /2 — теплообменник; 13— колонна чистого аргона; 14 — конденсатор; 15 — нижняя колонна.
44
Воздухоразделительные установки
Рис. 1.24. Принципиальная технологическая схема ВРУ КжАжАрж-6.
В кислородном режиме работы установки воздух, сжатый в турбокомпрессоре 10 до давления 3,2 МПа, поступает в теплообменник //, где предварительно охлаждается, освобождаясь от капельной влаги во влагоотделителе 7, и поступает в блок комплексной очистки 6. Перед поступлением в основной блок теплообменников 4 воздух предварительно охлаждается в теплообменнике 5. Пройдя три первые секции теплообменника 4, охлажденный воздух разделяется на два потока. Основной поток расширяется в воздушном турбодетандере 1 до давления в нижней ректификационной колонне 28, благодаря чему охлаждается до состояния насыщения. Другая часть потока охлаждается в четвертой и пятой секциях и дросселируется в нижнюю колонну.
В нижней ректификационной колонне происходит разделение воздуха на обогащенную кислородом жидкость и чистый
газообразный азот, который конденсируется в межтрубном пространстве основного конденсатора 26 за счет кипения жидкого кислорода в трубном пространстве. Кубовая жидкость переохлаждается в секции переохладителя-подогревателя 29 и разделяется на два потока. Одна часть дросселируется непосредственно в верхнюю колонну, другая — в конденсатор колонны сырого аргона 13 и в виде парожидкостной смеси также направляется в верхнюю колонну.
Азотная флегма из нижней колонны после переохлаждения в большем количестве дросселируется в верхнюю колонну, а часть ее в виде продукта с давлением нижней колонны направляется потребителю.
Небольшое количество переохлажденной азотной флегмы дросселируется в конденсатор колонны чистого аргона 15, куда поступает и жидкий азот, сконденсированный в конденсаторе-испарителе 17 колонны чистого аргона 16.
ВРУ для получения жидких продуктов
45
Испарившийся азот из конденсатора колонны чистого аргона подмешивается к газообразному азоту из верхней колонны.
В верхней ректификационной колонне происходит разделение жидких потоков на продукты разделения: жидкий кислород, из конденсатора 26 после переохлаждения в секции переохладителя-подогревателя 29 направляется потребителю, а пары газообразного кислорода возвращаются в верхнюю колонну /2;
газообразную аргонную фракцию, которая разделяется в колонне сырого аргона 14 на жидкую аргонную фракцию, возвращающуюся в верхнюю колонну 12, и сырой аргон, направляемый в аргонный теплообменник 18;
чистый газообразный азот, который смешивается с потоком циркуляционного азота и, последовательно пройдя турбокомпрессор 9 и теплообменную аппаратуру 29, 4, 11, 8, отдает холод жидким продуктам нижней колонны, воздуху и азоту среднего давления циркуляционного цикла.
Часть газообразного азота из установки направляется потребителю в виде продукта, а оставшийся азот частично — в циркуляционный компрессор, где сжимается до давления 3,3 МПа.
Циркуляционный поток азота направляется в теплообменники 8, 5 и далее в теплообменник 4, где охлаждается до температуры 200 К. Основная часть потока расширяется в турбодетандере первой ступени 3 до давления 1 МПа, поступает в четвертую секцию теплообменника 4, в которой охлаждается. Далее этот поток азота расширяется в детандере второй ступени 2 с температурой, равной температуре насыщенного азота, смешиваясь с азотом из верхней колонны. Часть циркуляционного азота после теплообменника 4 дросселируется в азотный сборник 27. Эта дополнительная часть азотной флегмы улучшает процесс ректификации в нижней колонне. Газообразный сырой аргон, пройдя аргонный теплообменник 18, направляется в установку Арт-0,5 для очистки аргона от кислорода. Из этой установки полученный технический аргон направляется в аргонный теплообменник 18, в котором происходит его охлаждение до температуры, близкой к температуре насыщенного пара. Далее в колонне чистого аргона 16 происходит получение продукционного жидкого аргона, который направляется в аргонную емкость 25, откуда направляется потребителю. Отдувочные пары из-под крышки конденсатора 15 после теплообменника 18 выбрасываются в атмосферу.
При работе узла аргона в режиме получения аргонно-кислородной смеси сырой аргон поступает непосредственно в колон
ну чистого аргона 16. Кроме того, схема установки предусматривает дополнительное сжатие сырого аргона в газодувке, куда он поступает после аргонного теплообменника. Далее, пройдя блок осушки и аргонный теплообменник, сырой аргон направляется в колонну чистого аргона. Процесс получения аргонно-кислородной смеси в колонне чистого аргона аналогичен процессу получения чистого аргона.
В азотном режиме технологическая схема построена на ожижении газообразного азота, предварительно сжатого в турбокомпрессоре 19 до давления 0,6 МПа за счет испарения жидкого кислорода в конденсаторе.
Жидкий кислород из основного конденсатора 26 поступает • в доохладитель азота 24 для охлаждения газообразного азота до температуры насыщения и в виде парожидкостной смеси направляется в конденсатор 22. В этом конденсаторе происходит конденсация охлажденного газообразного азота за счет испарения жидкого кислорода. Небольшое количество жидкого кислорода с целью создания проточности конденсатора 22 отбирается в испаритель 23. Газообразный кислород в качестве обратного потока направляется в кислородный теплообменник 20 и далее — потребителю. Газообразный азот, сжатый в турбокомпрессоре 19 до давления 0,6 МПа, охлаждается в теплообменнике 20 и доохладителе азота 24 до состояния насыщенного пара и конденсируется в межтрубное пространство конденсатора 22. Основной поток жидкого азота направляется в трубное пространство переохладителя азота 2/, где переохлаждается за счет оставшегося потока жидкого азота, сдросселированного в межтрубное пространство. Жидкий переохлажденный азот из сборника жидкого азота 21 направляется потребителю, а газообразный — в теплообменник 20, где вместе с газообразным кислородом охлаждает прямой поток азота из турбокомпрессора.
Азот низкого давления после теплообменника 20 под небольшим избыточным давлением поступает в турбокомпрессор 19. Количество жидкого кислорода, направляемого в узел ожижения азота, может изменяться от полной до 50 %-ной производительности установки по жидкому кислороду, что позволяет получать на ВРУ КжАжАрж-6 разные количества выходных продуктов.
В установке применен высокоэффективный метод защиты аппаратов от накопления в них взрывоопасных примесей. Стабилизация важнейших технологических параметров осуществляется автоматически. Основная запорная и регулирующая арматура — с пневмо- и электроприводами.
46 Воздухоразделительные установки
вают снижение энергетических, а также приведенных затрат на производство продуктов разделения воздуха. Как показывают расчеты, в зависимости от конкретных условий каждая последующая ступень охлаждения улучшает энергетические показатели примерно на 6—10%. Включение в указанные схемы трех турбодетандерных ступеней и применение предварительного фреонового охлаждения позволяют достигнуть показателей по расходу энергии, близких к наиболее эффективной схеме — высокого давления с предварительным фреоновым охлаждением, которая нашла применение в ВРУ для получения жидких продуктов небольших и средних производительностей (до 2 т/ч).
По технологической схеме двух давлений с потоком воздуха среднего давления (3,2 МПа) и азотным холодильным циклом среднего давления (3,2 МПа) создана ВРУ КжАжАрж-6 производительностью 6000 кг/ч жидкого кислорода, 1380 кг/ч жидкого азота, 190 кг/ч жидкого аргона и 14 тыс. м3/ч чистого газообразного азота (рис. 1.24). Необходимая для ожижения газов и покрытия потерь холодопроизводительность установки обеспечивается за счет расширения основного количества циркуляционного азота в двух детандерах, работающих последовательно на двух различных температурных уровнях, расширения большей части воздуха в воздушном турбодетандере, предварительного охлаждения части циркуляционного азота и воздуха хла-
доносителем, поступающим из холодильной установки, и за счет дросселирования охлажденного воздуха в нижнюю и верхнюю ректификационные колонны. Такое построение холодильного цикла позволяет получить из воздуха в виде жидкости весь кислород и аргон и некоторое количество азота в жидком и газообразном виде. Установка может работать в двух режимах: кислородном и азотном.
1.8. БАЛАНС ПОТЕРЬ
В ВОЗДУХОРАЗДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВКАХ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ЖИДКИХ ПРОДУКТОВ
Необратимые потери в узле ректификации в установках газообразного и жидкого кислорода близки по абсолютному значению, однако их доля в изотермической работе при получении жидкого кислорода в 2,5 раза меньше в связи с увеличением этой работы. Доля потерь в узле охлаждения уменьшается примерно в 3 раза. В результате, несмотря на увеличение доли потерь в турбодетандерах, термодинамический КПД жидкостных ВРУ возрастает в указанных выше пределах.
Термодинамический КПД эффективных установок для получения жидкого кислорода составляет 0,25—0,28, что примерно в 2,2 раза выше, чем для установок газообразного кислорода. Объясняется это тем, что КПД процесса ожижения примерно в 3 раза больше КПД процесса разделения.
2. Криогенные хранилища
Настоящая глава посвящена описанию конструктивных особенностей элементов криогенных хранилищ и более подробному гидродинамическому анализу неустановившихся процессов, происходящих в криогенных системах на переходных режимах работы. При этом на основе экспериментальных и теоретических данных выяснена физическая сущность сложного процесса при открытии и закрытии клапана разветвленной криогенной системы. Рассмотрены процессы захолаживания криогенного оборудования, охлаждения жидких криопродуктов, особенности процессов, происходящих при долговременном хранении жидких криогенных продуктов.
2.1. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ
Производство и потребление больших количеств жидких криогенных продуктов сопряжено с необходимостью создания хранилищ, предназначенных для накопления, хранения и выдачи потребителю криопродуктов как в жидком, так и в газообразном состоянии. Криогенные хранилища обычно создаются на металлургических, химических, машиностроительных и других предприятиях, там, где производятся или потребляются значительные количества криогенных продуктов. Наибольшие по объему криогенные хранилища (до нескольких десятков тысяч кубических метров) требуются для ракетно-космических комплексов, обслуживающих ракеты-носители с ЖРД, использующими в качестве горючего и окислителя криогенные компоненты: кислород и водород. Так, например, стартовый комплекс ракеты-
носителя «Сатурн-V» (США) имеет в своем составе криогенные хранилища жидких кислорода, водорода и азота общим объемом более десяти тысяч кубических метров [2.9].
Известные трудности, возникающие при хранении и выдаче криогенных продуктов, в первую очередь вызваны малой теплотой испарения жидких криопродуктов, относительно узким диапазоном температур и давлений, при которых они находятся в жидком состоянии, малыми теплоемкостями и малыми Теплотами фазовых переходов. Следствием этого является интенсивное испарение жидких криопродуктов даже при малых теплопритоках.
При хранении криогенных продуктов происходит непрерывное изменение их параметров: температуры, давления, массы, а также паро-содержания в газовой подушке. Поэтому высококачественная теплоизоляция является непременным уело-
48
Криогенные хранилища
вием длительного и надежного хранения криогенных продуктов.
Принципы конструирования оборудования, входящего в состав криогенных хранилищ, и технология проведения основных операций должны учитывать специфические особенности криогенных продуктов с тем, чтобы обеспечить заданные параметры выдаваемых криопродуктов и длительность их хранения.
2.2. КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ КРИОГЕННЫХ ХРАНИЛИЩ
На рис. 2.1 показано простое типовое криогенное хранилище для накопления, хранения и выдачи потребителю криогенного продукта (в данном случае жидкого аргона). В состав хранилища входят криогенные резервуары, трубопроводы, запорная и регулирующая арматура, теплообменные аппараты, вакуумные агрегаты, системы управления и контроля.
Криогенные резервуары — основной элемент криогенных хранилищ. Они представляют собой стационар-
Рис. 2.1. Криогенное хранилище жидкого аргона.
1 — цех разделения воздуха, оснащенный
установками КАр-30; 2 — криогенный тру-
бопровод; 3~ два криогенных резервуара
ные сосуды для долговременного хранения криопродуктов. Стандартные промышленные резервуары, входящие в комплект криогенных хранилищ, имеют вместимость от 3 до 1400 м1 * 3 (табл. 2.1). По конструктивному оформлению они бывают вертикальными, горизонтальными и сферическими. Вертикальные криогенные резервуары состоят из внутреннего и внешнего сосудов цилиндрической формы. Внутренний сосуд, где хранится криогенный продукт, изготавливается из нержавеющей стали, внешний — выполняющий роль кожуха — из обычной углеродистой стали.
Внутрённий и внешний сосуды опираются на независимые друг от друга стойки, через которые их вес передается на фундамент. Такая конструкция обеспечивает наименьшие притоки теплоты через опоры к криогенному продукту. Пространство между внешним и внутренним сосудами вакуумируется и заполняется теплоизоляцией. Криогенные резервуары с вместимостью внутреннего сосуда 3 и 8 м3 имеют порошково-вакуумную теплоизоляцию; межстенное пространство заполняется
вместимостью 63 м3 каждый; 4 — шкаф управления и КИП; 5 — вакуумный агрегат; 6 — испаритель наддува; 7 — газоразливочная эстакада; 8— железнодорожная цистерна для перевозки криопродуктов;
9 — транспортный криогенный резервуар.
6
Конструктйййые особенности криогенных хранилищ
49
аэрогелем или перлитом и вакуумируется до давления около 10 Па. Криогенные резервуары вместимостью 25 и 63 м3 имеют экранно-вакуумную теплоизоляцию. На рис. 2.2 показан внешний вид криогенного резервуара вместимостью 63 м3 в процессе окончательной сборки в производстве. Горизонтальные криогенные резервуары имеют вместимость внутреннего сосуда 100 и 225 м3. Межстенное пространство горизонтальных резервуаров заполнено экранно-вакуумной изоляцией. Внешний вид горизонтального криогенного резервуара показан на рис. 2.3. Их отличительной особенностью является возможность транспортирования к месту монтажа в собранном виде по железной дороге. На рис. 2.4 приведена конструктивная схема горизонтального резервуара. Для передачи веса внутреннего сосуда и хранимого в нем криогенного продукта на наружный, а затем на фундамент служат два опорных пояса с подвесками. Для увеличения длины подвесок с целью уменьшения притоков теплоты подвески проходят в трубах через внутренний сосуд. Таким образом, вну
тренний сосуд висит на подвесках, передавая усилие на опорные пояса наружного сосуда. Сферические криогенные резервуары (рис. 2.5) по конструктивной схеме выполнены так же, как вертикальные. Внутренний сферический сосуд из нержавеющей стали и наружный — из углеродистой опираются на восемь опор, изготовленных из труб, расположенных одна внутри другой. Межстенное пространство сферических сосудов и опор имеет экранно-вакуумную теплоизоляцию.
Для поддержания в межстенном пространстве резервуаров в течение длительного времени высокого вакуума (около 10~2 Па), сферический резервуар снабжен двумя выносными, поочередно работающими крио-адсорбционными насосами. В вертикальных и горизонтальных резервуарах криоадсорбционные насосы встроены в вакуумные полости между внутренним и внешним сосудами.
Криогенные трубопроводы служат для транспортирования криопродуктов и являются основой создания магистралей криогенных хранилищ, в которых длина трубопроводов может достигать нескольких
Таблица 2.1
Основные технические характеристики криогенных резервуаров
Тип резервуара Вместимость. м3 Рабочее давление, МПа Тип изоляции Масса хранимого продукта (при коэффициенте заполнения 0,9), кг Потери жидкого продукта при испарении в течение суток, % Масса порожнего резервуара, кг
Кислород Азот Аргон Кислород Азот Аргон
РЦВ-3/16 3,2 1.6 Порошково-вакуумная 3280 2320 4000 0,39 0,62 0,41 3300
РЦВ-8/16 8 1,6 То же 8210 5790 10 010 0,26 0,43 0,28 6000
РЦВ-25/16 25,0 1,6 Экранновакуумная 25 600 18 100 31 200 0,12 0,20 0,12 15 800
РЦВ-63/5 66,3 0,5 То же 68 500 48 500 84 000 0,09 0,14 0,11 23 000
РЦГ-100/5 112,0 0,5 » » 115 000 81 600 115 000 0,08 0,12 0,09 63 000
РЦГ-225/5 225,0 0,5 > » 228 000 160 000 — 0,08 0,12 —- 87 000
РС-1 400/5 1437,0 0,5 » » 1 480 000 1 000 000 0,048 0,035 350 000
50 Криогенные хранилища
километров. Криогенные трубопроводы выполняются в виде отдельных нормализованных секций (рис. 2.6, 2.7). Секции криогенных трубопро-
водов состоят из отдельных элементов: прямых участков, колен, тройников, компенсаторов, адсорбционных участков, металлорукавов,
Рис. 2.2. Вертикальный криогенный резервуар РЦВ-63/5.
Резервуар состоит из внутреннего сосуда, изготовленного из нержавеющей стали 12Х18Н10Т, размещенного в кожухе из углеродистой стали 09Г2С. Пространство между внутренним сосудом и кожухом от-вакуумировано до остаточного давления 10~3 Па. Внутренний сосуд зафиксирована кожухе двумя упорами и стоит на четырех опорах, входящих концентрично в опоры кожуха. В межстенном пространстве расположены встроенные адсорбционные насосы, в которых в качестве адсорбента используется цеолит. Для регенерации адсорбента в насос встроены специальные змеевики. Регенерацию производят горячим газом, при этом внутренний сосуд отогревают, а теплоизоляционную полость вакуумируют. Резервуар снабжен предохранительной мембраной, которая защищает его от разрушения при аварийной разгерметизации. Резервуар крепится на фундаменте с помощью фундаментных болтов. Для подсоединения резервуара к трубопроводам систем хранения он снабжен шестью патрубками для заправки и выдачи криогенных продуктов, а также для подачи криопродуктов в испаритель.
Рис. 2.3. Транспортабельный горизонтальный криогенный резервуар РЦГ-225/5.
Конструктивные особенности криогенных хранилищ
51
внешних опор, простых муфт и муфт с арматурой и разрывной мембраной. Из этих унифицированных элементов может быть смонтирована
магистраль любой протяженности и конфигурации. Отдельные элементы объединяются в участок с общей вакуумной полостью.
Рис. 2.4. Конструктивная схема горизонтального криогенного резервуара.
1 — наружный кожух; 2 — тепловая изоляция; 3, 5 — дисковые упоры; 4 — подвески; 6 — внутренний сосуд.
Рис. 2.5. Криогенный резервуар РС-1400/5.
Сборка сферического резервуара осуществляется на месте монтажа из лепестков, изготовленных в заводских условиях. Конструкция резервуара и опор обеспечивает надежное закрепление его на фундаменте без ограничения требований к ветровым и снеговым нагрузкам. Для работы в местностях, подверженных сейсмическому воздействию, узлы крепления резервуаров к фундаменту требуют незначительной конструктивной доработки.
Рис. 2.6. Узел криогенной системы.
1 — металлорукав криогенный; 2 — колено;
3 — мембранный узел; 4 — опора трубопровода; 5 — компенсатор; 6 — муфта стыка;
7 — опора трубопровода; 8 — тройник; 9 — трубопровод криогенный; 10, 12 — муфты стыка; // — адсорбционная секция.
52 Криогенные хранилища
На одной из муфт такого участка обычно устанавливаются предохранительная разрывная мембрана, а так же вентиль, через который производится вакуумирование теплоизоляционной полости криогенного трубопровода.
В состав этого участка включается также элемент трубопровода с адсорбционным насосом. Технические характеристики трубопроводов, выпускаемых серийно, приведены в табл. 2.2.
Криогенная арматура — запорная, регулирующая, дренажно-предохранительная, с ручным, пневматическим и электрическим приводом — служит для управления технологическими операциями при эксплуатации криогенных хранилищ [2.13].
Рис. 2.7. Секция криогенного трубопровода Ду = 100.
Конструкция стандартных криогенных трубопроводов выполнена по принципу «труба в трубе» с применением многослойной экранно-вакуумной изоляции. В межтрубном пространстве поддерживается вакуум не выше 10-*1 Па. Для расчета компенсации температурных деформаций любой разветвленной в пространстве трассы криогенных трубопроводов разработана программа, позволяющая быстро и квалифицированно производить соответствующие расчеты с применением ЭВМ.
Для компенсации температурных деформаций используются сильфонные компенсаторы. В отдельных случаях создаются самокомпенсирующиеся трубопроводы из сплава типа инвар (36НХ).
Для обеспечения высокой герметичности в узле уплотнения арматуры в настоящее время применяется поликарбонат.
На рис. 2.8 приведена типовая конструкция клапана. В нем применены металлопластиковые тепловые мосты для шпиндельных групп, в которых плотность обеспечивается тонкостенной стальной обечайкой или сильфоном, а механическая прочность — стеклопластиком. Конструктивные особенности криогенной арматуры во многом зависят от специальных требований конкретной системы. Так, например, для хранилищ жидкого гелия созданы и используются встроенные запорные и регулирующие клапаны с пневмоприводом (рис. 2.9). Применение таких клапанов упрощает компонов-
Та блица 2.2
Основные характеристики криогенных трубопроводов с нормальной изоляцией
Условный проход Ду» мм Труба внутренняя, мм Кожух, мм Тепло-притоки на метр длины. кДж/ч
20 25x2,0 100x2,0 2,5
32 36x2,0 100x2,0 3,76
50 56x2,0 150x2,5 3,76
70 70X2,0 150X2,5 4,6
100 100x2,0 200X2,5 5,75
150 150x2,5 250X3,0 7,5
200 200x2,5 300X3,0 10,8
Конструктивные особенности криогенных хранилищ
53
Рис. 2.8. Криогенный вентиль с экранновакуумной изоляцией и металлопластиковыми мостами.
Криогенный прямопроходной вентиль ду = 50 рассчитан на рабочее давление 1,6 МПа. Ресурс работоспособности — 5 тыс. циклов, масса 30 кг, рабочая среда — жидкие кислород, азот, аргон, водород.
Рис. 2.9. Встроенный пневмоклапан.
1 — сильфоны (внутренние); 2 — затвор; 3 — магистральные патрубки; 4 — подпятник; 5 —корпус золотника; 6 — золотник; 7 — уплотнитель; 8 — направляющие втулки; 9 — трубчатый плунжер; 10 — корпус; 11 — штуцеры для управляющего гелия; 12 — полости управляющего давления; 13 — сильфон (наружный).
Предназначен для использования в криогенных гелиевых рефрижераторных и ожи-жительных установках, обеспечивает минимальные теплопритоки.
Рис. 2.10. Угловой криогенный вентиль.
1 — корпус; 2 — клапан; 3 — кожух; 4 вакуумная полость; 5 — стеклопластиковый шток; 6 — направляющая втулка; 7 — фланец корпуса; 8 — сильфон; 9— фланец; 10 — прокладка; 11 — привод; 12 — пружина; 13— упор; 14 — фланец кожуха; 15 — резиновая мембрана; 16 — седло корпуса.
54
Криогенные хранилища
ку арматуры в криогенной системе и уменьшает притоки теплоты. Для криогенных гелиевых трубопроводов создан угловой вентиль, имеющий шарнирную связь с кожухом, что упрощает его установку и обеспечивает компенсацию температурных удлинений (рис. 2.10).
При создании криогенных хранилищ важным вопросом является обеспечение надежности и высокой работоспособности оборудования. Решение этой проблемы потребовало организации комплекса расчетноэкспериментальных исследований по изучению процессов, протекающих в криогенных системах. Были решены задачи по созданию высокоэффективной тепловой изоляции криогенного оборудования, изучены гидродинамика течения криопродуктов по трубопроводам, процессы захолаживания тепловых криогенных трубопроводов и резервуаров, а также процессы охлаждения и длительного хранения криопродуктов.
2.3. ТЕПЛОВАЯ ИЗОЛЯЦИЯ КРИОГЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Классическая техника теплоизолирования, основанная на использовании газонаполненных материалов типа шлаковой ваты, отвержденных пен, легких порошков, находит в современном криогенном оборудовании ограниченное применение. Основой теплоизолирования современного криогенного оборудования является применение вакуумных систем теплоизоляции: порошково-вакуумных и слоисто-вакуумных. Интерес к ним определяется в первую очередь их высокой теплоизоляционной эффективностью, недостижимой для классической теплоизоляции.
Характерная особенность вакуумной теплоизоляции — универсальность. Наряду с изоляционными оболочками толщиной несколько десятков сантиметров, защищающими
объемы жидких криопродуктов в сотни и тысячи кубических метров, созданы вакуумные теплоизоляционные оболочки толщиной 2—3 мм, защищающие объемы криогенных продуктов в несколько десятков кубических сантиметров [2.6].
Простейшая вакуумная теплоизоляция представляет собой вакуумное пространство, заполненное мелкодисперсным порошком, например аэрогелем или перлитом, экранирующим тепловое излучение и молекулярный перенос теплоты через вакуум. Наибольший эффект достигается при использовании вместо порошка упорядоченной системы экранов, разделенных прокладками из малотеплопроводного материала, например стеклобумаги, при давлении не выше 10~2 Па. Такая изоляция получила название слоисто-вакуумной теплоизоляции (СВТИ).
Тепловой поток через СВТИ состоит из лучистого потока теплоты 7лУч, подчиняющегося закону Стефана — Больцмана, кондуктивных потоков теплоты через прокладку ^конд и вдоль экранов дърод и молекулярного потока теплоты по остаточному Газу ^ост- газ-
Поскольку суммарный тепловой поток постоянен для любого сечения по толщине изоляции, то его выражение может быть записано в виде
~ Ялуч *4“ ?кснд “Ь ?прод “Ь 9ост-газ
= л + фМЛх
dn dn 3
dT , „ T°’5dT /о n
X -^- + атСР—7—• (2Л)
db dn
где Л, В, С, ф— коэффициенты; 8 — приведенный коэффициент теплового излучения экранов; Т — температура в рассматриваемом сечении; dTfdn, dT/db — градиенты температур вдоль и поперек экрана; X— коэффициент теплопроводности стек-ломатериала, учитывающий контактные термосопротивления между
Тепловая изоляция криогенного оборудования 55
пленкой и стеклохолстом; N — число экранов; %э, бэ — коэффициент теп-‘ лопроводности и толщина экранного материала; ат — коэффициент аккомодации молекул остаточного газа; р — давление остаточного газа в межслойном пространстве.
Коэффициенты, входящие в (2.1), зависят от физических условий в конкретной изоляционной системе, в том числе от параметров остаточного газа, удельного газовыделе-ния и диффузии в межслойном пространстве, механического сжатия изоляции.
Согласно [2.6] составляющие теплового потока перераспределяются по толщине слоя изоляции от горячей зоны к холодной (рис. 2.11). Доля излучения резко уменьшается в направлении холодной зоны изоляции и, наоборот, доля кондуктивной проводимости заметно возрастает. Наименее изучено влияние на теплообмен остаточного газа в межслойном пространстве. При температурах жидкого водорода и гелия приток теплоты по остаточному газу в холодной зоне резко снижается, что, вероятно, связано с ростом адсорбционной способности поверхностей при этих температурах по отношению к трудноконденсируемым газам в межслойном пространстве. Экспериментально установлено,что уменьшение б/конд с точностью до 5—10% компенсирует возрастание теплового потока вследствие роста температурного перепада, и в результате приток теплоты практически остается постоянным при хранении как жидкого азота, так и жидкого водорода.
В течение ряда лет в отечественной промышленности отрабатывались конструкции изоляционных систем СВТИ, обеспечивающих минимальные потери криопродуктов при их хранении.
Основные конструктивные особенности современной СВТИ заключаются в следующем:
1. В качестве экранного материала применена полиэфирная пленка с нанесенными на нее с обеих сторон методом вакуумной металлизации слоями алюминия толщиной 500 А, что соответствует минимуму коэффициента теплового излучения алюминиевого покрытия (рис. 2.12).
2. В качестве прокладок использованы тонковолокнистые стеклома-териалы, волокна которых ориентированы в плоскости слоя, что обеспечивает минимум теплопроводности в поперечном направлении.
3. Для снижения давления остаточных газов в толще изоляции использованы материалы с малым га-зовыделением. Разработана, стандартизована и внедрена в производство стеклобумага с волокнами толщиной менее 1 мкм и содержанием связующего не более 3%, что дало увеличение эффективности теплоизоляции на 20%. Разработана технология укладки пакетов изоляции таким образом, чтобы облегчить дрейф остаточных газов к криоадсорбцион-ным насосам.
В системах теплоизоляции применительно к летным ракетным бакам с криогенными продуктами иногда используют перфорацию экранов, что значительно сокращает время достижения вакуума внутри слоев изоляции. Перфорация экранов в стационарных криогенных резервуарах не является необходимой, поскольку она заметно снижает предельно достижимую эффективность, а скорость процесса вакуумирования в этом случае не играет заметной роли.
4. Для уменьшения притоков теплоты вдоль экранов проведена замена ранее применявшейся для экранов алюминиевой фольги на тонкую (12 мкм) полиэфирную пленку, что снизило продольную проводимость пакетов изоляции на два порядка при условии правильного конструирования изоляционной системы, ис-
56
Криогенные хранилища
Рис. 2.11. Схема перераспределения тепловых потоков по толщине теплоизоляции.
Перераспределение составляющих теплового потока по толщине слоя изоляции характеризуется резким уменьшением доли излучения, при этом доля кондуктивной проводимости и теплопроводности по газу существенно возрастает. Этот факт следует учитывать при конструировании изоляционных криогенных систем.
Рис. 2.12. Зависимость коэффициента теплового излучения металлизационного слоя от толщины при температуре 100 К.
Рис. 2.13. Снижение теплового сопротивления образца СВТИ под нагрузкой.
Механическая нагрузка, Н/м2
ключающего появление продольных температурных градиентов. Появление таких градиентов возможно в зонах выхода через изоляцию патрубков, опор, люков.
5. Механические нагрузки на изоляцию, неизбежные при закреплении ее на поверхности изделия, приводят к значительному падению ее теплового сопротивления (рис. 2.13). В связи с этим разработан ряд конструктивных вариантов монтажа изоляции, обеспечивающего минимальные нагрузки.
Отработка конструкции изоляционных систем была проведена на специально созданном стендовом комплексе, позволяющем изучить закономерности теплопередачи и вести отработку перспективных конструкций теплоизоляции в условиях, максимально приближенных к промышленным (рис. 2.14). В результате были созданы конструкции слоистой экранно-вакуумной теплоизоляции резервуаров и трубопроводов, обладающих высокоэффективной тепловой защитой, что позволило при хранении криопродуктов и подаче их на расстояние в несколько километров обеспечить минимальные потери.
На рис. 2.15 приведены зависимости теплового сопротивления теплоизоляции от количества отражающих экранов. Нижняя кривая характеризует уровень эффективности теплоизоляции, достигнутый в оборудовании, выпускаемом серийно. Средняя крйвая соответствует значительно более высокой эффективности изоляции, полученной на лабораторных и опытно-промышленных образцах. Но и эти образцы не достигают предельной теоретической эффективности (верхняя кривая). Таким образом, слоисто-вакуумная изоляция является весьма перспективной для дальнейшего совершенствования систем хранения криогенных продуктов. •
Тепловая изоляция криогенного оборудования 57
Конструкция изоляции промышленных криогенных трубопроводов определяется технологией их применения. В зависимости от заданных значений притоков теплоты криогенные трубопроводы могут снабжаться облегченной, нормальной или улучшенной теплоизоляцией. Трубопроводы с облегченной теплоизоляцией состоят из шести слоев алюминированной пленки и стеклобумаги и применяются либо для тех участков трассы, которые при эксплуатации используются кратковременно (не более времени стабилизации температурного режима, составляющего в среднем 4—6 ч), либо для вспомогательных участков магистрали, где могут быть допущены большие притоки теплоты, например в дренажных трубопроводах. Криогенные трубопроводы с нормальной изоляцией состоят из 20 тонких слоев алюминированной пленки со стеклобу-магой. Они применяются для участков основной магистрали, предназначенных для длительной работы. Улучшенная теплоизоляция разработана специально для криогенных трубопроводов жидкого гелия и жидкого водорода. Она выполняется из 40 слоев алюминированной пленки со стеклобумагой с плотностью винтовой навивки 20 слоев на толщине в 10 мм.
Одним из путей уменьшения теплового потока через изоляцию является использование холода выходящего газа для охлаждения экрана, размещенного в изоляционном пространстве. Основная идея этого способа заключается в следующем. В результате теплопритока извне жидкий криопродукт испаряется и пар выходит из резервуара при температуре насыщения. Чтобы этот газ нагреть до температуры окружающей среды, необходимо подвести некоторое количество теплоты, которое для криогенных продуктов, как правило, относительно велико. Если
Рис. 2.14. Крупномасштабный стенд для исследования криогенной тепловой изоляции.
Рис. 2.15. Уровни эффективности СВТИ. 1 — теоретический предел (g=0,04); 2 — лабораторные образцы (0,2 Вт/м2); 3 — крупномасштабный стенд; 4 — промышленные изделия (0,5 Вт/м2).
Рис. 2.16. Принципиальная схема криогенного сосуда с охлаждаемым экраном.
1 — экран; 2 — наружный кожух; 3 — газосбросный трубопровод; 4 — слоисто-вакуумная изоляция; 5 — криогенная жидкость.
58
Криогенные хранилища
для подогрева газа использовать теплоту, поступающую через изоляцию, то в результате часть теплоты можно отвести на промежуточном температурном уровне и уменьшить тепловой поток к жидкому криопродукту. Принципиальная схема резервуара для хранения криопродуктов с утилизацией теплоты отходящего газа представлена на рис. 2.16. Если экран не охлаждается, то количество теплоты, поступающей на экран, и количество теплоты, уходящей с экрана, равны. При охлаждении экрана газом часть теплоты, поступающей на экран через изоляцию, идет на нагревание газа, в результате чего тепловой поток к жидкому криопродукту уменьшается. Если теплообмен в изоляции осуществляется в основном излучением, то даже небольшое уменьшение температуры экрана позволяет существенно снизить тепловой поток к жидкому криопродукту. Так, например, при хранении жидкого кислорода применение охлаждаемого экрана позволяет снизить потери от испарения на 25%, для жидкого водорода — в 3,3 раза, для жидкого гелия — в 15 раз. Применение нескольких охлаждаемых экранов позволяет еще больше увеличить их эффективность и снизить потери жидкого гелия более чем в 30 раз.
Эти же принципы охлаждения заложены при создании элементов криогенного оборудования, по которым большой тепловой поток поступает к жидкому криопродукту (трубопроводы и опоры емкостей, штыковые разъемы трубопроводов и другие «тепловые мосты»). Охлаждение таких элементов выходящим газом позволяет в 10—20 раз снизить значение аксиального теплового потока.
Результаты проведенных исследований были использованы при создании высокоэффективных сосудов для хранения жидкого Телия с экранно-вакуумной изоляцией и ох
лаждаемыми экранами взамен сосудов с высоковакуумной изоляцией и экраном, охлаждаемым жидким азотом. При этом существенно улучшились массогабаритные и эксплуатационные характеристики изделий.
2.4. НЕУСТАНОВИВШИЕСЯ ПРОЦЕССЫ В КРИОГЕННЫХ ТРУБОПРОВОДАХ
Опыт эксплуатации криогенных хранилищ показал, что в переходных режимах работы (в период переключения циркуляции с одного контура на другой) в системе возникают гидроудары — кратковременные повышения давления. Значение и место проявления этих ударных нагрузок не соответствовали прогнозам, основанным на классических представлениях теории неустановившихся течений. Давление гидроударов в несколько раз превышало их расчетные значения, полученные по формуле Жуковского, что приводило к разрушению отдельных участков криогенного трубопровода. На рис. 2.17 приведена фотография разрушенного сильфона криогенного клапана. Статические прочностные испытания сильфона показали, что для его разрушения необходимо давление более 15 МПа, что в 3—4 раза больше расчетного давления гидроудара.
Анализ статистических данных по эксплуатации криогенных хранилищ в промышленных условиях показал, что наиболее частой причиной поломок оборудования являются характерные гидроудары, связанные с появлением паровых полостей в трубопроводах и с последующим заполнением их жидкостью. Паровые полости образуются из-за притока теплоты на участках трубопроводов с временной остановкой циркуляции, например перед закрытой арматурой и в тупиковых отводах. При этом специфические свойства
Неустановившиеся процессы в трубопроводах
59
жидких криопродуктов (близость к кривой насыщения, малая теплота парообразования), а также взаимное влияние гидродинамических параметров течения и тепломассообменных процессов в жидкой и паровой фазах приводили к возникновению явлений, сопровождающихся большими давлениями гидроударов по сравнению с параметрами для высококипящих жидкостей при аналогичных условиях.
Изучение процессов, протекающих в криогенных трубопроводах и тупиковых отводах, при открытии и закрытии криогенных клапанов, позволило выявить физическую картину и разработать методику расчета этих процессов.
2.4.1. Процессы при закрытии клапана. При быстром закрытии запорно-регулирующей арматуры в основной магистрали возникает гидравлический удар. Из-за повышения давления в основной магистрали жидкость начинает заполнять тупиковый отвод. При сравнительно большом давлении гидроудара в основной магистрали скорость движения жидкости в тупиковом отводе значительно превышает скорость движения жидкости в основном криогенном трубопроводе. Резкое торможение жидкости в конце заполнения тупикового отвода вызывает повышение давления на порядок по сравнению с давлением в основной магистрали, т. е. возникает гидравлический удар в тупиковом отводе. Так, например, при закрытии клапана за время т=30-10“3 с на трубопроводе Ду=50 мм, по которому протекал жидкий азот при 70 К со скоростью w = 7 м/с, при перепаде давлений 0,15 МПа в тупиковом отводе диаметром 16 мм и длиной 1 м наблюдается возникновение ударных давлений, составляющих 30 МПа. В то же время в основном трубопроводе Ду=50 мм давление гидроудара составляло всего 2,5 МПа.
Неустановившееся движение жидкого криопродукта в трубопроводе с тупиковым отводом в одномерной постановке описывается системой дифференциальных уравнений в частных производных гиперболического типа. Основная трудность интегрирования полученной системы связана с тем, что в процессе заполнения тупикового отвода постоянно меняется длина участка с жидкостью.
Поэтому граничное условие задается на движущейся границе (рис. 2.18).
Общая система уравнений для разветвленного трубопровода состоит из следующих уравнений:
1. Уравнения движения жидкости в основной магистрали
др dw a w | w |
_=_р.__ц,р—_
—gpsinP; (2.2)
, (2.3)
di дх
где р — давление в магистрали; х — координата по длине; w — скорость движения жидкости; т — время; р — плотность жидкости; tap — коэффициент трения; g — ускорение свободного падения; р — угол наклона оси трубопровода к горизонту; D — внутренний диаметр трубы; а — скорость распространения волны давления в жидкости.
Рис. 2.17. Разрушенный сильфон криогенного клапана.
60
Криогенные хранилища
Начальные условия w(x, 0) = = w0(x) и р(х, О)=ро(х).
Граничные условия (см. рис. 2.18)
pBx = const:
Pi Рвх 5вх Р 2 »
___ъ рьу.з । pH-^i)
р2 — Рз- $2-3 —--1 ----- ;
d2
да2 = С1У3 + — Wt, и2
где Ьх и 5,2-3 — коэффициенты местных сопротивлений входа в трубопровод и тройника; d—внутренний диаметр тупикового отвода.
2. Уравнение расхода через клапан при заданном законе изменения проходного сечения s(r)
W3 = Р 1 f 2 fe-ZPBb-x) , (2.4)
So Г Р
где ц — коэффициент истечения; s0 — площадь проходного сечения в открытом положении.
3. Уравнения движения жидкости в тупиковом отводе аналогичны
Рис. 2.18. Расчетная схема заполнения тупикового отвода криогенной жидкостью.
уравнениям для основного криогенного трубопровода (2.2) и (2.3).
Начальные условия для этих уравнений
w (г, 0) = 0; р (г, 0) = —gpz,
где z — координата по длине тупикового отвода; g— ускорение свободного падения.
Граничные условия
t Л W4 । р(«^2 —о>1) р2~р4 = ^2—4 Р - I '
wi = (w2—w3)(D/d)2-,
Ps = рп, где рп—давление в паровой полости.
Давление в паровой полости принято постоянным по объему, так как в момент резких изменений параметров объем паровой полости мал и динамическими процессами в данном объеме можно пренебречь. Поскольку составляющая скорости, связанная с фазовыми переходами, намного меньше скорости движения жид
Сетка разбивки трубопровода выбрана так, что выполняется условие Дх = аДт.
— ............. ...- Осевая координата X
НеустановивШиеся процессы в трубопроводах
61
кости, то для границы раздела фаз жидкость — пар можно записать;
dzs/dr = ws,
где zs — координата положения границы раздела; ws — скорость движения границы раздела.
Так как в тупиковом отводе воз-никают колебания давления, значительно превышающие начальное давление, а длина участка, заполненного газом, мала, то волновыми процессами в газовой полости можно пренебречь. В этом случае давление на границе раздела фаз можно считать функцией координаты границы. Эта функция может быть определена, если известен процесс, по которому происходит сжатие газа. В общем случае можно считать, что сжатие газа описывается уравнением политропы
p(z,T) = pftP^Mn, (2.5)
\ /0—2 (т) )
где п — показатель политропы; /0 — длина тупикового отвода; г0 — начальное заполнение тупикового отвода жидкостью; р0 — начальное давление газа в тупиковом отводе.
Если длина тупикового отвода много меньше длины основной магистрали, то волновыми процессами в столбе жидкости, находящейся в тупиковом отводе в период его заполнения, можно пренебречь. Таким образом, волновые уравнения движения для тупикового отвода могут быть заменены без значительной погрешности нестационарным уравнением Бернулли, которое для турбулентного потока вязкой жидкости запишется в следующем виде:
+ + (2.6)
Р 2 2 dr
Для решения системы уравнений (2.2) — (2.6), состоящей из волновых и обыкновенных дифференциальных уравнений, был использован метод характеристик [для уравнений
(2.2) и 2.3)] и метод конечных разностей (для обыкновенного дифференциального уравнения, описывающего процесс заполнения тупикового отвода под действием давления гидроудара в основной магистрали). Система численно интегрировалась на ЭВМ. В результате были получены закономерности взаимодействия волн давления и разрежения, распространяющихся по трубопроводу после закрытия клапана на основной магистрали. При расчете сетка разбивки трубопровода (рис. 2.18) была выбрана так, чтобы выполнялось условие Дх=аДт, где а—скорость звука. Конечно-разностные аппроксимации, используемые в расчетах, имеют вид:
для положительной характеристики
(рь—рг_!, 7-1) + pa (wtj—wi^1> j-i) +
+ = (2-7)
для отрицательной характеристики
(Ptj—pi_lt j+i) — patwij—Wi_lt 7+1) +
+ P wi-i, j+i I I = 0* (2-8)
По известным значениям скорости и давления в момент времени т значения их во внутренних точках системы определялись путем совместного решения уравнений (2.7) и (2.8), а в граничных точках и точке разветвления — путем совместного решения уравнений на характеристиках, подходящих к этим точкам, и выражений для граничных условий. Применительно к инженерным расчетам исходная система уравнений (2.2) — (2.6) может быть упрощена. Если допустить, что сопротивление трения отсутствует, клапан закрывается мгновенно, тупиковый отвод полностью заполнен паром, длина основной магистрали много больше длины тупикового отвода, а
62
Криогенные хранилища
давление в паровой полости остается постоянным, то можно получить предельные зависимости. На рис. 2.19 приведены расчетные кривые безразмерной скорости жидкости в конце тупикового отвода w2/a в зависимости от безразмерной скорости движения жидкости W[/a в основной магистрали при различных соотношениях площадей отвода и основной магистрали.
Зная отношение S2/Si и определив w2 по рис. 2.19, можно по формуле Жуковского Ap = paw2 найти давление гидроудара.
С целью проверки корректности предложенного механизма ударных волн в тупиковых отводах криогенных трубопроводов были проведены специальные исследования на модельном стенде. Конструкция стенда и методика проведения опытов давали возможность в широких пределах варьировать граничные условия. Трубопровод заменялся резервуаром значительного объема, на выходе которого устанавливался быстродействующий клапан, что позволило считать S2<CSi. Тупик мог предварительно вакуумироваться, заполняться парами жидкого криогенного продукта и неконденсирующимся
Рис. 2.19. Зависимость безразмерной скорости wi/a в конце тупикового трубопровода от безразмерной скорости в основной магистрали w\/a.
График служит для определения скорости жидкости в конце тупикового отвода.
газом, что соответствовало случаям изменения показателя политропы от л = 0 до я =1,4. Давление в резервуаре во время эксперимента поддерживалось постоянным. Из полученных данных видно, что реальный процесс заполнения* протекает с конденсацией пара в объеме; это должно способствовать ускорению заполнения тупика, однако в промышленных условиях многие допущения расчетной модели не выполняются: диаметры тупика и магистрали оказываются соизмеримыми, клапан за-крыв’ается не мгновенно и давление на входе в тупик не остается постоянным, имеет место сложное взаимодействие фронта жидкости с паром. Поэтому необходимо использовать модель (2.2) — (2.6).
Экспериментальные исследования неустановившихся процессов в трубопроводе полупромышленной системы с тупиковым отводом были проведены на жидком азоте. Криогенный стенд состоял из двух сосудов вместимостью 1,7 м3, соединенных между собой трубопроводом диаметром 50 мм и длиной 8 м, пневмоклапана и неизолированного тупикового отвода диаметром 16 мм и длиной 1 м. Температура жидкого
Рис. 2.20. Расчетные и экспериментальные значения давления гидроудара в тупиковом отводе в зависимости от давления в основной магистрали.
1, 2 — расчет соответственно при п = 0 и лг=1,4; 3— эксперимент при л=1,2.
НеустановивШиеся процессы в трубопроводах
63
азота изменялась в пределах от 69 до 79 К.
На рис. 2.21 приведены осцилло-граммы записи давления гидроудара перед клапаном, давления на входе в основной трубопровод и аналогичные кривые, полученные расчетом.
На рис. 2.22 представлены результаты сравнения расчетных данных по определению давления гидроудара в основной магистрали (кривая Л) и тупиковом отводе (кривая 5) с экспериментальными, полученными на жидком азоте при температуре 79 К.
Понижение температуры жидкого азота до 69 К приводило к увеличению давления до 20%. Это связано с тем, что реальные процессы заполнения тупикового отвода протекают с конденсацией пара в объеме, что приводит к увеличению скорости в конце заполнения отвода и увеличению гидравлического удара. Чем ниже температура жидкого криопродукта, тем интенсивнее конденсация пара в тупиковом отводе и тем выше гидроудар в нем. Таким образом, приведенные результаты исследований показали, что при проектировании криогенных хранилищ и в процессе их эксплуатации необходи
мы специальные устройства для снижения давления гидроудара в тупиковом отводе. Кардинальным решением задачи повышения надежности криогенных хранилищ является внедрение мероприятий по ликвидации- паровых полостей в тупиковых отводах.
2.4.2. Процессы при открытии криогенного клапана. Перед закрытым клапаном из-за притоков теплоты через изоляцию и тепловые мосты в трубопроводе образуется полость, заполненная паром криогенной жидкости. При открытии клапана давление в паровой полости быстро падает, поток жидкого криопродукта начинает разгоняться и заполнять паровую полость. Объемная пропускная способность не полностью открытого клапана по пару и жидкости существенно различна (пропорциональна отношению плотностей жидкости и пара), и поэтому при подходе фронта жидкости к клапану течение резко тормозится — возникает гидроудар.
При разработке математической модели явления весь процесс можно разделить на две стадии — заполнение паровой полости и торможение потока. Эти стадии характеризуются
Рис. 2.22. Зависимость давлений перед клапаном (Д) и в тупиковом отводе (Б) от скорости потока жидкости в криогенном трубопроводе сложной конфигурации. О — эксперимент; ---------— расчет.
Рис. 2.21. Осциллограмма эксперимента ( •------- ) и расчетные (--------) кри-
вые при закрытии клапана.
/ — давление перед клапаном Р = /(т); 2 — давление на входе в магистраль р — = 3 — ход клапана
64
Криогенные хранилища
различной скоростью изменения параметров, что позволяет существенно упростить расчетную модель.
В основу расчетной модели процесса можно положить уравнения для однофазного потока жидкости без учета тепломассообмена. Это полностью не будет соответствовать реальной картине течения жидкого криопродукта. Однако при экспериментальной проверке результатов расчета можно проверить это допущение и выявить реальный механизм процесса. Это достигается путем сопоставления параметров потока при проведении экспериментов вначале на воде, что полностью исключает теплообмен, а затем на жидком криопродукте.
Расчетная модель процесса открытия криогенного клапана основывается на динамическом уравнении неустановившегося движения, уравнении истечения, уравнении состояния парового объема для стадии заполнения паровой полости, волновых уравнениях для стадии торможения:
ат \
, pw2
Л 2 =Р^~Р’
&кл
(2.9)
(2.Ю)
(2.И)
-Га(а + 2^1кл)]. (2-12)
где w — скорость потока; Sg — сумма коэффициентов местных сопротивлений на участке трубопровода,
заполненного жидкостью; ZTp — коэффициент трения; рВх — давление на входе в трубопровод; т — время; D — диаметр трубопровода; ф— коэффициент истечения; р0, Ро — плотность и давление в начальный период времени; k — показатель адиабаты; £кл — сопротивление клапана; а — скорость распространения волны давления; индекс относится к моменту подхода жидкости к клапану.
В данной модели конечные параметры стадии разгона являются начальными параметрами стадии торможения. Уравнения замыкаются соответствующими начальными и граничными условиями. При составлении системы, кроме допущения о пренебрежении тепломассообменом, принят ряд других допущений, а именно: фронт жидкости плоский, на фронте нет скачка давлений, параметры паровой полости зависят только от времени, истечение определяется по стационарным зависимостям, гидроудар прямой.
Решение поставленной задачи осуществляется численно методом Коши—Эйлера на ЭВМ. Программа расчета позволяет получить давление гидроудара у клапана и определить распространение ударной волны по системе. Для решения этой задачи используется метод характеристик с постоянным шагом, равным длине пробега акустической волны за выбранный отрезок времени.
Экспериментальная проверка корректности приведенной расчетной модели проводилась на специально спроектированных стендах [2.15]. Опытные установки для исследований на воде и на жидком криопродукте состояли из напорного сосуда вместимостью 0,1 м3, рабочего трубопровода диаметром 50 мм и длиной 4 м, клапана, набора концевых сопротивлений, системы наддува, измерительных приборов. Методика проведения экспериментов заключалась в следующем: при закрытом
Неу становившиеся процессы в трубопроводах
65
клапане в сосуде поднималось давление путем испарения жидкого криопродукта. В экспериментах на воде создавался газовый пузырь определенных размеров. При открытии клапана поток жидкости начинал заполнять рабочий участок трубопровода, разгонялся и при встрече с концевым сопротивлением тормозился, что вызывало гидроудар. В экспериментах варьировалось давление наддува, диаметр концевой диафрагмы, начальный * размер пузыря, температура стенки и недо-грев жидкого криопродукта.
Сравнение основных параметров стадии разгона, полученных расчетным путем и в экспериментах на жидком криопродукте и на воде, показывает следующее. Для воды принятые допущения оказались вполне корректными: двумерные и нестаци-
Рис. 2.23. Осциллограммы давлений в трубопроводе, полученные в экспериментах на криогенной жидкости при открытии клапана.
онарные эффекты практически не сказались на закономерностях течения. Для жидкого криопродукта также было получено удовлетворительное совпадение между расчетными и экспериментальными значениями параметров на стадии разгона, расхождение в скоростях потока в конце заполнения составляло не более 10%. Это позволяет утверждать, что теплообмен слабо влияет на гидродинамические характеристики течения. Из-за инерционности процессов парообразования и конденсации, очевидно, успевает образоваться лишь тонкая паровая пленка на стенке канала. Наличие этой пленки несколько уменьшает потери на трение, что приводит к увеличению скорости заполнения и объясняет расхождение в скоростях, измеренных на воде и на жидких криопродуктах.
Л 4, 6 — температура потока; 2, 7, 9 — температура стенки трубопровода; 3, 5, 8— давление; 10 — скорость потока; 11 — положение тарелки клапана.
66
Криогенные хранилище
В остальном стадия заполнения жидким криопродуктом короткого трубопровода вполне удовлетворительно описывается одномерными уравнениями однофазного течения.
Для стадии торможения потока давление гидроудара определяется как скоростью подхода жидкости к концевому сопротивлению (диафрагме или клапану), так и характером торможения. В свою очередь торможение зависит от таких факторов, как форма потока жидкости и сжимаемость потока. Экспериментальные осциллограммы гидроударов на жидких криопродуктах, полученные в широком диапазоне начальных давлений и температур стенки канала и жидкости, позволили выявить интересные закономерности. Вид экспериментальных осциллограмм (рис. 2.23) на жидких криопродуктах имеет существенные отличия от данных, полученных на воде. Для опытов на жидких криопродуктах характерно появление острых пиков, а также высокочастотных пульсаций кавитационного характера.
Наибольшее совпадение наблюдалось при температурах стенки, близких к температуре окружающей среды. В дальнейшем по мере охлаждения трубопровода гидроудары существенно уменьшались. Качественный результат сохранялся при всех начальных температурах жидкости. По отношению к давлению наддува минимальное переохлаждение составляло 8—10, а максимальное 40 К — для кислорода и 20 К — для азота.
Оценка скорости распространения ударной волны по времени регистрации импульса давления в двух сечениях, одно из которых было расположено у клапана, а другое на расстоянии 2,5 м от него, показала резкое уменьшение скорости волны в более холодном трубопроводе. Обнаруженный эффект уменьшения
скорости ударной волны, очевидно, связан с появлением в потоке однофазной жидкости пузырьков пара вследствие увеличения эффективности теплообмена между стенкой и жидкостью и переходом от пленочного к пузырьковому режиму кипения по мере охлаждения стенок трубопровода. Важную роль играет существенная нестационарность процесса, которая способствует появлению и сохранению на смоченных жидкостью стенках «пятен» пузырькового кипения. В проведенных опытах пузырьковый режим кипения проявлялся при более высоких тем-1 пературных напорах, чем это известно из литературы. Однофазная рас? четная модель позволяет определять верхний предел возможного ударного давления при наиболее неблагоприятных условиях в магистралях: (полностью утепленный трубопро? вод). Эта расчетная модель была использована для анализа влияния вариации начальных параметров (давления наддува, размеров паровой полости, времени полного открытия клапана) на гидроудар. Расчеты показали, что такие факторы, как длина паровой полости и времени открытия клапана, немонотонно изменяют значения гидроударов, т. е существуют такие значения, при которых ударная нагрузка максимальна. Эксперименты подтвердили результаты анализа. Обнаруженный эффект может быть использован как один из методов борьбы с гидроударами в криогенной системе.
Пользуясь рассмотренной выше методикой расчета, можно определить критический размер паровой полости и выбрать соответствующий закон срабатывания клапана для каждой конкретной системы. На основе исследований, проведенных на жидком азоте и водороде, создана методика защиты криогенных сис-стем от гидроударов путем выбора оптимального режима работы.
Захолаживание криогенного оборудования
67
2.5. ЗАХОЛАЖИВАНИЕ КРИОГЕННОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Стенки криогенного оборудования до приема жидких криопродуктов имеют температуру, практически равную температуре окружающей среды, превышающую не только температуру предельного перегрева жидких криопродуктов, но и их критическую температуру. Естественно, что при этих условиях криогенные продукты не могут существовать в жидком виде, поэтому на начальном этапе захолаживания криогенного оборудования устанавливается пленочный режим кипения (рис. 2.24, б). Только при значительном понижении температуры стенки трубопровода или сосуда возможны ее контакт с жидким криопродуктом и смена пленочного режима кипения пузырьковым, который при дальнейшем приближении температуры стенки к температуре жидкости заменяется режимом конвективного теплообмена. Температуру поверхности, при которой возможен кризис пленочного режима кипения и переход к пузырьковому режиму, обычно связывают с температурой
Рис. 2.24. Экспериментальные кривые кипения жидкого азота (а) и изменение температуры стенки при охлаждении резервуара (б) (Тв=77 К, р=0,1 МПа, 6СТ = = 9 мм).
предельного перегрева Тп.п, являющегося верхней температурной границей существования состояния криопродукта в жидком виде. В области давлений значительно ниже критических, как это имеет место при захолаживании, температура предельного перегрева Тп.п Для кислорода равна 131 К, для азота 107 К и для водорода 28 К. Реальная гидродинамическая обстановка в охлаждаемом объекте влияет на нижнюю температурную границу пленочного кипения и может несколько сместить ее в сторону еще более низких температур.
Таким образом, пленочный режим кипения при охлаждении криогенного оборудования существует в диапазоне температур от температуры окружающей среды до температуры перегрева Тп.п.
На рис. 2.24 приведены экспериментальные зависимости плотности теплового потока от температурного напора и температуры стенки от времени при охлаждении ее жидким азотом.
При переходе от пленочного режима к пузырьковому на кривой изменения температуры стенки ви
1 — пузырьковое кипение; 2 — пленочное кипение; температурный напор ДТ определялся как разница между Tw и Т8.
68
Криогенные хранилища
ден излом (рис. 2.24, участки 1 и 2). При резких изменениях температуры стенок криогенного оборудования возникают термические напряжения, которые могут разрушить конструкцию. Поэтому охлаждение криогенного оборудования в процессе его эксплуатации является очень ответственным этапом работы и должно производиться с соблюдением определенных требований.
Расчет процесса охлаждения криогенного оборудования сопряжен с целым рядом трудностей. В общей постановке эта задача относится к классу сопряженных задач тепломассообмена [2.11]. Ее решение требует знания замыкающих зависимостей по гидродинамике и теплообмену в условиях вариации многих параметров (рода жидкости, конструктивных особенностей и геометрии криогенного оборудования, конкретных режимов теплообмена и т. п.). При этом во всех случаях для проведения такого расчета необходимо знать зависимость теплового потока от температуры стенки Tw.
Рассмотрим случай охлаждения криогенных трубопроводов. Основными уравнениями, описывающими процесс охлаждения трубопроводов в одномерной постановке задачи, являются уравнения движения, неразрывности и энергии, которые записываются отдельно для каждого характерного его участка: участка с однофазным течением жидкости, участка с движением парожидкостной смеси и участка с однофазным потоком пара. На участке трубопровода с однофазным движением жидкости или пара уравнения одинаковы и имеют вид:
др' д д(р'*И_0. дх дх
(2.13)
„р,____?Р ^-трР' (а,,)г.__р>
дх 2D Н дх
, , dw'
— р W —- ; дх
(2.14)
di . , di 4a(Tw — T')
-----j-W -— = —----------L
dx dx p' D
Рис. 2.25. Установка для исследования захолаживания «длинных» криогенных трубопроводов.
/ — вакуумный насос; 2— дренаж; 3— сосуд Дьюара; 4 — уровнемер; 5 — заправка криогенной жидкостью; 6 — экспериментальный трубопровод; 7 — датчик расхода; 8, 9 — соответственно датчики давления и температуры.
Рис. 2.26. Изменение давления и скорости потока при захолаживании трубопровода^ жидким азотом при давлении подачи ро=8-1О5 Па; L/D=1800 (на выходе тру-, бопровода установлена шайба d=10 мм)Ji (Из рисунка видно, что амплитуда колебаний давления в несколько раз превышает: давление на входе в трубопровод, что вызывает обратный поток жидкости.)
Захолаживание криогенного оборудования
69
для участков с двухфазным потоком
-7ЧР'—(р'— Р") Ф14-дх
[р'(1-ф)^'+р"ф^"1=0; (2.16)
g[p'—(p' —р") ф]
4xw D
г \ f dw' । f <№ \ 1
= р'(1—ф) ——-(-W —— + \ дх дх /
. // / дю" , „ дю" \ .
iP Ф —— 4 г® -——4-
\ дх дх J
+ (w"-w') [JL (р" ф) +± (р« ф^»)];
[ дт дх J
(2-17)
4- (1 — Ф) — (V — 14-
D v дх ( дх ) , д а „ дТ" д т , ,
+<f^x ‘
4 Р'('ф)+ Д'——г— \ дх дх ] дх
4--^-1р'г'(1 — ф)г®'4-
дх
+ p"f"<p^"J, (2.18)
где Т — температура; р— плотность;
— скорость; р — давление; т — время; Хтр — коэффициент трения; g — ускорение свободного падения; D — диаметр трубопровода; а—коэффициент теплопередачи; ф — истинное объемное паросодержание; gw — удельный поток теплоты; i — энтальпия; х—координата поверхности раздела жидкость—пар; xw— касательное напряжение у стенки; одним штрихом обозначены параметры, относящиеся к жидкости, двумя — к пару; индекс «м» означает, что величина относится к стенке.
Аналитическое решение системы Уравнений (2.13) — (2.18) в большинстве случаев наталкивается на ряд непреодолимых трудностей из-за незнания замыкающих зависимостей
для законов движения и теплопередачи на каждом из участков охлаждения. Поэтому существующие методики расчета процессов охлаждения криогенного оборудования базируются на эксперименте. Экспериментальные исследования выявили большое влияние конструктивных особенностей трубопровода и его относительной длины, показали, что в зависимости от относительной длины трубопровода требуется различное время для полного охлаждения магистрали. В трубопроводах длиной не более 200 калибров жидкий криопродукт как бы проскакивает через трубопровод, а паровая фаза в виде тонкого кольца существует только в пристенной области. В процессе охлаждения таких трубопроводов реализуются все виды теплообмена в пленочном, переходном и пузырьковом режимах кипения. На концевых участках «длинных» трубопроводов охлаждение их осуществляется паром жидкости, обра* зовавшимся на его первом участке. Для определения времени охлаждения таких магистралей предложены экспериментальные зависимости.
При этом система расчетных уравнений основывается на раздельном рассмотрении жидкой и паровой фаз в предположении квазистационарности протекания процесса;
= 91Аг; .. (2.19)
dx Mw сио Ы0
G»==G' + ^-(p'-p")-^; (2-20)
4 dx
Q' — 1 /“ (РВХ^Р) ; (2.21)
4 у * Хтр X
G" => I f <p2~pBbix)p > ,2 22)
4 |/ Хтр RTW (1-х)
где G — расход; Д/ — разность энтальпий жидкости и пара; /, Afw, cw — длина, масса и теплоемкость трубопровода соответственно; R — универсальная газовая постоянная;
70
Криогенные хранилища
остальные обозначения соответствуют принятым в уравнениях (2.13) — (2.18).
В «средних» магистралях появление жидкости на выходе происходит после неполного охлаждения стенок: параметры потока во времени изменяются очень существенно и количественное описание базируется пока только на эмпирических зависимостях.
Охлаждение «длинных» трубопроводов сопровождается колебаниями расхода жидкости и давления, которые вызваны несоответствием мгновенных расходов жидкого криопродукта на входе и газа на выходе. Особенно в этом отношении выделяется первый период, характеризуемый быстрым продвижением жидкого криопродукта по теплому трубопроводу с последующим его интенсивным выпариванием. Количественная оценка повышения давления в магистралях при их охлаждении основана на решении системы дифференциальных уравнений не-установившегося движения жидкости и газа с привлечением эмпирических зависимостей по интенсивности парообразования. В этом случае
система основных уравнений для описания процесса колебаний давления и расхода при подаче жидкого криопродукта в теплую магистраль имеет вид:
для жидкости
р dw' I др J.. ztp Pz l^z I q.
dx dx ' 2D
(2.23)
= (224)
dx
для пара
w"—w'=
D —
(2.25)
(Ax)1
D (/" — *')]
2k . l—x __ _1_
Й+1 AtP D ~ I2
1 2 лвых
X2
—In-^-
X2
где k — показатель адиабаты; %=» = W /&кр, ^вых ^вых/бХкр’, #кр — КрИ”
Рис. 2.27. Температура стенок трубопровода при охлаждении жидким азотом (£/£)тр=2800, Рвх=0,4 МПа).
Зависимости изменения температуры саечки в различные моменты времени, по-
лученные экспериментально при охлаждении жидким азотом криогенного трубопровода. Исследования проводились на трубопроводе, в котором L/DTp=2800, а давда ние жидкости на входе Рвх = 0,4 МПа.
Охлаждение жидких криопродуктов
7Г
тическая скорость звука в паре, аУвых — скорость в конце трубопровода; остальные обозначения и индексы соответствуют принятым в формулах (2.13)—(2.22).
Замыкающие зависимости для системы уравнений (2.23) — (2.27) определялись экспериментально [25].
Принципиальная схема установки для изучения процесса охлаждения «длинных» трубопроводов изображена на рис. 2.25. Установка включает в себя резервуар, систему наддува, систему охлаждения криопродукта и экспериментальный криогенный трубопровод, оснащенный датчиками температуры в потоке и на стенке и датчиками давления. Типичные кривые изменения давления и скорости потока на начальном этапе охлаждения «длинного» трубопровода приведены на рис. 2.26. Колебания давления возрастают с увеличением давления на входе в магистраль и понижением температуры жидкости. Кривые изменения температуры стенки по длине трубопровода в разные моменты времени показаны на рис. 2.27. Как видно, различная интенсивность теплообмена по длине, обусловленная изменяющимися режимами теплоотдачи, обусловливает очень сложный характер изменения температур в различных точках трубопроводов.
Проведенные эксперименты показали, что для уменьшения температурных напряжений на начальной стадии охлаждения «длинных» криогенных трубопроводов подачу жидкого криопродукта следует производить с малым расходом, а для уменьшения времени захолаживания необходимо повышать давление на входе и устраивать промежуточные газосбросы.
Это необходимо учитывать при эксплуатации сложных разветвленных криогенных систем хранения и заправки жидких криопродуктов.
2.6. ОХЛАЖДЕНИЕ
ЖИДКИХ КРИОПРОДУКТОВ
Получение и использование жидких криопродуктов в недогретом состоянии требует затрат энергии на их охлаждение ниже температуры на-сыщения. В промышленных условиях охлаждение и термостатирование жидких криопродуктов осуществляются либо с помощью внешних источников холода (рефрижераторных установок, хладагентов), либо охлаждением за счет теплоты парообразования путем вакуумирования парового пространства или барботирования малорастворимым охлажденным газом (обычно гелием). Каждый из указанных способов имеет как достоинства, так и недостатки, поэтому выбор того или иного способа охлаждения производится в каждом конкретном случае с уче-том условий эксплуатации, требуемой холодопроизводительности, свойств жидких криопродуктов и т. п.
2.6.1. Охлаждение от внешних источников холода. В этом случае в качестве хладагента в теплообменниках обычно используется гелий, охлажденный до требуемого температурного уровня. В отечественной практике известно применение этого способа для охлаждения жидкого водорода. При этом была использована криогенная гелиевая установка, работающая по замкнутому циркуляционному циклу. Холодопроизводительность этой установки составляет около 5 тыс. Вт, она обеспечивает охлаждение 60 тыс. л жидкого водорода до тройной точки со средней скоростью 0,2 К/ч. Одновременно с процессом охлаждения наблюдается образование твердой фазы продукта на поверхности змеевика. Однако этот способ охлаждения не позволяет получить шугообраз-ный продукт, так как рея твердая, фаза «наморажйЭДЯ£Я* Д?. порррх-
72
Криогенные хранилища
ности змеевика. К недостаткам этого способа относится сложность конструкции резервуара с охлаждаемым криопродуктом из-за наличия в нем теплообменника. Вместе с тем необходимо отметить, что этот способ энергетически более выгоден по сравнению с другими известными способами охлаждения жидких криопродуктов.
2.6.2. Олаждение барботированием газообразным гелием. Охлаждение жидкого криопродукта в этом случае происходит за счет его частичного испарения в газообразный гелий. Преимущества этого способа заключаются в его высокой надежности, так как не требуется машинное оборудование во время охлаждения, а также в возможности поддержания в резервуаре давления, избыточного по отношению к атмосферному, благодаря чему исключается попадание воздуха в криогенный продукт [2.2]. Однако для охлаждения этим способом требуется большое количество достаточно дорогого и дефицитного гелия, поэтому барботирование имеет ограниченное применение и используется лишь тогда, когда другие способы охлаждения неприменимы, например для быстрого захолаживания жидкого водорода непосредственно в топливных баках ракет-носителей.
Рассмотрим уравнение теплового баланса этого способа охлаждения криопродуктов применительно к жидкому водороду. Растворимостью гелия в жидком водороде при низких давлениях можно пренебречь, и уравнение теплового баланса процесса охлаждения можно записать следующим образом:
(Мо—Ми) с' (То - тк) = Ми 7—
~~ МбМ—<70Крт, (2.28)
где Мо — масса Жидкого водорода в резервуаре перед началом охлаждения; Ми^ масса испарившегося
водорода; с' — средняя удельная теплоемкость жидкого водорода в интервале температур То—Тк; То, Тк — начальная и конечная температура; г — средняя теплота испарения водорода; Мб — масса барботируемого гелия; Л1 = с"р(Т0—Тк)—избыточная по отношению к температуре жидкости энтальпия поступающего на барботаж гелия; б/окр — теп-лоприток из окружающей среды; т — время охлаждения.
Для того чтобы массообмен между жидкостью и газом полностью завершился, высота слоя жидкого водорода над барботером должна быть не ниже 600 мм.
В этом случае парциальное давление водорода в выходящей газовой смеси гелия и водорода равно давлению насыщенных паров, а количество испарившегося водорода
р
МИ = М кн2
Ps
Pp—Vs
(2.29)
где /?н2, #не — газовые постоянные водорода и гелия; рр— давление водорода в резервуаре; ps — парциальное давление водорода.
Из (2.29) следует, что холодопроизводительность процесса, а следовательно, и время охлаждения зависят от расхода гелия и давления в резервуаре рр.
При меньшей высоте столба жидкости над барботером парциальное давление пара жидкости в пузыре становится меньше давления насыщенных паров при температуре жидкости. С понижением температуры для одной высоты столба жидкости неравновесность увеличивается. Механизм возникновения неравновес-ности жидкой и паровой фаз в процессе охлаждения барботажем ана-логичён неравновесности при ваку*: умировании и связан с особенностями тепломассопёреноса на границе раздела фаз. Термодинамическое
Охлаждение жидких криопродуктов
73
равновесие между паром и жидкостью имеет место только на границе раздела фаз.
2.6.3. Охлаждение барботированием в замкнутом цикле. Этот способ, сохраняя все преимущества барботирования в разомкнутом цикле, требует небольшого количества дорогого и дефицитного гелия и может быть использован для получения шугообразного водорода. Его недостаток состоит в необходимости использования сложного машинного оборудования. В замкнутом барботажном цикле охлаждение производится с помощью холодильного цикла рабочим газом, который является смесью паров водорода и неконден-сирующегося газа — гелия. Холодопроизводительность обеспечивается эффектом дросселирования смеси. На рис. 2.28 представлена схема замкнутого цикла для охлаждения водорода.
2.6.4. Охлаждение вакуумированием парового объема над зеркалом жидкости. Этот способ нашел наибольшее применение в криогенных системах. Он не требует сложного оборудования, больших капитальных и эксплуатационных затрат. Охлаждение жидких криопродуктов может быть достигнуто как в основном криогенном резервуаре, так и в промежуточном резервуаре с теплообменником, установленном на криогенной магистрали.
Охлаждение жидких криопродуктов при вакуумировании парового пространства над зеркалом жидкости обусловлено ее испарением. Поэтому процесс охлаждения описывается простыми балансными соотношениями.
Если принять, что жидкий криопродукт находится в термодинамическом равновесии с отводимыми парами, то получим:
dm __ QHp
dx
(2.30)
RT ’
Рис. 2.28. Схема охлаждения барботирова--нием в замкнутом цикле.
Из баллона 1 через редуктор 2 гелий поступает в компрессор 3. После сжатия в компрессоре гелий с парами жидкости поступает в теплообменник 4, где охлаждается обратным потоком, затем в ванну кипящего азота 5, теплообменник б, ванну кипящего водорода 7 и концевой теплообменник б, через дроссель 9 и барботирующее устройство направляется в резервуар с охлаждаемым жидким водородом 10. Гелий после барботажа вместе с парами водорода проходит через теплообменники 8, 6 и 4, где эта смесь нагревается и поступает в компрессор.
Способ охлаждения жидкого водорода барботированием гелием в замкнутом цикле целесообразно применять в тех случаях, когда необходимо длительное термостати-рование, а резервуары с криопродуктом не допускают охлаждения путем вакуумирования.
Этот способ охлаждения, несмотря на ряд недостатков, нашел практическое применение, например при хранении и тер-мостатировании баков с криогенными продуктами на борту ракетоносителей, в которых ЖРД используют криогенные компоненты.
74 Криогенные хранилища
dT .
dx тс mcRT
dh ___ 1 / dm dp \ dh dx p \ dx dx ) dv
(2.31)
(2.32)
где Он — объемная производительность вакуумного насоса; р, Т—давление и температура паров жидкости; т, v, h, р, г, с — соответственно масса, объем, уровень, плотность, теплота испарения и теплоемкость жидкости; т — время; R — универсальная газовая постоянная.
Уравнение (2.30) определяет количество испарившейся жидкости, (2.31) —тепловой баланс системы, (2.32) — положение уровня жидкости в процессе испарения.
Опыт эксплуатации промышленных систем для охлаждения и термо-статирования больших количеств жидких криопродуктов показывает, что одной из главных задач является снижение удельных энергозатрат на охлаждение и упрощение условий эксплуатации таких систем. С увеличением объема хранилищ эти проблемы становятся еще более актуальными.
Анализ результатов испытаний крупных систем хранения криогенных продуктов показывает, что измеренная холодопроизводительность значительно отличается от рассчитанной по уравнениям теплового и материального баланса [2.3]. Это связано с возникновением дополнительных потерь вследствие разности температуры паровой фазы и среднемассовой температуры жидкости (неравномерность испарения), гидросопротивления и подогрева паров в магистрали откачки, теплопритока к жидкости, капельного уноса и натекания газа из окружающей среды. Анализ абсолютных значений потерь показал, что существенными являются только потери вследствие неравновесности испарения и гид-равлического сопротивления в маги-, сйллях откачкк паров жидкости,
причем потери на неравновесность испарения, связанные с уменьшением плотности откачиваемых паров, по сравнению с плотностью паров, соответствующей средней температуре жидкости, составляют от 15 до 60%.
Таким образом, действительная холодопроизводительность Qa системы может быть представлена в виде Фд — Отеор AQHep AQr.n, (2.33) где QTeop — теоретическая холодопроизводительность без учета потерь; Д(?нер — потери на неравновесность испарения; AQr;n — потери на гидравлическое сопротивление паров в магистрали откачки.
Уменьшение действительной холодопроизводительности систем охлаждения объясняется следующим. Охлаждение жидкого криопродукта происходит за счет его испарения с поверхности зеркала и удаления паров с помощью принудительной откачки. В соответствии с кинетической теорией газов перенос массы в этом случае может иметь место лишь тогда, когда температура по-
Рис. 2.29. Изменение температуры в процессе охлаждения жидкого кислорода вакуумированием.
(Эксперименты проводились на спе-. циально созданной крупномасштабной криогенной установке.)
Охлаждение жидких криопродуктов
75
верхности раздела отличается от температуры насыщения, соответствующей давлению пара у поверхности. Однако разница между температурой поверхности раздела и температурой насыщения настолько мала, что в расчетах интенсивности теплообмена ею можно пренебречь. Передача теплоты из нижележащих слоев к поверхности происходит в этих условиях за счет свободной конвекции. Возникающий перепад температур между всей массой жидкости и температурой поверхности, равной, как было указано, температуре насыщения при давлении в паровой подушке резервуара, достигает больших значений и увеличивается по мере испарения жидкости. Наличие градиентов температур между паровой фазой и температурой в объеме жидкости определяет неравновес-ность процесса испарения, т. е. потери ХОЛОДОПрОИЗВОДИТеЛЬНОСТИ Лфнер из-за меньшей плотности откачиваемых паров по сравнению с плотностью паров, соответствующей равновесной среднемассовой температуре жидкости. Что касается потерь от
гидравлического сопротивления Qr.ii в- магистрали, то они связаны • с.; уменьшением количества откачивае*' мых паров.
Экспериментальные исследования процессов вакуумной откачки позволили установить, что процесс : охлаждения может происходить в двух основных режимах: поверхностного испарения и кипения-(рис. 2.29). Кипение возникает на 1 поверхностях, смоченных жидкостью. Необходимый перегрев жидкости в объеме для ее закипания бли--зок к перегреву пограничного слоя при подводе теплоты через стенку. После закипания необходимый перегрев уменьшается, что объясняется возникновением центров кипения в объеме жидкости за счет ее перегрева и интенсивной турбулизаций.
Было установлено, что испарение жидкого криопродукта при вакуумировании жидких азота и кислорода протекает в режиме кипения с температурным напором 1,5—1,7 К. Из-за наличия этого температурного градиента между ядром и поверхностью жидкости холодопроизводи
Рис. 2.30. Зависимость температурного напора (перегрева жидкости) Тм—Т, при вакуумировании в режиме поверхностного испарения от холодопроизводительности, отнесенной к единице поверхности раздела фаз.
Рис. 2.31. Экспериментальное и расчетное время охлаждения жидкого кислорода в промышленной системе (режим кипения). 1 — эксперимент на промышленной системе;
2— расчет с учетом потерь; 3 — расчет без учета потерь.
76
Криогенные хранилища
тельность агрегатов откачки уменьшается на 10—15%- При вакуумировании жидкого водорода охлаждение протекает в режиме кипения и практически равновесно.
Режим кипения, являясь более выгодным с точки зрения потерь на неравновесность, для жидких кислорода и азота неустойчив и при понижении температуры жидкости переходит в режим поверхностного испарения. Это объясняется затрудненностью закипания жидкости при понижении ее температуры, а также плохой смачиваемостью кислорода и азота (угол контакта с металлом равен нулю). В результате резко увеличиваются температурный напор (до 6—7 К), время охлаждения и энергетические потери (примерно в 2 раза) (рис. 2.29 и 2.30).
Была разработана методика расчета процесса охлаждения жидких криопродуктов путем вакуумирования парового пространства, учитывающая потери холодопроизводительности. Результаты сравнения времени охлаждения жидкого кислорода в режиме кипения, рассчитанного по разработанной методике, с временем, полученным экспериментально, показаны на рис. 2.31.
Существуют эффективные способы, позволяющие уменьшить потери холодопроизводительности на порядок (с 50 до 5%). К ним относятся барботирование верхнего слоя жидкости откачиваемыми парами и создание на поверхности испарения волнообразного движения.
2.7. ПРОЦЕССЫ ПРИ ДЛИТЕЛЬНОМ ХРАНЕНИИ КРИОПРОДУКТОВ
При хранении криопродуктов происходит постоянное испарение части жидкого криопродукта вследствие притока теплоты из окружающей среды. При хранении с открытым газосбросом пары уходят из резер
вуара. Уменьшение потерь продукта при хранении с открытым газосбросом в основном связано с улучшением качества изоляции. Для современных крупных криогенных резервуаров вместимостью 100 м3 и более эти потери составляют менее 0,03% в час, но в ряде случаев дренаж паров из резервуара даже в таких количествах нежелателен. Обратная конденсация паров криопродукта с помощью ожижительных установок может быть применена лишь в тех случаях, когда энергетические затраты и усложнение не играют заметной роли.
Перспективным способом является бездренажное хранение, при котором исключаются потери продукта из резервуара в процессе хранения и транспортирования криогенных продуктов. Однако жидкий криопродукт при этом нагревается, что приводит к росту давления в резервуаре. Естественно, что при достижении в резервуаре рабочего давления необходим сброс давления. Но для крупных резервуаров объемом 225 и 1400 м3 отношение теплоемкости хранимой жидкости к притоку теплоты является настолько большим, , что позволяет обеспечить бездре- г важное хранение в течение длитель- ; ного времени. J
Наличие расслоения тем перату- j ры в жидкости, которое обусловливает повышение температуры в по-верхностом слое жидкости по сравнению с основной ее массой, вызывает более резкое нарастание давления в резервуаре и снижает время бездренажного хранения [2.8].
В резервуаре с жидким криопродуктом реализуется свободно-конвективное движение, зависящее от времени, геометрических размеров резервуара, распределения притока теплоты по его поверхности, теплофизических свойств жидкого криопродукта и его паров, а также мате-, риалов и степени заполнения резер
Процессы при длительном хранении криопродуктов
77
вуара, начального распределения температуры жидкости в нем. Анализ влияния этих параметров методами теории подобия позволил получить критерии подобия, определяющие процессы тепло- и массообмена в резервуаре в процессе длительного хранения. Оказывается, что помимо общеизвестных чисел Релея и Фурье, определяющих процесс свободной конвекции в замкнутом объеме, заполненном однофазной жидкостью с постоянными теплофизическими свойствами, в данном случае появляется еще целый ряд чисел подобия, от которого зависит температурное расслоение [2.7]. Наиболее важными являются: степень заполнения резервуара, отношение уровня заполнения к линейному размеру, отношение теплоемкости внутренней оболочки резервуара к теплоемкости жидкого криопродукта, отношение коэффициентов теплопроводности оболочки резервуара и жидкости.
В связи с наличием значительного количества параметров, влияющих на процесс, теоретическое рассмотрение реального процесса представляет .значительные трудности. Поэтому для решения задачи приходится вводить целый ряд упрощений. Например, если пренебречь тепловыми процессами в паровой фазе и фазовыми переходами на границе раздела жидкость—пар, то система Уравнений движения для жидкости в векторной форме запишется:
+ (щ grad) w —
= -_р(Т_Го)^_
1 _
—— gradp-f-vAay;
(2.34)
ХАТ;
div w == О,
где w — вектор скорости; 0 — коэффициент объемного расширения; g — вектор ускорения свободного падения; р — плотность жидкости; v — кинематическая вязкость; X — коэффициент теплопроводности; А— оператор Лапласа.
Однако система (2.34) нелинейна и ее аналитическое решение в общем виде получить не удается. Поэтому она решалась численным методом на ЭВМ. В результате были получены поля скоростей и температур, но лишь для ламинарного течения жидкости (Ra<109) [2.12]. Такой подход позволил понять физику процессов, протекающих в жидкости, однако его практическое значение невелико в связи с недостаточной корректностью допущений. В промышленных резервуарах обычно реализуется турбулентное течение жидкого криопродукта (Ra^»109). Для турбулентного течения жидкости теоретическое решение даже упрощенной задачи пока не представляется возможным.
Температурное расслоение жидкости вызывается происходящим в результате естественной конвекции движением нагретой жидкости вверх вдоль боковых стенок резервуара и вдоль поверхности раздела жидкость—пар. На поверхности раздела жидкость течет по направлению к центру резервуара, смешиваясь с ненагретой жидкостью. В результате конвективного перемешивания в верху резервуара образуется слой жидкости, в котором имеется значительной градиент температуры в вертикальном направлении. В низу резервуара за счет конвективных потоков от дна существует область, в которой жидкость однородна по температуре. Происходящие процессы конвективного смешения являются очень сложными и до конца не выяснены. Визуальные наблюдения и результаты расчета ламинарного режима позволяют доста
78
Криогенные хранилища
точно обоснованно предположить, что течение жидкости вдоль стенок при больших числах Ra может рассматриваться как течение жидкости в пограничном слое.
При этом предположении решение задачи сводится к решению уравнений пограничного слоя, уравнения энергии для основной массы жидкости и уравнения теплопроводности для стенок резервуара. Уравнения пограничного слоя
б б
О X J J
о о
; (2.35)
\ dy )w
б
±[(T-TM=-k (2.36)
*7Х J Ср
О
где 6 — толщина пограничного слоя; х — координата по вертикальной оси потока; у — координата по оси, перпендикулярной к стенке; с — теплоемкость; индекс «Ь> относится к жидкости, находящейся вне пограничного слоя.
Профили температур и скоростей в турбулентном свободно-конвектив-
Рис. 2.32. Время хранения жидкого азота при разных степенях заполнения резервуаров (вместимость резервуара У=2,6 м3). рк=0,6 МПа: / — расчет в предложении термодинамического равновесия; 2 — эксперимент; Рк = 0,5 МПа; 3 — расчет; 4 — эксперимент; Кз — степень заполнения резервуара.
Рис. 2.33. Профили температуры в резервуаре с жидким азотом при бездренажном хранении (вместимость резервуара V— = 2,6 м3; ? = 27 Вт; Г — относительный объем резервуара).
Рис. 2.34. Градиент температур в жидком азоте при бездренажном хранении (вместимость резервуара V=2,6 м3; <7 = 27 Вт, Фо — первоначальная степень заполнения).
ном пограничном слое аппроксимируются следующими выражениями: -т = (т)'/7[1“(т)Г; (2'37)
W* \ О / L \ О /J
где w* = 1,86wmax (wmax — максимальная скорость в пограничном слое).
Принимая касательное напряжение у стенки в виде
'j = 0,0225 (ay*)2 (—— Y'4 .
\ dy ]w \ w* J
(2.39)
а связь между тепловым потоком и касательным напряжением у стенки в виде
qw = 0,0225 pci w* (Tw — T() X xf-bT4. (2Л0)-
уравнения пограничного слоя можно свести к системе двух обыкновенных дифференциальных уравнений.
Уравнение энергии для массы жидкости, исходя из имеющихся
Процессы при длительном хранении криопродуктов
79
80
Криогенные хранилища
рые указывают на отсутствие градиентов температуры в горизонтальных сечениях основной массы жидкости, записывается в одномерном виде:
, а2 Т { дТ . дТ\ 1 .
дх2 \ дх дх J
Обозначения в уравнениях соответствуют принятым в уравнениях (2.34) —(2.36).
Во всех существующих моделях приходится делать допущения, которые требуют экспериментального подтверждения. Наиболее существенными являются следующие:
при интегрировании уравнений пограничного слоя используются результаты, полученные для стационарного течения на вертикальной пластине в бесконечной среде с постоянной температурой, в то время как реальное течение происходит при наличии вертикального градиента в основной массе жидкости;
считается, что пограничный слой начинается от нижней точки сосуда, в то время как реально точка начала развития пограничного слоя может лежать выше;
не учитывается возможность потери гидродинамической устойчивости в зоне, прилегающей к дну сосуда;
при подходе пограничного слоя к поверхности раздела фаз «жидкость—газ» течение должно повернуться на 90°, чтобы жидкость двигалась вдоль поверхности к центру сосуда;
не учитывается влияние на параметры течения потока тепла, распространяющегося вдоль стенки сосуда;
не учитывается теплообмен, связанный с фазовыми превращениями на границе раздела фаз;
не учитывается зависимость теплофизических свойств от температуры;
не рассматривается движение пара.
Ввиду того что существующие модели содержат много допущений, создание достаточно общей методики расчета требует экспериментальных исследований. Проведенные исследования позволили получить экспериментальные данные по скорости роста давления и температурным полям в жидкости при бездренажном хранении в горизонтальном цилиндрическом резервуаре объемом 2,6 м3 и сферическом резервуаре объемом 14 м3 [2.17]. Типичные экспериментальные данные приведены на рис. 2.32—2.34. Из них видно, что температурное расслоение тем больше, чем выше начальная степень заполнения резервуара, что для каждого резервуара существует оптимальная начальная степень заполнения, соответствующая максимальному времени хранения. Получены также экспериментальные данные, позволяющие оценить скорость роста давления, величину температурного расслоения и оптимальную степень заполнения для промышленных криогенных резервуаров. Эти данные были использованы для проверки точности существующих методик расчета температурного расслоения. При этом установлено, что известные методики, применяемые для расчета криогенных баков ракет-носителей, у которых теплопритоки на 2—3 порядка выше, чем в наземных резервуарах, а время хранения составляет лишь несколько минут, неприменимы для расчета температурного расслоения в крупных стационарны* резервуарах. На температурное рас-, слоение жидкости значительное вли-' яние оказывают процессы тепломас-, сообмена на поверхности раздела* фаз, которыми в существующих мо-; делях обычно пренебрегают. На ос-; нове экспериментальных исследований были предложены конструкций резервуаров, практически исключающие температурное расслоение жидких криопродуктов.
3. Крио-термовакуумные установки
В настоящей главе рассмотрены средства получения вакуума и тепловой имитации в современных криотермовакуумных установках. В качестве примера для рассмотрения автор выбрал крупную установку с вакуумной камерой полезным объемом 8,5 тыс. м3. При разборе средств форвакуумной и высоковакуумной откачки особое внимание уделяется описанию конструкций криоадсорбционных и криоконденсационных насосов. Показаны преимущества этих насосов по сравнению с другими известными средствами получения вакуума. Значительное место отводится описанию протекающих в них массообменных процессов; дана теория этих процессов.
3.1. ВВЕДЕНИЕ
Криотермовакуумные установки (КТВУ) предназначены для имитации условий космического пространства с получением высокого, свободного от паров масла и ртути, так называемого стерильного, вакуума с воспроизведением поглотительной способности «черного» космического пространства, низких температур, а также излучения Солнца и других планет, корпускулярного и рентгеновского излучения и т. п. Наибольшее применение КТВУ находят для отработки и испытаний в наземных условиях космических летательных аппаратов, их систем и элементов, а также в качестве тренажеров для обучения и тренировок космонавтов экипажей космических кораблей и летного состава авиации. Вместе с тем КТВУ с успехом используются в технике эксперимента при проведении физических исследований, например в области термоядерного
синтеза, в металлургии в перспективных технологических процессах вакуумного переплава, при проведении медико-биологических исследований, в электронике при производстве полупроводников и т. д.
В настоящее время в Советском Союзе созданы и эксплуатируются КТВУ различных типов и назначений единичным объемом до нескольких тысяч кубических метров. На рис. 3.1 показана крупная КТВУ-400-0,7.
Создание крупных КТВУ требует решения задач, связанных с получением высокого вакуума в больших объемах, откачкой большого количества выбросов в объем камеры, тепловой имитацией космоса, а таюке с обеспечением прочностной устойчивости камер под действием внешнего давления [3.10, 3.57—3.59].
Основной задачей моделирования космического вакуума является воспроизведение отдельных воздействий его на испытываемый объект. Давления, необходимые для кон
82 Криотермовйкуумные установки
кретных исследований или испытаний, выбираются в зависимости от характера изучаемых процессов. Так, для испытания космического аппарата на механическую прочность и вибрацию достаточно иметь в испытательной камере давление примерно 102— 10~1 Па; исследования явлений теплопередачи излучением и проверка вакуумной герметичности осуществляются в области давлений 10“2—-10“5 Па; физические свойства материалов, электрические явления и диффузионная сварка в вакууме изучаются при давлениях 10“5 Па; для исследования вопросов трения, адсорбционных и биологических процессов в вакууме требуются давления 10~5—10~12 Па.
При рассмотрении каждого конкретного эксперимента существует несколько условий, на основании которых можно подойти к выбору давления, необходимого для моделирования воздействия вакуума.
Общее условие — отсутствие столк новений между частицами в объеме т. е. когда средний свободный пробег частиц остаточных газов намно го превышает линейный размер системы.
Система вакуумирования крупных КТВУ должна иметь:
1) мощную форвакуумную систему, обеспечивающую удаление основной массы газа при наличии интенсивного газовыделения (в основном паров воды) с поверхностей внутривакуумного оборудования, стенок камеры и испытуемого объекта в начальный период откачки (рис. 3.2, участки I—III);
2) высокопроизводительную высоковакуумную систему откачки, обеспечивающую необходимый рабочий вакуум в течение длительного времени (рис. 3.2, участок /V);
3) систему, обеспечивающую стерильность остаточной газовой среды, исключающую замасливание и
Рис. 3.1. Общий вид криотермовакуумной установки КТВУ-400-0,7.
КТВУ представляет собой имитатор космического пространства с горизонтальной криогенной вакуумной камерой общим объемом 750 м3. Камера состоит из двух
секций: в первой, экранированной теплопоглощающими экранами, в которых циркулирует жидкий азот, размещается испытуемый объект; во второй — оптический телескоп. В установке имеется хранилище жидкого азота вместимостью 450 м3.
Средства первой ступени откачки
83
загрязнение элементов испытуемого объекта и камеры, например азотных и гелиевых экранов, что необходимо для надежности и достоверности термовакуумной имитации.
3.2. СРЕДСТВА ПЕРВОЙ СТУПЕНИ ФОРВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ
Первая ступень форвакуумной откачки охватывает диапазон давлений от 0,1 МПа до 10 Па (рис. 3.2, участок /). Анализ возможности применения для первой ступени форвакуумной откачки различных средств показывает, что требованиям надежности, стерильности и высокой производительности в широком диапазоне давления всасывания в первую очередь удовлетворяют эжекторные вакуумные насосы, имеющие простую конструкцию. Однако их надежность в комплексе со вспо-
Рис. 3.2. Кривая откачки КТВУ вместимостью 8,5 тыс. м3. I — первая ступень откачки от 0,1 МПа до 10 Па; И — вторая ступень откачки от 10 до 0,1 Па; 77/ —участок откачки от 0,1 Па до рабочего вакуума; IV — поддержание рабочего вакуума.
могательным оборудованием (парогенератором или компрессором) для обеспечения активной средой существенно меньше [3.48].
Из механических вакуумных насосов наиболее надежными являются жидкостно-кольцевые (срок эксплуатации до капитального ремонта 50 тыс. ч), двухроторные типа РУТС (20 тыс. ч до капитального ремонта), винтовые и центробежные. Существенным недостатком жидкостно-кольцевых насосов является высокое остаточное давление (2,5— 0,5 кПа), а двухроторных типа РУТС — малый перепад давления между всасыванием и нагнетанием (1—1,5 кПа).
Винтовые и центробежные вакуумные насосы еще недостаточно освоены в производстве.
В настоящее время для откачки воздуха, нейтральных газов и парогазовых смесей применяют в основном золотниковые механические насосы с масляным уплотнением, работающие в широком диапазоне давлений всасывания (10~5—1 Па). Эти насосы серийно выпускаются отечественной промышленностью и имеют быстроту действия до 500 л/с. Вследствие хорошего уплотнения зазоров маслом и малого вредного пространства такие насосы имеют незначительное обратное перетекание газа со стороны высокого давления на сторону низкого давления, благодаря чему они сохраняют постоянную производительность в широком диапазоне давлений всасывания, начиная от атмосферного и вплоть до давлений, близких к предельному. Они позволяют обеспечить высокую надежность форвакуумной системы в целом и возможность дистанционного управления. Для исключения миграции масла в сторону камеры откачки производится до давлений не ниже 10 Па, т. е. на порядок более высоких, чем давление динамического равновесия.
84
Криотермовакуумиые установки
Недостатком механических насосов является невысокая быстроходность из-за наличия значительных неуравновешенных масс, что ограничивает возможности создания вакуумных насосов высокой производительности.
Кроме того, при давлениях всасывания, больших 6,0 кПа, наблюдается значительный выброс масла в атмосферу.
В настоящее время потребность в более эффективных и надежных средствах форвакуумной откачки заметно опережает технические возможности разработанных и освоенных конструкций вакуумных насосов и агрегатов. Поэтому их дальнейшее совершенствование и повышение эффективности является одной из важных задач отечественного машиностроения.
В результате поиска эффективных средств форвакуумной откачки были созданы агрегаты на базе отечественных жидкостно-кольцевых насосов и специально разработанных эжекторов. Эжектор устанавливается на всасывающий патрубок, и его можно рассматривать как деталь всасывающего тракта насоса. Эжектор представляет собой струйный аппарат с центральным подводом активного газа. Рабочее сопло выполнено сверхзвуковым, а камера смешения — цилиндрической с начальным коническим участком. Во многих случаях в качестве активного газа используется атмосферный воздух, что упрощает эксплуатацию агрегата.
На рис. 3.3 представлены рабочие характеристики вакуумных агрегатов на базе серийных жидкостнокольцевых насосов и сверхзвуковых воздушных эжекторов. Такие агрегаты, сохраняя все преимущества жидкостно-кольцевых машин, имеют широкую область применения по давлению всасывания и высокую эффективность.
Использование агрегатов на базе эжекторов и жидкостно-кольцевых насосов при давлениях всасывания ниже 1 кПа нецелесообразно из-за резкого падения экономичности и эффективности работы
Подключение к этим агрегатам двухроторных насосов типа РУТС позволяет создать агрегаты, обеспечивающие безмасляную откачку в диапазоне давлений всасывания 10s—1 Па.
Например, агрегат, состоящий из двухроторных насосов ДВН-1500 (первая ступень), ДВН-500 (вторая ступень), воздушного эжектора (третья ступень) и жидкостно-кольцевого насоса ВВН-12 (четвертая ступень) обеспечивает производительность 2000 л/с (рис. 3.4) в области давлений всасывания 100—10 Па. Один такой агрегат позволяет заменить четыре механических насоса
Рис. 3.3. Рабочие характеристики вакуум-ных агрегатов на базе жидкостно-кольцевых насосов и сверхзвуковых воздушных, электоров.
/ — ЭЖ+ВВН-50; 2,—ЭЖ+ВВН-25; 3 — * ЭЖ+ВВН-12; 4 — ЭЖ+ВВН-6.
Средства второй ступени откачки
85
типа НВ’3-500, широко используемых в настоящее время для форвакуумной откачки крупных КТВУ.
3.3. СРЕДСТВА ВТОРОЙ СТУПЕНИ ФОРВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ
На участке II кривой откачки (см. рис. 3.2) в вакуумном тракте имеет место переходный режим течения газа. Для понижения давления в камере от 10 до 0,1 Па и обеспечения чистого безмасляного вакуума наиболее целесообразно применить криоадсорбционные насосы. Бустерные паромасляные насосы, имеющие в этом диапазоне давлений сравнительно устойчивые параметры по быстроте действия, не могут быть применены из-за миграции паров масла в откачиваемый объем. Известные средства масляной защиты,
жалюзийные ловушки, не обеспечивают полного подавления миграции масла.
Криоадсорбционные насосы характеризуются высокой надежностью и бесшумностью, простотой конструкции и эксплуатации. Они, так же как и эжекторы, не имеют движущихся частей. Особым достоинством данного класса насосов является саморегулируемость, т. е. при возрастании давления (при аварийной разгерметизации, при резком увеличении газового потока и т. п.) быстрота действия насосов возрастает [3.6, 3.8].
Полнота реализации этих достоинств в решающей степени зависит от свойств применяемых в насосах адсорбентов.
Общепромышленные цеолиты СаА и NaX обладают недостаточно высокими адсорбционными характе-
Рис. 3.4. Рабочие характеристики жидкостно-кольцевых насосов, агрегатов с эжекто-рами и агрегатов на базе насосов типа РУТС.
1 — ВВН-50; 2 — ВВН-25; 3 — ВВН-12;
4 - ВВН-6; 5 — ЭЖ+ВВН-50; б — ЭЖ+ 4-ВВН-25; 7 — ЭЖ+ВВН-12; 8 — ЭЖ+ +ВВН-6; 9 — 2ДВН-500+ЭЖ+ВВН-12;
10 — ДВН-501 + ЭЖ + ВВН-6; 11 — 2ДВН-1500+2ДВН-500+ЭЖ+ВВН-12.
86
Криотермовакуумные установки
Рис. 3.5. Изотермы адсорбции азота при 78 К на цеолитах различных марок.
1 — шабазит природный; 2 — СаЕН-4 В;
3 — СаА-4В; 4 — СаА (общепромышленный).
Рис. 3.6. Изотермы адсорбции водорода на различных цеолитах и палладированном силикагеле при 78 К.
1—-СаЕТ; 2 — палладированный силикагель; 3 —СаЕН-4В; 4 —СаА-4В.
Подготовка образцов цеолитов СаЕТ, СаА-4В и палладированного силикагеля, перед измерениями адсорбционной емкости, производилась при Т=673 К (для СаЕН-4В Т=473 К) с одновременной откачкой диффузионными насосами в течение 12 ч. Использованный в качестве адсорбента водо-
10-4 Ю"310’2 ю-1 1 10 102 р,Па
ристиками в областц глубокого вакуума. Поэтому необходимо было создать цеолитовые адсорбенты, обладающие низкой температурой регенерации и высокой адсорбционной способностью при низких давлениях. В основу создания цеолитов с высокой адсорбционной способностью в условиях вакуума был положен принцип глубокого катионного обмена катионов Na+ в исходном продукте на катионы Са++. Исследования показали, что замена 70% ка^ тионов Na на катионы Са++ привод дит к резкому (в 7—10 раз) увеличению адсорбционной способности в области давлений р^10~2 Па1 Однако недостатком вакуумного цеолита СаА, который получил мар--кировку СаА-4В, является высокая-температура регенерации, составляв ющая около 400 °C.
С целью получения цеолита с низкой температурой регенерации в Институте химии силикатов АН СССР был синтезирован цеолит Е, относящийся к группе шабазита.
В результате ионного обмена глу-^ биной 60—70% была получена кальциевая форма цеолита, обладающая высокой адсорбционной емкостью по компонентам воздуха при ^10~2 Па и температурой регенерации не более 200 °C. Цеолит получил маркировку СаЕН-4В.
Зависимость адсорбционной емкости специализированных вакуумных цеолитов СаА-4В и СаЕН-4В от давления иллюстрируется рис. 3.5, где для сравнения приведена изотерма адсорбции общепромышленного цеолита СаА.
Общим недостатком цеолитов СаА-4В и СаЕН-4В является малая адсорбционная емкость по водороду при температуре 77 К.
Водород является одним из самых распространенных компонентов в спектре газовой нагрузки высоковакуумных систем КТВУ. Поэтому в дальнейшем был синтезирован
Средства второй ступени откачки
87
цеолит, обладающий повышенной адсорбционной активностью по водороду [3.44].
Особенностью технологического процесса производства этого цеолита являлись высокие температуры дегидратации (около 400° С) и большая глубина катионного обмена (90%). Цеолит получил наименование СаЕТ. Температура регенерации, необходимая для реализации высокой адсорбционной способности по водороду, составляет 400 °C. При более низких температурах прогрева цеолит СаЕТ обладает такими же характеристиками, как и СаЕН-4В (рис. 3.6).
Тйким образом, в результате проведенных исследований были созданы специализированные вакуумные цеолиты СаЕН-4В и СаЕТ, обладающие в области глубокого вакуума высокой адсорбционной способностью по газам, входящим в состав воздуха, и водороду.
Для создания работоспособной и компактной конструкции криоад-сорбционного насоса необходимо добиться охлаждения адсорбента в нем до криогенной температуры. Адсорбенты, являясь высокопористыми телами, имеют очень малый коэффициент теплопроводности, что затрудняет их охлаждение и отвод теплоты адсорбции. Это требует увеличения криогенной поверхности, что приводит к нежелательному росту габаритов криоадсорбционного насоса. Поэтому при проектировании криоад-сорбционных насосов возникает проблема создания компактных конструкций с высокими откачными характеристиками.
Рассмотрим, как решены задачи интенсификации теплообмена в слое адсорбента в современных криоад-сорбционных насосах.
Для форвакуумных режимов-откачки характерна относительно высокая интенсивность процессов теп-ломассопереноса. Это дает возмож-
Рис. 3.7. Погружной адсорбционный насос. 1 — заглушка; 2 — внутренний цилиндр; 3 — корпус насоса; 4 — адсорбент.
Рис. 3.8. Погружной адсорбционный насос с медными ребрами.
1 — заглушка; 2 — дополнительные охлаждающие трубки; 3— внутренний цилиндр для подвода газа; 4 — корпус; 5 — адсорбент.
88
Криотермовакуумные установки
ность эффективно использовать полезный объем насоса и применять слои адсорбента большой толщины: все участки слоя адсорбента будут легкодоступны для поступающего в насос газа. При этом охлаждение заключенных в насосе больших масс адсорбента благодаря высокой интенсивности процесса теплопереноса достигается с помощью сравнительно небольшой теплообменной поверхности, образуемой ребрами или стержнями, пронизывающими слой адсорбента.
Кроме того, иногда в качестве теплообменной поверхности используется корпус насоса. В этом случае применяется погружная схема охлаждения, которая позволяет интенсифицировать процесс теплообмена в слое адсорбента и тем самым сократить площадь неохлажденных поверхностей насоса, являющихся одним из источников теплового пото-
Рис. 3.9. Кривые откачки вакуумных камер адсорбционными насосами.
/ — насос SP-10, камера вместимостью 2 л; 2 — насос SP-50, камера вместимостью 20 л.
ка. На рис. 3.7 и 3.8 приведены схемы погружных форвакуумных адсорбционных насосов с теплообменными поверхностями, выполненными в виде ребер. Ребра в этих насосах изготовлены из меди. Основные характеристики двух насосов SP-10 и SP-50, выполненных по такой схеме,, приведены в табл. 3.1. На рис. 3.9 показаны кривые откачки камер эти& ми насосами [3.50] .
Теплообменные поверхности мен гут быть изготовлены из алюминия Применение алюминиевых стержней позволяет облегчить конструкцию и создать насосы с высокими откачными характеристиками [3.54]. Недостатком погружных форвакуумных адсорбционных насосов являются относительно большие потери криогенной жидкости для охлаждения адсорбента.
Меньшими потерями криогенной жидкости обладают форвакуумные
Рис. 3.10. Заливные адсорбционные насосы ЦВН-1,5-3 (а) и ЦВН-0,3-2 (6).
1 — выхлопной вентиль; 2 — змеевик, питаемый отходящими парами азота; 3 — адсорбент; 4 — экраны; 5 — заглушка.
Средства второй ступени откачки
89
адсорбционные цеолитовые насосы заливного типа ЦВН-1,5-3 и ЦВН-0,3-2 (рис. 3.10). В них адсорбент охлаждается парами азота, проходящими через змеевик, охватывающий поверхность адсорбента. Для снижения теплового потока, падающего на адсорбент, внутренняя полость насоса экранируется [3.34]. Основные характеристики этих насосов приведены в табл. 3.2. Кинетика откачки камер вместимостью 100 и 30 л показана на рис. 3.11.
Как в погружных, так и в заливных насосах объем насосов используется эффективно, в результате чего при сравнительно небольших габаритах насосы имеют высокую поглотительную способность. Однако большая толщина слоя адсорбента затрудняет доступ газа к глубинным участкам слоя, препятствуя полной реализации имеющихся возможностей, уменьшая быстроту Действия.
Рис. 3.11. Кривые откачки камер: вместимостью 30 л с помощью насоса ЦВН-0,3-2 (/) и вместимостью 100 л с помощью насоса ЦВН-1,5-3 (2).
Таблица 3.1
Основные характеристики насосов погружной форвакуумной адсорбционной схемы
Характеристика Тип насоса
SP-10 | SP-50
Интервал рабочих давлений, Па Расход жидкого азота: 105—1 105—1
на предварительное охлаждение 1,25 5,0
в рабочем режиме, л/ч 0,25 0,30
Мощность на регенерацию, Вт 175 300
Масса адсорбента (цеолит 13Х), кг 0,18 0,850
Для устранения этого недостатка была создана конструкция погружного форвакуумного насоса с адсорбентом, расположенным на поверхности стальных горизонтальных ребер. Такое расположение адсорбен
Рис. 3.12. Зависимость быстроты действия криоадсорбционного насоса от давления (по воздуху) при степени заполнения адсорбента менее 10%.
90 Криотермовакуумныё установки
та позволило улучшить доступ молекул газа ко всем участкам адсорбционного слоя и получить максимально возможную быстроту действия. Однако по сравнению с рассмотренными вариантами конструкций такой насос будет обладать меньшей поглотительной способностью из-за массивных стальных ребер, уменьшающих полезный объем [3.52].
В форвакуумных криоадсорбци-онных насосах источниками теплоты являются неохлажденные поверхности корпуса и достаточно большая энтальпия поступающего в насос газа. В высоковакуумных криоадсорб-ционых насосах тепловой поток обусловлен излучением неохлаждаемых стенок насоса.
Для уменьшения теплового потока в высоковакуумных криоадсорб-ционных насосах применяются теплозащитные экраны, устанавливаемые между неохлаждаемыми стенками и адсорбентом. Такой способ теплозащиты хорошо зарекомендовал себя в гелиевых криоконденсацион-ных насосах, которые имеют шевронные экраны, охлаждаемые жидким азотом и предохраняющие гелиевые экраны от потока теплоты, поступающего со стороны корпуса. Шевронные экраны имеют высокий коэффи
циент пропускания молекул (К= = 0,34-0,4) и позволяют на три порядка снизить интенсивность поступающего на адсорбент теплового потока. На рис. 3.13 и 3.12 показаны конструктивная схема и характеристика высоковакуумного криоадсор-бционного насоса с жалюзийными экранами. В таких насосах обеспечивается эффективное охлаждение адсорбента, что позволяет создавать насосы с высокой удельной быстротой действия [3.19].
Недостатками такой конструкции являются большие габариты насоса и сложность изготовления жалюзийного экрана.
Известна конструкция высоковакуумного встроенного криоадсорбци-онного насоса, который представляет собой криогенную панель площадью 4400 см2 и толщиной 6 мм. В панели выфрезерованы пазы, которые заполнялись цеолитом. Охлаждение панели осуществляется пропусканием хладагента по змеевику, приваренному к обратной стороне панели. Расстояние между охлаждающими трубками равно 130 мм. Толщина слоя адсорбента составляет 1,6 мм, масса адсорбента примерно 400 г. Криоадсорбционная панель охлаждается до 20 К. От теплоты, посту
Таблица 3.2
Основные характеристики цеолитовых насосов
Характеристика Тип насоса
ЦВН-1,5-3 | ЦВН-0,3-2 | ЦВА-1.5.3 | ЦВА-0,3-1
Откачиваемый объем, л 100 30 100 30
Предельный вакуум, Па 2 6 2-Ю-2 2-10-*
Время откачки без предварительного охлаждения, ч Расход жидкого азота: 1,0 1,5 2,0 1,0
за первый час работы, л 6,3 6,5 5,5 1,5
в установившемся режиме, л/ч 0,5 0,35 0,75 0,085
Масса цеолита, кг 1,5 0,3 3,0 0,6
Продолжительность регенерации при р==105Па, ч 3,0 2,0 3,0 2,0
Мощность электронагревателя, Вт 350 ' 130 350 130
Средства второй ступени откачки
91
пающей со стороны корпуса, она защищается двумя шевронными экранами, охлаждаемыми жидким азотом. Удельная быстрота действия такого насоса по водороду S = ==32 л/(с-см2) при температуре криоадсорбционной панели 20 К и давлении 10“4 Па. При температуре криоадсорбционной панели 11 К удельная быстрота действия по Не составляет 31 л/(с-см2) [3.55, 3.65].
Общими недостатками рассмотренных криоадсорбционных насосов являются узкий диапазон рабочих давлений и необходимость применения гранулированного адсорбента из-за опасности запыления откачиваемого объема кристаллами адсорбента. Так как гранулы адсорбента в процессе эксплуатации разрушаются, то для повышения прочности гранул увеличивают процентное содержание связующего вещества, что, конечно, приводит к ухудшению как емкостных, так и кинетических характеристик адсорбента.
Недостатки вышеприведенных криоадсорбционных вакуумных насосов обусловлены отсутствием в них малогабаритных средств тепловой защиты, которые были бы эффективны как в области низкого, так и в области высокого вакуума. Такая
защита была создана с помощью оптически непрозрачного пористого экрана, который вместе с криогенной поверхностью образует замкнутые полости для адсорбента [3.2]. Экран, изготовленный путем спекания медного порошка, обладает большой пористостью и имеет относительно высокий коэффициент теплопроводности, что обеспечивает, с одной стороны, свободный доступ газа к поверхности адсорбента (высокую молекулярную проводимость) и с другой,— эффективное охлаждение экрана и адсорбента. Отличительной особенностью такой конструкции является отсутствие шевронных экранов, функции которых в области низкого и высокого вакуума выполняет пористый экран. Теплозащитные свойства экрана обусловлены тем, что в его оптически непрозрачной и высокопористой структуре происходит эффективное поглощение тепловой энергии независимо от механизма ее переноса. Поэтому экран надежно предохраняет адсорбент от теплоты, переносимой газом, и теплоты, излучаемой стенками камеры.
Таким образом, насосы с тепловой защитой в виде пористого экрана могут успешно эксплуатироваться при любых степенях разрежения.
А-А
3 — медные ребра; 4 — сетка; 5 — жалюзийный экран; 6 — крепежная горловина корпуса насоса.
Рис. 3.13. Высоковакуумный адсорбционный насос.
1 — сосуд для хладагента; 2 — адсорбент;
92
Криотермовакуумные установки
Наряду с теплозащитными функциями экран удерживает адсорбент на криогенной поверхности и препятствует его распылению по вакуумной системе. Сравнительно плотная структура экрана позволяет практически полностью исключить опасность загрязнения вакуумной системы кристаллами адсорбента. Поэтому пористый экран открывает возможность для безопасного использования дешевых, но малопрочных гранулированных и порошковых адсорбентов, имеющих лучшие характеристики. Экран является фильтром, препятствующим попаданию теплоты на адсорбент и кристаллов адсорбента в откачиваемый объем. Выполнение этих функций таким простым и малогабаритным устройством, каким является экран толщиной до 3 мм, позволило сконструировать технологичный в производстве и компактный криоадсорбционный насос. Пористый экран повысил эффективность охлаждения адсорбента и сократил потери криогенной жидкости.
Рис. 3.14. Изотермы адсорбции газов при различных температурах пористого медного экрана.
/ — азот; 2 —водород; 5 —гелий при Т= =4,2 К; 4 — гелий при Т=0,4 К.
На основе пористых экранов созданы криоадсорбционные панели различной конфигурации. Для повышения эффективности теплосъема обращенную к объекту поверхность панели чернят гальваническим способом или плазменным напылением. Эти способы, как показали эксперименты, дают возможность довести коэффициент теплового излучения панели до 0,95—0,96 и сохранить неизменной проводимость панели. Применение пористого экрана позволило значительно упростить конструкцию вакуумной камеры за счет создания объединенной адсорбционной теплозащитной системы.
Экспериментальные исследования криоадсорбционных насосов с пористыми экранами показали, что стационарное распределение температуры по границам адсорбционных полостей устанавливается уже через несколько минут после подачи жидкого криопродукта. При этом соответствующим подбором геометрии адсорбционной ячейки можно приблизить среднюю температуру адсорбционных полостей к температуре криопродукта. Адсорбент, находящийся с первого момента как бы в оболочке, имеющей температуру, близкую к криогенной, интенсивно охлаждается.
Исследования быстроты действия насосов с пористыми экранами,, изготовленными путем спекания порошков фосфористой меди, бронзы и порошков титана, показали, что. можно получить быстроту действия по азоту до 0,4 л/(с-см2). Криоадсорбционные насосы такого типа обладают стабильными характеристиками при откачке как сухого, так и влажного воздуха.
В порах стенки не происходит накопления легкоконденсируемых составляющих, входящих в состав откачиваемой смеси газов.
Иа приведенных на рис. 3.14 изотерм адсорбции Ns, Нг и Не на по
Средства второй ступени откачки
93
ристом медном экране при различных температурах видно, что материал пористого экрана сам обладает адсорбционной удельной емкостью, однако на два порядка меньшей, чем у цеолитов или углей. Исключение составляет адсорбция гелия при температуре 4,2 К, имеющая примерно то же значение, что и на активных углях. Поэтому насосы с медными пористыми экранами можно с успехом использовать для откачки обогащенных гелием смесей.
Общим недостатком вышеприведенных криоадсорбционных насосов является необходимость периодической регенераций адсорбента, что усложняет эксплуатацию вакуумных систем и делает необходимым наличие дополнительных насосов.
Этот недостаток легко устраним, если использовать криоадсорбцион-ные насосы непрерывного действия, в котором адсорбент, например, с помощью вибротранспортера непрерывно перемещается из рабочей зоны в зону регенерации. Насос рассчитан на откачку камеры с быстротой действия 5 = 504-150 л/с в диапазоне давлений 10~6—10~3 Па. Однако в таком насосе наблюдается повышенный износ адсорбента, поэтому было предложено в качестве адсорбента в насосе непрерывного действия использовать угольную ткань, образующую непрерывную ленту, перемещающуюся подобно ленте транспортера из зоны регенерации в зону охлаждения.
Применение угольной ткани позволяет значительно упростить механизм перемещения адсорбента в полости насоса. Очевидно, что тепловой контакт адсорбента с криоповерхностью в этом случае лучше, а, следовательно, рабочая температура адсорбента будет ниже, сокращается также время выхода насоса на режим.
В промышленных криоадсорбционных насосах не удается создать
условия для идеального охлаждения адсорбента, его температура оказывается выше температуры криоген-ной жидкости. Температура адсорт бента оказывает значительное влияние на адсорбционную емкость и быстроту действия криоадсорбциойт ных насосов, поэтому при расчете таких насосов важно знать распределение температуры по области, занятой адсорбентом, чтобы по соот-г ветствующему уравнению адсорбции v=v(pt Т) (3.1)
учесть особенности процесса поглощения газа отдельными элементами объема слоя сорбента. В области малых уровней насыщения 0<С1 уравнение изотермы совпадает с уравнением закона Генри:
v = Гр; Г = В exp (E/RT), (3.2)
где v — емкость адсорбента; Г — постоянная Генри (адсорбируемость); Е — теплота адсорбции; В — константа; R — универсальная газовая постоянная; Т — температура.
Константа В и теплота адсорбции газов на цеолитах СаА-4В и САЕН-4В имеют следующие значения:
Газ
Константа В, см3/(Па-г), при р= 10s Па и Т—273 К
Теплота адсорбции, кДж/моль
N........... 5-10-а 25,5
О........... 3-10-* 9,6
Аг.......... 3-10-8 9,6
Анализ уравнения Генри показывает, что адсорбционная емкость сильно зависит от температуры.
Определение поля температур в кармане криоадсорбционного насоса с мелкозернистым металлическим фильтром представляет собой сложную задачу сопряжения температурного поля в экране и в объеме сорбента. Однако из-за того, что теплопроводность металлического фильтра значительно выше, чем теплопроводность адсорбента, задачу опрёде-
94
Криотермовакуумные установки
ления поля в фильтре можно решать отдельно от задачи определения поля в сорбенте. Как правило, характерный геометрический размер адсорбционного кармана значительно больше толщины фильтра, и конструкция его такова, что допускает одномерную постановку задачи. Расчетная схема для определения температуры по контуру адсорбционного кармана представлена на рис. 3.15. Если на лицевую сторону кармана падает тепловой поток плотностью q, тыловая сторона кармана омывается криоагентом с температурой То, коэффициент теплоотдачи от разделяющей поверхности равен а, геометрия полости, толщины и теплофизические характеристики полости известны, то зависимость температуры стенок кармана от положения точки наблюдения можно определить из следующей системы уравнений:
а(?—Т«) = 0: °<х<а'
=0; а<х<а-|-Ь;
dx2
Х363 ——.-1-^ = 0; a-\-b<Zx<.2a + b.
Рис. 3.15. Схема адсорбционного кармана. 1 — криогенная поверхность; 2 — ребро кармана; 3 — металлический фильтр; 4~ криоагент.
Условия dT/dx — Q, х=0, х—2а+Ь отражают конструктивную симметрию полости, а условия
Т(х—е) = 7'(х + е);
(%—е) = Хб — (х + е), dx dx
x = af x^a + b
— наличие идеального теплового контакта поверхностей стыка. Результатом решения этой задачи является зависимость
Т=Т(х), 0<х<2а + Ь,
которую можно использовать для расчета температурного поля в адсорбенте.
Стационарное распределение температурного поля в адсорбенте (рис. 3.16) в предположении постоянства его теплофизических свойств описывается следующей системой уравнений:
0<z/<6;
T = f3(x), y = b\ T = fi(y), х = 0, где fi, fz, fs • • • — известные функции
Рис. 3.16. Область возможного изменения переменных и граничные условия задачи о распределении температурного поля в адсорбенте.
J=f3(x)
T=f2(y)
Средства второй ступени Откачки
95
своих аргументов (они определяются из решения предыдущей задачи).
Если ввести вспомогательную
функцию
и(х,у) = Т{х,у)~ <р(х,у),
где
ф (х, y) = fi(x)[l —) [х (а—х)]»/ь +
+Ш — [у(Ь-у)]'~*/“ + а
+ Ш^-[х(а-х)]'-^ + О
}[у{Ь~у)у/“.
то для и(х, у) получим:
д2 и , д2 и р, . Л
-т—+-гт- + Л*,0) = °.
дх2 оу2
О < х < а, 0<.у<_Ь,
и = 0; х = 0; у —О', х = а; у — Ь,
где
Р (х, у) = 4- <р (х, У).
\ дх2 ду2 )
Решение этого уравнения имеет вид: а b
и (х, у) = + f J G (х, у, I, Т]) х о о
X F (I, т|) d^dx\;
G(x,y,l, ti)= +-Д- х л2 ab
sin (гилх/а) sin (плу/b) X
x yi X sin (тл£/а) sin (ппц/Ь) 2d f m2/fl2 + „2/d2
m, n = \
Таким образом, зная распределение температуры по области, занятой адсорбентом, можно рассчитать емкость адсорбционного насоса
а b
v(p) = t f f о [р, Т (х, р)1 dx dy, о о 1
где I — протяженность адсорбцион
ного кармана в направлении, перпен-' дикулярном плоскости рис. 3.15.
Одной из основных характеристик криоадсорбционного насоса является быстрота действия, на которую оказывают влияние род откачиваемого газа, его температура и давление, род адсорбента, температура охлаждения сорбента, конструктивное оформление полости насоса.
Адсорбционный насос с равнодоступной поверхностью рабочей полости. Для теоретических моделей этого типа насоса характерно предположение, что геометрия полости насоса не оказывает существенного влияния на интенсивность подвода молекул откачиваемого газа к поверхности адсорбента. В работе [3.8] предполагается, что адсорбционный насос представляет собой совокупность отдельных гранул адсорбента, одинаковых по форме и размеру, находящихся в одинаковых условиях, давление поглощаемого газа над поверхностью гранулы не меняется при переходе от одного элемента поверхности к другому. Принято, что температура всех гранул сорбента одинакова и не изменяется с течением времени. Процесс откачки рассматривается как диффузионное поглощение молекул газа в объеме гранулы, причем форма гранулы и ее размеры вместе с коэффициентом диффузии полностью определяют динамику процесса, в частности, его характерное время.
С помощью этой модели удается найти зависимость быстроты действия насоса от времени, от геометрии гранулы, рода системы адсорбент — адсорбат. Однако такая модель пригодна только для адсорбционных насосов с расположением гранул адсорбента на криоповерхности в один—три слоя, но даже при этом методически трудно совместить посылки о том, что гранула достаточно крупна и что над поверхностью гра-
96
Криотермовакуумные установки
нули имеет место одно и то же давление адсорбата. Предположение, что давление газа в «грануле» равно давлению «в свободном объеме» насоса, принимаемое в качестве одного из условий однозначности решения, при проведении практических расчетов приводит к бесконечно большой быстроте действия насоса [3.8]. Это связано с тем, что при выводе уравнений неявно предполагалось, что адсорбционная поверхность «получает» все молекулы, которые может поглотить. В реальных условиях поток газа к активной поглощающей поверхности ограничен либо максвелловским потоком молекул (молекулярный режим), либо критическим потоком (газодинамический режим).
Адсорбционный насос с изотермическим слоем мелкодисперсного адсорбента конечной толщины [3.28]. Предположение о мелкодисперсно-сти адсорбента позволяет описать механизм откачки как процесс диффузии «свободного» газа между мелкодисперсными гранулами адсорбента, осложненный мгновенным установлением квазиравновесного состояния «связанного» газа в соответствии с изотермой сорбции. Процесс поглощения свободного газа описывается путем введения понятия интенсивности объемных стоков для диффундирующего газа.
Предположим, что откачиваемый объем Vq непосредственно связан с насосом и уравнение баланса частиц в откачиваемом объеме входит в число граничных условий диффузионной задачи. Это дает возможность определить время, в течение которого конкретный насос откачает заданный объем до требуемого давления, а также время, в течение которого давление в откачиваемом объеме не будет превышать заданного значения при известном значении натекания, т. е. при известном ресурсе работы в конкретных условиях. Ос
тальные посылки модели состоят в следующем:
1) свойства адсорбента изотропны и однородны для слоя в целом, размеры гранулы сорбента ма.лы по сравнению с характерным размером слоя;
2) адсорбция газа протекает в изотермических условиях, влиянием выделения теплоты адсорбции можно пренебречь, при этом имеет место следующее уравнение изотермы адсорбции:
и-и (с), (3.3)
где v — объемная концентрация «связанного» в адсорбенте газа; с — концентрация «свободного» газа над адсорбентом;
3) плотность потока молекул «свободного» газа подчиняется закону Фика
qc=-Dc\7c, (3.4)
где Dc — коэффициент диффузии — постоянная величина; V — оператор* Гамильтона;
4) плотность потока «связанного» газа (Фольмеровская диффузия) подчиняется уравнению
qs=~Ds\7v, (3.5)
где Ds — соответствующий коэффи-: циент диффузии.
В рамках рассматриваемой моде-*' ли, по-видимому, имеет место неравенство DS^DC, однако для сохранения симметрии выкладок удобнее пользоваться представлением о двух независимых потоках диффузии.
Нестационарные поля концентраций chs должны удовлетворять” соответствующим уравнениям диффузии:
-g- = DcAc-q); (3.6)
-^=.РвДо+ф, (3.7)
dt
Средства второй ступени откачки
97
где Л — оператор Лапласа; ф — объемная плотность источника частиц (при записи уравнений диффузии учтено, что если молекула «свободного» газа переходит в связанное состояние, то это означает наличие «стока» для «свободных» частиц и равного по интенсивности источника для связанных частиц).
В дальнейших выкладках оказывается полезной величина адсорбируемости
V^dv/dc, (3.8)
вычисляемая по уравнению изотермы адсорбции (3.1). Величину Г принимаем постоянной, это соответствует линейной аппроксимации реальной изотермы в некотором интервале изменения концентрации (при малых концентрациях — высокий и сверхвысокий вакуум — линейность изотерм сорбции является экспериментальным фактом).
Складывая почленно (3.6) и (3.7), после несложных выкладок получаем:
4е- = DAc; D = Dc t (3.9)
dt c 1+Г '
где D — эффективный коэффициент диффузии.
Заметим, что суммарная плотность потока частиц может быть выражена уравнением вида
D(l + DVc- (3-10)
Для большинства реальных систем адсорбент — адсорбат Г» 1, и это можно учесть в постановке задачи, однако удобнее это сделать непосредственно в ее решении.
Уравнение нестационарного распределения концентрации молекул свободного газа в слое сорбента является уравнением частных производных. Для конкретизации физической ситуации оно должно быть дополнено системой условий однозначности, которые отражают специфику технологии подготовки адсорбента,
конструктивные особенности насоса и условия вакуумирования откачиваемого объема.
Рассмотрим следующие модели адсорбционного насоса. Пусть насос представляет собой плоский слой сорбента хе(а, Ь). При х=а=0 получаем уравнение внутренней поверхности, а при х=Ь — уравнение наружной поверхности слоя, обращенной к откачиваемому объему. В осесимметричной конструкции насос является цилиндрическим слоем, радиальная координата х меняется в пределах от а до Ь; в центрально-симметричной конструкции — шаровым слоем, в котором радиальная координата лежит в пределах от а до Ь. Пусть поверхность х=а (граница слоя адсорбента с криоповерхностью) непроницаема для частиц; характер диффузии таков, что плотность потока частиц поперек слоя сорбента превалирует над плотностью потока частиц вдоль слоя (влиянием соответствующих краевых эффектов пренебрегаем).
С учетом вышеизложенного запишем уравнение диффузии в форме дс __. k дс
dt \ Эх2 х Эх
где k=0 для плоского, k=\ для цилиндрического и k—2 для сферического насосов.
Начальное условие для c(x,t) запишем в виде
с (0, х) = с0 = const, (3.12)
где Со — концентрация свободного газа в адсорбционном слое перед началом вакуумирования объема.
Условие непроницаемости поверхности х—а имеет вид:
-^(а,0 = О, (3-13)
дх
где а = 0 для плоского и а=/=0 для цилиндрического и сферического насосов.
(3.11)
98
Криотермовакуумные установки
На поверхности х=Ь должно выполняться условие
с(М) = М0. (3-14)
где п — концентрация газа в откачиваемом объеме, изменение которой с течением времени может быть получено из уравнения баланса частиц
У0-^-=ЛЦ/)-Д(1+Г)х
at
(3.15)
дх
здесь N — поток частиц в откачиваемый объем (газовая нагрузка камеры) ; F — площадь боковой поверхности адсорбционного слоя; F0=F; Fx — 2nbL, F2=4nb2; L — высота цилиндра.
Начальное значение концентрации частиц в откачиваемом объеме, как правило, известно:
п (0) = п0.
(3.16)
Решение уравнений (3.11) — (3.16) можно получить методом одностороннего интегрального преобразования Лапласа по временной переменной. Ниже приведены аналитические зависимости быстроты откачки при n=n(t) для насосов плоской, цилиндрической и сферической формы, поскольку они представляют наибольший интерес для практических приложений и относительно просто проверяются экспериментально:
V (т) = н0 +- (1 —«о) Wk (т) +
X
+ Jayft(T—x')q(x')dx', о
(3.17)
где v = n/n0; и0 = с0/п0-, x = Dt/L^p ;
q = A^ap/(Vo «о 7>); при k = 0 L^p = — Ь, при 6=1 и A = 2LxaP = a.
Для плоского адсорбционного слоя
ш0 (т) = (1+х)-* +
4-2х 2 (Р» + *2 W-1 ехр(—р„ т),
П=1
где — корни трансцендентного уравнения
р+х tg р = 0.
Для цилиндрического адсорбционного слоя
Wi (т) ----------------1-
' 44-Х (b/а—а/Ь)
+ 2х 2 kn exp ( — р«т); И— 1
= — (Нп + к2) 4" 2и+ВП1 ; a J
Вп = {*Pn [>Vo (Pn) /о К b/а) -
—70 (Рп) (Рп b/d)] +
+ *2 ЬЧ (Рп) Л W/a)—
—Io (Pn) Ni (pn &/«)!) Ni (p—n) x
X /0(pn b/a)—It (pn) No (pn ft/a)]-’,
где pn — корни трансцендентного уравнения
Pn 1Л (Pn) No (pn b/a)—I0 (pn b/d) X
x M(Pn)] = x 14 (p&/a) Ni (pn)—
— Ii (Pn) Ni (P^/a)l,
здесь In, Nn — функции Бесселя пер-
вого и второго рода порядка п.
Для сферического адсорбционного слоя
' \ 3 (Ь /а)« )
+ 2х 2 Ьп ехр (—рДт), п»1
Средства второй ступени откачки
99
где kn = (1 - цЗ) (Нп 51 + РД В2+В3); Bt = (b/d)— 1; Вг = х (2а/Ь—3) + 4-х2 (1—b/d)—Ь/а; В3 — = х2 (1 — 0/a)3)/(f>/a)2—3 х;
цп — корни трансцендентного уравнения
р (х—х —р2) = (р2 (1 + х) + \ о / V
Во всех случаях значения х определяются по выражению
х = (1 4-Г) Fk Lxap/(i>o).
Результаты расчетов по уравнению (3.17) для плоского сферического и цилиндрического случая пред-
Рис. 3.17. Зависимость относительной концентрации частиц в откачиваемом объеме от времени (плоский адсорбционный слой). /— х=10; 2 — х=50; 3 —х=100; 4 — х=1000; 5 —х= 10 000;-------------— <7=0;
---------q » 0,2; —-Q— — эксперимент.
Рис. 3.18. Зависимость относительной концентрации частиц в откачиваемом объеме от времени при Uo=lO-3; q—0 (цилиндрический адсорбционный слой).
Номер кривой 1 2 3 4 5 6 7
х.............. 10 10 10 100 100 1000 1000
Ь/а........... 1,2 2 4 2 4 1,2 2
ставлены на рис. 3.17—3.19. На рис. 3.17 также показаны экспериментальные результаты исследования процесса откачки сосредоточен? ного объема «плоским» адсорбциойг ным насосом.
Описанная модель адсорбционного насоса не лишена недостатков: в адсорбционном слое имеется перепад температуры порядка 10 К, структура слоя может быть не; совсем однородной, могут сказываться неучтенные краевые эффекты, не всегда линейная аппроксимация изотермы сорбции (Г=const) достаточна для целей технического расчета. Указанные недостатки могут быть преодолены построением нелинейных моделей диффузионного процесса, что повлечет за собой необходимость использования разностных ме-
Рис. 3.19. Зависимость относительной концентрации частиц в откачиваемом объёме от времени (сферический адсорбционный слой).
1 — х=10; 2 —х—50; 3 — х=100; 4 — х=1000; 5 —х= 10 000; ----------- — <7=0;
---------<7 = 0,2.
Начальное значение параметра равно единице, начальное распределение концентрации свободного газа по слою сорбента — равномерное, величина адсорбируемости постоянна во времени и не изменяется вдоль координаты.
4*
too
Криотермовакуумные установки
тодов вычислительной математики и применения ЭВМ.
Адсорбционные насосы с протяженной рабочей полостью. Для теоретических моделей поглощения разреженного газа в адсорбционных насосах с протяженной рабочей полостью характерна предпосылка, что стадия транспортирования молекул газа к активной поверхности полости является наиболее важной стадией процесса, поглощение газа на активной поверхности описывается при этом феноменологическим коэффициентом прилипания а. Основное влияние на быстроту действия оказывают геометрия полости и свойства поглощающей поверхности.
Исследования быстроты действия сорбирующих полостей произвольной геометрии обычно проводят либо с помощью метода статистических испытаний (метод Монте-Карло) [3.52—3.61], либо с помощью методов лучистой алгебры [3.11, 3.14, 3.62, 3.63]. Использование указанных методов не позволяет получить аналитическое выражение для искомой зависимости, хотя результаты расчета каждого отдельного параметра могут быть достаточно точны. Вычислительные процедуры как в методе Монте-Карло, так и в методе лучистой алгебры проводят с помощью ЭВМ. Специфические особенности этих методов приводят к тому, что в криогенной технике они используются как эталонные. С их помощью выявляют точность моделирования при использовании других методов и применяют для расчета уникальных изделий и конструкций.
В последние годы приобрела известность теория течения разреженного газа в вакуумных полостях с поглощающей поверхностью [3.30— 3.33]. Теория позволяет описывать одно- и двумерные течения и получать простые аналитические зависимости для основных параметров ад
сорбционного или криоконденсаци-онного насоса, работающего в стационарных условиях.
Рассмотрим течение разреженного газа в вакуумной полости постоянного поперечного сечения, площадь которого равна Д, периметр П, длина I. Пусть поглощающие свойства боковой поверхности характеризуются коэффициентом прилипания а(0^а^ 1).
Тогда распределение давления вдоль вакуумной полости можно описывать уравнением
dtp dx* 2
(Op р = 0,
(3.18)
где
ос (1 — a) f П \2
2 \ А ) '
Условие входа потока газа в поглощающую полость состоит в тре-бовании равенства потока газа через подсоединительный патрубок проводимостью U и диффузионного потока в начальном сечении вакуумной полости
_р^_==(7(ро_р);Х = 0, dx
~ 2л с Д3
где D = ----- —;
1— а 4 П
(3.19)
с — среднеарифметическая скорость теплового движения молекул; Ро — давление газа в откачиваемом объеме.
Если в конечном сечении полости расположен вспомогательный насос с быстротой действия S, то для рассматриваемого сечения имеет ме-г сто соотношение баланса газовых потоков
— D-^- = Sp;x = Z. (3.20)
ах
Решение описанной задачи поз-; воляет найти распределение давления вдоль полости.р—р(х) и расг
Средства второй ступени откачки
101
Геометрические характеристики сорбирующих полостей
Таблица 3.3
Полость Площадь поперечного сечения полости Л, м8 Периметр поглощающих стенок П, м Периметр отражающих сте нок П м Суммарный периметр П2, м
Цилиндрическая
Прямоугольного сечения
лг2 2лг 0 2лг
ab 2(а+6) 0 2(а + &)
Прямоугольного сечения с непоглощающими боковыми стенками
ab
2Ь
2а 2(а-\-Ь)
Образованная двумя параллельными плоскостями
0 »1 h 2 0 2
Коаксиальная с t двумя поглощающими поверхностями
L 1 X л (г? — Ф 2л (Г14-г2) 0 2л fa+G)
Коаксиальная с одной поглощающей поверхностью
2лг2
2ы\ 2л(Г1+г2)
102
Криотермовакуумные установки
считать эффективность сорбирующей полости
целом можно характеризовать следующим отношением:
Q
С
— h-2nbp0
4
Q _____
Up0 е+х
(О
+— th €0
е
со2 + хе со (е + х)
;(3.21)
th со
(о = (ор/; s = SI/D; n = Ul/D, где Q — поток газа, поглощаемый насосом.
Поскольку величина D/1 представляет собой «геометрическую» или условную проводимость полости (говорить строго о проводимости нельзя вследствие переменности газового потока вдоль полости, вызванной частичным*поглощением), то смысл параметров е и х достаточно очевиден.
При е—>0, когда вакуумная полость оканчивается непроницаемой отражающей ' стенкой, полученное выражение (3.21) преобразуется к виду
+Ко(со —) Zi (со)
\ а /
где х = (1—а) л“1 ай”1; ш==
= 1/^2а-^- a2 D~x ;D =
= л (1 — а)”1 ~h2-
Q © л.
—= — th со
Upo х
1 + — th (в) ‘. (3.22) X /
Из (3.22) следует, что оптимальное отношение длины полости I к диаметру d зависит от коэффициента прилипания а, причем при малых значениях а это отношение достаточно велико, при умеренных составляет примерно 3, при больших — 1,5—2.
В табл. 3.3 приведены геометрические характеристики часто встречающихся сорбирующих полостей насоса.
Если сорбирующая полость образована двумя параллельными плоскостями с радиальным течением разреженного газа (расстояние между плоскостями h, поверхность х=Ь является входной поверхностью полости, поверхность х=а непроницаема для откачиваемых частиц, Ь>а), то поглощающие свойства полости в
Это выражение использовалось для расчетов характеристик адсорбционного насоса «тарельчатого» типа.
Для титановых сублимационных насосов характерна ячейка с радиальным течением газа между параллельными плоскостями, в которой поверхность х=а служит входным сечением, а поверхность x=b(b>a) не поглощает молекулы газа. В этом случае расходная характеристика ячейки имеет вид:
Q
с
— h-2nap0
4
Средства второй ступени откачки
103
Рис. 3.20. Зависимость относительной быстроты действия ячейки от параметра l/d. ---------метод лучистой алгебры;------— рассматриваемый метод.
Рис. 3.21. Схема распределения потока разреженного газа в полости криоадсорбцион-ного насоса с продольным обтеканием адсорбента.
/ — слой адсорбента; 2 — вакуумная полость; 3 — поток газа.
Рис. 3.22. Зависимость количества газа 4» поглощаемого насосом, от времени t (в относительных величинах).
Размер ячейки: 1 — а —0,5; 2 — а= 1,0; 3 — а —2,0; 4 — а~5,0.
+ Ко (ю)
((о)
где 8 = а(1—а)а(лЛ)~1; остальные обозначения совпадают с обозначениями предыдущей формулы.
На рис. 3.20 приведены результаты расчетов относительной быстроты действия ячейки постоянного поперечного сечения при S = 0. Сравнение их с более строгими результатами, полученными методом лучистой алгебры, показывает, что расчет по соотношению (3.22) имеет погрешность не более 12,5%. Тем самым расчетно-конструктивные модели сорбционных ячеек и расчетные формулы, приведенные выше, могут быть использованы в проектной практике.
Следует также отметить, что в рамках описанной модели рабочего процесса можно изучать и динамические характеристики насоса. Для этого достаточно принять предположение о том, что коэффициент прилипания зависит от уровня насыше-
104 Криотермовакуумные установки
ния 0, например по схеме Ленгмюра [3.16], и дополнительно использовать уравнение динамики насыщения адсорбционного слоя.
В реальных конструкциях адсорбционных насосов в рабочей полости насоса имеет место обтекание разреженным газом «наружной» поверхности слоя сорбента, сопровождающееся процессом диффузии в слой конечной толщины. Исследование связанной задачи массопереноса в полостях адсорбционных насосов представляет интерес для анализа и проектирования высокоэффективных конструкций.
Рассмотрим вакуумную полость постоянного поперечного сечения в форме прямоугольной щели (рис. 3.21), на боковых стенках которой расположен мелкодисперсный слой адсорбента конечной толщины. Примем, что основные посылки теоретической модели адсорбционного насоса с равнодоступной поверхностью рабочей полости остаются в силе для адсорбционного слоя. Добавим только к этому, что вследствие относительно малого градиента давления откачиваемого газа вдоль полости диффузионный поток газа направлен поперек адсорбционного слоя. В этом случае распределение объемной концентрации свободного газа в слое адсорбента с(х, t) описывается следующими уравнениями: ±-=44;С(0, 0) =
от, дх2
- и (t, В); (f, а) = 0, (3.23)
дх
где и (I, $) — объемная концентрация газа в момент времени t в сечении полости § (все величины безразмерные) .
Для решения этой внутренней диффузионной задачи необходимо найти связь интенсивности диффузионного процесса в слое адсорбента с распределением концентрации газа в полости.
Если принять зависимость и = — ц(^, t) известной, то с помощью метода интегрального преобразования Лапласа по временной переменной можно получить:
i
с (%, /Д) — [ k (х. t — т) и (£, т) dx.
о
(3.24)
где
k(x, 2 Мпх
и — 0
2аш4~х
2 К nt3
(2яа + х)2\ t
Tt Р
, х) / (2па-^а — х)'2 V
-г *--- г —exp I — —-——— • I .
214F О
Несмотря на кажущуюся простоту полученного результата трудности решения задачи для основной полости остаются, поскольку зависимость для и = т) должна быть построена с учетом оттока части газового потока в слой адсорбента.
Если для описания процесса течения разреженного газа в вакуумной полости принять за основу посылки теоретической модели адсорбционного насоса с протяженной рабочей полостью, то распределение концентрации газа вдоль полости можно получить в результате решения следующего уравнения:
ди д3 и , дс
(3.25)
с граничными условиями ц(0? Н)-0; р/, 0) — 1;
Здесь, как и в предыдущей задаче все переменные безразмерные. Связь процесса диффузии газа вдоль полости с поглощением газа в сорбенте можно отразить в (3.25) путем введения граничного значения градиента концентрации газа в слое (поток газа из слоя в полость является объемным источником).
Средства второй ступени откачки
105
Трудность решения (3.25) состоит в том, что производная dcldx явно зависит от искомой функции и (£,/). Опуская подробности математических выкладок прямого и обратного преобразования Лапласа для рассматриваемого случая, приводим только окончательный результат:
ставляют не распределения концентраций, а количество газа, поглощаемое насосом. Выражение для величины, пропорциональной потоку поглощаемого газа, имеет вид:
и (5, 0= 1 —— f sin
Л J о
X8
аЧ б/х (3.27)
X
х8
е (3.26)
X
Однако для практических приложений наибольший интерес пред-
Примеры расчетов по полученной формуле приведены на рис. 3.22, из рассмотрения которого видно, что при всех прочих равных условиях более развитый (толстый) слой адсорбента способен более длительное время поддерживать более высокую быстроту действия насоса.
Рис. 3.23. Различные компоновки плоских криоадсорбционных панелей в насосе: о— сотовая; б — коаксиальная; в — коридорная.
В промышленных установках применяются криоадсорбционные насосы, выполненные как по одному из указанных типов, так и в виде сочетания компоновок.
106 Криотермовакуумные установки
Рис. 3.24. Схема криоадсорбционного насоса типа КСН-1 для вакуумирования крупных камер.
Система подачи криогенной жидкости во внутренние полости криогенных панелей состоит из двух кольцевых коллекторов: верхнего 1 и нижнего 2. Коллекторы оснащены трубчатыми перемычками 3, повторяющими конфигурацию расположения панелей. Через эти перемычки осуществляется подача криогенного продукта непосредственно в заливные полости панелей. Трубчатые перемычки снабжены компенсаторами температурной деформации 4, имеющими форму полукольца и расположенными в вертикальной и горизонтальной плоскостях.
Основным элементом насоса является криоадсорбционная панель 8. Она состоит из алюминиевого профиля с двумя каналами для криогенной жидкости (в данном случае жидкого азота) и пористых экранов, привариваемых к ребрам профиля. Образуются две замкнутые полости, в которых размещается адсорбент.' Температура пористого экрана за счет высокой теплопроводности близка к температуре профиля, благодаря чему адсорбент находится в замкнутом криогенном контуре. Охлаждение адсорбента в таком замкнутом контуре сокращает время выхода насоса на рабочий режим, время регенерации, интенсифицирует отвод теплоты сорбции. Все это в совокупности и позволяет повысить эффективность криоадсорбционного насоса.
Панель имеет размеры 2250X250 мм. Путем набора определенного числа панелей можно создавать насосы практически на любую быстроту действия.
Панели получены путем холодной прокатки двух алюминиевых листов, при которой происходит прочное соединение за счет диффузионной сварки алюминия. Каналы для криогенной жидкости в профиле создаются под действием давления газа в местах, защищенных от диффузионной сварки специальным покрытием.
Сборка насоса производится на резиновом уплотнении 5. На корпусе насоса 6 имеются герморазъемы для манометриче-ческих датчиков и термопар и предохранительный мембранный узел 7.
Насос имеет общую высоту 3000 мм, диаметр корпуса составляет 2800 мм, впускной патрубок имеет диаметр 1600 мм. В качестве адсорбента в криоадсорбцион-ном насосе КСН-1 применен вакуумный цеолит СаЕН-4В (600 кг). Насос специально разработан для системы высоковакуумной откачки крупного имитатора космоса полезным объемом 10 тыс. м3. Регенерация адсорбента в насосе производится путем продувки воздухом при Т = 450 К внутренних полостей панелей, предназначенных для подачи криогенной жидкости. Температурная регенерация осуществлется с одновременной откачкой вакуумной полости насоса до давления 1 Па в течение 36 ч. При длительном пребывании насоса открытым на атмосферу адсорбент поглощает до 20% влаги по отношению к своей массе. Время регенерации может увеличиться до 2 сут и более в качестве средства откачки при регенерации используется механический насос форвакуумной системы имитатора. Насос подсоединяется к патрубку Ду 250 через азотную ловушку.
Средства второй ступени откачки
107
Выше уже было указано, что при создании крупных камер одной из главных трудностей является без-масляное вакуумирование камеры в переходном (10— Ю"1 Па) режиме и поддержание рабочего вакуума (10~3—10~4 Па). Применение для этой цели масляных диффузионных насосов со сложной системой улавливания не является оптимальным решением, так как требуется громоздкая и сложная в эксплуатации откачная система.
Турбомолекулярные и электрофизические насосы в диапазоне давлений 10—Ю”1 Па неэффективны, а криогенные насосы сложны в эксплуатации и малоэкономичны по причине высокой стоимости холода на уровне температур 20 К, необходимого для откачки молекул N2, О2, Аг и др. В таких условиях оптимальным решением является использование для откачки камеры охлаждаемых жидким азотом высокопроизводительных криоадсорбционных насосов с пористыми экранами.
При создании крупных криоадсорбционных насосов необходимо
fhc, 3.25. Общий вид расположения панелей в насосе.
выбрать схему расположения адсорбционных элементов. Компоновка должна позволять сконцентрировать в объеме насоса как можно большую массу адсорбента и обеспечить эффективную работу всех участков адсорбционного слоя.
Для мощных криоадсорбционных насосов эта проблема была решена путем применения плоских криоадсорбционных кассет, которая в отличие от цилиндрической и сферической кассет оказалась наиболее компактной. Так, для плоской кассеты, созданной на основе стандартного алюминиевого профиля ПО-38, выпускаемого промышленностью, объем адсорбента составляет около 80% объема всей кассеты, тогда как для цилиндрической он равен примерно 50%, а для сферической менее 40% объема.
Возможны следующие варианты компоновки плоских кассет в объеме насоса: сотовая, коаксиальная и коридорная (рис. 3.23).
Отличительной особенностью сотовой компоновки является эффективное использование полезного объема насоса, однако для реализации этого преимущества приходится осуществлять двухпоточную подачу газа к насосу.
Кроме того, в сотовой схеме усложнена подача криогенной жидкости в разветвленную систему криоадсорбционных панелей.
Коаксиальная компоновка позволяет упросить схему подвода криогенного продукта к панелям, однако в отличие от сотового варианта в этой компоновке менее эффективно используется полезный объем насоса.
Кроме того, как и в сотовой схеме, необходима двухпоточная подача газа в объем насоса.
При коридорной компоновке плоских адсорбционных кассет полезный объем насоса используется наименее эффективно. Однако эта
108
Криотермовакуумные установки
компоновка эффективна при однопоточном подводе газа к насосу и имеет наиболее простую схему подачи криогенной жидкости к адсорбционным панелям.
В насосе КСН-1 применена комбинированная компоновка (рис. 3.24). Она позволила упростить схему подачи криопродукта в панели и эффективно заполнить ими полезный объем насоса.
При этом основное количество адсорбционных кассет, скомпонованных в коридорную схему, работают в более выгодных температурных условиях, так как защищены от лучистого теплового потока со стороны корпуса насоса панелями, расположенными коаксиально по периметру корпуса.
Эти панели, наряду с откачивающими функциями, выполняют роль теплозащитных экранов для кассет внутри насоса.
В этой схеме 18 периферийных панелей расположены по периметру корпуса, образуя первый большой откачной контур цилиндрической формы (рис. 3.25). Остальная часть панелей расположена по коридорной схеме. Общий вид крио-адсорбционного насоса КСН-1 и его
панели показаны на рис. 3.26. Характеристики насоса КСН-1 приведены ниже:
Диапазон рабочих давлений,
Па..................... . 10—10~3
Предельный вакуум, Па . . . 10~4
Средняя быстрота откачки воздуха в рабочем диапазоне давлений, л/с: насыщение 5%.................. 10s
насыщение 10% .... 8,4-104
насыщение 20% . . . . 6,4-104
Суммарная поглотительная способность по азоту, м3: р — Ю“3 Па................... 1,1
р=10~1 Па................. 20
/7=10 Па ...... 40
Время работы, ч, при нагрузке
8000 Па/с до р=10“1 Па . . 11
Время регенерации, ч . . . . 36
Время выхода на предельный
вакуум, ч................ . 13
Масса адсорбента (СаЕН-4В),
кг .......... . 600±10
Габариты, м ..............2,88X3,58
Масса, т................. . 9,5
Расход жидкого азота, кг/ч: на предварительное охлаждение насоса........... 1500
в процессе эксплуатации . 100
Цикл подготовки к работе после насыщения, ч........... 70
Насос КСН-1 справляется с откачкой камеры объемом 10 тыс. м3 от давления 10 до Ю”1 Па примерно за 1 ч. На рис. 3.27 показана
Рис. 3.26. Криоадсорбционный насос КСН-1 и его рабочий элемент.
Рис. 3.27. Зависимость быстроты действия насоса от давления при 0^5%.
Средства второй ступени откачки
109
зависимость быстроты действия насоса от давления при уровне насыщения 0^0,05. Как следует из графика, быстрота действия при давлении р = 10-2 Па составляет 65 тыс. л/с и при увеличении давления до 1СН Па возрастает до 90 тыс. л/с.
Одним из недостатков криоад-сорбционных насосов является ухудшение рабочих характеристик насосов по мере насыщения адсорбента. Поэтому представляет интерес зависимость быстроты действия насоса от насыщения, показанная на рис. 3.28. Из графика видно, что при давлении ниже 5-10“2 Па наблюдается стабильный участок на кривых быстроты действия, продолжительность которого растет по мере падения давления. Так, например, для р^5-10~2 Па стабильный участок наблюдается до 4% насыщения, а при р=10~3Па примерно до 9%.
На рис. 3.29 показаны сравнительные характеристики криоад-сорбционных насосов с пористыми экранами и характеристики криоад-сорбционных насосов в обычном исполнении с жалюзийной защитой в режиме высокого вакуума и по
гружного типа в форвакуумном режиме откачки. Из рис. 3.29 и табл. 3.4 видно, что насос с пористым экраном имеет устойчивую рабочую характеристику во всем диапазоне давлений от 10 до 10~4 Па. Он способен работать на адсорбентах любой прочности и грануляции. Как уже отмечалось, применение пористых экранов позволяет создать криоадсорбционный насос, эффективный во всем диапазоне давлений от 102 до 10~3 Па. На рис. 3.30 приведена конструктивная схема такого насоса, имеющего технические характеристики:
Поглотительная способность адсорбционного насоса, л:
р—ICM Па ........ 34
р = 10“2 Па.................14
р—Ю~3Па.....................1,5
Быстрота откачки адсорбционного насоса в диапазоне давления 6-104~— 110-1 Па, л/с:
по азоту . ..................56
по кислороду ........ 43
по аргону....................40
Время выхода на режим, ч . . . . 1
Время регенерации, ч.............4
Предельный вакуум. Па..........8-10-5
Масса адсорбента в насосе (цеолит ч
СаЕН-4В), кг...................0,68
Диаметр насоса, мм............... 220
Масса насоса, кг............. . 1,5
Сравнительные характеристики насосов
Таблица 3.4
Характеристики Насосы с пористыми экранами КСН-1 Обычные средства криоадсорбционной откачки
Удельная быстрота откачки, л/(с-г) 0,3—0,4 0,08—0,12 Время выхода на режим, ч 1,5—3 8—11 Адсорбент Любой грануляции и порошок Только гранулированный Рабочий диапазон, Па 10~5—105 Ю5—1 или 5-10~2—10~5 Область применения Полное вакуумирование круп- Предварительное вакууми* негабаритных камер, криоген- рование лабораторных уста-ных трубопроводов, хранилищ новок и других промышленных объектов
по
Криотермовакуумные установки
Рис. 3.28. Зависимость быстроты действия насоса от уровня насыщения.
/ 2 —р~5>10“2; J — p—10~2;
4^p^5-10~3; 5 — р= 10-3 Па.
Рис. 3.29. Откачные характеристики вакуумных насосов.
Л 2, 3 — адсорбционные насосы соответственно с пористыми экранами, с жалюзийной защитой и погружного типа.
Откачные характеристики отражают качественные возможности насосов различных конструкций. Они показывают, что применение пористых экранов расширяет диапазон рабочих давлений криосорбцион-ных насосов. Насосы с пористыми экранами эффективны при откачке в области как вязкостного, так и молекулярного режимов течения газа.
Ю"4
ю*2
Рис. 3.30. Адсорбционный насос с пористым экраном.
Насос состоит из сферического корпуса 1 и кассеты, подвешенной в центре корпуса на трубке из нержавеющей стали. Кассета состоит из медного резервуара для криогенной жидкости 3, экваториального ребра 4, пористого экрана 5 и адсорбента 6. Корпус насоса снабжен двумя патрубками 2 для включения насоса в вакуумную линию.
Для засыпки и смены адсорбента в нижней части кассеты имеется винтовая пробка. В нижней части сферического корпуса насоса расположено разъемное соединение, обеспечивающее герметичную установку манометрических преобразователей типа ПМТ-2 и ПМИ-2. Регенерация адсорбента в насосе осуществляется путем подачи греющего воздуха в резервуар для криогенной жидкости при температуре 450 К или с помощью стержневого электронагревателя, вводимого в резервуар через горловину. Регенерация адсорбента проводится с одновременной откачкой вакуумной полости адсорбционного насоса до давления 1 Па. В качестве адсорбента в насосе могут применяться, помимо цеолитов, активированные угли, тонкопористые и палладированные силикагели.
Рис. 3.31. Зависимость поглотительной способности сферического адсорбционного насоса от давления (по азоту).
1 — эксперимент; 2 —- расчет.
Средства высоковакуумной откачки
111
В насосе применена сферическая криоадсорбционная кассета, в которой адсорбент занимает минимальную поверхность, что позволяет свести к минимуму тепло-притоки и улучшить характеристики адсорбента. При этом сферическая форма сосуда для криогенной жидкости позволяет создать относительно большой запас криогенного продукта в кассете и тем самым увеличить время между двумя заправками и упростить эксплуатацию насоса.
На рис. 3.31 показаны расчетная и экспериментальная зависимости поглотительной способности этого криоадсорбционного насоса от давления.
3.4. СРЕДСТВА ВЫСОКОВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ И ПОДДЕРЖАНИЯ
РАБОЧЕГО ВАКУУМА В КАМЕРЕ
Для обеспечения высоковакуумной откачки и поддержания рабочего режима крупных камер с давлением 10-1—10”3 Па (см. рис. 3.2, участок /// и IV) на протяжении всего периода испытаний объекта (примерно 500 ч) применяется встроенный криоконденсационный насос. Решетка и экраны встроенного насоса заполняются жидким азотом, а криогенный насос — холодным гелием. Темп охлаждения криогенного насоса составляет примерно 300 К/ч, что обусловлено допустимой температурной деформацией криогенного насоса. Интенсивная откачка криогенным насосом в области высокого вакуума (10-1— 10~3 Па) начинается при температуре его поверхности ниже 30 К, когда сумма парциальных давлений насыщенных паров основных компонентов остаточных газов (N2, О2, Аг и др.) при этой температуре будет ниже !0~3 Па (см. рис. 3,2).
Криогенный гелиевый насос (рис. 3.32, 3.33) выполнен из трубчатых алюминиевых профилей с общей площадью поверхности 400 м2, через которые пропускается холодный газообразный гелий с температурой 12—19 К. В целях экономии дорогостоящего гелиевого холода криогенный гелиевый насос защищен со стороны теплого корпуса камеры панелями из плоского алюминиевого профиля, а со стороны испытываемого изделия и имитаторов источников излучения — оптически непрозрачной шевронной решеткой.
Таблица 3.5
Основные параметры шевронного профиля, секции азотного теплового экрана КТВУ и техническая характеристика криогенного насоса
Параметры Характеристика
Длина длинного пера Ц, 160
мм
Длина короткого пера Z<2. 130
мм
Угол между ребрами про- v ПО
филя О, град 40
Диаметр канала d, мм
Расстояние между панеля- 100
ми Н, мм
Угол поворота профиля у, 15
град Панель верхней крышки:
длина, м 2—4
ширина, м 2
Вертикальная панель:
длина, м 30
ширина, м 2
Донная панель: 5—8
длина, м
ширина, м 2
Температура азота, К: 80,5
на входе в секцию
на выходе 90
Температура конца пера, К: 102
при ?уд = 2 кВт/м2
при ?уд = 4 кВт/м2 120
Быстрота действия, л/с 6,5-10б
Газовая нагрузка, л-Па/с 6500
Криогенная поверхность, м2: 400
гелиевая
азотная 1260
Состав откачиваемого газа Воздух, пары воды, углекислота
112
Криотермовакуумные установки
Рис. 3.32. Секция криогенного гелиевого насоса.
Гелиевый насос расположен в контуре оптического непрозрачного теплозащитного экрана, охлаждаемого жидким азотом.
Рис. 3.33. Панель гелиевого криогенного насоса. Криогенный гелиевый насос состоит из 16 секций, расположенных по периметру корпуса.
Средства высоковакуумной откачки 113
Рис. 3.34. Изотермы адсорбции водорода на цеолите СаЕН-4В при температуре 20,4 К.
1— адсорбция чистого водорода; 2 — адсорбция водорода из смеси с гелием.
Рис. 3.35. Изотермы адсорбции по азоту при 77 К.
* — КУТ-1 и О —СКТ-2.
Рис. 3.36. Изотермы адсорбции на образцах КУТ при температуре 20,4 К по водороду.
Угольные ткани №: ® — 147; © — 145;
$ — 175; С— 182; О — 172.
Панели и решетка охлаждаются жидким азотом. Основные параметры шевронного профиля секции азотного экрана КТВУ (см. рис. 3.56) и техническая характеристика криогенного насоса приведены в табл. 3.5.
На участке IV (см. рис. 3.2) криогенный насос выходит на рабочий режим (температура — ниже 20 К, давление — ниже 10“3 Па). В этом режиме газовая нагрузка от объекта максимальна (до 5000 л-Па/с). Одновременно с криоконденсацион-ным насосом для откачки, трудно-конденсируемых газов (неона, водорода и гелия) применяются паро-масляные диффузионные высоковакуумные агрегаты, однако это требует создания специальных ловушек для обеспечения безмасляной откачки.
Поэтому интенсивно ведутся исследования, направленные на создание высоковакуумных с производительностью до 100 тыс. л/с средств безмасляной откачки на основе выносных криогенных и крио-адсорбционных насосов при охлаждении газообразным гелием с температурой 12—19 К [3.29, 3.40, 3.56]. Эти исследования показали, что в таких случаях целесообразно на первой ступени для улавливания основных компонентов воздуха ставить криогенный насос, а на второй — криоадсорбционный насос для сорбции трудноконденсируемых
114
Криотермовакуумные установки
газов. В качестве адсорбентов могут быть использованы цеолиты группы Е, имеющие повышенные поглотительные способности по Н2, Ne, Не (рис. 3.34). Хорошие результаты по адсорбционной емкости, скорости откачки, достигаемому давлению дает применение в высоковакуумных адсорбционных насосах криоадсорбирующего угольного материала КУТ. Криоадсорбирующий угольный материал КУТ разрабатывается на основе полимерных материалов с оптимальным значением параметров микропористой структуры. Материал КУТ имеет высокие адсорбционные и физико-механические свойства в сравнении с наиболее распространенным угольным адсорбентом, применяемым в вакуумной технике, углем СКТ-2 (рис. 3.35, 3.36).
Кроме того, для безмасляной откачки трудноконденсируемых газов (Ne, Н2, Не) могут быть применены также турбомолекулярные насосы.
При создании криогенного гелиевого насоса для КТВУ большого объема необходимо произвести выбор оптимальной геометрии шевронной решетки, которая должна обладать максимальной молекулярной и минимальной тепловой проводимостями, а также обеспечить максимальный коэффициент захвата гелиевого криогенного профиля.
Остановимся на некоторых теоретических основах и физических положениях криогенного метода откачки газовых молекул.
Элементарная теория конденсационного насоса может быть получена из следующих соображений. Пусть плоская безграничная криогенная поверхность с температурой Ts граничит с полупространством, заполненным газом, параметры которого вдали от криогенной поверхности известны. Можно принять, что газ находится в состоянии тер
модинамического равновесия, тогда его давление р, температура Т и объемная концентрация молекул п связаны уравнением состояния
p = nkT, (3.28)
где k — постоянная Больцмана.
Из кинетической теории газов известно, что плотность потока молекул в заданном направлении
= (3.29)
где с — среднеарифметическая скорость теплового движения молекул; c^y^kT/(nm)\ m — масса молекулы.
Примем, что на криогенную поверхность падает плотность потока молекул М, причем доля потока а захватывается на поверхности, а (1—а) отражается. Тогда интенсивность поглощения молекул газа криогенной поверхностью можно записать в виде
Na — ап ~. (3.30)
4
Коэффициент а называют коэффициентом прилипания.
Соотношение (3.30) можно использовать как для теоретических оценок интенсивности откачки криогенной поверхностью, так и для экспериментальных исследований вероятности поглощения молекул на криогенной поверхности.
Коэффициент а зависит от теплового режима криогенной поверхности, от рода откачиваемого газа и значения его параметров, от состояния поверхности криогенной стенки. Экспериментальные значения коэффициента прилипания, полученные разными авторами в отличающихся друг от друга условиях, достаточно различны. Для практических расчетов можно рекомен
Средства высоковакуумной откачки
115
довать значения коэффициента а, приведенные в табл. 3.6.
Процесс «конденсация-испарение» можно рассматривать как динамический, кажущийся поток поглощаемых частиц, т. е. как алгебраическую сумму потоков падающих и испаряемых частиц (для простоты исключим эффекты газовыде-ления). В состоянии равновесия количество молекул, падающих на поверхность, равно количеству молекул, испаряющихся с поверхности, поэтому поток испарения можно описать с помощью параметров газа, находящегося в термодинамическом равновесии с криогенной поверхностью:
Ns = ns^-, Cs=l/8kZ±. (3.31) 4 пт
Таким образом, выражение для потока поглощаемых частиц принимает вид:
JVa=n-—п.^-. (3.32)
4 4
Сравнивая полученное выражение с уравнением (3.30), находим:
1—1/" Zk = 1 — nV Т
-y/k' <3'33)
где ps = Ps(Ts) — давление насыщенного пара над криогенной поверхностью при заданной температуре.
Из соотношения (3.33) следует, что если откачиваемый объем окружить криогенной поверхностью, то минимальное давление в объеме будет совпадать с давлением насыщенных паров над криогенной поверхностью p = ps(Ts). Это обстоятельство открывает перспективы получения ультравысоких степеней разрежения, поскольку давление насыщенных паров сильно падает с уменьшением температуры:
lg Pi = А- (3.34)
1 S
где А и В — константы, определяемые родом газа.
Следует отметить, что значение коэффициента прилипания не постоянно: оно меняется в зависимости от количества поглощенного вещества: а = а(0), где 0 — степень заполнения — отношение количества конденсата к максимально возможному количеству конденсата на криогенной поверхности. При малых степенях заполнения можно использовать теорию Ленгмюра — теорию «свободных посадочных мест», согласно которой
а = а0(1 — 0), (3.35)
Таблица 3.6
Значение коэффициента прилипания а для различных газов при разных температурах криогенной поверхности
N, | Аг | СО2
Гп. К Температура
77 I 300 | 400 1 77 | 300 | 400 1 195 I 300 400
10,0 0,65 0,49 0,68 0,50 0,75 —
12,5 0,99 0,63 0,49 — 0,68 0,50 0,98 0,70 —
15,0 0,96 0,62 0,49 0,90 0,67 0,50 0,96 0,67 0,50
17,5 0,90 0,61 0,49 0,81 0,66 0,50 0,92 0,65 0,49
20,0 0,84 0,60 0,49 0,80 0,66 0,50 0,90 0,63 0,49
22,5 0,80 0,60 0,49 0,79 0,66 0,50 0,87 0,63 0,49
25,0 — —_ — — — — 0,85 0,63 0,49
116 Криотермовакуумиые установки
т. е. коэффициент прилипания пропорционален потенциально возможному осаждению конденсата. Здесь сю — значение коэффициента прилипания в начальный момент времени, когда криогенная поверхность еще свободна от молекул конденсата. По этому соотношению можно рассчитать ресурс работы конденсационного насоса, т. е. количество поглощенного вещества (или время работы при заданной нагрузке), при котором поглощающая способность панели не падает ниже уровня, определяемого условиями эксплуатации.
В реальных конструкциях встроенных конденсационных насосов криоповерхность, поглощающие свойства которой характеризуются коэффициентом прилипания а, защищена от теплового излучения теплозащитным криогенным экраном, характеризуемым величиной р, представляющей собой параметр молекулярной проводимости теплозащитного экрана, численно равный вероятности проскока молекул газа через ячейку экрана. Различие температур откачиваемого газа, теплозащитного экрана и криоповерхности неизбежно вызывает неравно-весность течения разреженного газа, учесть которую в современных условиях, по-видимому, можно только выбором коэффициентов обмена. Рассмотрим вначале идеализированную расчетно-конструктивную схему конденсационного насоса, в котором криоповерхность представляет , собой бесконечную плоскость, теплозащитный экран — проницаемую плоскость (например, перфорированную), параллельную поверхности поглощения и отделенную от последней расстоянием h.
Пусть над поверхностью теплозащитного экрана поддерживается давление откачиваемого газа а плотность газового потока по на
правлению к насосу определяется максвелловским распределением молекул по скоростям. В этих условиях последовательный подсчет вероятности поглощения частицы газа при многократном соударении с кри-оповерхностыо приводит к следующему соотношению для коэффициента захвата (суммарной вероятности поглощения):
«2 = Q [ 4 Ро) '
\ 4 /
__ аР
(3.36)
где Q — количество газа, поглощаемого единицей площади поверхности насоса; с — среднеарифметическая скорость теплового движения молекул.
Характер зависимости коэффициента захвата от параметра ₽ при различных значениях коэффициента прилипания а показан на рис. 3.37. Легко видеть, что при а->1 совпадает с р и, наоборот, при величина совпадает с а.
Уместно заметить, что характеристики описанной конструктивной схемы, рассчитанные по основному уравнению вакуумной техники
_L+_L,
а2 а р
отличаются от полученного выше результата:
+J__ i,
а2 а р
это связано с двойным учетом вакуумного сопротивления «входного сечения» насоса в теории Дэшмана. Этим различием при а, можно пренебречь (при а, Р~1 оно становится ощутимым). Полемика по этому вопросу освещена в обзоре Штеккельмахера [3.51]. Дальнейшая детализация расчетных моделей встроенных криопанелей связана с учетом краевых эффектов для конструкций конечных размеров.
Средства высоковакуумной откачки
117
Рассмотрим конструкцию встроенного конденсационного насоса, в которой в непосредственной близости от «плоской» стенки камеры \ х, у: —а2<х<а2, — b2<y<b2\ расположена криопанель в форме прямоугольника {х,у: —а\<х<а\, —b\<y<b\ }► с коэффициентом прилипания a = const, прикрытая теплозащитным экраном с параметром р. Течение разреженного газа симметрично относительно декартовой системы координат, конструкция периферии экрана обеспечивает отсутствие потока газа через границу объема (последнее возможно либо при наличии непроницаемой стенки, либо при циклическом повторении конструкции по обеим координатным осям). 1
Согласно [3.32] течение разреженного газа в полости между теплозащитным экраном и стенкой камеры описывается следующими уравнениями:
дх дх ду
х — у (X, у} Р = — р (х, У) р0;
ду
ф,у)^^{а2,у)^^(х,0) = дх дх ду
=.----^-(х,62)=--0.
) (3.371
где D (х, у) = Di, у (х, у) = ус, Р (х, у) = pf, (х, у) е В,; D (х, у) =•= -= D2; у (х, у) у2; р (х, у) =
= р3; (х, у) <= В2; £>i = 2л х
4
х Л2/(2—a); D2 — л — A2; yt = 4
= -L(a + ₽); y2 = -£_p;p1==JL|3;
4 4 4
pfc = — |3; Br = {%, у : 0 <C x at, 0< .4
< У < ^i}; В {x, у: 0 < x < 0 <
< y<b2]\ B2 = B/BV
Решение задачи должно описывать непрерывное распределение давления р = р(х, у) в области В и непрерывное распределение плотности газового потока q — = —D(x, y)gradp. Решение (3.37) может быть получено методами конечных разностей, статических испытаний, вариационного исчисления (метор Ритца). Последний метод обладает определенными преимуществами, поэтому используем его для решения задачи. Локальная формулировка указанной задачи эквивалентна задаче о минимизации квадратичного функционала
I (и)= [D (х, у) [(ди/дх)2 4-
в
+ (ди/ду)2] + у и2—2ри] dxdy, (3.38)
где 1г=р!рп\ ро — давление откачиваемого газа.
Согласно методу Ритца [3.24] минимизирующая функция
м (х, у) =2 Zfe <х’ <3-39)
k — 1
Рис. 3.37. Зависимость коэффициента захвата от коэффициента прилипания а.
«г 0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,1 0,2 0.3 0,4 0.5 0,6 0,7 0,8 0.9 ОС
118
Криотермовакуумные установки
где ф/г (х, у) — полная в В система координатных функций, удовлетворяющая граничным условиям задачи.
Коэффициенты разложения zh определяются в результате решения системы линейных алгебраических уравнений
п ___
2 Ahs zft = ps; s= 1, п; (3.40) k^=\
J J L dx d* dy в
= J J P (x, y) (fs (x, y) dx dy.
В
Для практических расчетов была использована следующая система координатных функций:
Фа (х, У) = cos (|ллх/я2) cos (vnz//b2),
(3.42)
где для первых 16 номеров k ц и v имеют следующие значения:
X + W <PS dy
dx dy,
(3.41)
4<zk^ 8
8<fc< 12
12 < 16
ц~0 g-1 ц=1
v = k — 1
v — k— 5
— 9
v = —13
1 с k < 4
Рис. 3.38. Зависимость относительного поглощаемого потока газа. Q/Qo от безразмерной ширины теплозащитного экрана а2/сц.
Протяженность в направлении, перпендикулярном плоскости чертежа, значительно больше, чем размер а2:
а) коэффициент молекулярной проводимости экрана (3 равен 0,5;
б) коэффициент применения а равен 0,5.
Рис. 3.39. Пример подсоединения высоковакуумных насосов к камере большого объема.
1 — теплозащитные экраны; 2 — корпус камеры; 3— подсоединительный короб; 4 — криоадсорбционный насос.
Рис. 3.40. Схема работы высоковакуумного насоса за криогенным экраном [3.57].
1 — стенка камеры; 2 — криогенный экран; 3 — поток откачиваемого газа.
Средства высоковакуумной откачки
119
Вычислив с помощью соотношений (3.41) коэффициенты матрицы Aks и вектор-столбец свободных членов рз, можно решить систему (3.40) .и найти коэффициенты Zk, после чего рассчитать распределение давления р(х, у)/pQ.
Суммарное количество газа, поглощаемое насосом, определяется выражением
Q = а ~ р0 и (х, у) dxdy. (3.43) d В
Аналогичная величина без учета краевого эффекта имеет вид:
Qo = ах -у- Ро а1 (3-44)
где определено соотношением (3.36).
Мера влияния краевого эффекта на быстроту действия криогенной панели за теплозащитным экраном может быть оценена отношением QIQq. На рис. 3.38 показана зависимость QIQo от безразмерных определяющих параметров задачи.
Полученные результаты говорят о том, что при малых значениях параметра Р(РС 1) для экрана, совпадающего по размерам с криопанелью, поглощающие свойства последней используются не полностью, поскольку теплозащитный экран представляет собой дополнительное вакуумное сопротивление на пути газа. Если экран расположен на некотором расстоянии от криоповерхности, то приток молекул к криоповерхности зависит от площади теплозащитного экрана и «боковой» проводимости полости. Целесообразно использовать и обратную сторону .криопанели, обращенную к стенке камеры: панель при этом должна быть отодвинута от стенки камеры на некоторое определенное расстояние. Увеличение эффективности использования криопанели в описанной конструкции может достигать 300%.
Системы высоковакуумной откачки крупных КТВУ включают в качестве обязательного элемента выносные насосы (диффузионные, криоадсорбционные, турбомолеку-лярные или геттерные) для удаления компонентов газовой смеси, не конденсирующихся на криогенной панели. По условиям имитации радиационных характеристик в экспериментальном объеме нецелесообразно делать «окна» в криогенных теплозащитных экранах для прохождения молекул откачиваемого газа к входным отверстиям в выносных (автономных) насосах. Если криогенный теплозащитный экран в области входного отверстия конструктивно выполнен в форме сплошной частично прозрачной структуры, то возникает проблема обоснованного выбора параметров конструкции, обеспечивающих достаточно эффективное использование насоса как средства откачки.
Пример конструктивного оформления подсоединения высоковаку-умных насосов к КТВУ показан на рис. 3.39. Расчетная модель процесса откачки в этих условиях впервые была предложена в работе [3.30]. Спустя два года на аналогичную тему появилась статья [3.57], в которой исследована работа одиночного насоса за теплозащитным экраном (рис. 3.40) и получены сходные результаты.
Итак, рассмотрим процесс удаления неконденсируемого компонента газовой смеси совокупностью автономных высоковакуумных на сосов, расположенных достаточно близко друг к другу в одну линию за криогенным экраном с параметром р, отстоящим от стенки камеры на расстояние h. Пусть величина So характеризует суммарную погонную быстроту действия насосов, размер подсоединительного короба мал по сравнению с /г, а значение h мало по сравнению с радиусом кривизны
120
Криотермовакуумные установки
поверхности камеры. Сделанные предположения позволяют рассматривать течение газа в одномерной постановке, принимая, что в начальном сечении полости х{= = расположена бесконечно тонкая поглощающая щель. Пусть граничные поверхности полости x} = bi и х2 = Ь2 непроницаемы для молекул откачиваемого газа, над теплозащитным экраном (в откачиваемом объеме) поддерживается давление р0.
Распределение давления газа в пространстве между стенкой камеры и криогенным экраном согласно работе [3.30] может быть получено в результате решения уравнений:
----------гд* ~ — <д* р0;
dxf
0 < Xi <
d2
—Г~2------Ф? р<2> = — <о» р0;
UX .j
0 х~2
(3-45)
Рис. 3.41. Зависимость относительной быстроты действия выносного насоса 5/50 от параметра молекулярной проводимости теплозащитного экрана при |~3 и различных значениях § = 4S0?>/ch.
7-5 = 0,02; 2 —5 = 0,05; 3-5 = 0,1; 7 — 5 = 0,2; 5 —5 = 0.3; 6 — 5 = 0.4; 7 —
5 = 0,05.
= ^1L(&2) = O; uXj dx2
p<»(0) = p<2)(0); .
dx^ dx2
= SoP(1)(O),
где D = nch2/4\ <д* = |3 (л/i2)
Дифференциальные уравнения (3.45) отражают локальные соотношения баланса газовых потоков, а условия сопряжения при Х\ = ~x2==Q — условия непрерывности поля давлений и баланс газовых потоков с учетом откачивающего действия цепочки насосов. Решая (3.45), получаем зависимости pi = = Pi(xi) и р2 = р2(х)к Баланс газовых потоков перед экраном и на входе в насос запишется в виде
poS = p(0)So, . (3.46)
откуда можно определить кажущуюся погонную быстроту действия цепочки насосов S. Эффективность использования высоковакуумных насосов за криогенным экраном можно оценить по соотношению
5 __ ।_______ х ch (б)^2) ch (o)gi)
So xch (co^) ch ((O?2) +
Г Sh МЬ-ШГ
(3.47)
где со = К|3/л; x = S0(ch/4)~1 X
X (рл>“,/2;? = Ж
Необходимо отметить, что с увеличением параметра х значение отношения S/So монотонно убывает, отсюда следует, что при фиксированных геометрических размерах конструкции криогенный экран оказывает большее влияние на насосы с большей скоростью откачки. Положим далее, что 11 = 12=10, т. е. рассмотрим симметричную конст
Конденсаций й отвод паров воды и газов
121
рукцию. Соотношение (3.47) при этом преобразуется к виду
-4- 2 th (х + 2th ®у-*. (3.48)
«о
Из (3.48) следует, что S/So при изменении от 0 до ос монотонно возрастает от 0 до предельного значения 2(2 + х)~1, показывающего минимальное относительное уменьшение быстроты действия насоса при фиксированном расстоянии экрана от стенки камеры и параметре р. Поскольку зависимость (3.48) при ^о->оо имеет асимптотический характер, можно выделить условную действенную зону влияния криогенного экрана 0<£<£д, такую, что при £0>£д не происходит существенного увеличения эффективности выносных насосов.
На рис. 3.41 показаны результаты расчетов эффективности цепочки насосов за криогенным теплозащитным экраном, подтверждающие сделанные выше выводы.
Различные частные случаи конструктивного оформления подсоединения высоковакуумных насосов к КТВУ могут быть рассмотрены аналогичным образом. Экспериментальные исследования эффективности насосов за теплозащитными экранами подтвердили работоспособность предложенной теоретической модели [3.30].
3.5. КОНДЕНСАЦИЯ
И ОТВОД ПАРОВ ВОДЫ И ЛЕГКОКОНДЕНСИРУЕМЫХ ГАЗОВ
Отработка систем жизнеобеспечения, терморегулирования и энергопитания космических аппаратов связана с необходимостью откачки значительных количеств выбросов 1аза и паров (Н2О, СО2, О2, Н2 и т. д.) и поддержания при этом дав
ления, имитирующего условия выброса газов и паров из космического аппарата в условиях космоса. Выброс значительного количества газов и паров непосредственно в рабочее пространство камеры ведет к образованию на холодных поверхностях криоосадков, в основном Н2О и СО2. Экспериментальные исследования убедительно доказали, что оптические свойства поверхностей с криоосадком во многом определяются оптическими свойствами криоосадка. На рис. 3.42 показаны результаты исследований отражательной способности криоосадка Н2О на зачерненной поверхности. Видно, что при длине волны излучения Х=2 мкм осадок Н2О практически прозрачен и не влияет на коэффициент теплового излучения подложки. При Х<2 мкм коэффициент теплового излучения подложки с осадком Н2О очень сильно зависит от толщины криоосадка I. Почти также ведет себя и криоосадок СО2 (рис. 3.43). Таким образом, при выбросе Н2О и СО2 внутрь камеры произойдет изменение оптических характеристик всех криогенных поверхностей, что в свою очередь при наличии в спектре коротковолнового излучения (Х<2 мкм) приведет к нежелательному изменению тепловых режимов различных систем термобарокамеры: увеличится теплоприток к конденсируемым элементам крионасоса, нарушится тепловой баланс испытываемого объекта и т. п. Однако использование встроенных в вакуумную камеру криогенных панелей, охлаждаемых жидким азотом, в качестве основного откачивающего средства при удалении выбросов легкокон-денсируемого компонента газа дает настолько ощутимые преимущества, что в случае невозможности произвольного выброса в рабочий объем камеры можно пойти на организацию специальных мер по за-
122 Криотермовакуумные установки щите указанного объема от попадания больших количеств легкокон-денсируемого газа. В связи с этим заслуживает внимания идея локализованного выброса легкоконден-сируемого газа в пространство между криогенной решеткой теплозащитного экрана и стенками камеры.
Конструктивное оформление предложенного метода может быть различным [3.31]. Если источник массы неподвижен в процессе проведения эксперимента, то лег.кбкон-денсируемый газ можно отвести по трубопроводу в заэкранное пространство и в качестве десублиматора использовать «обратную» ^торону криогенной решетки теплоза
Рис. 3.42. Спектральное распределение коэффициента отражения аморфного криогенного конденсата Н2О на зачерненной поверхности. Кривая / = 0 соответствует коэффициенту отражения зачерненной поверхности теплозащитного экрана.
щитных экранов. Слой конденсата на «лицевой» поверхности криопанели при рассматриваемой организации процесса будет значительно меньше, чем при прямом выбросе в камеру, что приведет к меньшему искажению радиационных характеристик Экранов. Кроме того, давление легкоконденсируемого компонента газа в рабочем объеме будет определяться не количеством исходного газа, а количеством газа, пропущенного криоэкраном, т. е. значительно ослабленного. При истечении пара из источника, меняющего свое положение в пространстве, конструктивно более просто организовать выброс пара на криоген-
Рис. 3.43. Отражательная способность конденсата СО2, образованного на подложке, окрашенной черной краской при угле наблюдения 9=10° и давлении газа в камере во время образования конденсата р — = 1,33-4-16,65 Па.
Конденсация и отвод паров воды и газов
123
ный экран в форме локализованной плотной струи, которая «прошивает» криогенную решетку, отражается от стенки камеры и растекается в пространстве между стенкой камеры и криоэкраном.
Для практической реализации системы улавливания выброса пара в заэкранное пространство необходимо иметь данные по степени ослабления потока паров криогенной решеткой теплозащитного экрана. Впервые они были получены в [3.31]. При этом криогенная решетка теплозащитного экрана рассматривалась как однородная изотропная мелкодисперсная структура элементарных ячеек с площадью поперечного сечения А, периметром поперечного сечения П и длиной /; боковая поверхность ячеек поглощает молекулы газа с вероятностью а. Криогенная структура решетки характеризуется двумя параметрами: вероятностью захвата молекулы а* и вероятностью пропуска молекул газа через ячейку экрана р*:
а* = а(1 — f)±
/со (со sh со 4-е ch со) (со2 4-е2) sh w 4-2(08 ch со
(3.49)
Р* = /есо [(со2 4~ е2) sh со 2(08 ch со] “1,
где co = £]/a(l—а)(2л)~1 ;
e-(l-a)U2n)-1;^n/M;
f — доля площади поверхности входных сечений элементарных ячеек решетки в суммарной площади поверхности экрана.
Рассмотрим одну из простейших расчетно-конструктивных схем улавливания выбросов легкоконденсиру-емого газа криогенным экраном (рис. 3.44, а). Пусть стенка IV камеры представляет собой неограни-
ченную плоскую поверхность, криогенный экран III имеет форму полосы (—хо<х<хо), расположенной над стенкой камеры на расстоянии А, а источником газа служит щель х = £о с линейной плотностью выделения газа (?к- Условимся, что область I — область справа, а область II — слева от источника. Математическая формулировка задачи о течении паров в заэкранном пространстве имеет вид:
J2 pj
— a)2 Pi =0; —со2рп = 0;
dx2 dx2
Pi(U = pn(U; +
dx
+ D^~
pi (xo) = O; pn (—xo) = O; £> =
л ch2
V 2 —cc ’
Граничные условия при x = xQ в данной задаче выбраны из соображений получения в итоге максимально возможной газовой нагрузки на вакуумную систему камеры. В результате решения общий поток паров в рабочий объем камеры
Хо
— Хо
+ Ddp{-Xo}.
dx
Эффективность поглощения потока паров криогенным экраном можно оценить отношением величины qK к потоку паров из источника q:
__ _L j_______L') ch . (3.50)
q a \ a / ch сох0
Графическая иллюстрация зависимости (3.50) приведена на^рис. 3,44, б для нескольких значений коэффициента прилипания а и при одном значении геометрического фак
124
Криотермовакуумные установки
тора ячейки £. Легко видеть, что защитные свойства экрана улучшаются с ростом коэффициента прилипания а и увеличением полуширины полосы Xq.
В табл. 3.7 приведены расчетные зависимости степени ослабления потока паров из различных источников, расположенных за криогенными экранами соответствующей формы.
Была проведена проверка соотношений типа (3.50) и результаты экспериментов практически совпали с расчетными [3.31].
Если по каким-либо причинам выброс легкоконденсируемых паров в пространство между криогенным экраном и стенкой камеры нецелесообразен, необходимо использовать специальные автономные средства откачки. Для этой цели разработаны вакуумные криоконденсаторы, в частности, автономный криоконденса-
Рис. 3.44. Схема поглощения конденсируемого газа криоэкраном (а) и зависимость эффективности поглощения потока конденсируемого газа криоэкраном q/qo от параметра Xo/h (б) (£ = 5,0; £1 = 0; f = 0,7).
Z — а = 0,001; 2 —а = 0,01; 3 — а=0,1; 4 — а —0,3; 5 а = 0,5; 6 —а —0,7; 7 а ~ = 0,9.
ционный насос — десублиматор (рис. 3.45). Рассмотрим кратко вопросы, связанные с расчетом конструкции таких аппаратов. Особенностью работы десублиматоров в автономных системах улавливания выбросов является образование на криоповерхности относительно толстых слоев твердого конденсата. В связи с этим представляют интерес теоретические оценки удельной быстроты действия криоповерхности, покрытой толстым слоем конденсата, представления о механизме «забивания» поперечного сечения криогенной полости, рекомендации по оптимальной форме поверхности осаждения конденсата и, наконец, следующее: какое количество пара поглощает десублиматор заданной геометрии при заданном давлении паров на входе в него или какое давление поглощаемых паров следует поддерживать на входе, чтобы обеспечить поглощение необходимого количества паров легкоконденсируемо-го компонента?
При осаждении толстых слоев конденсата определенную роль играют процессы переноса теплоты от границы фазового перехода к криогенной поверхности через кристаллическую или аморфную структуру льда. Свойства вакуумного льда определяются условиями его получения и зависят от многих факторов. Различают две стадии процесса конденсации — транспортную и термическую.
На транспортной стадии интенсивность процесса определяется интенсивностью подвода поглощаемых молекул.
На термической стадии процесса его интенсивность определяется скоростью отвода теплоты фазового перехода от границы раздела фаз к криогенной поверхности. Если в первой стадии можно считать коэффициент прилипания равным единице, то во второй а<1.
Конденсация и отвод паров воды и газов
125
Итак, рассмотрим физическую ситуацию, когда на криогенной поверхности осажден конденсат толщиной 6, его теплопроводность известна и равна Xs, на границу фазового перехода падает поток массы pS, где S — удельная быстрота откачки*, р — плотность газа. В этом случае от границы фазового перехо
да отводится количество теплоты, определяемое соотношением
7=^pSr, (3.51)
где г — теплота фазового перехода пар—твердое тело.
* Удельная быстрота откачки равна быстроте откачки единицей площади криоповерхности.
Таблица 3.7
Расчетные зависимости степени ослабления выброса из локального источника криогенным теплозащитным экраном различной формы
Схема течения газа
Расчетная зависимость
£к _ _2_ _l / f ] ch (м« S)
q а* ' у ос* / ch (со* а)
q
h (Ц* g)
/0 b)
дк 8 ос (2 ос») q ~
126
Криотермовакуумные установки
Рис. 3.45. Схема десублиматора.
/ — экран; 2— парораспределитель; 3 — корпус.
Рис. 3.46. Зависимость удельной быстроты откачки S от времени.
Вход жидкого азота
Пары Н2О
Выход
Это же количество теплоты должно отводиться теплопроводностью к криогенной поверхности (накоплением теплоты в слое конденсата пренебрегаем) :
(3.52)
где Ts — температура фазового перехода; Tw — температура криогенной поверхности.
Вместе с тем поступающая из откачиваемого объема масса пара переходит в конденсат:
р5 = р,-^-. (3.53)
at
Совместное рассмотрение уравнений приводит к основным расчетным зависимостям
6 = xj/T; (3.54)
х =r 2XS (Ts-Tw)/(psry, (3.55)
S = . (3.56)
_ Р 2 К t
Из (3.54) при x = const следует, что удельная быстрота действия криогенной панели уменьшается с увеличением времени обратно пропорционально корню квадратному из него или обратно пропорционально толщине слоя конденсата 6. На рис. 3.46 приведены зависимости удельной быстроты откачки криогенной поверхностью при различных значениях времени конденсации и температурного напора.
Существенное влияние на работу криоконденсационного насоса оказывает распределение конденсата по криогенной поверхности. В условиях глубокого вакуума как встроенные, так и выносные криоконден-сационные насосы работают таким образом, что на различные участки криоповерхности попадает различное количество конденсата. Неравномерное обмерзание поверхности встроенных панелей вызвано неравномерностью условий в вакуумной
Конденсация и отвод паров воды и газов
127
камере (наличие струй конденсируемого газа, молекулярных пучков, локальных выбросов и т. п.). Аналогичное явление в выносных криогенных ячейках вызвано тем, что распределение потока молекул по полусфере входного отверстия насоса, как правило, не совпадает с распределением функций «видности» элементарной геометрической поверхности криопанели: два одинаковых по площади элемента криопанели «видны» под разными углами, а распределение потока молекул во входном сечении не зависит от геометрии полости.
В условиях среднего и низкого вакуума (молекулярно-вязкостный или вязкостный режим течения пара в, поглощающей полости) процесс обмерзания связан с гидродинамикой течения пара к поглощающей поверхности.
Неравномерность обмерзания криогенной поверхности представляется важной задачей; во-первых, она ведет к уменьшению эффективности использования криогенной панели, во-вторых, является определяющим фактором в явлении забиваемости конденсатора.
Рассмотрим процесс образования криоосадка на внутренней поверхности полусферы, если в ее центре расположен точечный источник массы производительностью G, кг/с, молекулы пара распространяются прямолинейно и полностью конденсируются в твердое состояние при соударении с поверхностью фазового перехода (рис. 3.47).
Пусть на элементарную площадку
dF г2 sin ср d ф<7ф (3.57)
сферической поверхности приходится поток массы конденсата
dG = — cos dF = — х
2лг2 2л
X cos ф sin ф d ф d ф, (3.58)
где г — радиус сферической поверхности, м.
Допустим, что источник массы работал в течение времени t с постоянной производительностью, тогда на площадку dF попало количество массы конденсата, равное
dA4 = ~ cos ф sin ф d ф t/ф. (3.59)
Пусть толщина слоя конденсата над площадкой равна h (отсчет производится по нормали к dF), а плотность конденсата в твердом состоянии равна р, кг/м3. Объем элементарной пирамиды конденсата над площадкой dF (сферическая система координат) равен:
dV —— sin ф dq с!ф. (3.60)
3
Используя закон сохранения массы конденсата, из уравнений для dM. и dV получаем:
А = 1—(1 —Зхсо5ф)1/з; (3.61)
& = hlr\ к =r Gtl^.nr^ р). (3.62)
Заметим, что выражение для безразмерной толщины намороженного слоя Д = Д(х) не совпадает по виду с выражением для функции распределения, а форма слоя с течением времени не остается подобной самой себе, так как зависимости для Д не являются линейной функцией времени.
При малых значениях времени или малой производительности источника, когда х<С 1, выражение для Д принимает вид:
Д = хсозф. (3.63)
Таким образом, утверждение о подобии форм слоя конденсата в различные моменты времени строго справедливо только для бесконечно малых толщин намороженного конденсата. Время забивания источника конденсатом
= (3-64)
О Ц/
128 Криотермовакуумные установки
Последовательность заполнения криоосадком сферической полости показана на рис. Э.48. Видно, что к моменту забивания источника конденсатом значительная часть объема полусферы осталась свободной от конденсата.
Решить проблему эффективного использования криогенной поверхности можно двумя путями: либо обеспечить равномерное попадание пара на криогенную поверхность с помощью специального парораспредели
тельного устройства (перфорированная оболочка с переменными параметрами перфорации), либо подобрать соответствующую форму криогенной панели. Первый путь связан с уменьшением производительности насоса, поскольку в вакуумный тракт вносится дополнительное сопротивление.
Рассмотрим процесс образования тонкой пленки конденсата равной толщины в предположении, что молекулы пара летят прямолинейно и
Рис. 3.47. Геометрическая схема образования слоя конденсата на сферической поверхности при действии точечного источника.
Рис. 3.48. Картина последовательности заполнения сферической полости криоосадком при полном поглощении молекул на криоповерхности.
Рис. 3.49. Расчетная схема вывода уравнения оптимальной поверхности осаждения молекул.
1 — источник массы конденсата; 2 криоповерхность.
Рис. 3.50. Оптимальные профили криоповерхности, обеспечивающие равномерное осаждение конденсата.
А — нитевидный источник пара.
Конденсация И отвод паров воды й газов
129
коэффициент прилипания а равен единице. Пусть источник массы (рис. 3.49) представляет собой бесконечно протяженную нить с произвольной функцией распределения потока массы в пространстве:
dM/M = /(ср) Jcp. (3.65)
Для функции распределения f выполняется условие нормировки
Ч-Л/2
f /(ф)б/ф=1. (3.66)
—Л/ 2
Будем искать уравнение поверхности г = р(ф), на которой источник обеспечивает равномерную толщину осадка. Элемент криоповерхности с точностью до бесконечно малых величин второго порядка описывается выражением
dF= Vf + idpldyf dtp. (3.67)
Из уравнения баланса масс при 6 = const следует:
^^(ф) = р^ + (^-у. (3.68)
и \ d(p /
Если расстояние от источника до криогенной поверхности по направлению ср —0 равно d, то уравнение (3.68) должно быть дополнено условием
p(o) = d- (3.69)
Аналогичное уравнение можно получить и в случае точечного источника массы с осевой симметрией. Его решение возможно только численными методами, при этом из-за нелинейности необходимо учитывать неединственность решения. Действительно, при Иф)= const уравнение ^'2 + у2-1; */(0)=1 (3.70)
имеет два решения:
*/i=l; У2^= constф. (3.71)
Физический смысл полученного результата заключается в том, что 5 Зяк. 795
равномерная по толщине пленка конденсата образуется на любой цилиндрической поверхности, соосной с нитевидным источником с равномерной по угловой координате раздачей пара. Но помимо этого очевидного решения существует еще множество цилиндрических поверхностей половинного радиуса, вписанных в тот же круг, на которых тоже выполняется условие равномерности обмерзания. Последнее обстоятельство представляет конструктору значительную свободу выбора.
На рис. 3.50 показаны семейства кривых, обеспечивающих равномерность обмерзания поверхности при действии нитевидного источника с равномерной раздачей пара. Можно отметить, что для плоскопараллельного потока пара оптимальная форма криоповерхности, подобная приведенной здесь, была определена экспериментально [3.39].
Перейдем к расчету расходных характеристик вакуумных десублиматоров. Если длина конденсатора I сравнима с характерным поперечным размером, а режим течения паров — молекулярный, то, видимо, можно использовать подход, основанный на интегральных соотношениях баланса потоков. В применении к рассматриваемому случаю получаем следующее выражение для потока пара Q, поступающего в конденсатор при давлении pQ в откачиваемом объеме:
S-ba—Ш
Q-Up„---------. (3.72)
4
где U—проводимость входного патрубка; S— быстрота действия вспомогательного насоса; с—среднеарифметическая скорость теплового движения молекул; П — периметр поперечного сечения конденсатора.
На рис. 3.51 и 3.52 показаны зависимости безразмерного расхода
130
Криотермовакуумные установки
Рис. 3.51. Зависимость безразмерного расхода пара через десублиматор от коэффициента прилипания при у = 0,5.
Рис. 3.52. Зависимость безразмерного расхода пара через десублиматор от быстроты действия вспомогательного насоса при а —0,5.
Рис. 3.53. Зависимость отношения потока пара в насос к потоку пара на входе в десублиматор от параметра е.
Q/(Upo) от коэффициента прилипания а при нескольких значениях параметра e==S/( П/) и заданном отношении у=и/(^П1) и параметра е при заданных значениях а и у.
Защитные свойства конденсатора по улавливанию легкоконденси-руемых паров можно оценить по отношению потока пара в насос QH к потоку пара в конденсатор Q:
Qh _____________
Q с
S + a — П/ 4
(3.73)
На рис. 3.53 приведена графиче-
ская интерпретация зависимости (3.73) от отношения е при нескольких значениях коэффициента а. Эти зависимости носят качественный характер, но оказываются полезными при проведении прикидочных расчетов.
Если длина десублиматора значительно превышает характерный поперечный размер, то применима одномерная модель течения разреженного газа. В этом случае безразмерная расходная характеристика конденсатора описывается зависимостью
_£_ = _2Ц1 + Upa v+x V
со .. \
— th со х v J
Конденсация и отвод паров воды и газов
131
х/1 +(3.74)
\ co(x+v) ) v '
где
, а(1— а) / л/\2 IS IU
or = —1; v = —; х = — ;
2л \ А ] D D
А — площадь поперечного сечения десублиматора.
Если в конечном сечении десублиматора отсутствует вакуумный насос (5 = 0), то расходная характеристика совпадает с характеристикой элементарной криогенной ячейки.
Для отношения потока пара в насос к потоку пара в конденсатор имеет место зависимость
-^2- = —— (v ch о -f-о sh со)-1. (3.75)
Q v+x
В тех случаях, когда вымораживаются значительные количества конденсата (существует опасность забивания аппарата), или при необходимости усилить защитные свойства аппарата по поглощению паров можно рекомендовать схемы конденсаторов с парораспределительным устройством (рис. 3.54).
В предположении справедливости интегрального подхода к описанию аппарата с парораспределительным устройством можно записать:
Q <р(е + аП2/П1) , 3
б'ро (ф + х) (e-j-allj/IIJ + fpx’ ^ = е(е + аП2/П1)-\ (3.77)
где <р — параметр перфорации, равный доле поверхности парораспределителя, занятой отверстиями, е = —-—; « = —-—; (3.78)
т".'
П1 и П2 — периметры поперечного сечения криоповерхности и парораспределения.
На рис. 3.55 приведена зависимость Q!(Upo} от коэффициента прилипания а при заданных параметрах для десублиматора с парораспределительным устройством.
Из (3.77) видно, что при использовании конденсатора в качестве ловушки конструкции с большим параметром е невыгодны, желательно увеличивать боковую поверхность
Рис. 3.55. Зависимость безразмерного расхода пара Q/(Upo) через десублиматор с парораспределительным устройством от коэффициента прилипания а.
Рис. 3.54. Схема десублиматора с парораспределительным устройством.
1 ~~ парораспределитель; 2 — криоповерхность; 0 — начало координат; / — длина десублиматора; I и II — зоны течения.
5*
132
Криотермовакуумные установки
конденсатора TTZi и отношение П2/П1. При конструировании конденсаторов с перфорированным парораспределительным устройством оказывается возможным подобрать параметры перфорации таким образом, чтобы на криогенную поверхность падал равномерный поток паров.
3.6. ТЕПЛОВАЯ ИМИТАЦИЯ КОСМИЧЕСКОГО ПРОСТРАНСТВА
При испытании и отработке космических аппаратов и их отдельных систем необходимо обеспечить соответствие условий работы аппарата в КТВУ условиям, имеющим место в космосе, не только по давлению, но и по температуре. По современным воззрениям космос представляет с тепловой точки зрения абсолютно черное тело с температурой 3— 10 К. Создать в КТВУ для испытываемого объекта полное тепловое соответствие космическому пространству практически невозможно. Поэтому в каждом случае можно говорить лишь о большей или меньшей точности тепловой имитации условий космоса.
Точность тепловой имитации условий космоса определяется в результате сравнения теплового баланса испытываемого космического аппарата в КТВУ с балансом последнего в реальных условиях космического пространства. Точность имитации при этом зависит как от свойств теплопоглощающих экранов вакуумной камеры, так и от многих параметров испытываемого аппарата. Для крупных универсальных КТВУ необходимо иметь самостоятельные критерии оценки работы теплопоглощающих экранов, так как аппарат, цели и режимы испытаний могут быть весьма различными. В качестве такого критерия удобно использовать интегральный полусфе
рический эффективный коэффициент отражения экрана [3.1, 3.43]:
аэФ “ "т; (^отр + ^с + ^пр.ст), (3.79) &П
где Еп, Eorp, ECf Епр.ст —- интегральные полусферические плотности соответственно падающего со стороны аппарата, отраженного, собственного и пропущенного от стенки внутрь камеры потоков излучения.
Критерий аЭф характеризует качество экрана независимо от природы составляющих излучения экрана в сторону аппарата. Чем меньше значение аЭф, тем больше точность тепловой имитации условий космического пространства.
Известно, что кроме своей основной функции — имитации космического пространства — экраны выполняют также тепловую защиту панелей криоконденсационного насоса. Существуют различные геометрические формы ячеек теплопоглощающих экранов (рис. 3.56). Самыми простыми являются экраны из плоских элементов, образующих сплошную стенку (рис. 3.56, а и б). Они используются в зонах камеры без криоконденсационного насоса при небольших плотностях радиационных потоков, причем экраны с прямоугольными канавками на профилях (рис. 3.56,6) при одинаковом способе чернения обладают меньшим коэффициентом отражения. Экраны из плоских элементов, расположенных под углом к оси экрана (рис. 3.56, виг), могут выполнять тепловую защиту крионасоса. Однако на основании общих представлений радиационного теплообмена можно утверждать, что такие экраны в условиях значительных тепловых нагрузок, во-первых, не смогут поглощать большое количество лучистой энергии и, во-вторых (особенно при диффузном об
Тепловая имитация космического пространства
133
лучении), не обеспечат трубуемую тепловую защиту крионасоса.
Для крупных КТВУ, работающих с интенсивными источниками излучения, наиболее эффективны экраны из элементов шевронного типа (рис. 3.56, д). Радиационные свойства решетки такого экрана должны удовлетворять противоречивым требованиям — как можно больше пропускать молекул откачиваемых газов к криоконденсирующим гелиевым панелям, обеспечивая одновременно минимальный коэффициент отражения аЭф и радиационный поток к гелиевым панелям.
Основную роль в решении этой важной задачи играет геометрия решетки экрана.
Для нахождения оптимальной геометрии решетки экрана необходимо совместно рассмотреть радиационный теплообмен между поверхностями ячейки и окружающими телами, кондуктивный теплообмен
Рис. 3.56. Геометрия ячеек экранов различных типов.
а, б — экраны для небольших радиационных потоков без крионасоса; в, г —
в экранных профилях и конвективный тепловой поток к хладагенту в канале профиля. В такой полной постановке решение этой задачи сопряжено с большими трудностями. Однако оценочные расчеты показали, что в широком диапазоне основных параметров решетки и облучающих потоков собственное излучение экрана при охлаждении его жидким азотом невелико в сравнении, например, с отраженным от экрана радиационным потоком. Это дает возможность значительно упростить нахождение оптимальной геометрии, поскольку задача в этом случае сводится к определению чисто радиационных характеристик экрана — полусферических интегральных коэффициентов отражения а0Тр и пропускания | лучистой энергии, а также молекулярной пропускной способности экрана |м.
Методику расчета радиационных характеристик ячейки экрана дол-оптически полупрозрачные экраны с крионасосом; д — непрозрачные экраны с крионасосом; е — шевронная ячейка.
134
Криотермовакуумные установки
жна быть достаточно простой и универсальной в условиях многовариантных расчетов. Этому требованию наиболее полно удовлетворяют зональные методы расчета [3.45, 3.46]. При этом на первом этапе решение задачи не должно быть привязано к каким-либо конкретным черным покрытиям с детально определенными радиационными свойствами, а также к строгому распределению облучающего потока по площади, направлению и спектру. В связи с этим используется зональный метод на уровне конечного числа зон (средних угловых коэффициентов излучения между зонами) и идеальная диффузная модель отражения поверхностей экрана.
Относительно плотностей падающих потоков на каждую из зон можно записать аппроксимирующую систему алгебраических уравнений
S Rj 4>ij ~ IS Ecj tyiji /-1 / = 1
- 1? 2, ..., n, (3.80)
где Kj — интегральный полусферический коэффициент отражения j-й поверхности; —средний угловой коэффициент излучения с i-й поверхности на /-ю.
При определении радиационных характеристик внешний облучающий
поток условно считается собственным излучением входной поверхности ячейки и принимается равным единице, остальные поверхности ячейки принимаются абсолютно холодными. В этом случае система уравнений примет вид:
^ni S Rj tfij ~ ф* BX’
/=1,2, (3.81)
где фгвх — средний угловой коэффициент излучения с ьй на входную поверхность, а значения Eni для входной и выходной поверхностей являются искомыми коэффициентами отражения а и пропускания g ячейки экрана.
Основные трудности вызывает расчет матрицы средних угловых коэффициентов излучения поскольку в шевронной ячейке между некоторыми зонами имеют место затененные области, перемещающиеся при изменении геометрических параметров ячейки. Для шевронных экранов задачу можно считать двумерной, поэтому для расчета матрицы можно использовать метод упругих натянутых нитей с довольно простым универсальным условием обнаружения и учета непрозрачной пре
Рис. 3.57. Зависимости коэффициента отражения экрана от оптико-геометрических
Тепловая имитация космического пространства
135
грады между любыми двумя зонами. Необходимо отметить, что изложенная методика позволяет рассчитать радиационные характеристики теплового экрана с достаточной точностью с использованием простых программ для ЭВМ.
Из рис. 3.57 и 3.58, на которых представлены зависимости радиационных характеристик экрана от основных геометрических параметров шевронной ячейки, видно, что увеличение угла 9 между ребрами шеврона при соблюдении максимального шага в каждом случае из условия оптической непрозрачности весьма заметно уменьшает а. При тех же условиях коэффициенты пропускания экраном теплоты £ и газа £м имеют точки максимумов при разных значениях угла 9 (рис. 3.56, е). Улучшение характеристик экрана за счет увеличения угла 9 сопровождается при постоянной длине ребер профилей значительным уменьшением шага между элементами. Однако этого можно избежать, если верхнее ребро ячейки повернуть в сторону внешнего потока (увеличить угол у), что приводит к значительному уменьшению коэффициента отражения экрана. Поворот профилей приводит также к уменьшению как тепловой, так и молекулярной пропускных характеристик экрана, од
" — /< = 0,1, V — 0, Я-Ятах(0); б R^ — 9,1, 0=110°, Я=100 мм; в — у=15°,
нако значение £ уменьшается значительно сильнее, чем значение £м.
Для конкретных вариантов можно указать оптимальные соотношения между углами 9 и у. Однако возможности изменения геометрии самих профилей (например, изменения 9) ограниченны. Исследования зависимости характеристик экрана от шага между элементами, соотношения длин ребер, диаметра канала охлаждения, эксцентриситета (смещения центра канала от точки пересечения ребер), от коэффициента отражения поверхностей и т. д. позволили найти оптимальную геометрию шевронного экрана, изготовляемого из сплава АМцС с внутренним диаметром канала 40 мм и углом между ребрами 110° (см. табл. 3.5). Наибольшую эффективность экранов по тепловой имитации космоса и одновременно тепловой защите крионасоса обеспечивает экран с расположением шевронных профилей с поворотом на у= 154-20° в сторону облучающего потока.
Отражение от поверхности в большей или меньшей степени отличается от идеального диффузного отражения. Возникает вопрос, в какой мере необходимо учитывать направленные свойства отражения. Многие исследования указывают на сложную взаимосвязь в различных
0=110°, //=100 мм; г — /? = 0,1, у = 6=110°.
136
КриотермовакуумнЫе установки
системах между принятой моделью отражения и точностью выполняемого расчета радиационного теплообмена [3.47, 3.49]. С целью оценки точности расчета характеристик шевронной ячейки в предположении диффузного отражения была разработана методика и выполнены расчеты с использованием однородной зеркально-диффузной модели отражения. Согласно этой модели полусферический коэффициент отражения поверхности представляется в виде суммы зеркальной и диффузной Rd составляющих:
R = Rd+Rs (3.82)
Значения составляющих не зависят от угла падения облучающего потока, а направление зеркальной составляющей точно соответствует углу зеркального отражения. Их рассчитывают с помощью метода Монте-Карло (метода статистических испытаний [3.23, 3.25]) по траекториям большого числа частиц. Каждое соударение частицы со стенками ячейки полностью подчиняется вероятностным законам, описывающим соответствующие радиационные свойства поверхностей. Анализ результатов расчетов показал, что
Рис. 3.58. Влияние угла между ребрами < профиля и угла поворота профилей на пропускные характеристики (# — 0,1, Ц = i = 160 мм; L2— 130 мм; =0,0039,
i ? м) п? о х ~ 0,262), ।
увеличение доли зеркального отражения приводит к значительному уменьшению коэффициента отражения а0Тр и увеличению коэффициента пропускания % шевронной ячейки при диффузном облучении. Поворот профилей приводит к более сильному уменьшению коэффициента отражения экрана.
Таким образом, установлено, что наличие небольшой зеркальной составляющей не вносит существенных изменений в рекомендации по профилированию, сделанных на основании зональных методов. На практике это соответствует черне-। нию профилей по шероховатой, например, после дробеструйной обработки, поверхности.
Тепловая нагрузка на теплопоглощающие экраны от имитаторов Солнца, планет, грунта планет и : т. п. в больших КТВУ при проведении тепловакуумных испытаний может составлять тысячи киловатт [3.35]. Для снятия таких больших тепловых нагрузок требуется затратить десятки тысяч киловатт-часов энергии для привода компрессоров системы азотного охлаждения.
При испытаниях в камере нельзя 1 допускать повышения температуры • поверхности экранов более чем на
fl_Y = 0, Н=Нтах (0); 6-0 = 110°, — 100 мм. 0—110° соответствует максимальному значению коэффициента пропускания лучистой энергии %тах при диффузионном облучении.
Тепловая ймиТаЦйЯ космического пространства
137
5—10 К, так как это может привести к возгонке части криоосадка с поверхности экрана и нарушению вакуума [3.63]. Поэтому повышение экономичности и надежности работы систем охлаждения азотных экранов тепловакуумных камер больших размеров является актуальной проблемой.
Общая тепловая нагрузка на экраны отводится азотом через поверхность внутреннего канала профиля. Ее значение Q06nj складывается из нескольких составляющих: теплоты, излучения имитаторами Солнца, планет и тепловых стенок камеры Qji, теплоты конденсации молекул на поверхность профиля QKf теплоты, передаваемой к экрану за счет теплопроводности остаточной газовой среды Qr, теплоты, передаваемой к экранам через тепловые мосты извне камеры Qt.m:
3общ-3л + 3к + 3г + $т,м. (3.83)
Система охлаждения теплопоглощающих экранов должна обеспечить надежный отвод этой суммарной тепловой нагрузки. Современные системы охлаждения крупных тепловакуумных камер представляют со-бой сложные криоэнергетические комплексы, включающие производство жидкого азота, его хранилища, оборудование для обратной конденсации паров азота, средства управления и контроля.
Работа систем охлаждения экранов в принципе может быть осуществлена либо за счет использования недогретого жидкого азота, либо за счет кипящего жидкого азота с использованием теплоты фазового перехода жидкости в пар [3.59]. Термодинамический и технико-экономический анализ показывает значительные преимущества по затратам энергии систем охлаждения с кипящим жидким азотом. Однако эти системы более сложны в реализа
ции и в общем случае относительно менее надежны в работе.
Система охлаждения с использованием недогретого жидкого азота может быть выполнена либо с насосной, либо с вытеснительными системами подачи [3.65]. Первые широко применяются в зарубежной практике для крупных камер, которым необходимо для охлаждения экранов большое количество жидкого азота, вторые более целесообразны для тепловакуумных камер небольших объемов, где тепловые нагрузки на экраны невелики.
Системы охлаждения с использованием теплоты фазового перехода могут быть выполнены в трех вариантах:
с насосной подачей жидкого азота и кипением его внутри теплопо-глощающих экранов (рис. 3.59);
с кипением в теплопоглощающих экранах при безнасосной подпитке экранов жидкостью;
с естественной циркуляцией жидкого азота и вынесенной за пределы камеры зоной вскипания (рис. 3.60).
Недостатком схем с кипением жидкого азота в теплопоглощающих экранах является возможная неустойчивость охлаждения отдельных участков [3.15], которая может привести к повышению гидравлического сопротивления и прекращению циркуляции жидкого азота через отдельные участки экранов. Наиболее перспективна схема системы охлаждения с естественной циркуляцией жидкого азота и вынесенной за пределы камеры зоной вскипания.
Исследование условий функционирования такого рода сложных схем, поиск основ их рационального построения и комплексная оптимизация различных сторон их работы основаны на гидравлическом расчете таких схем, целью которого является определение расходов и давлений и других параметров по узловым точкам этих схем [3.42].
138 Криотермовакуумные установки
В каждой из ветвей сложного контура с внесенной зоной вскипания движущий и полезный напор рДв и рпол определяются как Рдв = £[#оп Роп —(^1 Р1 + Я2 Й+#зРз)1;
(3.84)
Рпол = Рдв Арпод.ч» (3.85)
где g — ускорение свободного падения; Ноп, Hi, Н2, Н3 — высоты опуск-
Рис. 3.59. Насосно-циркуляционная система охлаждения экранов недогретым азотом.
Работа этой схемы осуществляется следующим образом. Жидкий азот из резервуара 1 насосами 2, 3 подается на теплопоглощающие экраны 4, расположенные в камере 7, где нагревается до температуры, не превышающей температуру насыщения при заданном давлении в циркуляционном контуре. Подогретый жидкий азот дросселируется обратно в резервуар. При этом пар жидкого азота отделяется в паровом объеме резервуара, из которого отбирается для реконденсации в установку обратной конденсации 5 и возвращается в резервуар. Для увеличения количества теплоты, снимаемой с теплопоглощающих экранов каждым килограммом циркулирующего жидкого азота, с помощью дросселя 6 в системе устанавливается повышенное давление. Несмотря на большую простоту и надежность, эта схема обладает существенным недостатком: требуются большие количества жидкого азота, особенно в камерах с большими тепловыми нагрузками на теплопоглощающие экраны.
кого трубопровода теплоснимающих каналов, обогреваемого однофазного, необогреваемого однофазного и двухфазного участков__ подъемного трубопровода; р'оп, рь Р2, рз — плотность рабочей среды на тех же участках; Дрпод.ч — сопротивление подъемной части трубопровода.
Циркуляция контура, изображенного на рис. 3.60, может быть описа-
Рис. 3.60. Схема системы охлаждения экранов с естественной циркуляцией жидкого азота и вынесенной зоной вскипания.
В этой схеме жидкий азот из резервуара /, размещенного выше камеры, по теплоизолированному опускному трубопроводу 4 и необогреваемым разводящим участкам 5 подается в отдельные группы шевронных экранов 3. На входе в экраны жидкость имеет температуру ниже равновесной, соответствующей давлению, при котором она находится. Зоны теплоподвода и начальные участки подъемных адиабатных трубопроводов 2 поток проходит в однофазном состоянии. По мере продвижения жидкости снизу вверх по адиабатным подъемным трубопроводам давление в потоке падает.
Когда давление снижается до значения, соответствующего температуре насыщения, жидкость вскипает и далее по трубопроводам движутся двухфазные потоки, давление и температура которых по ходу движения постоянно уменьшаются, а паросо-держание возрастает.
Тепловая имитация космического пространства
139
на системой следующих уравнений:
= <3.86)
р^к=^~^ + ^ (3.87)
РЖ = = + ЬР%-
(3.88) решаемой совместно с уравнениями материального баланса
gamk + gbnk + gclk _ _ g .
Goa = G; GAB = GBNK + Gcl* = G-
gamk. G&c_GCL^__G__
__qAMK__qBNK
где G — расход в контуре; рПОл — полезный напор в контуре; ДрОп — гидравлическое сопротивление на опускном участке.
Решение системы уравнений циркуляции находится с помощью выражения
1- < А, (3.89)
где А — заданная величина, характеризующая степень точности гидравлического расчета.
Полный расчет сложного контура, даже выполняемый с помощью ЭВМ, представляет собой непростую задачу не только по причине большого объема расчетов, но и вследствие принципиальных трудностей, обусловленных отсутствием или неполнотой данных. Сюда относится учет взаимного влияния друг на друга отдельных ветвей сложного контура, необходимость знания коэффициентов местных сопротивлений на криогенном двухфазном потоке, умение достаточно строго рассчитывать проявление коллекторного эффекта в сложноразветвленной системе разводки трубопроводов контура, умение определять истинное объемное паросодержание самоиспаря-ющегося двухфазного потока криоагента и т. д.
Проявление коллекторного эффекта характеризуется изменением давления в группе профилей, которые раздающим и собирающим коллекторами объединены в симметричную (для простоты) секцию с Z-об-разным течением потока (рис. 3.61).
На рис. 3.61 штриховыми линиями показаны изменения давления, какими бы они были, если бы гидравлические потери на трение и местные сопротивления отсутствовали; сплошными линиями показаны действительные изменения по коллекторам при заданном давлении на входе.
Как видно из рисунка, проявление коллекторного эффекта приводит к значительным различиям в перепаде давления по единичным элементам группы Дред.эл> а следовательно, и различиям в расходах по ним.
Для практических целей важнейшим следует считать численный метод расчета, основанный на решении с помощью ЭВМ системы уравнений
Др! = Др2 — Др3 — ... = Apf = idem;
(3.90)
G1+G2 + G3+ ... + GZ = G, (3.91)
где ДР1 ..., Дрг- — перепад давления на пути от входа в секцию до выхода из нее по отдельным единичным каналам; Gb G2, ..., Gi — расходы в единичных каналах.
Безусловно, что в решении этой системы уравнений должна находить отражение полная детализация всех имеющих место особенностей действительной обстановки (неодинаковость длин единичных каналов, наличие местных сопротивлений, неравномерность обогрева, изменение плотностей при изменении температуры теплоносителя, восстановление статической составляющей напора и т< п.).
140
Криотермовакуумные установки
Рис. 3.61. Распределение давлений в секции с Z-образным течением потока.
/ — секция теплопоглощающего экрана с Z-образным течением потока; Аред.эл — перепад давления на единичном элементе секции; &рг — гидравлические потери в коллекторе; Арск — динамическая (скоростная) составляющая потерь напора; АрКолл — результирующий перепад давления в коллекторе; L — длина коллектора.
Для приведенного случая наибольший перепад давлений, а следовательно, и наибольшее значение расхода будет иметь место в крайнем элементе, наиболее удаленном от входа потока в секцию. Это означает, что проверку требуемой интенсивности теплообмена при имеющемся распределении потоков следует производить для первого элемента.
Рис. 3.62. Влияние диаметра подъемного трубопровода на расход.
Q — Qi; 2-—Q — Q2: =
< Q2< Q3.
Как видно из рисунка, ход кривых во всех случаях одинаков: с увеличением диаметра расход сначала увеличивается, а затем уменьшается. При малых тепловых нагрузках (кривая /) этот эффект проявляется слабо, при больших (кривые 2 и 3) — сильнее. Такой характер кривых в первую очередь объясняется сложным и взаимосвязанным влиянием нивелирных составляющих перепадов давления на однофазном и двухфазном участках подъемного трубопровода.
Рис. 3.63. Характеристика контура с естественной циркуляцией G = f(Q).
Для одного и того же изменения тепловой нагрузки (AQi = AQ2“ AQ3 —AQ) изменение расхода в системе может быть различным как по значению, так и по знаку. Отрицательное приращение —AG/AQ. соответствующее значениям 4-AQ3 и —AG3. свидетельствует об отсутствии саморегули-руемости и поэтому такой режим недопустим. Большая крутизна характеристики на начальном участке показывает, что в случае 4-AQi и AGf каждому изменению тепловой нагрузки соответствует одинаковое по знаку и большое по значению изменение расхода 4-AG{, что может привести к неустойчивой работе контура. Наиболее благоприятным для регулирования будет случай небольшого по значению, но положительного приращения AG2/AQ2. При этом необходимо проверить достаточность расхода, чтобы обеспечить теплосъем при увеличенных значениях тепловой нагрузки Q.
Тепловая имитация космического пространства
141
При анализе результатов полного расчета наиболее общего случая сложных контуров с естественной циркуляцией с вынесенной зоной вскипания выявлены следующие особенности их работы [3.42].
При достаточно большом значении диаметра общего опускного трубопровода система с раздельными подъемными стояками от каждой из ветвей контура может рассчитываться как ряд практически не зависящих друг от друга контуров.
Диаметр подъемного трубопровода £>п/гр влияет на расход жидкого азота в контуре неоднозначно (рис. 3.62).
Системы теплосъема с естественной циркуляцией обладают саморе-гулируемостью, т. е. способностью к интенсификации теплоотвода при увеличении тепловой нагрузки. Однако саморегулирование возможно не всегда и для каждого реального контура этот вопрос должен проверяться по расходной характеристике C = f(Q) (рис. 3.63).
Работоспособность рассматриваемой системы охлаждения теплопоглощающих экранов определяется обеспечением таких условий, при которых вскипание жидкого азота происходит вне пределов обогреваемых экранов. Количественную оценку этого условия можно произвести по значению температурного запаса по невскипанию ДГзап:
АТзап = Т„.к.н-Гвых, (3.92)
где Гн.к.н — температура начала кипения с недогревом; ТВых — температура криоагента на выходе из зоны обогрева.
Если допускается некоторое повышение температурного уровня охлаждения экранов, то для обеспечения максимально возможного запаса по невскипанию следует выполнить расчеты по определению оптимального значения давления над
зеркалом жидкости в резервуаре, при котором значение ДТзап будет наибольшим.
Следует отметить, что на выбор параметров работы и на расчет схемы охлаждения теплопоглощающих экранов любого типа очень большое влияние оказывает переменность действующей на экран тепловой нагрузки как во времени, так и в пространстве. Действительно, для имитации полета космического аппарата по орбите планеты в камере постоянно включаются или выключаются имитаторы излучения Солнца, планет и грунта планеты. В других случаях при постоянно включенных (но работающих с изменяющейся, например, мощностью) излучателях сам аппарат вращается на поворотном столе, отражая все виды этих излучений отдельными своими частями неодинаковым образом. Вследствие этого известными, как правило, можно считать только диапазоны изменения тепловой нагрузки в той или иной зоне экранов камеры. Все это приводит к тому, что тепловая нагрузка на теплопоглощающие экраны камеры практически для любой из зон экрана все время изменяется. Отсюда вытекают два очень важных обстоятельства: первое — работа системы охлаждения всегда связана с наличием постоянно действующих тепловых возмущений, что в системах с парообразованием приводит к необходимости расчетов теплогидравлической устойчивости ее работы; второе — кроме расчетов работы системы в стационарных режимах обязательным является расчет переходных процессов с одного значения тепловой нагрузки на другое даже в случае устойчивости начального и конечного состояний [3.3]. Особенностью переходных процессов является сложная связь и наличие запаздывания между возмущением и реакцией системы на это возмущение.
142
Криотермовакуумные установки'
3.7. ГАЗОВЫДЕЛЕНИЕ КОНСТРУКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
ТЕРМОВАКУУМНЫХ КАМЕР
При понижении давления в системе в результате поверхностной десорбции и диффузии газов из материалов появляется дополнительная составляющая газовой нагрузки, которая в КТВУ с развитыми поверхностями играет важную роль. Газовьь деление материалов в таких установках влияет на выбор системы откачки и определяет время достижения требуемого давления. Большинство высоковакуумных насосов обладает избирательной способностью откачки по различным газам. Игнорирование состава газовыделения может привести к тому, что в ваку-
п..................
умной камере будет накапливаться плохо откачиваемый газ, в результате чего в конечном итоге может повыситься давление и нарушиться технологический цикл. При длительном вакуумировании происходит обезгаживание материалов и газо-выделение со временем уменьшается. Поэтому знание закона изменения ее во времени позволяет более эффектно использовать вакуумное оборудование.
Для изучения этого явления было приложено немало усилий, однако и до сегодняшнего дня эта проблема остается в центре внимания исследователей и далека еще от своего окончательного решения. Сложность изучения процесса газовыделения заключается в том, что он зависит от многих факторов, к которым относится природа матери
Таблица 3.8
Скорость удельного газовыделения, л • Па/(ссм2), нержавеющей стали 12Х18Н10Т, алюминиевого сплава АМц и чернящих покрытий
Наименование материала Вид обработки Длительность откачки, после которой производилось измерение, ч
5 10 15 20
Нержавеющая сталь В состоянии поставки 6-10“’ 3,7-10-’ 2,2-10~7
12Х18Н10Т (6= 10 мм) Шлифование мелкой шкуркой № 6 1,7-10-’ 1,2-10-’ „ 9,3-10™8
Электрополировка 2.7-10—7 1,4.Ю-8 —- 6-Ю"8
Химическое травление 2,9-10-’ 1.7-10-’ 8-10~~8
Алюминиевый сплав АМц (6 = 10 мм) Покрытие: Панель горячекатаная 1,5- 10-е 5-10-’ — 2,7-Ю”7
ХН на сплаве АМц 3,7-10-в 1,3-10-в 5,3-10-7 3,7-10~7
УП-1 на сплаве АМц 9,2- 10-в 2,8-10-8 2,4-Ю"6 1,7« 10-6
ТОВ на сплаве АМц ТОВ-М на сплаве 7,5-Ю-5 4,2-10-6 2,4-Ю-5 1,510-5
АМц ТОВ с термообра- 5,9-10~Б 2,7-10-6 1-Ю™5 7,6.10-6
боткой на сплаве АМц ХН на стали 1,1-10~5 4,8-10-8 3,2- 10~б 2,4-IO”6
12Х18Н10Т 3,1-10—6 1,6-10-8 9,3.10- 6,1-10~7
Газовыделение конструкционных материалов
143
ала, технология его изготовления, вид предварительной обработки, методика проведения эксперимента и т. д. Этим объясняется такая разноречивость имеющихся в литературе данных по газовыделению, что применение их на практике крайне затруднительно.
В области теории газовыделения в настоящее время получила известное развитие феноменологическая теория дегазации, в которой процесс массопереноса внутри материала описывается законом Фика:
~D grad С, (3.93)
где / — поток газа; D — коэффициент диффузии; С — концентрация газа, а учет поверхностных эффектов осуществляется путем введения эффективных поверхностных концент
раций и макроскопических констант скоростей поверхностных реакций.
В рамках этой теории значения коэффициента диффузии и других констант могут быть определены экспериментально. В настоящее время таких данных очень мало.
В крупногабаритных КТВУ основными источниками газовыделения являются корпус камеры и тепловые экраны, площадь поверхности которых обычно во много раз больше площади поверхности остальных элементов. Корпус камеры, как правило, изготовляется из нержавеющей стали, а экраны — из алюминиевых сплавов. В табл. 3.8 представлены данные по изменению во времени скорости удельного газовыделения нержавеющей стали 12Х18Н10Т, алюминиевого сплава АМц и чернящих покрытий, полу-
Продолжение табл, 3.8
Наименование материала Вид обработки Длительность откачки, после которой производилось намерение, ч
2 5 3G 35 5 0
Нержавеющая сталь В состоянии по* 1.7-ЦГ7 — — 1,4 10~7
12Х18Н10Т ставки
(ё - Ю мм) Шлифование мелкой шкуркой № 6 — 6,210-8 — — —
Электрополировка — 3-Ю-8 — — 5-109
Химическое трав- — 5,410-8 — — —•
ление
Алюминиевый сплав Панель горячека- — — 1,5-10-’ — —
АМц (6 ==- 10 мм) Покрытие: таная
ХН на сплаве АМц УП-1 на сплаве 2,4-10~7 1,8'10~7 1,6 1,410-’ 1,Ью-7
АМц 1,3-10~6 1,2-10~6 9,3-10—7 1 io-® 8,8-10~7
ТОВ на сплаве АМц ТОВ-М на сплаве 1,2-10~5 1,1 • 10~б 9,2 IO-6 7,3-IO-® 6,5-Ю-6
АМц ТОВ с термообра- 4,8-10-6 4,110~6 3,2-10-о 2,7.10-е 2 10~в
боткой на сплаве АМц ХН на стали 2-10~~6 1,6'10~6 1.610е 1.5-10-6 1,2.10-6
12Х18Н10Т - 5,6-10~7 5,4 10“7 5.2 10—7 5-10—’ 4,9-10~7
144 Криотермовакуумные установки ченных для образцов, которые не исследовались в диапазоне давлений Ю'1 — 10“4 Па и при температуре примерно 300 К. Эти условия соответствуют условиям работы материалов в КТВУ.
Масс-спектрометрический анализ состава десорбированного газа показал, что основными компонентами газовыделения этих материалов являются пары воды, водород, окись углерода и азот, составляющие 98% всей массы десорбированного газа. Содержание водорода в десорбированном из нержавеющей стали газе составляет 10—15%, а из алюминиевого сплава 20—30%.
Как видно из таблицы, скорость удельного газовыделения зависит от состояния поверхности материала. Механическая и электрическая обработка изменяет газовыделение. Электрическая обработка поверхности хотя и является наиболее оптимальной с точки зрения уменьшения газовыделения, как правило, для обработки внутренних поверхностей крупногабаритных термовакуумных установок не применяется. Если принять во внимание получаемый эффект и ту цену, которой он достигается, может оказаться, что цена будет явно неоправданной. Несколько иная картина наблюдается при механической обработке поверхности образцов. Скорости удельного газовыделения образцов с механиче
ской обработкой поверхности и в состоянии поставки отличаются в 3 раза. Таким образом, необходимость того или иного вида обработки надо рассматривать не только с точки зрения получаемого эффекта, но и с позиции максимальной результативности затрачиваемых средств.
Обычно поверхность листов нержавеющей стали со стороны, обращенной внутрь камеры, подвергают механической полировке. Поверхность панелей криоконденсационных насосов обычно чернят химическим способом, чтобы обеспечить коэффициент отражения поверхности не более 3—5%. Для чернения используются специальные покрытия ХН с подслоем нихрома и ряд других покрытий. Эти покрытия, нанесенные на поверхности из нержавеющей стали или алюминиевого сплава, изменяют значение и состав газовыделения материала (см. табл. 3.8). Покрытия с большой пористостью ТОВ, ТОВ-М сорбируют газов на порядок больше, чем остальные покрытия. Масс-спектрометрический анализ показал, что основными компонентами газового потока являются пары воды, водород и окись углерода, составляющие 98% в десорбированном газе.
С точки зрения газовыделения наиболее благоприятным для черноты поверхностей является покрытие ХН с подслоем нихрома.
4. Криогенное обеспечение сверхпроводящих устройств
Создание систем криогенного обеспечения для экспериментальных и промышленных сверхпроводящих энергетических устройств относится к новейшим направлениям современной прикладной криогенной техники. Описанию конструктивных и технологических особенностей и создаваемых в настоящее время таких криогенных систем посвящена настоящая глава. На конкретных примерах показаны области применения этих криогенных систем при захолаживании и термостатировании сложных сверхпроводящих магнитных систем термоядерных установок и МГД-генераторов.
4.1. ОБЩИЕ СООБРАЖЕНИЯ
В течение длительного времени эффект сверхпроводимости, обнаруженный Каммерлинг-Оннесом еще в 1911 г., не находил своего практического применения. Это объясняется серьезными трудностями технического характера. Помимо трудностей, связанных с получением и поддержанием криогенных температур в сверхпроводящих системах, существуют и другие. В первую очередь были необходимы материалы с достаточно высокими значениями критической температуры Тк, выше которой сверхпроводимость не существует. В последние десять—пятнадцать лет достигнуты значительные успехи в деле создания и освоения технологии производства сверхпроводящих материалов в виде проволоки и лент из некоторых соединений и сплавов. Наибольшее практическое применение в современных сверхпроводящих устройствах на
шли интерметаллическое соединение ниобий—олово (Nb3Sn), для которого значение Тк составляет 18,3 К и сплав ниобий—титан (NbTi) с Тк = = 9,74-10,5 К. Промышленное освоение этих сверхпроводящих материалов с относительно высоким значением П, а также современный уровень развития криогенного машиностроения, позволили к настоящему времени создать разнообразные сверхпроводящие устройства.
Проблема сверхпроводимости стала одной из важнейших в связи с исследованиями по управляемым термоядерным реакциям. Для осуществления управляемого термоядерного синтеза необходимы сильные магнитные поля, сосредоточенные в очень больших объемах, при этом требуемая мощность для обычных электромагнитов исчисляется десятками мегаватт, а системы охлаждения для отвода джоулевых потерь становятся слишком сложными и громоздкими. Решить проблему создания мощных электромаг
146
Криогенное обеспечение СП-устройств
нитов возможно путем применения сверхпроводников. Советскому Союзу принадлежит приоритет в создании первой экспериментальной термоядерной установки типа «Токамак» со сверхпроводящей магнитной системой. Другой важной областью технического использования сверхпроводимости для мощных магнитных систем является создание МГД-генераторов, применение которых позволит на 30% повысить КПД современных тепловых электростанций.
Интенсивно ведутся работы по применению сверхпроводников во вращающихся электрических машинах различных типов: синхронных генераторах, униполярных машинах и т. п. Использование сверхпроводимости позволяет в несколько раз увеличить удельную мощность на единицу объема и повысить КПД, что является условием повышения предельной мощности. Ведутся перспективные работы по созданию сверхпроводящих накопителей энергии, криотрансформаторов, транспорта на магнитном подвесе, мощных сверхпроводящих систем для ускорителей элементарных частиц, сверхпроводящих переключателей (криотронов) и т. д.
Одним из направлений современного использования сверхпроводимости является создание сверхпроводящих линий электропередачи. Исследования показывают, что применение сверхпроводимости для передачи электрической энергии позволит получить значительный экономический эффект за счет сокращения потерь энергии и снижения капитальных затрат на строительство высоковольтных линий электропередачи.
Таким образом, основные научные и инженерные проблемы современности: термоядерный синтез, магнитогидродинамический способ преобразования энергии, электротехника, энергетика, физика высоких
энергий, электроника — требуют применения в промышленных масштабах холода на уровне 3—10 К. В связи с этим в Советском Союзе организовано производство оборудования для ожижения, хранения и транспортирования жидкого гелия, а также рефрижераторных гелиевых установок. Создание этого оборудования представляет собой сложную научно-техническую задачу. Действительно, практическое применение сверхпроводимости потребовало ожижения больших количеств жидкого гелия, его хранения и перевозки в сосудах с испаряемостью 0,5— 1 % в сутки; здесь речь идет о жидкости с нормальной температурой кипения 4,2 К и обладающей крайне низкой скрытой теплотой испарения — всего 2,5 кДж/л (0,6ккал/л). Криогенное оборудование, работающее в составе систем криогенного обеспечения (СКО) сверхпроводящих устройств, должно отвечать требованиям повышенной надежности, высокой термодинамической эффективности, оптимальным капитальным затратам на их создание и иметь ресурсы (с наработкой на отказ не менее 5—10 тыс. ч).
При осуществлении процессов охлаждения и криостатирования сверхпроводящих устройств гелий может существовать в виде жидкости, парожидкостной смеси или перегретого пара, проходя в ряде случаев последовательно все эти стадии. С этой точки зрения системы криостатирования аналогичны парогенераторам и другим теплоэнергетическим устройствам, и такие вопросы, как теплообмен и гидродинамика однофазных и двухфазных потоков, термодинамический анализ процессов и систем, тепловая изоляция и динамика процессов являются во многом общими для криогеники и теплоэнергетики. Создание криогенных сверпроводящих устройств ведет к проникновению криогенной
Системы криогенного обеспечения «Токамак-7»
147
техники в энергетику, поскольку криогенное оборудование становится частью энергетических комплексов, а криогенные процессы сопутствуют электрическим.
Ниже будут рассмотрены некоторые СКО сверхпроводящих устройств, которые либо уже созданы и эксплуатируются, либо находятся в стадии изготовления.
4.2. СИСТЕМЫ КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ ТЕРМОЯДЕРНОЙ УСТАНОВКИ «ТОКАМАК-7»
«Токамак-7» — первая в мире термоядерная установка со сверхпроводящими катушками основного магнитного поля (рис. 4.1). Она позволяет проводить физические эксперименты по удержанию и нагреву водородной плазмы в рабочей камере объемом около 3 м3 [4.1].
Б установке «Токамак-7» применена так называемая циркуляционная сверхпроводящая магнитная система (ЦСМС), при которой токо
несущие витки катушек электромагнита охлаждаются циркулирующим по каналам двухфазным или сверхкритическим гелием.
Циркуляционная магнитная система установки «Токамак-7», состоящая из 48 катушек, намотанных девятиканальной шиной из электролитической меди с токонесущими проводами из ниобий-титанового сплава и охлаждающими гелиевыми каналами, помещена внутри криостата и экранируется теплозащитными экранами, охлаждаемыми жидким азотом (рис. 4.2). Криостат выполнен в виде тора с внешним радиусом корпуса 1220 мм. Сверхпроводящие катушки помещены в алюминиевые корпуса, образующие распорный силовой каркас криостата. Во внутреннее тороидальное пространство криостата встроена рабочая сильфонная камера (лайнер), где находится плазма. Кожух криостата выполнен из отдельных штампованных торообразных элементов, обеспечивающих быструю сборку и разборку криостата.
Рис. 4.1. Общий вид термоядерной установки «Токамак-7».
Первая в мире исследовательская термоядерная установка «Токамак-7» со сверхпроводящей обмоткой тороидального магнитного поля. При комплексных испытаниях на этой установке получены уникальные для ЦСМС параметры как магнитного поля, так и тока в сверхпроводнике.
Рис. 4.2. Криостат с циркуляционной магнитной системой термоядерной установки «Токамак-7».
1 — диагностические патрубки; 2— ввод и вывод азота; 3— управляющие витки; 4 — кожух криостата; 5 — азотный экран; 6 — магнитная система; 7 — гелиевые трубопроводы; 8 — комбинированные токо- и криовводы; 9 — лайнер.
9
148
Криогенное обеспечение СП-устройств
Установка «Токамак-7» имеет систему криогенного обеспечения, предназначенную для захолаживания и криостатирования циркуляционной сверхпроводящей электромагнитной системы (рис. 4.3). При нормальном режиме работы установки «Токамак-7» система должна обеспечить отвод примерно 50 Вт внешнего теплопритока, импульсных тепловыделений 5 кДж теплоты на один импульс при частоте 30 импульсов в час от нагрева обмотки вихревыми токами, наводимыми плазмой, а также охлаждение двух токовводов. В случае необходимости аварийного
Рис. 4.3. Система криогенного обеспечения vciлионки «-Токамак-7».
Особенностью этой системы является го. что она позволяет отрабатывать различные режимы захолаживания и длитель-
вывода энергии из магнита криогенная система должна воспринять 300 кДж теплоты.
Система криогенного обеспечения имеет следующие режимы работы:
1) захолаживание циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы от температуры окружающей среды до 4,5 К. Этот режим осуществляется в три стадии охлаждения: от температуры окружающей среды до 80 К, от 80 до 15 К и от 15 до 4,5 К. Охлаждение осуществляется потоком гелия, отбираемым с соответствующих температурных уровней криогенной гелиевой установки;
него криостатирования ЦСМС в широком диапазоне холодопроизводительности, расхода гелия, азота и других технологических параметров в условия^' проведения сложного физического эксперимента.
Системы- криогенного обеспечения «Токамак-7»
149
2) криостатирование циркуляционной сверхпроводящей системы при температуре 4,5 К и охлаждение блока токовводов. При этом обеспечивается холодопроизводительность 250 Вт при 4,5 К с одновременным отбором 2,2 г/с гелия для охлаждения токовводов, а также ожижение 1,5 г/с гелия;
3) криостатирование циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы при средней температуре 3,8 К и охлаждение токовводов. В этом режиме необходимо обеспечить производство 150 Вт при 3,8 К. Понижение температуры гелия до 3,8 К
достигается понижением давления в накопителе жидкого гелия за счет использования откачного эжектора вместо дросселя;
4) ожижительный режим, обеспечивающий накопление жидкого гелия перед пуском установки «То-камак-7». В этом режиме криогенная гелиевая установка обеспечивает ожижение 180 л/ч гелия;
5) захолаживание теплозащитного экрана криостата от температуры окружающей среды до 80 К. Охлаждение осуществляется путем смешения жидкого и газообразного азота;
Рис. 4.4. Принципиальная схема криогенной гелиевой системы для криостатирова-ния сверхпроводящей магнитной системы установки «Токамак-7»,
1 — блок охлаждения; 2 — резервуар РЦВГ-1,25/07; 3 — газгольдер; 4установка «Токамак 7»; 5 — блок токовводов; 6 — имитатор тепловой нагрузки; 7 — блок очистки и осушки; 8 — компрессор.
150
Криогенное обеспечение СП-устройств
6) криостатирование теплозащитного экрана криостата при температуре 80 и 65 К. Режим криоста-тирования при 80 К осуществляется прокачкой жидкого азота через систему экранов в криостате со сбросом паров азота в окружающую среду. Понижение температуры жидкого азота до 65 К достигается откачкой паров азота из системы экранов водокольцевым насосом.
Время непрерывной работы системы криогенного обеспечения «Токамак-7» составляет более 1500 ч.
Система криогенного обеспечения состоит из криогенной гелиевой (рис. 4.4) и криогенной азотной.
Главным составляющим элементом системы «Токамак-7» является установка ОРГ-100-250/4,5, представляющая собой многорежимный гелиевый ожижитель-рефрижератор, специально для нее созданный. Установка работает по циклу среднего (2,5 МПа) давления с предварительным охлаждением потока гелия жидким азотом и имеет две детандерные, дроссельную и эжекторную ступени охлаждения.
Отличительными особенностями
Рис. 4.5. Характеристики работы гелиевой ожижительно-рефрижераторной установки ОРГ-100-250'4,5 при охлаждении объектов с температурными перепадами 20 и 40 К (а), при охлаждении объекта от 90 К до рабочей температуры (б) и криостати-ровании объектов при Т^4,5 К с одновре-
работы установки ОРГ-100-250/4,5 являются: возможность отбора потока гелия с необходимыми параметрами после теплообменника жидкого азота; форсирование холодопроизводительности при охлаждении объекта от 80 до 15 К; обеспечение повышенной циркуляции гелия в режиме криостатирования циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы двухфазным гелием и возможность охлаждения жидкого гелия до температуры 3,6 К в режиме криостатирования недогретым гелием. Установка позволяет осуществлять быструю перестройку режимов работы в ходе проведения экспериментов на «Токамаке-7». Для этой цели, а также для повышения надежности в установке ОРГ-100-250/4,5 применены четыре поршневых детандера с регулируемым числом оборотов.
Захолаживание циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы до температур жидкого азота с заданным температурным градиентом по длине шины осуществляется по рекуперативной схеме. Циркуляционный расход гелия в этом режиме определяется пропускной способ-
менным отбором жидкого гелия (в). Q — холодопроизводительность установки; Т — температура подаваемого на захолаживание гелия; ДГ — разность температур гелия на входе и выходе из объекта охлаждения; Гне — количество отбираемого жидкого гелия.
Системы криогенного обеспечения «Токамак-7»
151
ностью магнитной системы. Темп охлаждения регулируется за счет изменения доли циркуляционного потока гелия, охлаждаемого в теплообменнике с жидким азотом. Характеристика установки ОРГ-100-250/4,5 в режиме захолаживания до температуры жидкого азота с заданными температурными перепадами 20 и 40 К представлена на рис. 4.5, а. Охлаждение магнитной системы от температуры 80 К до рабочей производится потоком гелия, отбираемым из установки ОРГ-100-250/4,5, работающей в рефрижераторном режиме, с возвратом обратного потока гелия после охлаждения циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы в установку в обход дроссельной ступени и соединением его с потоком гелия, выходящего из детандера.
Тепловые характеристики работы блока в этом режиме представлены на рис. 4.5, б.
В режиме охлаждения магнитной системы от 15 К и заполнения ее жидким гелием установка ОРГ-ЮО-250/4,5 работает по схеме с включением дроссельной ступени охлаждения. По мере охлаждения магнитной системы доля рефрижераторной нагрузки уменьшается и соответственно увеличивается доля ожижительной нагрузки. Характеристика работы блока на этом режиме при различных соотношениях ожижительной и рефрижераторной нагрузок представлена на рис. 4.5, в.
Переход на режим криостатирования производится после заполнения жидким гелием циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы, блоков токовводов, сборника жидкого гелия и резервуара-накопителя.
Перед началом испытаний установки «Токамак-7» установка ОРГ-ЮО-250/4,5 выводится на оптимальный режим работы с помощью имитатора нагрузки.
При криостатировании циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы двухфазным гелием обеспечивается повышенный расход жидкого гелия (рис. 4.6). Для этой цели гелий из сборника 4 подается на эжектор 3, рабочим потоком в котором является прямой поток гелия, выходящий из дроссельного теплообменника установки ОРГ-ЮО-250/4,5 при давлении 1,2 МПа. Двухфазная смесь гелия из эжектора при давлении 0,2 МПа с расходом, в 2,5—3 раза превышающим расход прямого потока, попадает в переохладитель и при температуре 4,5 К поступает в циркуляционную сверхпроводящую магнитную систему. В этом режиме охлаждение токонесущей шины происходит по противоточной схеме с расходом двухфазного гелия примерно 80 г/с.
Схема охлаждения недогретым гелием при температуре 3,6 К и давлении 0,18 МПа представлена на рис 4.7. В этом режиме работы установки ОРГ-100-250/4,5 прямой поток гелия после дроссельного теплообменника поступает в эжектор, который обеспечивает откачку паров гелия из ванны переохладителя и одновременно дожимает эжектируе-мый поток до давления, обеспечивающего прокачку гелия через циркуляционную сверхпроводящую магнитную систему. Смесь на выходе из эжектора частично дросселируется и частично (около 30 г/с) охлаждается жидким гелием, кипящим под пониженным давлением, в змеевиковых теплообменниках сборника жидкого гелия и теплообменника переохладителя и подается в циркуляционную сверхпроводящую магнитную систему.
В режимах криостатирования магнитной системы с использованием эжекторов последние работают в области двухфазного состояния гелия. Фазовые превращения происходят как при истечении рабочего
152
Криогенное обеспечение СП-устройств
потока через сопло, так и в инжектируемом потоке. Методика расчета таких эжекторов, на работе которых существенно сказывается реальность газа, базируется на решении системы уравнений сохранения массы, импульса и энергии взаимодействующих потоков в камере смешения эжектора. Эти уравнения применяются в безразмерном виде с использованием газодинамических функций. Отличительной особенностью методики является введение осред-ненного расчетного показателя адиабаты. Характеристики ступеней позволяют установить связь между
разрежением в ванне-переохладите-ле и противодавлением на входе в циркуляционную сверхпроводящую систему.
На рис. 4.7 приведена зависимость коэффициента инжекции от разрежения в ванне-переохладите-ле, полученная из уравнения термодинамического баланса эжекторнодроссельной ступени (необходимый коэффициент инжекции). Искомые расчетные параметры ступени определяются путем совместного рассмотрения характеристик эжектора и кривой необходимого коэффициента инжекций.
Рис. 4.6. Характеристика ступени с циркуляционным эжектором.
/ — компрессор; 2 — блок охлаждения; 3 — эжектор; 4 — сборник жидкого гелия; 5 — блок токовводов; 6 — установка «Токамак-7»; /--гидравлическая характеристика сверхпроводящей обмотки; 8 — достижимый коэффициент инжекции; 9 — рабочая характеристика эжектора; А — расчетная точка. (Расчетная точка А сбалансированной работы ступени определяется как пе
ресечение гидравлической характеристики сверхпроводящей обмотки и кривой достижимого коэффициента инжекции струйного насоса. После определения в этой точке геометрических размеров насоса строится его характеристика 9, обозначенная на рисунке пунктирной линией.
Расход циркуляционного потока бц через обмотку равен Ор(1+«), где бр — расход прямого потока высокого давления через сопло насоса.)
Системы криогенного обеспечения «Токамак-7;
153
Учитывая, что максимальный КПД эжектора обеспечивается при его работе в точке пересечения допредельной и предельной ветвей характеристик, из рис. 4.7 следует, что противодавление потока не должно превышать 0,22 МПа (это соответствует расходу через магнитную систему около 30 г/с).
С уменьшением расхода охлаждаемого гелия уменьшается противодавление и вследствие этого разрежение в ванне-переохладителе, и температура потока, поступающего на охлаждение, понижается. Однако уменьшать расход гелия можно лишь до определенного предела, так как при малых расходах градиент температур по длине сверхпроводя
щей обмотки возрастает. Проведенные оптимизационные расчеты, основанные на совместном рассмотрении семейства характеристик эжектора и гидравлической характеристике циркуляционной сверхпроводящей магнитной системы, показали, что минимальная температура, составляющая около 4,2 К на выходе из магнитной системы, обеспечивается при расходе 30 г/с. При этом температура гелия на входе в систему составляет 3,6 К.
Экспериментальные исследования гелиевой криогенной системы подтвердили полученные расчетом характеристики.
В составе гелиевой криогенной системы имеется резервуар-накопи
дов; 7 — установка «Токамак-7»; 8— допредельная ветвь характеристики; 9 — предельная ветвь характеристики; 10— бц = = 35,6 г/с; рц = 0,24 МПа; 11 — бц=30 г/с, рц = 0,2 МПа; 12 — бц = 25 г/с, рц = = 0,18 МПа; (рц — давление на входе в магнит; бц — расход циркуляции; и — коэффициент инжекции).
Рис. 4.7. Характеристика ступени с эжектором, используемым для переохлаждения гелия, подаваемого в сверхпроводящую магнитную систему установки «Токамак-7».
1 — компрессор; 2 — блок охлаждения; 3 — эжектор; 4 — сборник жидкого гелия; 5 — сборник-переохладитель; 6 — блок токовво-
154
Криогенное обеспечение СП-устройств
тель для жидкого гелия РЦВГ-1,25/0,7 (рис. 4.8) объемом 1,25 м3 и избыточным рабочим давлением 0,07 МПа. Он состоит из кожуха и внутреннего сосуда, между которыми располагаются экранновакуумная изоляция и защитный азотный экран. Внутренний гелиевый сосуд резервуара подвешен к крышке на трех трубах, через которые осуществляется заправка резервуара жидким гелием, отвод из сосуда испарившегося гелия и вывод жидкого гелия.
Криогенная азотная система установки «Токамак-7» предназначена
Рис. 4.8. Резервуар-накопитель РЦВГ-1,25/0,7.
1 — гелиевый коллектор; 2 — подвеска (заправочно-сливная горловина) азотного экрана; 3— азотный коллектор; 4 — подвеска (заправочно-сливная горловина) гелиевого сосуда; 5 — изоляция; 6, 7 — трубки указателей уровня; 8 ~ радиационный экран; 9 — азотная ванна; 10 — гелиевый сосуд; 11 — вакуумный вентиль; 12 — наружный кожух; 13— адсорбционный насос; 14 — радиационный экран; 15 — азотный коллектор; 16 — опора.
для криостатирования активных частей установки на температурном уровне 80 К и обеспечения криогенной гелиевой системы жидким азотом. Снабжение жидким азотом осуществляется из стационарного резервуара вместимостью 320 л.
4.3. СИСТЕМЫ КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ ТЕРМОЯДЕРНОЙ УСТАНОВКИ «ТОКАМАК-15»
Создание термоядерной установки «Токамак-15» является очередным этапом в решении проблемы управляемого термоядерного синтеза. Исследования на «Токамаке-15» послужат базой для создания первого демонстрационного термоядерного реактора [4.2, 4.5]. Под демонстрационным реактором понимают установку с полномасштабной дейтериево-тритиевой плазмой с выделением энергии примерно равной той, что затрачивается на разогрев плазмы до рабочей температуры. Это будет рубеж перехода от этапов физических исследований к этапу технологическому.
Тороидальная камера «Токамак-15» по конструктивному решению аналогична камере, созданной для «Токамак-7», однако она имеет большие размеры: внешний радиус тора составляет около 4 м.
Система криогенного обеспечения установки «Токамак-15» предназначена для выполнения разнообразных функций по криостатированию и имеет достаточно сложную и разветвленную технологическую схему. Основными объектами криостатирования являются сверхпроводящая обмотка тороидального магнитного поля, сверхпроводящие магниты системы СВЧ-нагрева плазмы и крио-конденсационные панели камеры инжекторов быстрых нейтралов, используемых как дополнительное средство нагрева плазмы.
Системы криогенного обеспечения «Токамак-7»
155
Сверхпроводящая обмотка тороидального поля (СОТП) составлена из 24 соленоидов с циркуляционным охлаждением обмоток гелием при криогенных температурах. Сверхпроводящая обмотка каждого из соленоидов состоит из 12 галет, которые гидравлически соединены параллельно (как в установке «Токамак-7»). Каждая из галет наматывается сверхпроводящей шиной на основе интерметаллида Nb3Sn, заключенного в медную матрицу, которая оснащена двумя параллельными трубочками 4X0,5 мм, где циркулирует гелий. СОТП работает в импульсном тепловом режиме. Расчеты показывают, что импульсные тепловыделения в рабочем режиме будут достигать 160 кДж/им-пульс при длительности импульса примерно 5 с, интервалы между импульсами составят 10 мин. Внешние теплопритоки в стационарном режиме криостатирования составят около 650 Вт. В случае срыва тока плазмы импульсные тепловыделения будут достигать 630 кДж/импульс. При необходимости аварийного вывода тока из магнитной системы при потере сверхпроводимости должно выделиться до 52 МДж теплоты.
Для системы СВЧ-нагрева плазмы применены 24 МЦР-генератора, каждый из которых будет работать независимо один от другого. В каждом генераторе имеются два «теплых» соленоида (коллекторный и корректирующий и один сверхпроводящий. Сверхпроводящие соленоиды МЦР-генераторов выполнены погружными, каждый в своем криостате. Камеры двух инжекторов нейтралов снабжены системой криокон-денсационной вакуумной откачки с использованием жидкого гелия при температуре 3,5 К. Тепловая нагрузка на криоконденсационные панели в стационарном режиме составит 380 Вт, в импульсном — 900 Вт, длительность импульса 1,5—3 с.
Таким образом, система криогенного обеспечения установки «Токамак-15» характеризуется сложным технологическим регламентом работы сверхпроводящих устройств, что усугубляется импульсным характером тепловыделений, большим диапазоном тепловых нагрузок. Кроме того, эксплуатация «Токамак-15» требует высокой степени надежности криогенного оборудования.
Поэтому для термоядерной установки «Токамак-15» спроектирована криогенная гелиевая система, работающая по двухконтурной схеме криостатирования объектов (рис. 4.9). Схема состоит из криогенной гелиевой установки и трех автономных блоков: для криостатирования СОТП, МЦР-генераторов и криокон-денсационных панелей инжекторов нейтралов. Криогенная гелиевая установка работает в ожижительном режиме и обеспечивает подачу жидкого гелия в эти блоки.
В качестве источников циркуляции двухфазного или закритическо-го гелия в блоках криостатирования используются струйные аппараты-эжекторы, обладающие высокой надежностью и простотой эксплуатации. Применение в данной системе механических насосов при ожидаемых значениях КПД Цад —0,5, как показали расчеты, энергетического выигрыша не дает, но существенно усложняет эксплуатацию и снижает надежность гелиевой криогенной системы в целом.
Работа криогенной гелиевой системы осуществляется следующим образом. Газообразный гелий от винтовых компрессоров с давлением 2,5 МПа, пройдя блок осушки и маслоочистки, поступает в агрегат предварительного охлаждения криогенной гелиевой установки ОРГ-ЗОО--1800/4,5, где охлаждается жидким азотом до 80 К, после чего проходит низкотемпературную адсорбционную очистку от примесей воздуха. Далее
156 Криогенное обеспечение СП-устройств
поток гелия делится на три части: одна часть потока направляется для дальнейшего охлаждения и ожижения, вторая — в блок криостатирования СОТП (РГ-2000/4,5), третья— в блок криостатирования инжекторов нейтралов (РГ-700/3,5). Ожиженный гелий направляется в блоки РГ-2000/4,5 и РГ-700/3,5, а также в резервуар системы криостатирования сверхпроводящих соленоидов МЦР-генераторов.
Сверхпроводящие обмотки системы тороидального магнитного поля охлаждаются двухфазным потоком гелия, который с помощью циркуляционного эжектора с необходимыми параметрами после охлаждения в
теплообменнике жидким гелием, кипящим при атмосферном давлении, подается в раздаточный коллектор. Из сбросного коллектора после охлаждения сверхпроводящих обмоток двухфазный гелий поступает в сборник-сепаратор, откуда пары возвращаются на блок криостатирования, а жидкость остается в ванне теплообменника.
Рабочий поток гелия на эжектор подается от блока криостатирования РГ-2000/4,5.
При расчетном тепловом потоке на систему около 1500 Вт и выбранном режиме работы блока с долей подпитки 6%, обеспечивающей наиболее благоприятные условия рабо
Рис. 4.9. Принципиальная схема криогенной гелиевой системы установки «Токамак-15».
(Эта криогенная гелиевая система представляет собой полностью автоматизированный криогенный комплекс, отличающийся сложным технологическим регламентом работы. Система обеспечивает (Ьорснпо-ванное захолаживание и длительное криостатирование целого ряда сверх.-' водя, и криогенных устройств, работающих в условиях резких переменных тепловых нагрузок. Криогенная гелиевая система установки «Токамак-15» работает по двухконтурной схеме криостатирования сверхпроводящих объектов.)
1 — газгольдер вместимостью 1000 м3; 2— винтовой компрессор ВКА-40/16; 3—винтовой компрессор ВКА-6-15'25; 4 — закачкой компрессор 6ГШ-1,6-3,5/1,15-320; 5 — гелиевые ресиверы; 6—гелиевая установка ОРГ-300-1800 4,5; 7 — блок криостатирования РГ-2000/4,5; 8 — блок криостатирования РГ-700/3,5; 9 — резервуар жидкого гелия вместимостью 40 м3; 10 - криостат установки «Токамак-15»; 11 -—сверхпроводящие обмотки тороидального поля; 12 — технологическая ванна; 13 — теплообменная ванна; 14—ванна токовых вводов; 15 — эжектор циркуляции двухфазного гелия; 16 — эжектор циркуляции закритиче-ского гелия; 17 — криостатные панели инжекторов; 18 — резервуар-питатель; 19— криостаты СП-магнитов МЦР — генераторов.
Системы криогенного обеспечения «Токамак-15»
157
ты циркуляционного эжектора, в блок криостатирования необходимо подавать почти 450 кг/ч гелия при давлении 2,5 МПа и температуре 80 К. При этом обеспечивается подача в СОТП около 1000 кг/ч гелия при 4,5 К. Рабочая характеристика блока криостатирования РГ-2000/4,5 представлена на рис. 4.10. Снятие максимальных тепловых возмущений (до 1000 кДж/импульс) достигается путем увеличения расхода прямого потока на блок, что обеспечивает максимальную простоту регулирования системы при нестационарных тепловых нагрузках.
Криоконденсационные панели инжектора нейтралов охлаждаются в
условиях естественной циркуляции двухфазным гелием, кипящим под разрежением. Контур с естественной циркуляцией замкнут на сепаратор, расположенный в блоке РГ-700/3,5, с помощью которого и обеспечивается криостатирование криопанелей на расчетном температурном уровне 3,5 К.
Технологическая схема блока криостатирования инжекторов нейтралов РГ-700/3,5 аналогична технологической схеме блока РГ-2000/4,5. Блок криостатирования инжекторов укомплектован дополнительным сепаратором, предназначенным для вакуумирования жидкого гелия и запитки им объектов криостатиро-
> Жидкий гелий
158 Криогенное обеспечение СП-устройств
вания. Откачка паров гелия из сепаратора проводится откачным эжектором.
В расчетном режиме работы на блок криостатирования РГ-700/3,5 подается гелий под давлением 2,5 МПа при температуре жидкого азота, охлаждается за счет холода обратного потока до 5 К и под давлением 2,0 МПа после промежуточного дросселирования подается на эжектор. Характеристика работы циркуляционного эжектора блока РГ-2000/4,5 представлена на рис. 4.11.
В выбранном оптимальном режиме криостатирования объектов при температуре 3,5 К доля подпитки блока жидким гелием приблизительно равна 4% от циркуляционного потока. Таким образом, для компенсации тепловой нагрузки в 400 Вт на температурном уровне 3,5 К на блок криостатирования необходимо подать 200 кг/ч прямого потока и обеспечить подпитку блока криостатирования РГ-700/3,5 жидким гелием с
Рис. 4.10. Характеристика блока криостатирования РГ-2000/4,5.
Q — холодопроизводительность; у — доля подпитки жидким гелием в долях основного расхода в прямом потоке гелия; бпр — массовый расход прямого потока гелия.
расходом около 65л/ч. Характеристика работы блока при различных тепловых нагрузках и циркуляционных расходах и характеристика откачного эжектора представлены на рис. 4.12, 4.13.
Криостатирование 24 погружных сверхпроводящих магнитов МЦР-ге-нераторов осуществляется жидким гелием в контуре с естественной циркуляцией, замкнутом на питательный резервуар, в котором автоматически поддерживается уровень жидкого гелия. Пары гелия из питательного резервуара через блок криостатирования РГ-2000/4,5 возвращаются в криогенную гелиевую установку. На продувку токовводов расходуется до 40 л/ч жидкого гелия.
Технологическая схема криогенной гелиевой установки ОРГ-ЗОО--1800/4,5 (рис. 4.14) построена по четырехкаскадному циклу охлаждения среднего давления с использованием жидкого азота, двух ступеней турбодетандеров и поршневого детандера, установленного в низкотем
Рис. 4.11. Зависимость достижимого коэффициента инжекции от степени сжатия потока для циркуляционного эжектора, работающего на двухфазном гелии.
Ор — массовый расход рабочего потока; би — массовый расход инжектируемого потока.
Системы криогенного обеспечения «Токамак-15»
159
пературной концевой ступени охлаждения на ожиженном потоке. Установка работает при давлении газообразного гелия на входе 2,3—2,5 МПа и расходе 4800 м3/ч. Она потребляет до 350 кг/ч жидкого азота и 1200 кВт электрической энергии для привода компрессоров.
Установка ОРГ-ЗОО-1800/4,5 обеспечивает форсированное охлаждение сверхпроводящих и криогенных объектов и криостатирование их при температуре 4,5 К в широком диапазоне расходов при различных соотношениях «ожижительной» и «рефрижераторной» нагрузок. С максимальной термодинамической эффективностью установка работает в «накопительном» режиме с включением резерных турбодетандеров с производительностью по жидкому гелию 750 л/ч и в «ожижительном» режиме (при половинном расходе прямого потока на установку 0аг= = 400 кг/ч) с номинальной производительностью по жидкому гелию 427 л/ч. Установка ОРГ-ЗОО-1800/4,5
Рис. 4.12. Характеристика блока криостатирования криоконденсационных панелей инжекторов нейтралов РГ-700/3,6.
Q — холодопроизводительность; у — доля подпитки жидким гелием в долях основного расхода в прямом потоке гелия.
может работать в технологически более сложном («смешанном») режиме, рассчитанном на непосредственную запитку объектов с производительностью 300 л/ч жидкого гелия и 1800 Вт холода на температурном уровне 4,5 К.
Такой режим установки предопределяет ее работу с повышенным давлением гелия на выходе, необходимым для обеспечения расчетных условий циркуляции гелия в объектах. Проведенные исследования показали, что при использовании концевого детандера с регулируемой холодопроизводительностью повышение давления после детандера от 0,25 до 1,0 МПа снижает холодопроизводительность установки на 15— 17%. Характеристика работы установки ОРГ-ЗОО-1800/4,5 в «смешанном» режиме представлена на рис. 4.15. В составе криогенной гелиевой системы имеется две установки ОРГ-ЗОО-1800/4,5.
В каждой установке для сжатия газообразного гелия применены по
Рис. 4.13. Зависимость достижимого коэффициента инжекции от давления инжектируемого потока для откачного эжектора. рс — давление нагнетания в камере эжектора; рн — давление всасывания; рр— давление рабочего потока; тр— температура в камере эжектора.
160
Криогенное обеспечение СП-устройств
два винтовых компрессорных агрегата ВКЛ-40/16, в которых гелий сжимается до 1,6 МПа, и одному компрессорному агрегату ВКА-6-15/26, где гелий сжимается от 1,6 до 2,5 МПа. Использование специально созданных для этой установки винтовых компрессорных агрегатов существенно повышает надежность криогенных гелиевых установок и обеспечивает ресурс непрерывной работы не менее 3000 ч, что не является пределом для винтовых компрессоров. Следует отметить, что винтовые компрессоры наиболее
Рис. 4.14. Принципиальная технологическая схема установки ОРГ-300-1800/4,5. (Установка представляет собой автоматизированный многоцелевой ожижитель-рефрижератор, предназначенный для работы в составе сложного криоэнергетического комплекса. Выполнена в виде агрегатированных блоков с законченным монтажом всего оборудования, испытанного на заводском стенде в условиях, максимально приближенных к рабочим. С учетом повышенных требований к надежности работы установ-
полно отвечают требованиям, предъявляемым к машинам сжатия криогенных гелиевых установок. Они выгодно отличаются от поршневых и центробежных машин по надежности, длительности непрерывной работы, компактности и металлоемкости.
Гелиевые турбодетандеры — основной источник холода в установке ОРГ-ЗОО-1800/4,5 — включены в схему последовательно через промежуточный теплообменник. Для обеспечения эффективного захолаживания объекта и повышения надежно-
ки предусмотрено резервирование машинного оборудования.)
1 — газгольдер; 2— ресивер объемом V— = 10 м3, р = 32 МПа; 3 •—компрессор гелиевый закачной 6ГШ-1,6-3,5/1,5-320; 4 — винтовой компрессорный агрегат «Ка-скад-40/16»; 5 — винтовой компрессорный агрегат «Каскад-6-15/25»; 6 — концевой
холодильник; 7 —- фильтр; 8 — блок маслоочистки и осушки; 9 — адсорберы; 10 — криогенный блок; 11- блок турбодетандеров; 12 — поршневые детандеры.
1
8
Системы криогенного обеспечения «Токамак-15»
161
сти работы ОРГ-ЗОО-1800/4,5 установлены параллельно два турбодетандера со следующими параметрами:
I ступень II ступень
Рабочий газ . . Гелий Гелий
Начальное давление ро, МПа . . 1,945 0,825
Ступень расширения е . . . . . 2,37 6,41
Начальная температура То, к . . 45 22
Массовый расход, кг/с ...... 0,12 0,1175
Частота вращения, об/мин . . . . 152 000 102 000
Мощность, кВт 5,8 3,54
Ступень турбодетандера (рис. 4.16) представляет собой центростремительную реактивную турбину с радиально-осевым колесом (рис. 4.17) закрытого типа. Расположение ротора — вертикальное. Первая и вторая ступени турбодетандера выполнены конструктивно одинаковыми. Различие заключается только в геометрии проточной части. Общие виды модуля и направляющих аппаратов показаны на рис. 4.18 и 4.19.
При испытании турбодетандеров I и II ступени получены адиабатные
ю
6 Зак. 725
162
Криогенное обеспечение СП-устройств
КПД 75% — для I ступени, 69% — для II ступени.
Поршневой гелиевый детандер (рис. 4.20) предназначен для получения холода в дроссельной ступени установки.
Рабочие параметры детандера следующие:
Производительность, м3/ч . . . . 2000
Температура на входе, К . . • • « 7
Давление на выходе, МПа . . . .0,25
Давление на входе, МПа . . . . .2,0
Адиабатный КПД, %..................80
Частота вращения, об/мин .... 340
Предусмотрена возможность параллельного и последовательного включения поршневых детандеров. Для повышения надежности работы в составе установки имеются два поршневых детандера.
Обеспечение жидким азотом установки «Токамак-15» осуществляется специальной азотной системой (рис. 4.21), которая имеет холодопроизводительность 165 кВт в максимальном режиме и 100 кВт в рабочем режиме охлаждения на уровне температур 80 К. Примененные установки обратной конденсации азота
Рис. 4.15. Характеристика работы установки ОРГ-ЗОО-1800/4,5 на «смешанном режиме».
РТ — расчетная точка.
(рис. 4.22) позволяют исключить потери жидкого азота. Параметры установки обратной конденсации следующие:
Производительность по жидкому азоту, кг/ч.......... а 3100
Давление жидкого азота, МПа 0,4—1,6 Температура, К ..... . 80
Удельный расход энергии, МДж/кг.................. , 1,44
Создание крупных сверхпроводящих магнитных систем промышленного масштаба требует проведения сложных работ по экспериментальной отработке и аттестации сверхпроводящих соленоидов на специально создаваемых установках. Примером такой установки является стенд испытания магнитных систем (СИМС) для экспериментальной отработки блоков СОТП термоядерной установки «Токамак-15». В состав испытываемых объектов входят имитирующие блоки и испытываемый соленоидный блок из 12 галет.
Имитирующие блоки в зависимости от программы испытаний могут компоноваться в количестве трех-четырех единиц и предназначены для имитации магнитных полей, создаваемых в «Токамаке-15». Испытываемые и имитирующие блоки работают в импульсном тепловом режиме. Импульсные тепловыделения в нормальном рабочем режиме достигают 6 кДж на цикл при длительности импульса 5 с и интервале между импульсами 10 мин.
В случае необходимости аварийного вывода тока из блоков тепловыделения составляют 10—15 МДж за 30 с.
Таким образом, криостатирова-ние сверхпроводящих блоков обеспечивается в условиях переменных тепловых нагрузок. Криостатирова-ние проводится путем циркуляции закритического гелия по замкнутому контуру: криогенная установка —
Системы криогенного обеспечения «Токамак-15;
163
сверхпроводящие магниты — тепловой демпфер — криогенная установка (с отводом части жидкого гелия на блоки токовводов).
Комплекс криогенного оборудования стенда СИМС включает:
универсальный испытательный гелиевый криостат (УИК), в котором размещаются имитирующие и испытываемые сверхпроводящие соленоидные блоки;
гелиевый ожижитель-рефрижератор ОРГ-250-1200/4,5 производительностью 250 л/ч жидкого гелия и 1200 Вт на уровне 4,5 К;
гелиевый ожижитель ОГ-200 и резервуар жидкого гелия вместимостью 40 000 л;
вакуумную камеру для входного вакуумного контроля сверхпроводящих соленоидных блоков.
Универсальный испытательный гелиевый криостат имеет объем рабочей полости 92 м3, диаметр 4 м. Имитирующие и испытываемые блоки монтируются на столе. Давление в рабочей полости составляет 10~2 Па, в вакуумной полости 10~2 10~4 Па. Для уменьшения
теплопритока к испытываемым блокам стол охлаждается потоком жидкого гелия, корпус криостата имеет защитный экран из жидкого азота и гелия. Захолаживание, криостатирование и отогрев испытываемых объектов производятся многорежимной автоматизированной криогенной гелиевой установкой ОРГ-250-1200/4,5, которая может работать в рефрижераторном, ожижительном и в нескольких комбинированных (ожижительно-реф-рижераторных) режимах. В заданном технологическом режиме установка автоматически подстраивается под соответствующую тепловую нагрузку.
Установка ОРГ-250-1200/4,5 построена по циклу среднего (25атм) с предварительным азотным охлаждением, расширением части прямо-н*
го потока гелия в последовательно установленных турбодетандерах и части прямого потока в концевом поршневом детандере. По своему конструктивному исполнению, технологической схеме и составу оборудования эта установка аналогична ожижителю-рефрижератору ОРГ-300-1800/4,5, входящему в состав СКО «Токамак-15».
С целью равномерного снятия тепловых импульсов криогенной установкой на обратном потоке гелия, возвращаемого после блоков сверхпроводящих магнитных систем, установлен тепловой демпфер» Теплота импульса воспринимается жидким гелием, где размещены теплообменники для охлаждения обратного потока. Процесс демпфирования импульсной нагрузки и равномерной ее передачи в криогенную установку производится постепенным охлаждением сосуда демпфера за счет теплообмена с кипящим жидким гелием со сбросом образующихся паров в криогенную установку.
В качестве вспомогательного оборудования для обеспечения криостатирования объектов, имеющих повышенные тепловыделения, применен ожижитель ОГ-200. Гелиевый ожижитель ОГ-200 представляет из себя специальную КГУ, рассчитанную на высокую холодопроизводительность. Он обеспечивает циркуляционную раздачу жидкого гелия по потребителям в режиме криостатирования объектов. Схема ожижителя построена по циклу среднего давления с предварительной азотной, двумя детандерами и дроссельной ступенью охлаждения. В составе ожижителя используются эффективные витые теплообменники из труб, оребренных проволокой и четырех поршневых детандеров, один из которых работает в области влажного пара и оснащен клапаном с электромагнитным приводом.
164
Криогенное обеспечение СП-устройств
Рис. 4.16. Конструкция ступени турбодетандера.
Каждая ступень состоит из двух основных частей: теплоизолирующего кожуха 1, который вваривается в днище теплообменного блока рефрижератора, и модуля 2, объединяющего ходовую и проточную части машины. Для уменьшения тепло-притока к холодным частям турбодетандера кожух и корпус модуля снабжены стеклопластиковыми тепловыми мостами. Модуль турбодетандера конструктивно выполнен таким образом, что может легко демонтироваться из кожуха для ревизии и ремонта без нарушения вакуумной изоляции теплообменного блока и отсоединения трубопроводов, связывающих ступень с теплообменным блоком. Ходовая часть ступени состоит из узла подшипников 7, 10, тормоза 9 и ротора 8, которые монтируются во втулке 3 и крепятся к корпусу. Втулка подшипников 3 имеет горизонтальный разъем. Для слива масла во втулке выполнены сливные отверстия. Подшипники — гидродинамические, трехклиновые — имеют раздельную подачу масла к радиальным и торцевым поверхностям.
Энергия, развиваемая турбодетандером, переходит в тепло трения в подшипниках и в цилиндрическом масляном тормозе. Тормоз 9 расположен в средней части вала между опорами.
При работе турбодетандера в номинальном расчетном режиме масло в тормозную втулку не подается, механическая энергия расходуется только на трение в подшипниках. Теплое отработанное масло из машины самотеком сливается в маслобак через крышку 12.
Проточная часть турбодетандера состоит из направляющего аппарата 5, рабочего колеса 6, узла уплотнения 4.
Выходной патрубок-диффузор 14, которым кончается модуль, соединяется с патрубком 15 выходной коммуникации, расположенным на кожухе, посредством эластичной фторопластовой муфты 13. Муфта охватывает указанные выше патрубки по наружному диаметру. Как известно, фторопласт при захолаживании дает большую усадку, чем нержавеющая сталь, этим и обеспечиваются достаточная плотность указанного разъемного соединения и надежное разделение полостей высокого и низкого давления турбодетандера. Направляющий аппарат имеет крыловидные лопатки, образующие сужающиеся сопла прямоугольного сечения с параллельными кромками на выходе. Рабочее колесо закры
тое, радиально-осевого типа. Объемные лопатки рабочего колеса выполнены в теле основного диска.
Покрывной диск прикреплен к основному при помощи пачки.
Для уменьшения перетечек рабочего газа на покрывном диске рабочего колеса сделаны торцевые лабиринтные уплотнения. Уплотнение достигается врезанием гребней лабиринтов в графитовую втулку, установленную в корпусе направляющего аппарата.
Колесо консольно расположено на валу и крепится на конусной его части прижимным болтом. Внутренняя полость турбодетандера в месте выхода вала уплотнена ступенчатым лабиринтным уплотнением, со стороны подшипников расположена маслоотбойная втулка. Для уменьшения утечек холодного газа через заднее лабиринтное уплотнение в среднюю часть его предусмотрен наддув теплого газа.
Необходимое давление подаваемого в лабиринты газа поддерживается специальным автоматическим перепадным устройством, которое отслеживает изменение давления за направляющим аппаратом и подает теплый гелий для наддува лабиринта с давлением на 0,3—0,7 мМа (0,03— 0,07 кгс/см2) ниже давления за направляющим аппаратом, измеренным у корня рабочего колеса.
Расположение лабиринтов и распределение давлений по проточной части выбрано таким образом, чтобы возникающее в рабочих условиях осевое усилие прижимало ротор и рабочее колесо к графитовой втулке, что способствует уменьшению зазора в торцевом лабиринтном уплотнении.
Узел уплотнения по валу и рабочему колесу должен обеспечивать минимальную утечку холодного гелия. Так, утечка по валу в размере 5% может поглотить всю холодопроизводительность турбодетандера, работающего при температурах входа 20-25 К.
Для уменьшения теплопритоков по корпусу 2 к холодным частям машины кожух снабжен многослойной изоляцией. Полость А вакуумируется.
Измерение числа оборотов ротора осуществляется датчиком 11, установленным в крышке 12.
Конструкция турбодетандера и всего агрегата приспособлена к системе автоматического программного управления криогенной гелиевой установки как во время установившейся работы, так и в переходных режимах, т. е. при пуске установки.
Системы криогенного обеспечения «Токамак-7»
165
12
166
Криогенное обеспечение СП-устройств
Рис, 4.17. Общий вид рабочих колес.
Рабочее колесо закрытого типа, на его покрывном диске расположены гребни торцевого уплотнения. Кроме основных лопаток, которые видны на рисунке, на рабочем колесе могут располагаться промежуточные лопатки с неполным профилем.
Рис. 4.18. Общий вид модуля гелиевого турбодетандера.
На корпусе модуля расположены штуцеры для подвода и отвода теплого газа и масла. На рисунке видна ходовая часть с ротором на гидродинамических опорах.
Рис. 4.19. Общий вид направляющих аппаратов.
а — аппарат с параллельными кромками; б — клиновый аппарат.
Рис. 4.20. Поршневой гелиевый детандер ДПГ-33-20/2,5.
Он имеет детандерную ступень и соосно расположенный пневмотормоз. Детандерная ступень оснащена двумя электроклапанами с принудительным управлением. Клапан впуска первоначально открывается перемещением поршня, а клапан выпуска — за счет газового импульса из верхней части полости цилиндра. Электромагнит удерживает клапан в открытом положении. Электромагнитная система позволяет регулировать любые временные моменты задержки клапанов детандера. Пневмотор-мозная ступень оснащена самодействующим клапаном выпуска, а вместо клапана впуска используются окна в цилиндре. В детандерной цилиндровой группе применено обычное щелевое уплотнение с использованием армировки поршня фторопластом.
Системы криогенного обеспечения «Токамак-15:
167
Рис. 4.21. Принципиальная схема криогенной азотной системы «Токамак-15» (выполнена по замкнутой схеме с применением установки обратной конденсации паров азота) и системы эжекторного охлаждения жидкого азота до 70 К.
1 — установка обратной конденсации; 2 ~
оперативная емкость; 3 — емкость-пере-охладитель; 4 — эжектор; 5 — турбокомпрессор КтК-12,5/35; 6 — центробежный насос; 7 — резервуар для хранения жидкого азота; 8 — газгольдер; 9 — система СВЧ-нагрева; 10 — многорежимный блок охлаждения; 11 — установка Т-15.
Рис 4.22. Принципиальная схема установки обратной конденсации азота, входящей в состав криогенной азотной системы установки «Токамак-15».
Установка обратной конденсации выполнена по технологической схеме цикла среднего давления. Азот, сжатый в турбокомпрессоре КтК-12,5/35 до давления 3,2 МПа, в количестве 9400 м3/ч поступает в теплообменник 4, где охлаждается до 93 К. После теплообменника 4 азот разделяется на два потока: дроссельный поток, пройдя теплообменники 5—7 и дроссель, ожижается и выводится из установки; детандерный поток в количестве 6700 м3/ч поступает в I ступень турбодетандера 2, где расширяется до давления 0,7 МПа и охлаждается до 110 К.
Отдав часть холода в теплообменнике 6, детандерный поток направляется во II ступень турбодетандера 3, где расширяется до давления 0,13 МПа и охлаждается до 80 К. После II ступени детандерный азот смешивается с продукционным газообразным азотом из объектов охлаждения, проходит теплообменники 7, 5, 4, где отдает холод и, нагретый до температуры окружающей среды, поступает на всасывание в турбокомпрессор 1 (КтК-12,5/35).
168 Криогенное обеспечение СП-устройств
4.4. СИСТЕМЫ КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ ПОГРУЖНЫХ МАГНИТНЫХ СИСТЕМ
В некоторых случаях в сверхпроводящих устройствах применяются погружные сверхпроводящие магнитные системы (ПСМС), в которых магнит охлаждается жидким гелием, кипящим при температурах 3,5--5 К. Для этой цели магнит помещается в криостат, заполненный жидким гелием, находящимся при соответствующем давлении, равновесном температуре охлаждающего жидкого гелия.
Безусловными преимуществами ПСМС являются простота схемы охлаждения за счет естественной конвекции жидкого гелия и достаточно высокие значения критических тепловых потоков пузырькового кипения гелия, обеспечивающие надежную криостатическую стабилизацию охлаждения сверхпроводящего магнита.
На рис. 4.23 показан криостат установки ЛИН-5Б, в котором размещен электромагнит для открытой ионной ловушки типа «бейсбол», предназначенной для исследования
управляемых термоядерных реакций.
Криостат состоит из накопителя жидкого гелия и радиационных экранов, охлаждаемых жидким азотом. Криовводы накопителя гелия одновременно являются подвесками электромагнита. По условиям накопления плазмы в ловушке в рабочем режиме должно быть обеспечено давление не выше 1 • 10~8 Па. Для получения такого давления криостат выполняется с подогреваемыми при откачке до 673 К радиационными экранами. Рабочий объем криостата составляет 6 м3, давление в полости 1 • 10~~8 Па, масса сверхпроводящего магнита 700 кг, масса криостата с ловушкой 6000 кг, рабочая температура магнитной системы 4,2—6 К/
На рис. 4.24 показан общий вид криостата с ПСМС МГД-генерато-ра ИМ-114. ПСМС выполнена в виде цилиндрического криостата для гелия со встроенным сверхпроводящим магнитом. В центре через криостат проходит горизонтальный рабочий МГД-канал. Для обеспечения доступа к магниту криостат имеет разборную конструкцию. Сосуд для
Рис. 4.23. Криостат сверхпроводящей магнитной системы ЛИН-5Б.
Рис. 4.24. Криостат МГД-генератора ИМ-114 с погружной сверхпроводящей магнитной системой.
Системы Криогенного обеспечения МГД-генераторов
169
жидкого гелия с магнитом защищен от внешних теплопритоков высоковакуумной теплоизоляцией с азотным экраном. Криостат имеет два токоввода и криовводы для жидкого гелия. Рабочий объем криостата составляет 1,6 м3, масса магнита 4,5 т, масса криостата с магнитом 6,5 т, объем заливаемого жидкого гелия 1.5 м3, рабочая температура магнитной системы 4.5 К. Система криогенного обеспечения МГД-гене-ратора ИМ-114 включает две серийные криогенные гелиевые установки КГУ-250, блок теплообменников, предназначенный для охлаждения криостата, резервуары для жидкого гелия и жидкого азота, систему трубопроводов и арматуры, систему управления, систему утилизации гелия. Система криогенного обеспечения имеет дистанционное управление, позволяющее гарантировать безопасность работы МГД-генера-тора.
4.5. СИСТЕМЫ КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ КРУПНЫХ МГД-ГЕНЕРАТОРОВ
В 1978 г. был создан МГД-гене-ратор мощностью 25 тыс. кВт с ПСМС. Результаты испытаний и отработки отдельных узлов и агрегатов этого МГД-генератора позволили приступить к созданию опытнопромышленного образца мощностью 100 и 500 МВт. В состав системы криогенного обеспечения МГДЭС-100 (рис. 4.25) входят гелиевый криостат для сверхпроводящего магнита, винтовые гелиевые компрессоры ВКА-40/16 и АГТ-2/320, криогенная гелиевая установка ОГ-300 производительностью 300 л/ч жидкого гелия, резервуар для жидкого гелия вместимостью 40 м3, азотная криогенная система и система управления и контроля (на рисунке не показаны).
Общий вид криостата для МГД-генератора мощностью
100 МВт показан на рис. 4.26. В криостате размещается сверхпроводящий магнит общей массой около 150 т, а также канал МГД-генератора. Криостат выполнен в виде горизонтального теплоизоляционного сосуда диаметром 4,5 и длиной 10 м, общим гидравлическим объемом около 30 м3 с неподвижной левой частью, на которой смонтированы все коммуникации и токовводы, и съемной правой частью, обеспечивающей полный доступ к электромагниту.
Седлообразная обмотка сверхпроводящего магнита монтируется на силовой трубе, которая одновременно является внутренней оболочкой сосуда криостата. На ней выполнены продольные каналы, предназначенные для захолаживания обмоток магнита. Совместно с плоскими днищами и двухстенной оболочкой с экранно-вакуумной изоляцией силовая труба образует «холодный» сосуд, который заполняется жидким гелием. Продольные каналы объединены за пределами плоских днищ коллекторами, на которых установлено по четыре эжектора, необходимых для создания циркуляции криоагента по внутренним каналам обмотки магнита.
Силовая труба устанавливается на шарнирных охлаждаемых опорах, воспринимающих температурные деформации и обеспечивающих минимальные притоки теплоты. По функциональному назначению конструкция криостата разделена на две камеры: вспомогательную и рабочую с магнитом.
Вспомогательная камера с змеевиковым теплообменником выполняет роль концевой ступени гелиевого ожижителя и отделена от рабочей камеры переливной перегородкой, гарантирующей стабилизацию уровня над поверхностью магнита.
170
Криогенное обеспечение СП-устройств
Рис. 4.25. СКО МГДЭС-100. а — схема криогенного обеспечения: 1 — винтовой гелиевый компрессор; 2 — газгольдер; 3— гелиевые ресиверы; 4 — гелиевый ожижитель; 5 — подогреватель; 6 — гелиевый криостат; 7 — резервуар жидкого гелия; б — схема аварийной эвакуации жидкого
гелия: 1 — теплоизоляционная полость; 2 — полость аварийного слива жидкого гелия; 3 — переливная полость; 4 — ванна жидкого гелия; 5 — сверхпроводящий магнит; 6 — несущая труба; 7 — теплоизоляционная полость; 8 — канал МГД-генератора; в — схема захолаживания магнита.
истемы криогенного обеспечения МГД-генераторов 171
В рабочей камере для обеспечения эффективной эвакуации жидкого криоагента из зоны контакта с обмоткой сверхпроводящего магнита в период перехода ее в нормальное состояние или при других аварийных тепловыделениях «холодный» сосуд заключен в так называемую ложную обечайку с переливными трубами и газовой подушкой.
Компенсацию суммарных тепловыделений от двух десятикилоам-перных токовводов, от охлаждаемых теплоизоляционных опор и радиационных экранов обеспечивает криогенная гелиевая установка ОГ-ЗОО. Она выполнена по высокоэффективной четырехкаскадной схеме, включающей ступень предварительного азотного охлаждения, две ступени последовательного расширения гелия в турбодетандерах и ступень с «холодным» поршневым детандером. В соответствии с функциональным назначением технологическое оборудование ожижителя группируется в блоки маслоочистки и осушки, предварительного охлаждения, низкотемпературной очистки, теплообменный, турбодетандеров и блок ожижения.
Рабочий процесс ожижения гелия осуществляется следующим образом. Компримированный до 1,6 МПа в компрессоре ВКА-40/16 гелий, пройдя предварительную очистку от масла и влаги при температуре 270—275 К, поступает в блок предварительного охлаждения, где охлаждается до 80 К. После азотной ванны блока предварительного охлаждения прямой поток гелия проходит блок низкотемпературной очистки от О2, N2 и Н2.
Очищенный от примесей поток гелия поступает в теплообменный блок, где около 60% потока расширяется в двух последовательных турбодетандерах, а остальная часть прямого потока с температурой 13—-15 К поступает в блок ожиже
ния, расширяется в поршневом детандере от 1,6 до 0,2 МПа и отводится в криостат, где дросселируется до 0,12 МПа в рабочую камеру с магнитом. Часть жидкости, образующейся при дросселировании, используется для криостатирования электромагнита, а остальная— для конденсации дросселируемого потока. Образующиеся при этом пары гелия возвращаются в гелиевый ожижитель, где их холод рекуперируется в теплообменных аппаратах.
Система МГДЭС-100 обеспечивает устойчивые режимы охлаждения многотонной конструкции криостата и магнита от 300 до 80 К и от 80 до 4,5 К с максимальной холодопроизводительностью и малым температурным перекосом (не более 40 К), стабилизацию уровня жидкого гелия в рабочем объеме криостата в процессе криостатирования; защиту криостата и сохранение примерно 90% жидкого гелия в период аварийной потери сверхпроводимости в обмотке электромагнита.
Охлаждение ПСМС от температуры окружающей среды до рабочих температур (4,5 К) проводится в три этапа. Наиболее сложным этапом является охлаждение в интервале температур от 300 до 80 К, что обусловлено необходимостью сочетать противоречивые требования: максимально возможный темп охлаждения 150-тонной массы магнита с безопасным температурным перекосом (не более 40 К). Для этой цели охлаждение ПСМС производится посредством эжекторов, встроенных непосредственно в рабочий объем криостата. В эжекторах производится смешение потока активного гелия с температурой 80 К и давлением 1,6 МПа, поступающего из теплообменника азотной ванны гелиевого ожижителя, с теплым гелием, имеющим темпе
172
Криогенное обеспечение СП-устройств
ратуру охлаждаемого криостата. В результате гелий, поступающий из эжекторов в каналы несущей трубы магнита и равномерно распределяющийся по всей металлоконструкции, имеет допустимую температуру с заданным перекосом температуры. Нагретый до температуры конструкции гелий поступает вновь в гелиевый ожижитель. В
Рис. 4.26. Криостат МГДЭС-100 со сверхпроводящей магнитной системой погружного типа. В криостате имеется эжекционная система плавного охлаждения и отогрева
первоначальный период коэффициент эжекции, составляющий примерно 3—4, обеспечивает необходимую начальную температуру смеси на входе в магнит (не ниже 250 К). В дальнейшем процессе охлаждения температура гелия после эжектора плавно понижается в соответствии с понижением температуры магнита. Таким образом, обеспечи
металлоконструкций магнита, устройство стабилизации уровня жидкого гелия в криостате, а также система аварийной эвакуации жидкого гелия.
Системы криогенного обеспечения МГД-генераторов
173
вается охлаждение с максимальной холодопроизводительностью и безопасным температурным перекосом, который автоматически выдерживается во всем температурном интервале охлаждения. При этом СКО обеспечивает холодопроизводительность от 100 кВт в начале охлаждения до 12 кВт при 80 К; время охлаждения не более 60 ч, расход
жидкого азота — около 1200 кг/ч. Таким же способом производится отогрев магнита в температурном интервале от 80 до 300 К. При этом в качестве активного потока на эжекторы подается гелий с температурой 300 К и давлением 1,6 МПа, время отогрева, удовлетворяющее допустимой разнице температур, составляет 100 ч.
1 — сверхпроводящий электромагнит; 2 — силовая труба; 3 — наружный кожух; 4 — внутренний кожух; 5 — азотный экран; 6 — основная обечайка гелиевого сосуда; 7 —
аварийная обечайка гелиевого сосуда; 8 — коллектор эжекторов; 9 — токоввод; 10 — опора кожуха; // — спора силовой трубы.
174
Криогенное обеспечение СП-устройств
Второй этап охлаждения (от 80 до 10 К) продолжается с подключением в работу турбодетандеров криогенной гелиевой установки. Для форсированного охлаждения в работу включаются также резервные турбины. Гелий после криостата и магнита возвращается в установку, на соответствующий его температуре теплообменник гелиевого ожижителя. Холодопроизводительность системы в этом интервале изменяется от 12 кВт при 80 К до 2,5 кВт при 10 К.
Время охлаждения составляет 100 ч, расход жидкого азота 500— 600 кг/ч.
Заключительный этап охлаждения от 10 К до рабочей температуры (4,5 К), а также режим накопления жидкого гелия в криостате осуществляются при работе гелиевого ожижителя по штатной схеме с подключением «холодного» поршневого детандера. Холодопроизводительность гелиевого ожижителя в этомЛ случае составляет: в режиме охлаждения 1,5 кВт, в режиме накопления 300 л/ч жидкого гелия; время охлаждения 5 ч, время заполнения объема криостата жидким гелием 35 ч. Таким обра
зом, общее время выхода на режим криостатирования не превышает 320 ч.
В установившемся режиме криостатирования магнита суммарная тепловая нагрузка эквивалентна ожижению 180—200 л/ч жидкого гелия. Поэтому дальнейший режим криостатирования осуществляется с отключением поршневого детандера. Гелиевый ожижитель обеспечивает в этом случае работу в чисто ожижительном режиме с производительностью 200 л/ч жидкого гелия и удельными энергозатратами 6,5—7,2 МДж на литр жидкого гелия. В режиме криостатирования особо важно обеспечить стабилизацию уровня жидкого гелия над поверхностью катушки магнита. Это достигается за счет подачи всего дроссельного потока, выводимого из гелиевого ожижителя, в рабочую камеру с магнитом. Предварительно весь дроссельный поток ожижается во вспомогательной камере криостата за счет испарения избытка жидкого гелия, постоянно переливающегося из рабочей камеры через разделительную перегородку, высота которой больше высоты конструкции магнита.
Рис. 4.27. Криостат МГДЭС-500.
Представляет собой уникальное устройство, обеспечивающее возможность плавного охлаждения многотонной конструкции, криостатирование сверхпроводя-
щей магнитной системы. Специальное устройство криостата обеспечивает сохранение гелия в случае возникновения аварийных ситуаций.
Системы криогенного обеспечения МГД-генераторов
175
Контроль и автоматическое управление технологическими режимами работы СКО на всех этапах ее функционирования осуществляются с центрального пульта управления, оснащенного мнемосхемой, приборами регистрации параметров, панелью управления основной технологической арматурой. В случае необходимости на любом этапе работы имеется возможность ручного дистанционного управления арматурой СКО.
При разработке СКО большое внимание было уделено созданию высокоэффективной системы масло-и газоочистки. Для очистки от масла после винтового компрессорного агрегата применена пятиступенчатая комбинированная система, включающая механический, коалес-цснтный и адсорбционный способы. Очистка от влаги решена традиционно путем установки в цикле гелиевого ожижителя переключающихся цеолитовых адсорберов. Для удаления О2, N2 и Н2 применена более экономичная встроенная низкотемпературная адсорбционная очистка при температуре 80 К.
Требуемая надежность и непрерывный ресурс работы СКО обеспечиваются за счет:
резервирования основного машинного оборудования (винтовых компрессоров ВКА-40/16 и гелиевых турбодетандеров);
наличия запаса жидкого гелия в резервуаре вместимостью 40 м3, достаточного для работы при выходе гелиевого ожижителя в течение 7 дней.
Азотная криогенная система МГДЭС-100 предназначена для накопления и хранения жидкого азота и обеспечения им разных потребителей. Она состоит из сборника жидкого азота, экранов криостата и азотных ловушек. В ее составе имеются резервуар для жидкого азота РЦВ-63/5 вмести
мостью 63 м3, испаритель азота, арматурный шкаф, трубопроводы с арматурой и КИП.
Масса запасаемого жидкого азота составляет 50 т.
На рис. 4.27 представлен общий вид более крупного гелиевого криостата, создаваемого для ПСМС промышленного МГД-генератора мощностью 500 МВт. Криостат вмещает 150 м3 жидкого гелия, имеет диаметр более 8 м, длину 22 м, полную массу 1600 т.
К системе криогенного обеспечения МГДЭС-500 предъявляется ряд требований, обусловленных большими габаритами и высокой надежностью работы МГД-электро-станиии:
ожижение и хранение больших количеств гелия (более 20 т) и жидкого азота при эксплуатации;
обеспечение больших холодильных мощностей для захолаживания оборудования при подготовке пуска МГД-генератора (в среднем 100 кВт для понижения температур от 300 до 80 К, 50 кВт —от 80 до 10 К и 10—15 кВт — от 10 до 4,5 К) и относительно небольшой потребной холодопроизводительности для криостатирования сверхпроводящей магнитной системы при 4,2—4,5 К (до 1000 Вт);
большое время непрерывной работы (более 10 тыс. ч) и ресурс более 10 лет;
полная автоматизация управления и контроля всеми системами СКО.
Криогенная гелиевая система создается на основе двух криогенных гелиевых установок ОГ-400 производительностью 400 л/ч жидкого гелия при 0,1 МПа и крупного хранилища жидкого гелия.
Азотная система включает криогенное хранилище жидкого азота с установкой обратной конденсации паров азота после объектов охлаждения.
176
Криогенное обеспечение СП-устройств
4.6. СИСТЕМЫ КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ СВЕРХПРОВОДЯЩИХ ЛИНИИ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
Одним из важных направлений технического применения сверхпроводимости является создание сверхпроводящих линий электропередачи (СПЛЭП) переменного и постоянного тока. Технико-экономические исследования эффективности СПЛЭП показывают, что они имеют ряд решающих преимуществ по сравнению с существующими средствами передачи электрической энергии как на большие, так и на небольшие расстояния. Основными из этих преимуществ являются возможность передачи энергии больших мощностей (2 ГВт и более) при меньших напряжениях практически без потерь, возможность устройства подземных трасс сверхпроводящих кабелей, что приближает их к
Рис. 4.28. Опытный участок жесткого кабеля длиной 100 м. (Сверхпроводящие токонесущие жилы кабеля коаксиально расположены в криостатирующей рубашке с азотным экраном и экранно-вакуумной изоляцией с отдельными вакуумными полостями.)
/ — блок токовводов; 2, 4, 7 — узлы стыка; 3, 6 —секция СПК с тепловым мостом; 5 — секция СПК; 8— секция СПК поворотная; 9 — вентиль сброса при захолаживании;
существующим электрокабелям с масляным охлаждением, не требующим отчуждения больших площадей земли, особенно дорогой в больших городах, и т. п. В результате этих исследований была показана экономическая эффективность СПЛЭП, исчисляемая сотнями миллионов рублей. Над созданием СПЛЭП переменного и постоянного тока работают ведущие электротехнические организации как в нашей стране, так и за рубежом [4.7].
Проводятся работы по созданию жестких и гибких сверхпроводящих кабелей. По протяженности СПЛЭП можно разделить:
короткие (до 5 км), в основном постоянного тока, для производств общепромышленного и специального назначения, использующих большие токи (более 100 кА) при низких напряжениях;
относительно небольшой протяженности (до 50 км) переменного тока для глубоких вводов электро-
10 — вентиль вакуумирования; 11, 21 — пальцы опорные стеклопластиковые; 12 — вакуумноплотный кожух СПК; 13— экран азотный; /4 — изоляция из 25—30 слоев пленки ПЭТФ-ОА-12; 15, 19 — сверхпроводники из Nb3Sn; 16 — опоры токонесущей системы (ТНС) СПК; 17 — наружная труба НТС; 18— изоляция из 1—2 слоев пленки ПЭТФ-ДА-5; 20 — внутренняя труба ТНС; 21 — стеклопластиковый опорный палец.
Системы криогенного обеспечения СПЛЭП
177
энергии в города и промышленные районы;
большой протяженности (тысячи километров) переменного (или постоянного) тока для передачи больших количеств энергии на большие расстояния.
Наиболее реальными для практического осуществления в ближайшие годы являются СПЛЭП постоянного и переменного тока, жесткой и гибкой конструкции, небольшой протяженности [4.6].
К настоящему времени в различных организациях проведен большой объем научных исследований и выработаны рекомендации по созданию опытных участков как жесткого, так и гибкого сверхпроводящего кабеля. Для проверки результатов научно-исследовательских работ и отработки конструкции сверхпроводящих кабелей созданы опытный участок жесткого сверхпроводящего кабеля СПК-100 (длиной 100 м), опытный участок
гибкого сверхпроводящего кабеля ГСПК-50 (длиной 50 м) и соответствующие системы криогенного обеспечения. Опытный участок жесткого сверхпроводящего кабеля (рис. 4.28), рассчитанный на номинальные токи 10 кА и напряжение 10,6 кВ, состоит из восьми магистральных секций длиной 12 м каждая, одной поворотной секции и двух токовводов. Конструктивно кабель выполнен как однофазный коаксиал с двумя сверхпроводящими жилами из медных труб: одна диаметром НО, другая 80 мм, расположенных одна внутри другой. На медные трубы, которые являются несущей конструкцией и стабилизирующей подложкой, наносится сверхпроводящий материал NB3Sn. Сверхпроводящие жилы охлаждаются сверхкритическим гелием при температуре 10—12 К» который протекает в кольцевом зазоре между медными трубами. Гелий является не только охлаждаю
) 78 Криогенное обеспечение СП-устройств
щим криоагентом, но и электроизолятором. Применение сверхкритического гелия для охлаждения, несмотря на трудность обеспечения устойчивого охлаждения и условий криостатической стабилизации сверхпроводящих жил по сравнению с кипящим гелием, позволяет повысить температурный уровень с 4,5—5 до 10—12 К и тем самым уменьшить энергетические затраты на получение холода. Кроме того, более высокое давление на входе в сверхпроводящую систему позволяет при определенных условиях сократить количество промежуточных криогенных станций, строительство которых необходимо для охлаждения СПЛЭП [4.3, 4.4].
Для теплоизоляции кабеля от внешнего теплопритока сверхпро-
Рис. 4.29. Опытный участок гибкого сверхпроводящего кабеля длиной 50 м с гелие-
водящие жилы заключены в несущую нержавеющую трубу, теплоизоляцией из металлизированной изоляцией из металлизизированной пленки, стекловуали. Кроме того, имеется азотный экран, охлаждаемый жидким азотом. Снаружи экранно-вакуумная изоляция и азотный экран заключены в кожух из углеродистой стали. Пространство между кожухом и несущей гелиевой трубой является высоковакуумным с давлением 1СН Па. При такой конструкции теплоизоляции внешний теплоприток, измеренный экспериментально, составил всего 0,15—0,2 Вт. Применение наряду с гелием второго хладагента — жидкого азота — усложняет как конструкцию кабеля, так и систему криогенного обеспечения. Однако
вой и азотной системами криогенного обеспечения.
Системы криогенного обеспечения СПЛЭП
179
такая конструкция кабеля на первом этапе работы является целесообразной, поскольку позволяет проверить его работоспособность и снять характеристики при охлаждении закритическим гелием в широком диапазоне нагрузок.
Охлаждение СПК-ЮО от температуры окружающей среды до рабочих температур 10—12 К в отличие от рабочего режима криостатирования, при котором гелий подается от одного токоввода к другому через весь кабель, осуществляется путем подачи гелия сразу через два токоввода и отводом его через поворотную муфту посредине сверхпроводящего кабеля. Относительное перемещение токонесущих жил и несущей трубы, возникающее при охлаждении из-за разницы в линейном расширении меди и нержавеющей стали, компенсируется зазором между ними в поворотной муфте СПК-ЮО. Термокомпенсация несущей трубы азотного экрана и кожуха обеспечивается гибкими элементами кожуха и экрана. Усилия от сжатия этих элементов передаются через тепловые мосты, расположенные в вакуумной полости.
Опытный участок гибкого сверхпроводящего кабеля ГСПК-50 (рис. 4.29) представляет собой две цилиндрические коаксиально расположенные сверхпроводящие жилы, разделенные электрической высоковольтной бумажной изоляцией. Каждая жила состоит из медных полос с нанесенным на них сверхпроводником Nb3Sn (ширина полосы 12, толщина 0,5 мм), навитых по спирали на цилиндрические бандажи. Лента Nb3Sn нанесена на медную ленту способом пайки. Навивка лент, формирование собственно кабеля и нанесение изоляции произведено на оборудовании, используемом для производства обычных маслозаполненных кабелей. Кабель заключен в гибкую крио-
статирующую оболочку, которая представляет собой три коаксиальные гофрированные нержавеющие оболочки и наружную медную гофрированную оболочку, являющуюся вакуумным кожухом, покрытым снаружи защитной пластмассовой оболочкой. Азотный экран образован кольцевым зазором между второй и третьей нержавеющими гофрированными оболочками, по которому течет жидкий азот. Гелий при давлении на входе 1,0 МПа и температуре 8—12 К обеспечивает криостатирование кабеля.
Токовводы СПК-ЮО и ГСПК-50 различны по конструкции. Конструкция токоввода опытного участка жесткого кабеля СПК-ЮО представлена на рис. 4.30. Она состоит из криостатирующей рубашки, через которую подводятся закрити-ческий гелий и жидкий азот, и токонесущей части для ввода электрического тока в сверхпроводящие жилы. Криостатирующая рубашка выполнена из трех коаксиальных труб, образующих наружный кожух, азотный экран, теплоизолированный экранно-вакуумной изоляцией, и внутреннюю гелиевую рубашку. Через патрубок на наружном кожухе внутрь криостатирующей рубашки введены три трубки размером 25X1,4 мм: одна для ввода (вывода) жидкого азота, вторая для ввода (вывода) холодного гелия, а третья является резервной. Жидкий азот, охлаждая экран токоввода, поступает затем в азотный экран сверхпроводящего кабеля, пройдя по всей длине которого, выводится через другой токоввод. Холодный закритический гелий вводится внутрь гелиевой трубы, разделяется затем на два потока: один — на охлаждение сверхпроводящих жил кабеля, а другой — на охлаждение токовводов. Первый поток гелия выходит через гелиевую трубку второго токоввода, а
180
Криогенное обеспечение СП-устройств
второй поток, охладив токонесущую часть, выводится из токоввода теплым при температуре окружающей среды.
Токонесущая часть токоввода представляет собой две коаксиальные медные трубы с нанесенным на них сверхпроводящим материалом Nb3Sn. Подвод электрического тока к медным трубам производится через две тепловые токонесущие шины, разделенные между собой электроизолятором. Криостатирующая рубашка с одной стороны через планшайбу и электроизоляционные вкладыши крепится одной из токонесущих шин, а с другой стороны соединяется через муфты с кожухом и гелиевой трубой сверхпроводящего кабеля. Токонесущие медные трубы токоввода и сверхпроводящие жилы кабеля соединяются между собой специальными медными муфтами.
Токовводы гибкого сверхпроводящего кабеля ГСПК-50 (рис. 4.31) выполнены в виде вертикаль
ных криостатов, служащих для подачи и вывода в ГСПК-50 холодного закритического гелия и жидкого азота, а также ввода низковольтного и высоковольтного электрического тока в сверхпроводящие жилы.
Нижняя часть кожуха является силовой и служит для закрепления криостата в вертикальном положении. Холодный гелий подается в криостат двумя потоками, которые разделяют в криостате перегородкой. Один поток гелия охлаждает сверхпроводящую жилу с внутренней стороны, а другой — с наружной. Высоковольтный ввод входит во внутреннюю полость гелиевого сосуда и прикрепляется к нему при помощи фланцевого соединения с фторопластовой прокладкой. Низковольтный ввод заключен в трубу, которая заканчивается фланцевым соединением. Системы криогенного обеспечения СПК-ЮО и ГСПК-50 (рис. 4.32) выполнены одинаковыми и включают гелиевую и азотную криогенные системы.
Рис. 4.30. Токоввод СПК-100 размещенный в специальном криостате.
1 — шина токоподводящая; 2— герморазъем; 3— экран; 4 — изолятор; 5 — корпус токонесущей части блока; 6 — сальник фторопластовый; 7 -- подложка наружная; 8— сверхпроводник Nh3Sn; 9 — кожух вакуум-
но-плотный; 10 — изоляция из 25—-30 слоев пленки ПЭТФ-ОА; 11 — изоляция из 28— 32 слоев пленки ПЭТФ-ДА; /2 — сверхпроводник из Nb3Sn; 13— подложка внутренняя; 14 — трубопровод криогенный; 15, 18, 19, 20, 21 — муфты стыка; 16 — труба гелиевая (рубашка); 17 — экран азотный;
2800
Системы криогенного обеспечения СПЛЭП
181
Криогенная гелиевая система (рис. 4.33) выполнена одноконтурной на базе двух специально разработанных серийных криогенных гелиевых установок КГУ-150/4,5.
Для обеспечения наиболее эффективной работы КГУ-150/4,5 на повышенном температурном уровне до 15 К введен обводной трубопровод после детандера и трубопровод возврата гелия из СПК-100 в КГУ на более высокий температурный уровень. Одновременно по этим трубопроводам производится захолаживание СПК-ЮО до рабочих температур. Для повышения эффективности работы детандеров на разных режимах асинхронные тормозные электродвигатели заменены на двигатели постоянного тока. Криогенная гелиевая система обеспечивает охлаждение кабеля и то-ковводов до рабочих температур, криостатирование СПК при температурах от 5,3 до 15 К и охлаждение токовводов с заданным расхо? дом гелия. Максимальная холодо
производительность КГУ при температуре 15 К составляет 600 Вт без учета отбора гелия на токо-вводы. При отборе гелия для охлаждения токовводов на номинальном режиме холодопроизводительность КГУ составляет 330 Вт.
В криогенной гелиевой системе предусмотрена возможность значительного увеличения расхода гелия через сверхпроводящий кабель. Для этого в контуре циркуляции кабеля установлен эжектор, позволяющий увеличить в 4—7 раз расход охлаждающего гелия; это дает возможность вести испытания СПК-100 и ГСПК-50 на повышенных токовых нагрузках при различных параметрах охлаждающего гелия. На режимах повышенных токовых нагрузок холодопроизводительность криогенной гелиевой системы является недостаточной для надежного охлаждения. На этих режимах дополнительно к КГУ используется жидкий гелий, запасенный в резервуаре РЦВГ-1,25/0,7
22— изоляция из 1—2 слоев пленки ПЭТФ-ДА; 23 — токонесущая часть секции СПК; 24 — кожух секции СПК; 25 — экран
азогной секции СПК; 26 — труба гелиевая секции СПК; 27 — изоляция из 25—30 слоев пленки ПЭТФ-ОА.
182 Криогенное обеспечение СП-устройств
Рис. 4.31. Токоввод ГСПК-50. (Представляет собой вертикальный криостат для ввода и вывода криоагентов и электрического тока с подвижной фиксацией сверхпроводящих жил кабеля относительно внутренней полости гелиевого сосуда, с верхним расположением азотной ванны.) / — высокопотенциальный ввод (ВПВ); 2 —изолятор ВПВ; 3 — соединение ВПВ со сверхпроводящей жилой кабеля; 4 — сверхпроводящая жила кабеля; 5 — низкопотенциальный ввод; 6 — гелиевая гофрированная оболочка; 7 — коллектор азотного экрана; 8 — гофрированная оболочка; 9 — подача жидкого гелия в периферийный канал кабеля; 10 — подача жидкого гелия в центральный канал кабеля; 11— экран; 12 — азотная ванна (выполнена в виде криостата, который состоит из гелиевого сосуда, азотного экрана, соединенного с камерой для жидкого азота, и теплоизолированных по внешнему диаметру экранновакуумной изоляцией низкопотенциального и высокопотенциального вводов, а также наружного вакуумного кожуха).
Рис. 4.32. Система криогенного обеспечения СПК-ЮО и ГСПК-50.
Основным источником холода системы криогенного обеспечения являются две криогенные гелиевые установки КГУ-150/4,5 общей холодопроизводительностью 330 В при температуре 4,5 К.
Жидкий азот поступает из хранилища, включающего два резервуара общей вместимостью 16 м3.
Состав и структура системы обеспечивают возможность испытания СПК и ГСП-50 в широком диапазоне нагрузок, расходов и параметров гелия.
Системы криогенного обеспечения СПЛЭП
183
Рис. 4.33. Криогенная гелиевая система СПК-100, выполненная по одноконтурной схеме.
1 — блок охлаждения; 2 — резервуар
РЦВГ-1,25/0,7; <3 — компрессор 302 ГП-6/30*; 4 — блок осушки и очистки гелия; 5 — циркуляционный эжектор; 6- сверхпроводя-щий кабель.
Рис. 4.34. Схема криогенной азотной системы СПК-ЮО. (Криогенная азотная система выполнена по разомкнутой схеме. Жидкий азот из напорного резервуара с расходом, несколько превышающим отбор жидкого азота на потребителя, поступает на циркуляционный эжектор, а избыток его сбрасывается в сливной сосуд. С помощью цирку-
ляционного эжектора обеспечивается крио-статирование экранов СПК жидким недо-гретым азотом при Р — 0,5 МПа и 7 = 90 К.) 1 — резервуар для хранения жидкого азота РЦВ-8/16; 2 — емкопъ-переохладитель; 3— теплообменник; г/— инжектор; 5 — блок охлаждения; 6 — блок осушки и очистки гелия; 7 — сверхпроводящий кабель.
184 Криогенное обеспечение СГГ устройств
вместимостью 1,25 м3. На режимах повышенных токовых нагрузок криогенная гелиевая система обеспечивает подачу 7 г/с гелия в токовво-ды и снятие тепловой нагрузки до 200 Вт.
Криогенная азотная система (рис. 4.34) предназначена для подачи жидкого азота в криогенные гелиевые установки КГУ-150/4,5, Ьхлаждения и криостатирования адсорберов очистки гелия, охлаждения и криостатирования азотных экранов СПК-100, для захолаживания криогенной гелиевой системы, сверхпроводящего кабеля и токовводов до рабочих температур. Криогенная азотная система включает два резервуара РЦВ-8/16 вместимостью 8 м3, находящихся под давлением 1,6 МПа, испарители жидкого азота для наддува резервуаров и трубопроводы с запорно-регулирующей арматурой.
Системы криогенного обеспечения СПК-ЮО и ГСПК-50 были подвергнуты комплексным испытаниям на специальном полупромышленном стенде сначала с соответствующими имитаторами тепловых нагрузок, а затем с опытным участком гибкого сверхпроводящего кабеля длиной 50 м.
В дальнейшем опытные результаты, полученные на стендовой СКО, нашли полное подтверждение при непосредственных испытаниях криогенной гелиевой системы СПК-100.
В процессе испытаний было установлено значительное превышение экспериментально полученных значений тепловых потерь над их расчетным значением. Кроме того, наблюдался повышенный теплоприток по криовводам, что привело к необходимости удвоения количества гелия, направляемого для охлаждения токовводов (до 2 г/с и более). Экспериментальное исследование элементов криогенных гелиевых
коммуникаций, приведенных ниже, показало, что увеличение тепловых потерь в КГС (до 150—200 Вт на всю систему) связано с превышением реально измеренных потерь над расчетными во всех элементах КГС, но особенно Существенна разница в так называемых тепловых тупиках— элементах криогенных трубопроводов, содержащих отводы на манометры, измерители расхода, предохранительные устройства. Теп-лопритоки по элементам КГС следующие:
Элемент КГС Расчет Эксперимент Штыковой разъем (Ду=16 мм;
Днар —40 мм) . . 1 Вт 3—3,3 Вт
Криогенный вен-
тиль (Ду= 10 мм) 1,5 Вт 3—3,5 Вт «Теплый тупик»
(Ду —5 мм) . .0,1—0,15 Вт 4,5-5 Вт 1 м экранно-вакуумной изоляции
(Ду = 16 мм,
Днар = 75 мм) . . 0,15 Вт 0,25—0,3 Вт
Источником повышенного тепло-притока по криовводам СПК-100, очевидно, является конвективный теплоперенос, возникающий в кольцевых полостях горизонтальных токовводов, заполненных гелием.
Тем не менее криогенная гелиевая система обеспечивает необходимые режимы работы СПК-100 (и тем более ГСПК-50), развивая в рефрижераторном режиме до 300 Вт холодопроизводительности при Т = = 4,5 К и до 600 Вт на температурном уровне Т=16 К. Система позволила форсировать холодопроизводительность в 1,3—1,4 раза прл подключении резервного компрессора (формирование по расходу гелия в 1,5 раза), а также до 350 Вт при одновременном отборе на то-ковводы до 2 г/с и подливе предварительно накопленного жидкого гелия из криогенного сосуда (РЦВГ 1,25/0,7) в количестве 2 г/с (по 1 г/с на каждую КГУ).
5. Проектирование гелиевых систем сверхпроводящих устройств
Материал, изложенный в настоящей главе, является логическим продолжением темы, рассмотрение которой было начато в предыдущей главе. Здесь подробно разобраны научные аспекты, связанные с выбором и созданием криогенных гелиевых систем сверхпроводящих устройств. Рассматриваются термодинамические недостатки и преимущества возможных схем криогенных гелиевых систем, отдельных элементов, входящих в состав этих систем. Учитывая, что выбор термодинамических параметров охлаждающего гелия оказывает существенное влияние как на режимы работы криогенной системы, так и на ее конструкцию, рассматриваются характеристики теплоотдачи к гелию, а также теоретические вопросы, относящиеся к процессам захолаживания и криостатирования циркуляционных и погружных сверхпроводящих магнитных систем.
5.1. КРИОГЕННЫЕ
ГЕЛИЕВЫЕ СИСТЕМЫ
В процессе проектирования криогенных гелиевых систем (КГС) необходимо обеспечить их высокую эффективность при обязательном условии согласования режимов работы КГС с работой сверхпроводящих устройств, для которых они предназначены.
Повышение эффективности криогенных гелиевых систем можно обеспечить одновременно несколькими путями:
1) изысканием новых, более эффективных способов получения холода и устройств, их реализующих;
2) совершенствованием технологических схем криогенных гелиевых систем за счет рационализации ее структурного решения;
3) определением оптимальных
значений термодинамических пара-метоов и расходных характеристик;
4) совершенствованием конструкции и технологических характеристик оборудования и устройств, входящих в состав криогенных гелиевых систем;
5) нахождением условий оптимального управления.
Основным составляющим элементом КГС является криогенная гелиевая установка (КГУ) — гелиевый ожижитель, рефрижератор или ожижитель-рефрижератор. Кроме того, в состав КГС входят криогенные трубопроводы, запорная и регулирующая криогенная арматура, компрессоры, криогенные насосы, эжекторы, а также системы управления и необходимые контрольно-измерительные приборы. КГС могут быть одноконтурными или двухконтурными. В первом случае контур КГУ одновременно
186
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
служит контуром сверхпроводящего устройства; во втором случае он непосредственно не связан со сверхпроводящим устройством. При этом КГУ служит для получения холода, передаваемого в контур сверхпроводящего устройства посредством эжектора или криогенного насоса.
Термодинамическая эффективность Э или удельные затраты энергии на получение единицы заданного эффекта работы КГУ (1 Вт холодопроизводительности или 1 кг ожиженного гелия) является характеристикой эффективности работы КГС. Одноконтурные КГС (рис. 5.1 и 5.2) обладают высокой термодинамической эффективностью. При применении одноконтурных КГС для получения того же количества холода требуется меньшее количество энергии, чем для двухконтурных. Однако одноконтурные КГС обладают рядом существенных недостатков, что
в некоторых случаях, в частности при импульсных тепловых нагрузках, делает применение двухконтурных КГС более предпочтительным. Одноконтурные КГС требуют согласования тепловой нагрузки сверхпроводящего устройства и материальных потоков криоагента, направленных из КГУ к сверхпроводящему устройству. При постоянной тепловой нагрузке сверхпроводящего устройства расход гелия тем больше, чем меньше допускаемый нагрев гелия в криостатируе-мом объекте. Однако количество гелия, которое может быть выведено из КГУ, является функцией схемы КГУ и холодопроизводительности. Поэтому в одноконтурных КГС перепад температур ДГ определяется только тепловой нагрузкой сверхпроводящего устройства и схемным решением КГУ. Возможны различные модификации одноконтурных КГС, позволяющие расширить диапазон ее примени
Рис. 5.1. Схема одноконтурной КГС с дроссельным вентилем и область ее эффективной работы. Используется для криостатирования гелия в каналах СПК. (КГС, выполненная по этой схеме, обладает сравнительно низкой термодинамической эффективностью.)
1 — КГУ; 2 — потребитель холода; 3 — дроссельный вентиль.
Рис. 5.2. Схема одноконтурной КГС с детандером (б) и область ее эффективной работы (а). (КГС, построенная по этой схеме, обладает самой высокой термодинамической эффективностью и обеспечивает наименьшие затраты энергии на производство жидкого гелия.)
1 — КГУ; 2— потребитель холода; 3— детандер.
Криогенные гелиевые системы
187
мости при меньших ДГ, что приводит к росту потерь и снижению общей эффективности системы. Так, например, возможен многократный вывод криоагента из сверхпроводящего устройства с промежуточным его доохлаждением в теплообменных аппаратах КГУ. Однако это связано с дополнительными тепловыми и гидравлическими потерями. Таким образом, главным недостатком одноконтурных КГС является прямая связь между материальными потоками криоагента в сверхпроводящем устройстве и КГУ, что усложняет эксплуатацию КГС, так как всякое колебание тепловой нагрузки в сверхпроводящем устройстве неизбежно вызывает изменение работы КГУ.
Более перспективны для криостатирования сверхпроводящих устройств двухконтурные КГС. Двухконтурные КГС с «теплым» источником циркуляции (рис. 5.3) обладают очень низкой термодина
Рис. 5.3. Схема двухконтурной КГС с «теплым» источником циркуляции (6) и область ее эффективной работы (а).
1 — КГУ; 2— детандер; 3 — потребитель холода; 4, 5 — теплообменники; 6 — «теплый источник циркуляции (компрессор).
Дальнейшее совершенствование этой схемы привело к созданию схем рефрижераторов с избыточным обратным потоком.
мической эффективностью, поэтому применение их нецелесообразно. Большей термодинамической эффективностью обладают двухконтурные КГС с «холодным» источником циркуляции (рис. 5.4).
Рассмотрим схему двухконтурной КГС (рис. 5.5), в которой для получения жидкого гелия применена КГУ, построенная по высокоэффективному циклу, а для охлаждения СМС используется криогенный рефрижератор, выполненный либо по простому бездетандерному дроссельному циклу с избыточным обратным потоком, либо по циклу с концевым детандером с избыточным обратным потоком (рис. 5.6).
Зависимость удельной полезной холодопроизводительности таких циклов от доли подпитки жидким криоагентом представлена на рис. 5.7. Простой дроссельный цикл без избыточного расхода обратного потока (у = 0) вообще непригоден для охлаждения объектов во-
Рис. 5.4. Схема двухконтурной КГС с «холодным» источником циркуляции (б) и эффективная область ее работы (а). Схема обеспечивает высокую эффективность КГС в широком диапазоне параметров.
/-—КГУ; 2 — детандер; 3 — потребитель холода; 4 — теплообменник; 5 — «холодный» источник циркуляции (насос или компрессор) .
188
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
дородом и гелием, так как температура их инверсии ниже температуры поступающего в цикл газа и изотермический эффект дросселирования отрицателен. Как видно из этого рисунка, полезная холодопроизводительность дроссельного цикла становится положительной при избытке обратного потока (для гелия z/=0,0145; для водорода = = 0,0045) и затем быстро растет с увеличением у. Сопоставление удельной полезной холодопроизводительности гелиевых циклов (простого дроссельного, а также с концевым детандером и избыточным обратным потоком) показывает большое преимущество второго цикла (рис. 5.8). Высокая удельная холодопроизводительность циклов с избыточным обратным потоком позволяет с успехом применять их в сочетании с высокоэффективными ожижителями гелия для создания КГС, необходимых для криостатирования магнитных систем с переменной тепловой нагрузкой.
Рис. 5.5. Схема двухконтурной криогенной гелиевой системы. (Такая двухконтурная КГС перспективна для криостатирования объектов жидким азотом, водородом и гелием.)
В качестве источника циркуляции может быть применен либо струйный, либо механический насос (центробежный, поршневой и др.). Схемы рефрижераторов со струйным и механическим насосом приведены на рис. 5.9. Более простым и надежным является струйный насос, обладающий меньшим КПД. Однако при значениях избытка расхода обратного потока z/ = 0,06~ 0,08 эффективность рефрижератора со струйным насосом приближается к эффективности рефрижератора с механическим насосом.
В ряде случаев для охлаждения циркуляционных магнитных систем более эффективно применять сверхкритический гелий с температурой ниже 4,5 К.
В этом случае для понижения температуры криостатирования ниже 4,5 К можно применить либо схему рефрижератора с компрессором, работающим при разрежении на всасывании, либо схему со струйным насосом, откачивающим пары / — ожижитель гелия; 2— буферная емкость; 3, 5 — рефрижераторы с избыточным обратным потоком; 4, 6 — объекты криостатирования.
Криогенные гелиевые системы
189
из объема над зеркалом жидкого гелия (рис. 5.10).
Как было указано выше, основной частью всякой КГС является криогенная гелиевая установка (КГУ). Развитие КГУ идет по пути роста их холодопроизводительности, повышения эффективности и надежности, сокращения удельных массогабаритных характеристик, уменьшения стоимости.
Одним из путей совершенствования КГУ является проведение структурно-параметрической оптимизации с использованием методов математического моделирования и получения решений посредством ЭВМ. В настоящее время разработаны методики машинного расчета и оптимизация параметров технологических схем КГУ различного назначения, а также машин и аппаратов, комплектующих КГУ. С помощью пакета прикладных программ производятся расчеты термодинамических параметров и расходных характеристик технологиче
Рис. 5.6. Схемы рефрижераторов с избыточным обратным потоком.
а — простой дроссельный цикл; б — цикл с концевым детандером; 1 — компрессор; 2 — теплообменник; 3 — сборник жидкого крио-
ской схемы, тепловые, гидродинамические и конструктивные расчеты машин и аппаратов с определением оптимальных характеристик. Помимо этого рассчитываются энергетические показатели и капитальные затраты на создание КГУ [5.4, 5.5, 5.7, 5.8, 5.11, 5.20, 5.21, 5.24, 5.32 — 5.35]. Следующим этапом совершенствования процесса проектирования КГУ должно быть создание системы автоматизированного проектирования КГУ (САПР КГУ) на базе объединения существующих программ в единый комплекс с созданием программы, организующей построение схемы КГУ, и выборку необходимых процедур расчетов термодинамических, конструктивных и других характеристик элементов схемы [5.7, 5.8, 5.25, 5.29, 5.32 — 5.35, 5.46 — 5.48].
Задача нахождения оптимальных параметров КГУ представляет собой достаточно сложную вычислительную процедуру, которая характеризуется алгоритмическим
продукта; 4 —• дроссельный вентиль; 5 — объект криостатирования; 6 — детандер; у — доля подпитки жидким гелием (избыток расхода обратного потока); qx—тепло-приток.
190 Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.7. Зависимость удельной полезной холодопроизводительности q (на 1 кг перерабатываемого компрессором газа) азотного, водородного и гелиевого простого дроссельного цикла от избытка расхода обратного потока у при давлении прямого потока 1,5 МПа, обратного 0,12 МПа и максимальной недорекуперации по высоте теплообменника 6,2 К.
Рис. 5.8. Зависимость удельной полезной холодопроизводительности q гелиевого рефрижератора и удельных затрат мощности N для производства холода на температурном уровне 4,5 К от избытка расхода обратного потока у.
1 — простой дроссельный цикл; 2— цикл с концевым детандером (КПД детандера 0,85, давление на входе и выходе детандера соответственно 2,5 и 0,25 МПа).
Рис. 5.9. Схемы рефрижераторов со струйным аппаратом (а) и механическим насосом (б).
1 — компрессор; 2— теплообменник; 3— сборник жидкого криопродукта; 4 — дроссельный вентиль; 5 — объект криостатирования; 6 —детандер; 7 — циркуляционный струйный аппарат; 8 — механический насос.
способом реализации. Это связано с рядом факторов: со сложным характером изменений свойств гелия в инверсионной области температур, существенным влиянием ограничений термодинамического, конструктивного и технологического характера, со сложной взаимосвязью элементов структуры КГУ.
Схемы КГУ, предназначенные для получения холода на уровне 4,5 К (рефрижераторный режим) или жидкого гелия (ожижитель-ный режим), различаются числом ступеней охлаждения, способом включения детандеров, наличием потоков, сжатых до одного или до двух различных давлений.
На рис. 5.11 показана схема КГУ, состоящая из ступени с предварительным азотным охлаждением, двух детандерных и одной дроссельной ступеней. Детандеры включены в схему параллельно, в каждом из них расширение газа происходит от давления прямого потока
Криогенные гелиевые системы
19Ь
Рис. 5.10. Схема рефрижератора с избыточным обратным потоком и струйным насосом, понижающим давление в криостате. (В таких схемах целесообразно использовать струйные устройства, например эжекторы, для откачки паров гелия с целью повышения температуры криостатирования объекта на режимах работы рефрижератора при избытке расхода обратного потока (у), равном 0,05—0,08; соответственно температура криостатирования объектов будет находиться в интервале температур 2,8—3,8 К.)
I— компрессор; 2 — теплообменник; 3 — дроссельный вентиль; 4 — струйный насос; 5 — ванна с жидким криопродуктом; 6 — объект криостатирования; у — избыток расхода обратного потока; qx — теплопри-ток.
Рис. 5.11. Схема КГУ с предварительным азотным охлаждением и двумя детандерами, включенными параллельно.
КМ — компрессор; I— VII — теплообменники; Дь Дп— детандеры; V///— гелиевая ванна; IX — охлаждаемый объект; X — азотная ванна; XI — жидкий азот.
до давления обратного потока. КГУ может работать как в ожижитель-ном, так и рефрижераторном режиме. При работе в рефрижераторном режиме в схеме КГУ используются два дросселя. В первом прямой поток гелия дросселируется до промежуточного давления 0,6 — 0,8 МПа. При давлении прямого потока 1,0 МПа и более теплоемкость гелия при низких температурах изменяется таким образом, что разность температур между прямым и обратным потоками в дроссельном теплообменнике для оптимальных условий его работы уменьшается к холодному концу теплообменника. При минимальной разности температур на холодном конце будет наблюдаться повышенная разность на теплом конце теплообменника. Этого можно избежать, если произвести промежуточное дросселирование прямого потока гелия при температуре примерно 7—8 К. При понижении давления
И)? Проектирование гелиевых систем СП-устройств
теплоемкость гелия при этих темпе-panpax возрастает, что обеспечивает увеличение разности температур на холодном конце теплообменника и возможность проектирования теплообменника, оптимального по размерам и с минимальными потерями от недорекуперации, не превышающими 1-- 2%.
На рис. 5,12 для схемы с двумя легандерами без предварительного азотного охлаждения приведена зависимость коэффициента ожижения гелия, получаемого в КГУ, от температуры перед детандерами. Из рисунка видно, что температура перед детандером оказывает существенное влияние на коэффициент ожижения.
Поэтому при проектировании КГУ оптимальные температуры перед детандерами, соответствующие максимальному коэффициенту ожижения (или максимальной холодопроизводительности), необходимо определять с помощью ЭВМ.
Зависимость коэффициента ожижения гелия и удельного расхода энергии от степени сжатия в компрессоре Лк, относительной недоре-куперации а в теплообменниках и адиабатного КПД детандеров г)ад для схемы КГУ с предварительным азотным охлаждением и двумя детандерами, включенными параллельно, приведена на рис. 5.13. При расчетах температуры перед детандерами выбирались оптимальными. Гидравлические сопротивления на прямом и обратном потоках не учитывались (Лк — Лд).
Удельный расход энергии на получение жидкого азота принят равным 1,2 кВт-ч/кг N2. Видно, что максимальные значения коэффициента ожижения соответствуют степеням сжатия 25—28. Расположение максимумов коэффициента ожижения хтах практически не зависит от относительной недорекупе-рации, адиабатного КПД детанде
ров, однако его абсолютное значение существенно зависит от них.
Степень сжатия, соответствующая минимальному расходу энергии, изменяется в пределах от 12 до 22 в зависимости от КПД детандеров и относительной недорекупе-рации. При этом оптимальное значение степени сжатия уменьшается с увеличением КПД детандеров и уменьшением относительной недо-рекуперации. Увеличение КПД детандеров и уменьшение относительной недорекуперации приводит к росту коэффициента ожижения х и уменьшению удельного расхода энергии.
Большое влияние на эффективность КГУ оказывает число ступеней охлаждения. На рис. 5.14 приведены данные для схем КГУ с
Рис. 5.12. Зависимость коэффициента ожижения гелия от температуры перед детандерами I и II ступеней (схема с двумя детандерами: лд —10; а = 0,02; Чад = 0,75). х — коэффициент ожижения гелия; Т3, Т5— температуры перед детандерами: ф — = лк/лд; лд — степень расширения в детандерах; лк — степень сжатия в компрессоре; а — относительная недорекуперация; Чад ““ адиабатный КПД детандеров.
Криогенные гелиевые системы
193
тремя (схемы 1 и 3) и четырьмя (схемы 2 и 4) ступенями охлаждения. Отношение степени сжатия в компрессоре л к степени расшйре-ния в детандерах лд принято равным 1,3. Применение азотного охлаждения позволяет существенно увеличить коэффициент ожижения гелия в связи с исключением детандера на азотном уровне температур.
Схема КГУ с тремя детандерами и схема с азотным охлаждением и двумя детандерами характеризуются примерно одинаковой экономичностью — удельный расход энергии практически одинаков. В то же время схема КГУ с двумя детандерами более экономична, чем схема с азотным охлаждением и одним детандером. Объясняется
Рис. 5.13. Зависимость коэффициента ожижения гелия и удельного расхода энергии от степени сжатия гелия при разных значениях а и Чад (схема с азотным охлаждением и двумя детандерами).
х — коэффициент ожижения гелия; I — удельный расход энергии: --------— х;
--------1.
это тем, что при наличии двух детандеров температуры перед ними будут оптимальными для обеих ступеней охлаждения, а для схемы КГУ с азотным охлаждениехМ и одним детандером температура азотного охлаждения значительно выше оптимальной.
В КГУ наряду со схемами одного давления могут применяться также схемы двух давлений. В таких КГУ обычно детандерный поток сжимается до 0,6—0,8 МПа, а дроссельный — до 2,0—3,0 МПа. Схема двух давлений по энергетическим показателям не имеет преимуществ по сравнению со схемой одного давления, если степень сжатия гелия больше 15. Однако схема двух давлений имеет ряд других преимуществ: необходимо произ-
Рис. 5.14. Зависимость коэффициента ожижения гелия х и удельного расхода энергии I для различных схем КГУ при а = 0,02, Чад = 0,75.
1 — с двумя детандерами; 2— с тремя детандерами; 3 — с азотным охлаждением и одним детандером; 4 — с азотным охлаждением и двумя детандерами (детандеры включены параллельно); -------- —х;
--------1.
7 Зак 725
194
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.15. Схема КГУ с предварительным азотным охлаждением, двумя турбодетандерами, включенными последовательно, и поршневым детандером на ожижаемом потоке.
КМ — компрессор; /—VII — теплообменники; Дь Дг— турбодетандеры; Д3 — поршневой детандер; VIII— гелиевая ванна; IX — охлаждаемый объект; X — азотная ванна.
/
Рис. 5.16. Зависимость коэффициента ожижения гелия х и удельного расхода энергии I от давления в компрессоре р (схема с предварительным азотным охлаждением, двумя последовательно установленными турбодетандерами и детандером на ожижаемом потоке) при различных значениях относительной недорекуперации а, КПД детандеров т|ад и оптимальных значениях температур перед детандерами.
--------х;--------— I.
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 р,МПа
водить очистку только дроссельного потока гелия, можно увеличить расход гелия через турбодетандеры, что положительно сказывается на изменении их КПД. Недостатками схемы двух давлений являются необходимость иметь два компрессора и большее число теплообменников и арматуры, а также затруднения в управлении установкой при переходе с рефрижераторного на ожижительный режим и обратно. Поэтому в современных КГУ применяется, как правило, схема одного давления. Небольшие КГУ производительностью до 45л/ч жидкого гелия или до 150 Вт при 4,5 К создаются по схеме с предварительным азотным охлаждением и одним поршневым детандером. С увеличением мощности установок число ступеней охлаждения возрастает и применяются турбодетандеры, более надежные и компактные, чем поршневые детандеры. Турбодетандеры включаются в схему не параллельно, а последовательно. В такой схеме в первом турбодетандере гелий расширяется
Криогенные гелиевые системы
195
Рис. 5.17. Зависимость удельной холодопроизводительности 7о при 4,5 К и удельного расхода энергии I от давления сжатия в компрессоре р для рефрижераторного режима работы (схема с предварительным азотным охлаждением, двумя последовательно установленными турбодетандерами и детандером на ожижаемом потоке).
------ — ?о;------. I при различных значениях относительной недорекупера-ции а.
Рис. 5.18. Относительные значения удельной площади поверхности теплообмена Fya в зависимости от давления сжатия в компрессоре (схема с предварительным азотным охлаждением, двумя последовательно установленными турбодетандерами и детандером на ожижаемом потоке).
1 — ожижительный режим; 2 — рефрижераторный режим.
от давления прямого потока до промежуточного давления, а во втором — от промежуточного давления до давления обратного потока (рис. 5.15), При таком включении турбодетандеров объемный расход гелия через них увеличивается, а теплоперепад каждого турбодетандера уменьшается. Это позволяет создавать турбодетандеры больших размеров с меньшим числом оборотов, и тем самым повышать их надежность и КПД. В таких КГУ наряду с турбодетандерами, включенными на неожижаемом потоке газа, вместо дроссельного вентиля устанавливается также детандер на ожижаемом потоке гелия (рис. 5.15).
Из рис. 5.16 и 5.17 видно большое влияние относительной недоре-куперации в теплообменниках и КПД детандеров на коэффициент ожижения гелия, удельную холодопроизводительность и удельный расход энергии.
В ожижительном режиме с повышением степени сжатия в пределах от 6 до 40 монотонно растет ко-7*
1Й6
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.19. Схема низкотемпературной ступени КГУ с эжектором.
I—III — теплообменники; IV — эжектор; V — охлаждаемый объект; VI — отделитель жидкости; VII — дроссельные вентили.
Рис. 5.20. Удельные затраты энергии в зависимости от температурного уровня получения холода.
/ — схема с эжектором; 2 — схема с вакуумным компрессором.
Рис. 5.21. Баланс потерь от необратимости в КГУ.
/—от конечной разности температур (а)\ 2 — гидравлические сопротивления; 3 — теп-лоприток из окружающей среды; 4 — потери в теплообменниках; 5 — возврат энергии детандерами; 6 — потери в детандерах; 7 — потери в криоблоке (в окружающую среду); 8—полезная работа.
эффициент ожижения гелия и уменьшается удельный расход энергии.
В рефрижераторном режиме максимальная холодопроизводительность qo max получается при степенях расширения 25—35. Минимальный удельный расход энергии наблюдается при степенях сжатия от 17 до 27, при этом оптимум сдвигается в сторону более низких степеней сжатия с уменьшением а И ростом Т|ад-
Замена дроссельного вентиля детандером на ожижаемом потоке позволяет уменьшить удельный расход энергии на 15—35%.
Для турбодетандеров т]ад повышается с увеличением реального расхода газа. С понижением степени сжатия объемный расход газа через турбодетандеры возрастает. Поэтому с учетом увеличения т]ад из-за роста расходов газа через турбодетандер оптимум удельного расхода энергии на рефрижераторном режиме сдвинется в сторону меньших степеней сжатия. Для ожижительного режима кривые x=f(p) станут более пологими. В результате удельные энергетиче-
Криогенные гелиевые системы
197
ские показатели для степеней сжатия от 15 до 25 будут очень близкими не только для рефрижераторного, но и для ожижительного режима.
На рис. 5.18 дана примерная зависимость относительной удельной площади поверхности теплообмена Руд от давления прямого потока р (поверхность теплообмена при 2,5 МПа принята за 100%). Для рефрижераторного режима поверхность теплообмена отнесена к холодопроизводительности, для ожижительного — к производительности по жидкому гелию. В области низких давлений кривые более крутые, чем в области высоких. Для ожижительного режима влияние давления на удельную относительную поверхность более существенно. При снижении давления с 2,5 до 1,5 МПа удельная площадь поверхности для рефрижераторного режима повышается на 8%, а для ожижительного — на 33%.
Схема КГУ может быть построена и без теплообменника, установленного после детандера на ожижаемом потоке.
В этом случае после расширения гелия в детандере до 0,13 МПа образуется парожидкостная смесь.
Достаточно широкое применение в КГУ получил низкотемпературный эжектор, который устанавливается на ожижаемом потоке газа (рис. 5.19).
Эжектор может использоваться для понижения температурного уровня получения холода, для обеспечения циркуляции гелия через охлаждаемый объект, а также для повышения давления обратного потока.
При получении холода на уровне температур ниже 4,5 К могут применяться также схемы КГУ с вакуумным компрессором, в который поступает поток гелия пониженного давления. Сравнительные
показатели схем с эжектором и с вакуумкомпрессором приведены на рис. 5.20. При температурах от 4,2 до 3,2 К следует отдать предпочтение схеме с эжектором, поскольку она существенно более проста. При температурах ниже 3,2 К схема с вакуумным компрессором более эффективна, удельный расход энергии в несколько раз меньше, однако требует применения достаточно сложного машинного и теплообменного оборудования.
Чтобы выявить пути повышения эффективности КГУ, необходима информация о распределении потерь от необратимости между ее элементами. На рис. 5.21 приведены диаграмма потоков эксергии и распределение потерь от необратимости в гедиевом криорефрижераторе с параллельным включением детандеров (без азотного охлаждения). Такад картина характерна и для схем других КГУ. Из диаграммы видно, что наибольшие потери наблюдаются в теплообменной аппаратуре и детандерах. Эффективность КГУ существенно зависит от совершенства компрессоров, детандеров, арматуры и теплообменной аппаратуры. Чем выше КПД компрессора, тем меньше затраты энергии ца сжатие гелия, чем выше КПД ‘ детандера, тем меньший расход гелия через детандер необходим для получения потребной холодопроизводительности и тем выше будет коэффициент ожижения гелия. Чем более совершенна арматура, тем меньше ее гидравлическое сопротивление и потери холода в окружающую среду. Эффективная теплообменная аппаратура характеризуется малыми потерями на недорекуперацию при малых гидравлических сопротивлениях.
На рис. 5.22 и 5.23 приведены зависимости удельной металлоемкости и удельной мощности гелиевых поршневых, винтовых и цент
198
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
робежных компрессоров. На рис. 5.24 показаны области применения гелиевых компрессоров различных типов. С увеличением мощности установок оптимальная степень сжатия снижается в связи с уменьшением потерь холода в окружающую среду и повышением КПД расширительных машин. Поэтому в установках средней производительности целесообразно применять винтовые компрессоры, которые значительно более надежны в эксплуатации, чем поршневые машины. Гелиевые турбокомпрессоры целесообразно применять для создания мощных КГУ (5000 Вт и более). К числу существенных преимуществ винтовых компрессоров по сравнению с поршневыми следует отнести: большой моторесурс из-за простоты механизма движения, высокую надежность, малые массу и габариты, обусловленные высокой быстроходностью, высокую уравновешенность и возможность работы без фундамента, равномерность подачи газа потребителю,
Рис. 5.22. Зависимость удельной металлоемкости Суд гелиевых компрессоров от производительности Q.
1 — винтовые компрессоры (0); 2 — турбокомпрессоры (О); 3 — поршневые компрессоры (X).
простоту обслуживания, меньшую стоимость, высокую стабильность рабочих характеристик в процессе длительной эксплуатации.
Применение винтовых (так же как и центробежных) компрессоров позволяет существенно поднять уровень надежности криогенных систем в целом. Винтовые и центробежные компрессоры обеспечивают время непрерывной работы в течение четырех-пяти лет, в то время как для поршневых компрессоров значительным достижением является время непрерывной работы до полугода.
В настоящее время винтовые и центробежные компрессоры начинают все более широко применяться в КГУ; в частности, фирмой «Си-Ти-Ай» (США) разработаны криогенные установки, оснащенные винтовыми компрессорами, для сверхпроводящих электродвигателя и синхронного электрогенератора фирмы «Дженерал электрик». В Брукхэвенской лаборатории (США) проведены испытания ге-
Рис. 5.23. Зависимость удельной мощности ЛГУД гелиевых компрессоров от производительности Q.
1 — винтовые компрессоры (0); 2— турбокомпрессоры (О); 3— поршневые компрессоры (X).
Криогенные гелиевые системы
190
лиевого винтового компрессора и гелиевой криогенной установки с винтовым компрессором, созданной фирмой «Си-Ти-Ай». По данным испытаний винтовой компрессор проработал 50 тыс. ч без какого-либо ремонта.
Фирма «Юнион Карбайд» (отделение Линде Дивижн, США) разработала новый гелиевый рефрижератор для сверхпроводящих кабельных систем, в котором использован центробежный компрессор. ' В последнее десятилетие проведено большое число исследований по совершенствованию конструкции и повышению надежности и эффективности детандеров. В настоящее время отечественные поршневые детандеры с электромагнитным управлением клапанами имеют КПД Цад^ 0,8-4-0,85 и время непрерывной работы более 1000 ч, а турбодетандеры — соответственно Цад^ = 075-4-0,8 и 10 тыс. ч и более.
Рост холодопроизводительности и повышение потребного уровня надежности КГУ обусловили посте-
Рис. 5.24. Области применения компрессоров для гелиевых ожижительных и рефрижераторных установок.
1 — поршневые; 2 — винтовые; 3 — центробежные; лк — степень сжатия; и — расход газа; Q — холодопроизводительность.
пенный переход от поршневых детандеров в промежуточных ступенях охлаждения к турбодетандерам. Малые объемные расходы, высокие степени расширения и энтальпийные перепады, низкие температуры делают гелиевое турбо-детандеростроение специфической областью криогенной техники, где не удается широко и в полной мере использовать опыт энергетического турбостроения. Эффективные гелиевые турбодетандеры — это, как правило, высокооборотные (до 500 тыс. об/мин) машины на газовых опорах с малым размером колеса, со специальным тормозным устройством.
Для таких машин разработана новая технология изготовления, новые принципы защиты и регулирования.
Работы последних лет, проводимые как в СССР, так и за рубежом, показали принципиальную возможность использования поршневых детандеров на ожижаемом потоке гелия в концевой ступени охлаждения, что позволяет повысить эффективность установок на 20%. Первые конструкции таких поршневых детандеров показали надежную работу и высокую эффективность (см. гл. 4).
Неотъемлемой частью КГС является криогенная арматура. Она должна удовлетворять таким специфическим требованиям, как высокая герметичность, вакуумная плотность, минимальные теплопри-токи. В настоящее время разработана магистральная (ручная и с электроприводом) и внутриблочная (с пневмоприводом) криогенная арматура. Последняя не имеет шпиндельной группы, выходящей из зоны криогенных температур в «теплую» зону, тем самым обеспечивая малые теплопритоки и удобство компоновки криогенных блоков охлаждения.
200
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Как уже было отмечено, для повышения эффективности и компактности криогенных гелиевых систем большое значение имеют работы по совершенствованию теплообменных аппаратов. Теплообменные аппараты, применяемые в КГУ, работают при изменении температуры рабочей среды от 4,2 до 300 К в условиях малых значений температурных напоров и гидравлических сопротивлений.
Теплообменники должны быть компактны, технологичны в изготовлении, иметь высокую интенсивность теплообмена и минимальное отрицательное влияние вторичных эффектов за счет неравномерного паспределения рабочих потоков по сечению теплообменника, тепло-притоков из окружающей среды и продольной теплопроводности конструкции аппарата.
Рис. 5.25. Типы высококомпактных эффективных теплообменников, применяемых при создании криогенных гелиевых установок. а — гладкотрубный: / — труба; 2 — дистан-
На рис. 5.25 приведены различные типы теплообменников, которые применяются для создания криогенных гелиевых установок. Ряд зарубежных фирм использует пластинчато-ребристые теплообменники для охлаждения гелия до азотных температур, а для более низких — теплообменники, выполненные из труб, оребренных плоской лентой (теплообменники Коллинза). Оба типа теплообменников имеют высокие теплообменные характеристики. Однако пластинчато-ребристые теплообменники не применимы для очень низких температур из-за большой сложности их изготовления с малыми гидравлическими диаметрами (примерно 1—2 мм). Теплообменники Коллинза сложны в изготовлении, их конструкция практически не позволяет осуществить процесс механизации
ционная прокладка; б — труба, оребренная плоской лентой (конструкция Коллинза): / — труба; 2 — промежуточная обечайка; 3— ребфо; 4 — уплотнительный шнур; в —
Криогенные гелиевые системы
201
сборки из-за необходимости тщательного уплотнения зазоров между слоями специальными проставками.
В нашей стране для криогенных гелиевых установок разработаны два новых типа теплообменников: трубчатые, оребренные проволокой, и. так называемые матричные теплообменники.
Трубчатые теплообменники, оребренные проволокой (рис. 5.26), по совокупности положительных качеств (эффективности теплообмена, компактности и технологичности) обладают значительными преимуществами перед пластинчато-ребристыми теплообменниками и теплообменниками Коллинза. Они обеспечивают термический КПД более 0,98 и высокую компактность поверхности теплообменника. Теплообменник представляет собой поперечно-точный аппарат, витой из
спиральный (конструкция Паркинсона): /— труба; г —труба, оребренная проволокой: / — труба; 2— ребро из проволоки; 3 — уплотнение; д — из перфорированных
труб, оребренных проволокой [5.26, 5.39]. На цилиндрический сердечник плотно, виток к витку, навивается первый слой оребренных проволокой труб (одна или несколько, по числу заходов). Без применения каких-либо прокладок наматываются последующие слои труб. Положение труб в намотке характеризуется значениями поперечного t\ и продольного /г шагов. Конструкция теплообменной части аппарата обеспечивает высокую эксплуатационную надежность. Она обусловлена применением для газа высокого давления канала круглой формы, самокомпенсацией температурных напряжений пучка витых труб, отсутствием специальных проставок. Изготовление аппаратов такого типа полностью механизировано. Теплообменники из труб, оребренных проволокой, нашли широ-пластин: / — перфорированная пластина; 2 — разделительная прокладка; 3 — отверстие перфорации; 4 — клей.
Ж\Ч кЧЧ М М 1у{<<<^4 та кч кч к^<<<4хч та М КЧ
Жч М КЧ КЧ КЧ кЖ^ КГКЧ КЧ КЧ ^<\\j4 М М КЧ MIgSS )Жхч КЧ кчтЖчЖкч кч кч кч Ж?^ч та N м
м та г. ч М та та кч к^Ж та та кч’ьхх^Ж; кч м и кЖ^та 1x1 та
Жч кч та кч'к^Ж та та та кч к^\ч та та кч кч ^Жкч та кчкчта^кч та 1ч кч к^\ч.та та та Жч к, та та та та та кчЖта та та та тат?Ж
0 ф ф ф-ф-0 0 0 0 -0 ф ф ф 0-ф-Ф 0 б Ф ф-Ф Ф О 0 Ф-ф ф ф 0-ф-ф .ф-ф -ф-ф-ф б ф 0 ф-
0-0-0-0-Ф -е-е—0-0-0 -ф-0-0 0-0
Ф 0 о о-а
А)
202
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
кое применение в отечественных криогенных гелиевых установках и характеризуются высокой надежностью.
Другим высокоэффективным типом теплообменников, созданных в СССР, являются матричные теплообменники, изготовляемые из перфорированных алюминиевых пластин с разделительными прокладками между ними. Склеенные между собой перфорированные пластины и прокладки образуют теплообменную многослойную композицию, в которой чередуются слои с высокой и низкой теплопроводностью. В этом случае эквивалентная теплопроводность пакета в направлении движения гелия на несколько порядков меньше теплопроводности материала перфорированной пластины. Компактность поверхности теплообмена таких теплообменников реально очень высока, может составлять 2000—3000 м2/м3 и в рабочем диапазоне эквивалентных
диаметров, равных 1 —1,5 мм, на 50% выше, чем у теплообменников из медных труб, оребренных проволокой.
В табл. 5.1 приведены данные по характеристикам алюминиевых матричных теплообменников с различной перфорацией.
При использовании сплава АД-1 теплообменная композиция, состоящая из перфорированных пластин и прокладок толщиной по 0,5 мм является достаточно компактной, а потери давления по потоку низкого давления вполне допустимы при высокой интенсивности теплообмена. Из данных табл. 5.1 видно, что для этих теплообменников наибольшую компактность обеспечивает комбинированная перфорация пластин. Так, применение пластин с отверстиями 0,9 мм в каналах прямого потока и 1,5 мм в каналах обратного потока позволяет уменьшить на 30% габариты теплообменников по сравнению с теплообмен
Рис. 5.26. Витой теплообменник из труб, / — намотка; 2 —труба; 3 — ребро; 4 — оребренных, проволокой, обеспечивающий сердечник; 5 — уплотнение; 6 —наружная термический КПД более 0,98. обечайка; 7 — контактная поверхность.
Криогенные гелиевые системы
203
ником, имеющим отверстия в пластинах на прямом и обратном потоках диаметром 1,5 мм. Это относится к рабочим температурам выше 20 К. Как показали расчеты, в теплообменных аппаратах при температурах 20 К и ниже более целесообразно применять пластины с диаметром отверстий 0,9 мм на прямом и обратном потоке гелия.
Исследования таких теплообменников с различной перфорацией позволили получить критериальные уравнения для расчета гидравлического сопротивления при Re>150 (автомодельная область) справедлива формула
Еиавт = (1,707—рпл)2/2, (5.1)
а при Re<150
Ей = 16,34 Re-0-55 Еиавт,
где рпл — пористость пластины.
Для расчета теплоотдачи справедлива формула
St Рг2/3 = cRe~", (5.2)
Таблица 5.1
Характеристики матричных теплообменников
Величина Диаметры отверстий для прямого dnp и обратного ^обр потоков, мм
1,5 (1,5) 0,9 (1.5) 0,9 (0.9)
Коэффициент тепло- передачи, Вт/(м2-К) 430 515 604 Высота пакета расчет- ная, м 0,315 0,217 0,185 Эффективность поверхности теплообмена: прямого тока qi 0,94 0,9 0,9 обратного тока т)2 0,86 0,86 0,72 Перепад давления, Па: при прямом токе \р{ 1410 4400 3780 при обратном то- ке \р2 5470 4250 14100
где с = 3,6-10~4[(1—-рпл)рпл— — 0.2]-2.1; П = 4,36-10-2’3рпл.
Одним из важных преимуществ теплообменников с перфорированными пластинами по сравнению со
всеми известными конструкциями криогенных теплообменников явля-
ется низкое значение продольной теплопроводности конструкции.
Чередование слоев металла с не
теплопроводным клеем и прокладками снижает коэффициент эффективной теплопроводности конструкции до 2 Вт/(м-К) и менее (рис. 5.27).
Из рис. 5.27 видно, что приХ*->0 сравнительно просто реализуются конструкции теплообменников с коэффициентом эффективности 0,99 и более. При этом увеличение приведенной теплопроводности до 0,004 при сохранении коэффициента эффективности теплообменника 0,99 требует запаса эффективной поверхности теплообмена 60—70 %. В конструкциях клееных теплообменников из алюминиевых пластин
и алюминиевых прокладок при толщине клеевого слоя 0,05 мм коэффициент приведенной теплопроводности равен 0,01.
Если в конструкциях теплообменников из перфорированных пластин уменьшение отрицательного влияния продольной теплопроводности конструкции решается за счет нетеплопроводных прокладок и клеевых прослоек, то в витых теплообменниках из труб, оребренных проволокой, эта задача может быть решена только за счет уменьшения сечения стенки, увеличения длины трубки и применения металлов с небольшой теплопроводностью. В реальных конструкциях витых теплообменников полная компенсация отрицательного влияния продольной теплопроводности, особенно при больших значениях эффективности теплообменника, затруднена.
204
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
В табл. 5.2 приведены результаты сопоставительного расчета теплообменников крупной КГУ, работающих на различном температурном уровне. Рассчитывались клееные теплообменники из перфорированных алюминиевых пластин с диаметром отверстий 1,5 мм с алюминиевыми прокладками и витые теплообменники из медных труб диаметром 4 мм, оребренных проволокой.
Расчеты выполнены при условии равенства гидравлических сопротивлений по обратному потоку каждого теплообменника.
Из табл. 5.2 следует, что при одинаковых тепловых нагрузках и равенстве сопротивлений по обратному потоку поверхность теплообмена компонуется приблизительно в одинаковых объемах. Это объясняется тем, что, несмотря на большую компактность поверхности теплообмена в теплообменниках из перфорированных пластин по сравнению с витыми теплообменниками, в витых аппаратах соответственно больше коэффициент теплопередачи. Вместе с тем гидравлическое сопротивление витых теплообменников по прямому потоку Лр®рТ на порядок больше гидравлического сопротивления теплообменников из перфорированных пластин Др™ . Таким образом, помимо небольшой продольной тепло
проводности теплообменники из перфорированных пластин при прочих равных условиях имеют меньшее гидравлическое сопротивление по сравнению с витыми теплообменниками.
Рассматриваемые в табл. 5.2 теплообменники выполнены из пластин с круглыми отверстиями диаметром 1,5 мм при рпл = 0,43. Вместе с тем имеется реальная возможность увеличить пористость пластин до 0,6. Как следует из рис. 5.28, это существенно улучшает теплогидравлические характеристики конструкции. Тенденция некоторого снижения коэффициента эффективности поверхности теплообмена при увеличении пористости может быть компенсирована, например, за счет уменьшения компактности.
Одной из важных характеристик теплообменника из перфорированных пластин является прочность клеевых соединений.
В результате исследований установлено, что наиболее полно условиям эксплуатации отвечают наполненные клеевые композиции на основе модифицированных эпоксидных смол с отвердителями аминного типа.
Одним из основных требований, определяющих работоспособность клееных конструкций при криогенных температурах, является их спо
Рис. 5.27. Влияние осевой теплопроводности на коэффициент теплообменника при № mi n/wmax === 1 •
X — параметр приведенной теплопроводности конструкции: ^* = ^Эф//(£^тгп), где ХЭф—эффективная теплопроводность конструкции, Вт/(мК); f — поперечное сечение стенки, по которой распространяется теплота, м2; L — длина стенки, м; wmin — минимальное значение водяного эквивалента теплоносителей, Дж/(с-К); Ntu — параметр переноса теплоты: Ntu — KF/wmin,
где К — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-К); F — площадь поверхности теплообмена, м2.
Криогенные гелиевые системы
205
собность выдерживать термические напряжения, которые можно оценить по формуле
п (ак—ам)ДГЕк 1 рк
где ак, ам— коэффициенты термического расширения (КТР) соответственно клея и склеиваемого материала; Ек — модуль упругости клея; АГ— разность между температурой окружающей среды и температурой эксплуатации; цк — коэффициент Пуассона.
Следовательно, один из путей снижения термических напряжений— применение наполненных клеевых композиций с КТР близким к КТР склеиваемых материалов.
На рис. 5.29 показано влияние вида и количества наполнителя на коэффициент термического расширения клеевых композиций при их охлаждении от 293 до 77 К. Из представленных данных следует, что увеличение объема введенного наполнителя приводит к снижению КТР, так как наибольшее снижение КТР имеет композиция, наполненная порошкообразным нитридом бора.
Из данных табл. 5.3 видно влияние природы отвердителя на прочность соединений алюминий АД-1 — алюминий АД-1 на эпоксидном клее, наполненном 60 массовыми частями нитрида бора. Вид
но, что максимальную прочность при криогенных температурах клеевому соединению обеспечивает композиция, отверждаемая полиэтиленполиамином.
Испытаниями установлено, что прочность клеевых соединений со стеклопластиком криогенного назначения СКТФ-5КТ составляет 40 МПа при 293 К и 82,0 МПа — при 77 К. Прочность изделий, склеенных разработанной композицией, снижается на 6—10% после 100 циклов воздействия температур от 293 до 77 К без нарушения герметичности соединений. Исследования показали, что наибольшая прочность и минимальный разброс прочностных показателей клеевых соединений при криогенных температурах реализуется при травлении склеиваемых элементов по Пиклинг-про-цессу. Недостатком теплообменников из перфорированных пластин прямоугольного сечения является повышенная концентрация напряжений в углах теплообменников, снижающая запас их прочности. Исследования теплообменников цилиндрической формы показали, что запас прочности у них в 2,5—3 раза выше, чем у теплообменников прямоугольной формы, теплообменники из перфорированных пластин цилиндрической формы перспективны для КГУ с давлением гелия в цикле 2,5—3,0 МПа.
Таблица 5.2
Результаты сопоставительного расчета теплообменников крупной КГУ
Номера теплообменника по тракту гелия Тепловая нагрузка. Вт . Отношение поперечного сечения к высоте. м2/м Отношение гидравлических сопротивлений
Теплообменник из перфорированных пластин Витой теплообменник А Л®ИТ / А „ПЛ Арпр / 4рпр
1 30 000 0,115/0,2 0,110/0,23 10 1
2 7773 0,11/0,09 0,07/0,12 32 1
3 6295 0,09/0,14 0,053/0,22 16 1
206
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Таблица 5.3
Предел прочности, МПа, клеевых соединений алюминия АД-1 —алюминий АД-1 при равномерном отрыве
Отвердитель Температура, К
293 | 77
Полиэтиленполиамин (марка А) 49 75
Низкомолекулярный полиамид Л-20 32 57
Цианотилированный полиамин УП-0633М 34,7 35,3
Сверхпроводящие устройства предъявляют очень высокие требования к надежности работы КГУ и КГС и обслуживанию. Время непрерывной работы должно составлять не мене 10 тыс. ч.
Высокая надежность и ресурс зависят от надежности отдельных узлов криогенной системы и обеспечиваются путем резервирования
криогенных установок, отдельных машин и аппаратов КГС запасами жидкого гелия и т. п.
Управление и обслуживание сложных криогенных гелиевых систем СП-устройств, состоящих из нескольких многорежимных КГУ, большого количества запорно-ре-гулирующей арматуры, вспомогательного оборудования, осуществляется с помощью автоматизированной системы управления. Существующие системы управления и автоматизации КГС и КГУ могут быть классифицированы по уровням автоматизации: аварийное отключение, автоматическое ведение отдельных процессов, автоматическое поддержание номинального режима, автоматизация пуска, режима работы и остановки КГУ, оптимальное управление всеми режимами работы с помощью УВМ (табл. 5.4).
Рис. 5.28. Зависимость теплоотдачи и гидравлического сопротивления теплообменников из перфорированных пластин от пористости пластины.
StPr2/3 — характеристика теплообменников из перфорированных пластин с учетом эффективности теплообменной поверхности.
Ей — гидравлическая характеристика, отнесенная к единичной пластине пакета.
Рис. 5.29. Влияние вида и количества, %, наполнителя на коэффициент термического расширения клеевых композиций при охлаждении их от 293 до 77 К.
1 — кварц пылевидный КП-3; [форма частиц сферическая (40—60 мкм)]; 2— алюминиевая пудра ПАК-1; [форма частиц чешуйчатая (40—50)]; 3 — гексагональный нитрид бора [форма частиц чешуйчатая (40—50 мкм) ].
Криогенные гелиевые системы
207
Для промышленных сверхпроводящих устройств необходима автоматизация всех режимов работы КГС с помощью УВМ, которая должна быть частью автоматической системы управления всего криоэнергети-ческого комплекса.
До недавнего времени системы управления криогенных гелиевых установок имели лишь ручное дистанционное управление исполнительными органами и агрегатами, а также контроль технологических параметров с использованием широкой номенклатуры вторичных показывающих и самопишущих приборов.
Примером современной автоматизированной системы управления криогенной гелиевой установки является система управления ожижи-тельно-рефрижераторной гелиевой установки ОРГ-ЗОО-1200/4,5, созданной для стенда СИМС (см. гл. 4).
Система управления этой установкой базируется на агрегатирован-ных средствах контроля и регулирования (АСКР), позволяющих обеспечить более широкие возможности управления по сравнению с ранее применявшимися системами, а именно:
преобразование и унификацию сигналов датчиков технологических параметров с контролем отклонений;
автоматическую стабилизацию технологических параметров и программное управление агрегатами и арматурой;
аварийную защиту агрегатов;
контроль и индикацию состояния агрегатов и арматуры с цифровой регистрацией параметров.
В создаваемых в настоящее время системах управления криогенными установками, в частности в разработках системы управления СКО
Таблица 5.4
Уровни автоматизации гелиевых установок
Уровень автоматизации Степень автоматизации Назначение установки Пример установки (производительность, страна)
I Аварийная защита Установки небольшой холодопроизводительности для ожижения Г-45 (45 л/ч) (СССР) М-1400 (35 л/ч) (США)
11 Автоматическое ведение независимых процессов Рефрижераторно-ожижи-тельные установки общего назначения КГУ-250/4,5 (250 Вт) (СССР) Ml500 (100 Вт) (США)
III Автоматическое поддержание заданного номинального режима Рефрижераторно-ожижи-тельные установки для совместной работы с СП-объектами (300 Вт) (ФРГ); (800 л/ч) (Швейцария, США)
Крупные промышленные ожижители
IV Автоматический пуск, выход на режим, ведение заданного режима и остановка Рефрижераторно-ожижи-тельные установки специального назначения (1 Вт) (США); (38 Вт) (Англия); (300 Вт) (ФРГ)
V Оптимальное управление всеми режимами с подключением вычисли-тельно-управляющей машины Крупные рефрижератор-но-ожижитСльные установки для СП-объектов энергетических комплексов Проектируемые установки (2 кВт при Т=4,5 К)
208
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
термоядерной установки «Токамак-15», предусматривается использование устройств автоматического управления с встроенными микропроцессорами и микро-ЭВМ.
5.2. ТЕПЛООТДАЧА К ГЕЛИЮ
В сверхпроводящих устройствах различного назначения для охлаждения может быть применен жидкий гелий в большом объеме в условиях естественной циркуляции, жидкий (двухфазный) или сверхкритический гелий в условиях вынужденной циркуляции. Выбор термодинамических параметров охлаждающего гелия влияет на схему и конструкцию криогенной гелиевой установки, режимы ее работы. Поэтому для расчета криостатиче-ской стабилизации СП-устройств
Рис. 5.30. Теплоотдача к кипящему гелию. (Экспериментальный элемент — платиновый цилиндр, охваченный вакуумной изоляцией, один из концов которого находился в контакте с жидким гелием, а другой был снабжен электронагревателем. По длине цилиндра располагали несколько датчиков температур; температуру обогреваемой
необходимо знать характеристики теплоотдачи к гелию.
5.2.1. Теплоотдача и кризис кипения гелия в большом объеме. Исследования теплоотдачи и кризиса кипения гелия в большом объеме проводились различными авторами: данные, за редким исключением, хорошо согласуются. На рис. 5.30 представлена кривая кипения гелия при температуре 4,2 К на поверхности с вертикальной ориентацией [5.76]. Экспериментальные данные получены для полированной и «загрязненной» поверхности (покрашенной тонким слоем краски). Как видно, загрязнение поверхности в сильной степени влияет на интенсивность теплоотдачи в области как пузырькового, так и пленочного кипения. Первая критическая плотность теплового потока для чистой поверхности <7кр1 =0,55 Вт/см2 явля-поверхности определяли путем экстраполяции кривой распределения температур по длине цилиндра.)
О — загрязненная поверхность; □ — докри-тическое увеличение теплового потока на полированной поверхности; Д— послекри-тическое уменьшение теплового потока; V — послекритическое увеличение потока.
I Г Зт/см 1. Q. о □ □ 0 ° 1 J Г*У
0,6 О X V Г
9 нр1 д V д
0,2 0 1 □ О гп 2 2 к Д к 2 Д д
Дс г LJ - д 1 ° 1 ГД д
0,08 0,06 0,04
Д
0,1 0,2 0.4 0,6 0.8 1,0 2,0 4.0 6,0 8.0 10 20 ДТ,К
Теплоотдача к гелию
209
ется типичной для гелия, кипящего при атмосферном давлении на вертикальной поверхности.
В [5.60, 5.71] исследовалась теплоотдача к гелию от медной пластины, медного цилиндра, нержавеющей трубки при вертикальной ориентации поверхностей. В этих исследованиях наблюдался небольшой разброс в значениях <?Kpi (от 0,45 до 0,55 Вт/см2), а критический перегрев стенки колебался в пределах 0,2-—0,6 К. На рис. 5.31 показаны предкризисные участки кривых пузырькового кипения гелия. Видно, что критический перегрев стенки и интенсивность теплоотдачи в предкризисной области сильно зависят от состояния поверхности.
По данным [5.71] покрытия из малотеплопроводного материала приводят к существенному увеличению критических тепловых пото-
Рис. 5.31. Пузырьковое кипение гелия при р = 0,1 МПа на различных поверхностях. ---------шероховатый вертикальный медный цилиндр;--------—полированный вертикальный медный цилиндр; -------------—
полированная вертикальная платиновая плоскость; Д — вертикальная труба из нержавеющей стали.
ков как при пузырьковом, так и при пленочном кипении. Учитывая, что обмотки магнита или другого сверхпроводящего устройства имеют электроизоляцию в виде покрытий из электротехнических лаков, такое увеличение критической плотности тепловых потоков имеет большое значение. Ниже приведены значения <?кр1 и #Кр2 на вертикальной медной пластине без покрытия и с покрытиями:
Материал и толщина покрытия 6, мкм 7крГ Вт/см* ^Кр2* Вт/см2
Без покрытия . . . Полиамидная смола . 0,45 0,19
6 = 8 . 0,7 0,52
Целлюлоза:
6 = 2,5 . 0,55 0,31
6 = 6,5 . . . . . 0,67 0,35
6=18 . . . . . 0,75 0,45
6 = 32 . 0,76 0,49
6=46 . 0,75 0,54
Поливинилацетат:
6=12 0,66 0,46
6 = 20 . 0,64 0,45
6 = 25 . 0,67 0,51
В [5.16, 5.62] было установлено, что критическая плотность теплового потока (помимо других факторов) определяется комплексом теплофизических свойств поверхности: произведением теплоемкости, плотности и теплопроводности. Эта теория была разработана на основании результатов определения <?Kpi для горизонтальной, обращенной вверх, торцевой поверхности цилиндров из меди, нержавеющей стали и других материалов.
Изменения равновесной температуры (давления) кипящего гелия приводят к изменению значений первой критической плотности теплового потока к гелию-1 в соответствии с уравнениями Кутателадзе. На рис. 5.32 представлены экспериментальные данные [5.12], полученные для вертикального цилиндра из нержавеющей стали при различных температурах кипящего гелия. Сплошная
210
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
О 0,5 1,0 2,0 §4ОДТ,Й.
Рис. 5.32. Кризис пузырькового кипения ге-лия на вертикальном цилиндре при различных давлениях.
О —- эксперимент; ----- =—расчет по
уравнению (5.3).
Рис. 5.33. Влияние ориентации поверхности на кризис пузырькового кипения гелия в большом объеме.
Рис. 5.34. Теплоотдача к гелию-11 в большом объеме.
Температура в ванне, К: О — 2,07; X 1,93; □— 1,71; V—1,49; Д—1,32; • — критическое значение теплового потока.
линия соответствует расчету по уравнению
<7кР1 = kr (р")°’5 [£° (Р' — р")10 ’25» (5-3) где k — коэффициент устойчивости (0,095 для вертикального цилиндра); г — теплота парообразования; р' и р" — плотность жидкости и пара соответственно; g — ускорение свободного падения; о — поверхностное натяжение.
Влияние ориентации поверхности на кризис пузырькового кипения показано на рис. 5.33 [5.61]. Как видно, изменение ориентации обогреваемой поверхности от горизонтальной вверх до горизонтальной вниз приводит к уменьшению ^Kpi в несколько раз. Однако влияние ориентации неодИнакрво для поверхностей разной геометрии.
Применение сверхтекучего гелия для криостатирования сверхпроводящих систем с малыми внутренними тепловыделениями весьма перспективно, если внешние теплопри-токи к ним свести также к^малым значениям, например, за счет экранирования гелием, кипящим при атмосферном давлении. Критическая плотность теплового потока в сверхтекучем гелии изменяется незначительно (4,5—6 Вт/см2) с изменением температуры, не зависит от ориентации поверхности и по значению на порядок превышает критическую
Теплоотдача к гелию
211
Рис. 5.35. Кризис пузырьковою кипения гелия в вертикальных каналах при атмосферном давлении.
4- — [5.751; О — [5.7б]; Л — [5.13]: ----— [5.69]; ----- --расчет no урав-
нению (5.4).
Рис. 5.36. Влияние температуры насыщения (давления) на кризис пузырькового кипения гелия в вертикальных каналах с естественной цирк\ляпией.
• -Z/%Kb==0.J8. АZ/^B-2,15; □ -//^экв-=5.42; О — Z. U,t „ —9,41;-- -
расчет по уравнению (3.3).
плотность теплового потока в гелии-1 (рис. 5.34) [5.70].
5.2.2. Теплопередача и кризис кипения гелия в каналах с естественной циркуляцией. Исследования кризиса пузырькового кипения гелия в условиях естественной циркуляции проводились в плоских щелевых каналах, круглых трубах, в вертикальных кольцевых щелях при атмосферном давлении [5.12, 5.69, 5.74, 5.75]. В результате для критического теплового потока пузырькового кипения при атмосферном давлении был получен ряд уравнений, из которых наиболее точно описывает экспериментальные данные уравнение [5.75]
1,67 + 0,0956/^эив ’
где I — расстояние от входа в канал; йЭкв — эквивалентный диаметр, равный учетверенному отношению поперечного сечения к обогреваемому периметру.
Корреляция экспериментальных данных, полученных различными авторами, представлена на рис. 5.35. Видно, что (5.4) хорошо соответствует экспериментальным данным в широком диапазоне значений I/dwK.
Влияние давления на 7Kpi в вертикальных каналах было исследовано во всей области температур от температуры в X точке до критической температуры [5.12]. В резуль-
212
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.37. Кипение гелия в плоском вертикальном канале с естественной циркуляцией.
Рис. 5.38. Влияние ориентации канала на кризис пузырькового кипения гелия в условиях естественной циркуляции.
(Экспериментальный канал имел односторонний обогрев, так что его отклонения в ту или другую сторону приводили к различному характеру изменения первого критического теплового потока, что и видно на рисунке.)
О — 1 = 5 мм; + — 1=55 мм; □—1= = 110 мм; Д— / = 215 мм.
Чнр/, Вт/см 2
0,8----------
Рис. 5.39. Влияние вертикального необо-греваемого участка на кризис пузырькового кипения гелия в горизонтальном канале с естественной циркуляцией.
Горизонтальные каналы, как правило, являются неотъемлемой частью крупных сверхпроводящих магнитов погружного типа. Обычно эти каналы сообщаются с вертикальными охлаждающими каналами. Рисунок иллюстрирует допустимость горизонтальности каналов в случае их сообщения с вертикальными.
тате было получено аппроксимирующее уравнение
где А = 0,13 г (р") °’5 [£<т (р'-р") ] °’25; В = О,О95(ро/р")0,5 г0/г; р0"и г0-плотность паров и теплота парообразования при атмосферном давлении.
Уравнение (5.5) хорошо описывает экспериментальные данные при l/d^b> 10. С погрешностью, не превышающей погрешности экспериментов, этим уравнением можно пользоваться до //б4кв>54-7/ При меньших значениях l/d^* коэффициент А может быть принят равным 0,48.
На рис. 5.36 проведено сопоставление экспериментальных значений по <?кр! с расчетными по уравнению (5.5) для кольцевого канала с //^экв=12,5 и шириной кольцевой шели 1 мм (обогревалась только
Теплоотдача к гелию
213
Рис. 5.40. Влияние подпаривания на кризис пузырькового кипения гелия в горизонтальных каналах с естественной циркуляцией. / — медная фольга; 2 — нагреватель.
Рис. 5.41. Влияние предвключенных необо-греваемых участков на первую критическую плотность теплового потока в верти-
кальных каналах при р = 0,1 МПа.
Обозначение + Й X О •
Hd . . . . 5,7 8,6 10 19 25 33
L, мм . . . 44 44 65 65 65 65
d, мм . . . 3,8 3,8 1,8 1,8 1,8 1,8
Рис. 5.42. Влияние местного сопротивления на кризис пузырькового кипения гелия в вертикальном канале с естественной циркуляцией при р = 0,1 МПа [А = 44 мм, J = = 3,8 мм, сплошная линия — расчет по уравнению (5.8)].
Обозначение А • Я
£H/L ...... 8,2 5,5 1,7 5,5
lid ....... 5,7 5,7 5,7 8,6
внутренняя образующая кольцевого канала) на расстоянии 1.3; 9,9; 25; 43,4 мм от входа в канал.
Перегрев стенки при атмосферном давлении, соответствующий кризису пузырькового кипения при естественной циркуляции, составляет 0,3—0,45 К.
Сразу после кризиса кипения температура стенки повышается на 4—5 К (рис. 5.37) [5.68]. В обмотках магнитов сложной конфигурации не всегда можно организовать вертикально ориентированные охлаждающие гелиевые каналы.
В связи с этим важно оценить влияние ориентации канала на кризис пузырькового кипения. На рис. 5.38 представлены экспериментальные данные для плоской щели с односторонним обогревом при атмосферном давлении.
Как видно, значение ^Kpi, так же как и при кипении гелия в большом объеме, в сильной степени зависит от ориентации. Для расчета q^\
214
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
в наклонных каналах можно воспользоваться уравнением
<7кР;={С1Тс.>(/Мэкв)[(1—₽ sin 0)/cos 0]}, (5-6) где С\, С2 и р — постоянные коэффициенты.
Это уравнение дает вполне приемлемую аппроксимацию данных других работ, посвященных исследованию кризиса пузырькового кипения в наклонных каналах. Уменьшение критической плотности теплового потока для горизонтальных каналов (0^90°) очень существенно. Поэтому применение горизонтальных каналов в погружных системах с естественной циркуляцией недопустимо, если не воспользоваться специальными мерами для увеличения ?крь Одним из путей такого повышения является подключение горизонтальных каналов к вертикальным обогреваемым каналам, т. е. к каналам с установившейся эффективной циркуляцией. Возможно также использование вертикальных необо-греваемых участков.
На рис. 5.39 представлена зависимость дкр1 при атмосферном давлении в круглом горизонтальном канале длиной Л = 44 мм и внутренним диаметром 3,8 мм от относительной длины вертикального необогреваемого участка [5.56]. Кризис кипения исследовался на расстоянии 33 мм от свободного конца обогреваемого участка. Как видно, при отношении длин необогреваемого и обогреваемого участков Лн/£~1,0 критический тепловой поток в горизонтальном канале такой же, как и в равномерно обогреваемом вертикальном. Аналогичные результаты были получены при других ^/^экв и диаметрах канала.
На рис. 5.40 показана конструкция экспериментального элемента с циркуляцией в горизонтальных каналах, организованной с помощью подпаривающего нагревателя [5.65].
Там же представлена зависимость суммарного QKP всех каналов от мощности подпаривающего нагревателя wq. Видно, что эффект, достигнутый таким способом, качественно аналогичен эффекту влияния давления (см. рис. 5.32), однако требует дополнительных расходов жидкого гелия.
Реальные охлаждающие каналы крупных сверхпроводящих магнитов образуются за счет зазоров между витками ряда расположенных один над другим слоев обмотки. Часто каналы, образованные одной группой слоев обмотки, соединены с каналами другой группы сложными ходами со стесненным сечением. Поскольку сверхпроводящее состояние исчезает на небольшом участке обмотки, то во всем охлаждающем канале обогрев будет иметь место по высоте одного витка, т. е. реальный охлаждающий канал следует рассматривать как частично обогреваемый канал с местными сопротивлениями на входе и выходе.
В соответствии с этим в [5.56] исследовалось влияние на кризис пузырькового кипения послевклю-ченного необогреваемого участка. Качественный результат во всех этих работах одинаков. Значения <7кр1 в канале с послевключенным не-обогреваемым участком больше, чем без него, и возрастает с длиной необогреваемого участка, стремясь к некоторому постоянному значению.
На рис. 5.41 приведены результаты экспериментальных исследований, хорошо описываемые уравнением z
^кр1 1,67 +(0,0956 —К) l,d^
„ 1 где К =--------------;
12 + 18L/LH
(57)
L и Lu — соответственно длины обогреваемого и необогреваемого участков.
Теплоотдача к гелию
215
Наличие местного сопротивления на выходном конце необогреваемого участка приводит к уменьшению <7кр1 за счет снижения расхода гелия. Экспериментальные данные по влиянию послевключенных местных сопротивлений на </кр1 при атмосферном давлении, представленные на рис. 5.42, описываются уравнением [5.56]
Рис. 5.43. Теплоотдача в области пузырькового кипения гелия.
/— Во = 7,7Х10~4; 2 Во —3,3х 10~4; 3 — Во---0,8X 10“4; -------расчет по (5.12);
• - q = 0,0157 Вт/см2; Д - -q = — 0,063 Вт/см2; 4- -- ^ = 0,1416 Вт/см2.
________________1_______ __
^KP1 / ,45 / ’
1,674(0,0956-К) —
\ %* /
(5.8)
где g —сумма коэффициентов линейных сопротивлений;
£* — коэффициент сопротивления при выходе потока из канала.
Рис. 5.45. Кризис пузырьковою кипения а лия в условиях вынужденного движения.
О —х —0; Д—х —0,1: х = 0.4_.
--------кипение в большим объеме.
Рис. 5.44. Кризис пузырькового кипения гелия при различных давлениях в условиях вынужденного движения.
• — р = 0,11 МПа; V —р —0,12 МПа; О -р = 0,13 МПа; А — р —0,14 МПа; □ — р = = 0,15 МПа.
Рис. 5.46. Корреляция экспериментальных данных по уравнению (5.14).
X — [5.63]; ф — [5.56]; Д — [5.16]; — [5.73]; + - [5.66].
216
Проектирование гелиевых СП-устройств
5.2.3. Теплоотдача и кризис пузырькового кипения гелия в условиях вынужденного движения. Наиболее обстоятельные исследования теплоотдачи при пузырьковом кипении гелия были проведены в [5.72] Полученные результаты относительно хорошо согласуются с данными других авторов. В соответствии с этими работами вся область пузырькового кипения может быть разбита на три области:
1) развитого кипения с низкими паросодержаниями, где для коэффициента теплоотдачи справедливы зависимости
MS?0’33; (5.9)
1,8Ц0^3; (5.10)
здесь hmirl и h:Tbax соответствуют уве* лпчению и уменьшению теплового потока;
2) развитого кипения с промежуточными паросодержаниями
^/zpaC4-- 1.5И03 ВоО^_(1/Х//)о,бб9
(5.Н) где
Во = <?/(rG);
Z; “ | 1 ~Х\° 9/Z ‘° И j.
' X I \р'?) \ рГ /
ЛРАГЧ — 0,015-Д Re’ 8 Рг’,41 (5.12)
д
здесь ф. Re/ — соответственно теплопроводность и число Рейнольдса для жидкости; х — массовое расходное паросодержание; ц', р" — вязкость жидкости и пара соответственно;
3) развитого кипения при высоких паросодержаниях (х>0,5), где интенсивность теплообмена может быть рассчитана по уравнению (5.12), полученному при исследовании вынужденной конвекции однофазного жидкого гелия. Следует подчеркнуть, что уравнение (5.12) дает результаты на 35% более низкие, чем обычные уравнения для од
нофазной конвекции. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных для области промежуточных паросодержаний представлено на рис. 5.43.
На рис. 5.44 приведены результаты исследования кризиса пузырькового кипения при вынужденном движении гелия [5.66]. На основании этих результатов было предложено уравнение для расчета критической плотности теплового потока в области промежуточных паросодержаний 0,6>х>0,33:
А АО 1 Г / Р"-Р' \0’25 |°-53
<7кР 1 = 0,031 Ц J j j х
Хг(р'')°’5&Лр'-р")Г'25, (5.13)
где Wi — скорость чистой жидкости.
Уравнение (5.13) не отражает влияния на #кр1 такого важного фактора, как паросодержание, в то время как по данным ряда исследователей ^Кр1 при заданном давлении существенно зависит от паросодер-жания (рис. 5.45).
По данным работы [5.63] на 7Kpi в условиях вынужденного движения сильное влияние оказывает расстояние от входа в канал.
В [5.56] исследовался кризис кипения в условиях вынужденного движения в вертикальных трубках различного диаметра. Было установлено, что диаметр канала влияет на ^Крь который возрастает с его уменьшением. Безразмерное расстояние от входа в канал l/d также оказывает влияние на ^Крь который уменьшается по мере увеличения l/d. Помимо этого 7кР1 определяется локальным значением паросодержания; массовая скорость потока не оказывает самостоятельного влияния на <?Крь В результате было предложено уравнение для величины t/Kpb
„ ----1-*вх--- (5.14)
1 4г^ hfd ' Gr
Теплоотдача к гелию
217
где
<70 = 0,13r(p")O.S[go (р'~р")]с'25;
f = 0,2 Ч----;
19,8-r//d
d 1 —1,4ехр (—0,35d/£>0) ’
D0 = l/----------;
v g(P — P")
%bx — входное массовое паросо-держание; G — массовый расход; г — теплота парообразования; о — поверхностное натяжение.
На рис. 5.46 представлена корреляция различных экспериментальных данных по этому уравнению. Как видно, сходимость расчетных и экспериментальных данных, за некоторым исключением, хорошая. Уравнение может быть рекомендовано для практических расчетов.
5.2.4. Теплоотдача к гелию в сверхкритическом состоянии в условиях вынужденного движения. Теплоотдача к гелию в сверхкритическом состоянии исследовалась многими авторами [5.12, 5.13,
5.73]. Все исследователи сходятся* в том, что в околокритической области теплоотдача к однофазным потокам гелия в сверхкритическом состоянии качественно подчиняется известным уравнениям для вынужденной конвекции. Однако в области температур 6—10 К и р<1,5 МПа наблюдаются значительные отклонения от расчета по этим уравнениям.
В [5.64] был предложен эмпирический дополнительный множитель, позволяющий в определенной степени скорректировать экспериментальные и расчетные данные,
Nu = 0,0259Re0-8 Рг0-4^^!”0’716,
(5.15)
Рис. 5.47. Теплоотдача к гелию в сверхкритическом состоянии при вынужденном движении при давлениях 0,3 (а), 0,5 (б), 0 8 (в) и 1,5 МПа (г).
------ — эксперимент; — — — расчет по уравнению (5.16).
218
Проектирование гелиевых Систем СП-устройств
где Гст — температура стенки; Гне — температура гелия.
На основании исследований, проведенных в [5.73], было предложено другое уравнение:
Nu = 0,023Re°’8(Prm;J0’8, (5Л6)
где PrWin — меньшее из значений числа Прандтля для температур стенки и потока.
На рис. 5.47 проведено сопоставление расчетных и экспериментальных данных. Как видно из рисунка, расчет по (5.16) при давлении до 0,5 МПа дает завышенные результаты и его использование в этом случае может повести к значительной погрешности.
5.3. ЗАХОЛАЖИВАНИЕ СВЕРХПРОВОДЯЩИХ УСТРОЙСТВ
В процессе захолаживания сверхпроводящих устройств необходимо, чтобы:
время захолаживания было относительно небольшим;
затраты энергии и расход криоагента достаточно малым;
температурные деформации и напряжения в охлаждаемом объекте не превышали допустимых значений.
Эти требования обусловлены регламентом работы сверхпроводящих устройств, мощностью криогенной системы, прочностью конструкции сверхпроводящего устройства.
Расчет охлаждения для тел сложной формы, как, например, магнитов МГД-генератора, сводится к решению нелинейной трехмерной задачи нестационарной теплопроводности со сложными граничными условиями. Однако эта задача до настоящего времени не решена, и при расчетах используются те или иные упрощения модели, а методика проведения процесса охлаждения отрабатывается экспериментально.
Наиболее просто описывается процесс захолаживания при цирку
ляции газообразного гелия по каналам теплообменно-проточной част^ сверхпроводящего устройства. С то4-ки зрения захолаживания каналы могут быть разделены на «короткие^ и «длинные». «Короткими» каналами считаются такие, у которых зона теплообмена между стенкой и газом соизмерима с длиной канала. У «длинных» каналов зона теплообмена существенно меньше длины канала. На основании аналитического решения можно показать, что если безразмерный комплекс aF/(Gcp) 10,
то канал является «коротким». Если aFl(Gcp) > 100,
то канал «длинный».
В этих формулах а — коэффициент теплоотдачи от газа к стенке; F — площадь боковой поверхности канала; G — массовый расход газа при захолаживании; ср — средняя теплоемкость газа на всем интервале температур.
При захолаживании «коротких» каналов сопротивление последних, как правило, не влияет на расход криоагента и можно принять G = const. Если температура криоагента на входе в канал постоянна, то время захолаживания «короткого» канала можно определить как Т = 7,0 оТОТ —0~7 >
(af)0’3 (Оср)0’7
где М — масса канала; ст — тепло-емкость стенок канала.
Из формулы (5.17) следует, что у «коротких» каналов время захолаживания относительно слабо 'зависит от длины канала (т~£0,7).
Распределение температур при захолаживании «короткого» канала для разных моментов времени представлено на рис. 5.48. Разность температур криоагента по длине канала во многом определяется коэффициентом теплоотдачи. На рис. 5.49
(5.17)
Захолаживание сверхпроводящих устройств
219
Рис. 5.48. Распределение температур при захолаживании «коротких» каналов.
Рис. 5.49. Распределение температур обмотки при различных режимах охлаждения.
Рассмотрены две схемы охлаждения: криоагент проходит между специальным кожухом и магнитом или в продольном или в поперечном направлениях. Как видно из рисунка, максимальная разность температур возникает при продольном обтекании. При поперечном обтекании разность температур уменьшается, но незначительно. При увеличении зазора между кожухом и магнитом происходит уменьшение коэффициента теплоотдачи и разность температур вдоль канала уменьшается с 80 до 30 К при увеличении расхода вдвое. При этом, естественно, увеличивается время захолаживания. Подобный анализ температурных полей позволяет оценить деформации и напряжения в элементах конструкции при захолаживании.
Рис. 5.50. Распределение температур вдоль сверхпроводящего кабеля при захолаживании.
показан пример расчета процесса захолаживания крупного кольцевого горизонтального сверхпроводящего магнита массой около 500 т для МГД-генератора.
При захолаживании «длинных» каналов их сопротивление во многом определяет расход криоагента и в качестве граничных условий можно принять Pi = const и p2=const. Поскольку зона теплообмена мала по сравнению с общей длиной канала, то процесс захолаживания можно представить как движение вертикальной температурной волны по каналу (рис. 5.50). При этом по мере захолаживания будут увеличиваться пропускная способность канала и расход криоагента. Время захолаживания в этом случае
т,к
0,2 0,4 0,6 0,8 x/L
Т
т -1 n f А (АЛ)1/2
тохл о Рм/м 2
3 Ср рг
Д3/2 / Е \112 (Га/7\)3^2— 1
(<*экв/)1/2 ' ' Га/Л—!
(5.17а)
220
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
где рм, См — плотность и средняя теплоемкость материала стенки в интервале температур 7\ и Т2;
— площадь сечения стенки канала; R — универсальная газовая постоянная; ср — средняя теплоемкость криоагента в интервале температур Л, Г2; 7\ — температура криоагента на входе в канал; Т2 — начальная температура стенки канала; — давление на входе в канал; р2 — давление на выходе из канала; L — длина канала; Дэкв эквивалентный диаметр канала; f— площадь сечения канала; g —коэффициент гидравлического сопротивления.
Из (5.17а) видно, что время захолаживания канала во многом определяется его длиной, диаметром и давлением криоагента на входе в канал:
т ~ г1 у/2 1
\ ^экв / Р1
Расчеты по приведенной зависимости, например, показывают, что время захолаживания однофазного сверхпроводящего кабеля длиной 1,0; 5 и 10 км составляет соответственно 50, 550, 1600 ч.
Для сокращения времени захолаживания каналов большой протяженности необходимо принимать специальные меры, в том числе частичный отбор газа на отдельных участках кабеля, увеличение давления на входе в кабель в процессе захолаживания и т. п. При захолаживании каналов следует учитывать, что время захолаживания увеличивается из-за накопления гелия в канале в связи с увеличением его плотности. Это явление проявляется особенно сильно при температурах ниже 15 К.
Как указывалось выше, приведенные зависимости охватывают наиболее простые случаи захолаживания и могут быть использова
ны для оценки влияния отдельных параметров на этот процесс. При этом не рассматриваются такие вопросы, как захолаживание сверхпроводящих устройств жидким криоагентом, особенности захолаживания газом с переменной температурой на входе, захолаживание параллельных каналов.
5.4. КРИОСТАТИРОВАНИЕ ПОГРУЖНЫХ СВЕРХПРОВОДЯЩИХ МАГНИТНЫХ СИСТЕМ
Роль охлаждающего гелия в сверхпроводящих устройствах заключается в компенсации внешних тепло-притоков, внутренних тепловыделений и обеспечении криостатической стабилизации комбинированного сверхпроводника. Для обеспечения криостатической стабилизации сверхпроводника необходимо, чтобы суммарная плотность тепловыделения не превышала критической плотности теплового потока пузырькового кипения при охлаждении жидким гелием </Kpf или плотности теплового потока при охлаждении однофазным гелием (например, за-критическим гелием) [5.50, 5.57];
<7t<<7kpi; <7т<Л(Гс—Тне), (5.18) где h — коэффициент теплоотдачи к охлаждающему гелию; Тс — критическая температура сверхпроводника при нулевом токе и соответствующей напряженности магнитного поля; Тне — температура гелия.
В погружных магнитных системах сверхпроводящая обмотка охлаждается кипящим гелием (рис. 5.51). Кривая / иллюстрирует изменение плотности теплового потока за счет джоулевых тепловыделений в подложке. При температуре Тне рабочий ток в комбинированном сверхпроводнике равен критическому. При повышении температуры часть тока переходит в подложку,
Криостатирование ПСМС
221
и при Т — Тс весь ток течет через подложку сверхпроводника. При этом тепловыделения в подложке максимальны (</т = </тшх). Дальнейшее повышение температуры приведет к изменению qT в зависимости от изменения в определенных пределах сопротивления подложки. При потере сверхпроводимости в результате скачка магнитного потока тепловое равновесие устанавливается в соответствии с кривой II кипения гелия. Если 7ттах<7крь ТО равновесие устанавливается в области пузырькового кипения (процесс 1-2). Повышение температуры сверхпроводника, соответствующее установлению равновесия в этой области, мало (не более 0,3—0,4 К). При исчезновении причины, вызвавшей потерю сверхпроводящего состояния, основная часть тока уходит в собственно сверхпроводник (процесс 2-3), а тепловыделения за счет тока, оставшегося в подложке (7Т)з, много меньше теплоотвода к кипящему гелию. В результате проводник охлаждается до исходной температуры Тне-
Если 7ттах>7крь то равновесие устанавливается в области пленочного кипения (точка 2'). Повышение
температуры сверхпроводника при этом весьма значительно (5—10 К) и, как правило, превышает критическую температуру Тс. В этом случае при устранении причины, вызвавшей потерю сверхпроводимости, комбинированный сверхпроводник не может вернуться в исходное состояние. Весь ток остается в подложке, и температура сверхпроводника не может быть ниже критической. Возврат в сверхпроводящее состояние был бы возможен, если бы равновесие устанавливалось при Т2^ТС, что соответствует выполнению условия 7т < h (Т с— ТНе) • Т епловыделения будут меньше возможностей тепло-съема, и сверхпроводник может охладиться до исходной температурь^ Этот случай криостатической стабилизации сверхпроводника реализуется при охлаждении однофазным гелием (рис. 5.52).
Сверхпроводящая обмотка ПСМС изготавливается из плоской ленты, выполненной из меди, в которой располагаются сверхпроводящие нити. Отдельные витки ленты отделяются один от другого проставками таким образом, чтобы между ними образовался щелевой канал для прохода хладагента. Охлаждение сверхпро-
Рис. 5.51. Криостатическая стабилизация Рис. 5.52. Криостатическая стабилизация кипящим гелием. однофазным гелием.
222
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.53. Участок обмотки сверхпроводящего магнита. (Сверхпроводник показан условно и может транспонироваться или наноситься на подложку любым способом.)
Обмотка типового сверхпроводящего магнита состоит из нескольких слоев медной ленты со сверхпроводником. Отдельные витки ленты в каждом слое отделены друг от друга охлаждающими каналами, которые образуются дистанционными проставками. Слои медной ленты со сверхпроводником разделены между собой электроизоляционными прокладками.
1 — медная лента; 2— охлаждающие каналы; 3 — сверхпроводники; 4 — электроизоляционные прокладки.
водника происходит в условиях естественной циркуляции жидкого гелия по кривой пузырькового кипения II (рис. 5.51).
Условие криостатической стабилизации <7т<<7кр1 можно записать в форме числа Стекли:
a = ----g..< 1, (5.19)
*7кр1
где I — рабочий ток в сверхпроводнике; р — удельное сопротивление меди; Sn — площадь поперечного сечения подложки; П — охлаждаемый периметр; ^Kpi — критический тепловой поток пузырькового кипения в охлаждающем канале.
Рассмотрим отдельный участок обмотки магнита, представленный на рис. 5.53. При вытеснении тока в подложку в одном из витков ленты возникают тепловыделения
/2Р
2&Sn ’
(5.20)
Критическая плотность теплового потока 7кр1 к кипящему гелию в омывающих виток каналах при естественной циркуляции криоагента описывается уравнением (5.4).
Как видно из уравнения, первая критическая плотность теплового потока меняется по высоте канала
и имеет минимальное значение в верхней части витка. В зависимости от формы ленты берется либо среднее значение ^Kpi (для отношений высоты ленты к ширине bl аж 1), либо минимальное — для высоких и узких лент (&/а^>1).
Решая совместно (5*19), (5.20) и (5.4) для заданного значения критерия стабильности а, можно найти все необходимые размеры подложки, удовлетворяющие выбранной плотности тока в подложке
При Ь/а^\ высота витка
h — 0»335/р/'
~ а-—0,012/р/'/<Г
(5.21)
Криостатирование ПСМС
223
ширина витка
а = g,'„+Sp... _ (5 22)
b b
где S'— площадь поперечного сечения сверхпроводника.
Зная ток / и принимая определенное значение d, по этим формулам можно определить высоту b и ширину а подложки.
Если высота витка оказывается слишком большой, следует уменьшить плотность тока /' в подложке или увеличить ширину канала d.
Однако такая обмотка может оказаться не оптимальной по массо-вым характеристикам. Если за критерий оптимальности принять минимальную массу и расход сверхпроводящей ленты, то создание оптимальной обмотки эквивалентно выбору параметров витка, соответствующих минимально возможной площади его поперечного сечения (максимальной плотности тока /). Для нахождения параметров витка с максимально возможной конструктивной плотностью тока рассмотрим отдельный виток обмотки с некоторым сечением S, шириной 6 и высотой b (рис. 5.53). В пределах 6 = const (т. е. при £ —const) можно изменять ширину канала d, увеличивая или уменьшая ее за счет соответствующего изменения толщины подложки. По витку протекает постоянный рабочий ток /, в соответствии со значением которого часть витка занята собственно сверхпроводником. Площадь сверхпроводника постоянна, поскольку постоянен ток I. В этом случае джоулевы тепловыделения при полном переходе тока в подложку определяются по уравнению
<7т =-----. (5.23)
26(2 — db—~ S')
Изменение ширины охлаждающего канала d приводит к изменению 7нр1- Обе функции q^ = f(d) и
7кр1=/(Ч) представлены на рис. 5.54. При этом кривая q^ = f(d) может либо пересекаться с кривой либо лежать выше нее в зависимости от выбранных значений S и Ь. Пусть при некоторых S и b кривые пересекаются в точках Ci и С2 (критерий стабильности а= 1). При условии dc}<d<dc2 критерий стабильности меньше единицы, а при d<d^\ или d>dc2 а>1.
Существует такое значение 2, при котором кривые q = f(d) и q^i=f(d) не пересекаются, а лишь касаются одна другой. Условия полной криостатической стабилизации в таком случае выполняются только при одном значении d. При этом суммарная площадь поперечного сечения витка минимально возможная. Все параметры обмотки, соответствующие минимальному значению 2, можно найти аналитически. Плошадь поперечного сечения витка с учетом (5.19), (5.23) и (5.4).
s = s' + — |------, (5.24)
j 8^а//р/' -6,68
причем j<125a/(/p)t
При заданных значениях критерия стабильности а, материала подложки, рабочего тока и высоты ленты это уравнение связывает площадь витка S и плотность тока в подложке /'.
Существует такая плотность тока в подложке /'опт, при которой площадь витка минимальна. Эту плотность тока можно определить, продифференцировав (5.24) по /' при фиксированных остальных параметрах и приравняв первую производную нулю. В результате после соответствующих преобразований имеем:
________2Ьа_______.
167р/ 4-b V0»0478bap ’
(5.25)
smin=s+7A-
'опт
0,0956^
^Р/опт
— 6,68
(5.26)
224 Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Зная оптимальную плотность тока в подложке /'от, можно определить все геометрические характери стики витка, отвечающие требованию минимальных габаритов обмотки магнита и расхода сверхпроводника при заданном значении критерия стабильности а.
По уравнению (5.26) можно определить влияние рабочего тока и высоты витка b на оптимальные геометрические характеристики витка Lmri опт И Sfe опт.
На рис. 5.55 представлен график зависимости минимальной площади витка и подложки от рабочего тока-
Г рафик построен для прямоугольного кабеля из Nb—Ti с медной подложкой высотой 5 = 20 мм при условии / =/крЗп. Как видно из графика, минимальная площадь витка зависит от рабочего тока: увеличение рабочего тока в 2 раза приводит к увеличению примерно в 3 раза. Отсюда следует вывод, что нужно стремиться к уменьшению тока
в одном сверхпроводнике, увеличивая их количество в витке. Из рис. 5.56 видно, что виток из одной жилы и одного канала имеет токонесущую способность примерно 1,5 раза меньшую, чем виток той же площади, но состоящий из четырех жил и четырех охлаждающих каналов.
Влияние высоты витка b на Smi-n показано на рис. 5.57. Как видно, уменьшается с ростом Ь, проходит через минимум при 5 = 5ОпТ и затем снова возрастает. Значение Ьопт нетрудно определить, продифференцировав выражение для 2тг-п по b и приняв производную нулю. В результате получим:
&ОПТ = 3,87 |/рЛ7а. (5.27)
Оптимальные размеры витка сверхпроводящего магнита можно определить также графическим методом, если известна экспериментальная зависимость ^KPI=/(d).
КрЧостатироваяие ЦМС
225
Следует также учитывать, что ширина охлаждающего канала в витке с минимальной площадью сечения должна быть не менее 0,4—0,5 мм. Это обусловлено резким падением *zKpt [не соответствующим уравнению (5.4)] при приближении отрывного диаметра парового пузырька к ширине охлаждающего канала.
5.5. КРИОСТАТИРОВАНИЕ ЦИРКУЛЯЦИОННЫХ
МАГНИТНЫХ СИСТЕМ
Криостатирование циркуляционных магнитных систем можно обеспечить с помощью циркуляций однофазного, двухфазного или сверхкритического гелия. Выбор параметров гелия оказывает существенное влияние на оптимальные геометрические характеристики комбинированного сверхпроводника. Поэтому при проектировании ЦСМС приходится решать задачу о выборе состояния охлаждающего гелия и определять оптимальные размеры сверхпроводника: сечения для прохода гелия и подложки. Граничные условия для этой задачи:
1) минимальные затраты энергии на проталкивание гелия и минимальные удельные потери давления гидравлического тракта;
2) минимальная масса или максимальная компактность сверхпроводящей обмотки при заданном значении потерь энергии на проталкивание гелия.
Как следует из предыдущего параграфа, условие криостатической стабилизации комбинированного сверхпроводника, охлаждаемого сверхкритическим гелием, запишется в виде
-^^/i(Tc-THe)a. (5.28)
где h — коэффициент теплоотдачи 8 Зак. 725
к гелию; Тс и 7не — критическая температура сверхпроводника при нулевом токе и температура гелия соответственно; П и S — охлаждаемый периметр и площадь поперечного сечения шунтирующего металла сверхпроводящей жилы.
Для комбинированного сверхпроводника, охлаждаемого принудительно циркулирующим двухфазным гелием, условия криостатической стабилизации определяются уравнением (5.19). Для определения коэффициента теплоотдачи к гелию в сверхкритическом состоянии при движении в круглых трубах можно воспользоваться уравнением (5.16).
Для кипящего гелия значение <7кр1 наиболее целесообразно определять по (5.14).
Комбинированный сверхпроводник, по которому течет ток, включает собственно сверхпроводник, подложку из нормального металла, например меди, и охлаждающие каналы. На один охлаждающий канал приходится ток 1^ = 1/п. В случае потери сверхпроводящего состояния этот ток протекает по подложке с поперечным сечением
S*^Sn/n-~SK, (5.29)
где Sn — полное поперечное сечение подложки; SK — поперечное сечение охлаждающего канала; п —- число охлаждающих каналов.
Из (5.28) и (5.19) видно, что для заданных значений плотности тока / и критерия стабильности а необходимый расход гелия, при котором обеспечиваются требуемые значения h или (?крь определяется соотношением поперечных сечений металла подложки и охлаждающих каналов, а также числом этих каналов. Конструктивная плотность тока i=>I/S* (5.30)
где Ss—поперечное сечение комбинированного сверхпроводника, рав
226
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
ное сумме сечений медной подложки Sn и охлаждающих каналов SKn:
Ss = 5П + SKn. (5.31)
Интенсифицируя охлаждение, можно уменьшить площадь поперечного сечения подложки и тем самым уменьшить массу и увеличить компактность сверхпроводящей обмотки. Добиться этого можно за счет увеличения массовой скорости гелия в каналах, т. е. за счет повышения расхода энергии на проталкивание. При одной и той же плотности тока / условия охлаждения будут существенно зависеть от относительной площади охлаждающего канала S = SK/(SK + 5n). При этом будет изменяться как масса системы, так и расход гелия, обеспечивающий криостатическую стабилизацию сверхпроводника при заданном значении критерия стабильности а.
При относительных площадях канала S, стремящихся к единице, расход гелия, обеспечивающий заданное значение а, будет стремиться к бесконечности ввиду того, что к бесконечности стремятся тепловыделения при вытеснении тока в подложку. Соответственно к бесконечности будут стремиться гидравлические потери. Та же картина будет наблюдаться при S—>0, поскольку к нулю будет стремиться охлаждаемый периметр П, в то время как тепловыделения в шунтирующем металле будут стремиться к конечному значению. Отсюда следует, что имеется некоторое значение относительной площади канала, при котором гидравлические потери будут минимальны.
Варьируя относительную площадь охлаждающего канала при одинаковых значениях конструктивной плотности тока j, кА/м2, тока на один охлаждающий канал, критерия стабильности а, материала подложки и критической температуры сверхпроводника Тс и соблюдая ус
ловие Ss/n=Sn4 — =idem, где d — внутренний диаметр охлаждающего канала, найдем значение массового расхода гелия G, решая совместно (5.28) и (5.16) или (5.19) и (5.14). По найденным значениям G определим потери давления на единицу длины канала. При этом для гелия в сверхкритическом состоянии потери давления
Ap->2p/2Zd, (5.32)
где f = 64/Re при Re<2300 и f=0,316/Re0’25 при Re>2300; р — плотность гелия.
Для двухфазных потоков Ар определяли, пользуясь гомогенной мо-
Рис. 5.58. Номограмма для определения потерь энергии на проталкивание при охлаждении комбинированного сверхпроводника с медной подложкой сверхкритическим гелием при ГНе=4,5 К и рне = 0,4 МПа.
Из номограммы видно, что относительная площадь охлаждающих каналов S оказывает влияние на П. Минимальное значение затрат энергии соответствует относительной площади S«0,25, причем в преде-
Криостатирование ЦМС
227
делью. Расход энергии на проталкивание гелия
n = RT\n P^Gr1. (5.33)
Р
Удельные затраты энергии
П = —. (5.34)
Проведя расчеты на ЭВМ для однофазного гелия при разных значениях величин /к, /, а, Рне, Тс, Тне, получим номограмму, связывающую удельный перепад давления или расход энергии на проталкивание гелия при различных комбинациях определяющих параметров (рис. 5.58).
Рис. 5.59. Диаграмма для определения относительных затрат энергии на трение. По оси ординат отложено отношение потерь на трение при произвольных температурах и давлении (диапазон изменения давления и температуры соответствует области, характерной для изменения этих величин в современных сверхпроводящих системах) к потерям на трение при температуре 4,5 К и давлении 0,4 МПа. По оси абсцисс отложена температура, причем
С увеличением рабочего тока на канал /к затраты на проталкивание П возрастают, что связано с уменьшением охлаждаемого периметра. Характер роста П одинаков при любых значениях S, j, а, Тс, рне и 7не и может быть описан зависимостью /7~/i’44. (5.35)
Затраты на проталкивание увеличиваются с увеличением конструктивной плотности тока по уравнению
/7~/4'45. (5.36)
Для разных значений критерия Стекли и разности температур
каждая из кривых соответствует постоянному значению давления. Как видно, потери энергии на трение могут быть снижены за счет увеличения рабочего давления гелия при сохранении заданной температуры криостатирования. Так, повышение рабочего давления с 0,4 до 20 МПа при 7 К приводит к уменьшению потерь в 20 раз. Этот способ приемлем для циркуляционных магнитных систем, каналы которых обладают высокой прочностью.
228
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Тс—Гне гелия и критической температуры 77~[а(Тс-Тне)]“3-45- (5.37)
Очевидно, что изменение давления и температуры гелия повлечет за собой изменение теплофизических свойств гелия и соответствующее изменение П.
На рис. 5.59 дана диаграмма, на которой представлены затраты энергии П при произвольном сочетании температуры и давления гелия, отнесенные к затратам энергии при Тне-4,5 К и р —0,4 МПа. Затраты энергии на проталкивание гелия при произвольном сочетании Рне и Гне легко найти, воспользовавшись совместно рис. 5.58 и 5.59. Из рис. 5.59 видно, что чем больше давление гелия, тем меньше затраты энергии П. Повышение давления с 0,25 до 2 МПа позволяет уменьшить затраты на проталкивание гелия в 10—15 раз. Температура гелия не столь сильно влияет на 77. Номограммы, приведенные на рис. 5.58 и 5.59, позволяют решать разные задачи при проектировании циркуляционных СМС. Допустим, что требуется сконструировать сверхпроводящую обмотку с минимальной массой. При этом температура охлаждающего гелия равна 4,5 К, критерий стабильности а=1,
Рис. 5.60. Поперечное сечение комбинированного сверхпроводника.
1 — шунтирующая медь (подложка); 2 ~~ охлаждающий канал; 3 — сверхпроводник толщиной 6.
критическая температура Тс~ 10,5 К, рабочий ток 7=8 кА. Давление и расход гелия в охлаждающем контуре произвольные, но затраты энергии на проталкивание гелия не должны превышать 8 * 10~4 Вт/(А-м).
Очевидно, что обмотка с минимальной массой должна обладать максимальной компактностью, т. е. иметь возможно большую конструктивную плотность тока /е Относительная площадь охлаждающих каналов S должна быть возможно большей. Повышение плотности тока ведет к быстрому росту затрат энергии на проталкивание, которые в рассматриваемом случае ограниченны. Для того чтобы j было большим,’ необходимо,. чтобы другие факторы обеспечивали возможно меньшие значения 77. Таким образом, давление в охлаждающем контуре и число охлаждающих каналов должны быть максимально возможными. Возможное количество охлаждающих каналов определяется при выбранном значении S чисто конструктивными соображениями. Допустим, что имеется ленточный комбинированный сверхпроводник (рис. 5.60). Относительная высота медной шунтирующей подложки Ь/а = 4. По технологическим соображениям охлаждающие каналы должны располагаться в один ряд. Очевидно, что число и относительная площадь охлаждающих каналов будут зависеть от их диаметра. Поскольку увеличение относительной площади охлаждающих каналов влечет за собой пропорциональное уменьшение массы обмотки, то целесообразно выбрать возможно большее значение S. Ьднако увеличение S ограничено условием
(5.38) dS
несоблюдение которого ведет к увеличению массы за счет меньшей конструктивной плотности тока.
Криостатирование ЦМС
Условие (5.38) соблюдается при 5 <0,5. Приняв 5 = 0,5 и допустив, что число охлаждающих каналов соответствует относительной высоте подложки, т/е. п = 4, получим: d = ]/ аг — = 0,798а. (5.39)
V я
Пять каналов с таким диаметром разместить уже нельзя, так что ранее выбранное значение п является максимальным.
Таким образом, рабочий ток на канал /к = 2 кА/канал и 5 = 0,5.
В соответствии с кривыми /к на диаграмме рис. 5.58 затраты на проталкивание гелия будут соответствовать точке А, если а(Тс-ТИе)^ = 7,5; / = 2-104 кА/м2; рне-0,4 МПа и Тне=4,5 К. В рассматриваемом случае а(Тс—Тне) = 1 (10,5—4,5) = 6, так что искомое значение затрат с учетом этого фактора будет соответствовать точке 5 на кривой а(Тс—Тне) =6. Это значение Пь меньше допустимого /7Кр и может быть еще уменьшено, если повысить давление в системе охлаждающих каналов. Допустим, что технологические характеристики системы таковы, что давление в охлаждающих каналах может быть повышено до 2 МПа. Тогда затраты на проталкивание гелия составят в соответствии с рис. 5.59 32% П5 и будут соответствовать 77о.
Поскольку задача состоит в создании максимально легкой обмотки, конструктивная плотность тока / может быть повышена вплоть до соответствия максимально допустимым затратам на проталкивание. Такая конструктивная плотность тока, соответствующая точке В на номограмме (рис. 5.58), /=4‘ 104 кА/м2.
На рис. 5.61 и 5.62 представлены номограммы для определения удельных потерь давления при охлаждении сверхкритическим гелием. Ми
нимальное значение удельных потерь давления Др соответствует значению 5^0,4.
С увеличением рабочего тока на канал /ю кА/канал, конструктивной плотности тока /, кА/м2, и разности температур потери давления увеличиваются, как
Ар~(/К)°’69; (5.40)
Ар~(/)3Д (5.41)
Ар~[а(Гс-7’не)Г2’9. (5.42)
Выражения (5.40) — (5.42) справедливы при любых сочетаниях параметров.
Номограммы на рис. 5.61 и 5.62 позволяют, с одной стороны, выбрать геометрические характеристики каналов, удовлетворяющие ограничениям по перепаду давления и, с другой, — выбрать эти характеристики так, чтобы удовлетворить условиям, поставленным при проектировании сверхпроводящей обмотки. Пусть, например, надо создать максимально компактную обмотку.
Задачей циркуляционной магнитной системы является обеспечение определенной напряженности магнитного поля Н. При уменьшении площади поперечного сечения одного витка и увеличении конструктивной плотности тока напряженность магнитного поля увеличивается. Очевидно, что чем больше конструктивная плотность тока, тем меньшее число витков в обмотке необходимо для обеспечения заданного значения //. При этом сокращаются размеры обмотки и длина охлаждающих каналов.
Задавшись исходным значением конструктивной плотности тока / для заданных значений рабочего тока, критерия стабильности и параметров гелия, можно рассчитать длину обмотки, обеспечивающей заданное значение И при известной конфигурации комбинированного
230
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
сверхпроводника и числе охлаждающих каналов по выражению
H^aJI/A, (5.43)
где ai — внутренний радиус обмотки; F — формфактор; А — площадь поперечного сечения витка; I — ток в витке. Далее, используя рис. 5.61 и 5.62, можно определить перепад давления на единицу длины охлаждающего канала и, зная полную длину обмотки, полный перепад давления. Если этот перепад отличается от допустимого в ту или иную сторону, то путем последовательного изменения выбранного значения / можно найти его максимальное значение, удовлетворяющее ограничению по Др, т. е. выбрать параметры, соответствующие обмотке максимальной компактности. При этом относительная площадь поперечного сечения канала должна соответствовать минимальным потерям давления, т. е. S«0,4, а давление должно быть выбрано в соответствии с 7не и диаграммой на рис. 5.62.
Вполне вероятно, что при относительно больших значениях критерия стабильности а и теплоприто-ков из окружающей среды может оказаться, что при выбранном сочетании определяющих параметров расход гелия G, кг/с, не будет удовлетворять ограничению по максимально допустимой температуре гелия на выходе из обмотки. Поэтому после определения параметров обмотки по исходной температуре гелия Тне необходимо учесть изменение температуры по длине канала и провести соответствующий перерасчет. При этом, поскольку обмотка в любой точке должна обеспечивать заданное значение а, расчет следует вести для максимальной температуры Тне, т. е. температуры на выходе из обмотки. Расчет следует вести вплоть до удовлетворительной сходимости исходной тем
пературы на выходе и полученной по G и теплопритоку из окружающей среды. Для быстрого проведения подобных пересчетов целесообразно построить номограммы для удельного расхода гелия G, кг/(с-кА), аналогичные номограммам на рис. 5.58 и 5.61. Соответствующая номограмма представлена на рис. 5.63, а на рис. 5.64 номограмма, позволяющая внести соответствующие поправки на температуру и давление. Удельный расход гелия с изменением рабочего тока
Рис. 5.61. Номограмма для определения удельных потерь давления при охлаждении сверхкритическим гелием.
Номограммой пользуются следующим образом. Для заданного значения относительной площади канала S и заданного значения рабочего тока на канал /к определить значение удельных потерь давления Др. Определить значение Др для заданного значения а и Тс, двигаясь из полученной точки по горизонтали до пересечения с соответствующей кривой а(Тс—Тне). Окончательное значение удельных потерь давления Др определить, двигаясь по вертикали из вновь полученной точки до пересечения с кривой, соответствующей заданному значению j на вертикальной оси.
Криостатирование ЦМС
231
на канал /, конструктивной плотности тока / и комплекса а(Тс—ТНе) меняется как
G~(/K)0’666; (5.44)
G~(/)0’666; (5.45)
G-IMTe-THe)]-1’25. (5.46)
До сих пор, предполагалось, что сверхпроводящее состояние комбинированный сверхпроводник теряет на участке весьма малой протяжен-
Рис. 5.62. Диаграмма для определения относительных удельных потерь давления.
По оси ординат отложено отношение потерь давления при произвольных давлении и температуре к потерям давления при температуре 4,5 К и давлении 0,4 МПа. По оси абсцисс отложена температура. Каждая кривая соответствует постоянному значению давления.
Как видно из рисунка, влияние термодинамических параметров гелия на удельные потери давления хотя и значительно, но гораздо менее существенно, чем на удельные потери энергии на трение. При температурах ниже 6 К потери давления слабо зависят от его абсолютного значения и при температурах менее 5 К увеличива-
ности. Практически потеря сверхпроводящего состояния имеет место на некотором участке конечной длины. При этом, проходя данный участок, гелий будет нагреваться или частично испаряться. Очевидно, что условия криостатической стабилизации должны соблюдаться на всем участке потери сверхпроводящего состояния, т. е. критерий стабильности необходимо рассчитывать для выходного сечения этого участка. При учете длины участка потери сверхпроводящего состояния влияние та-
ются с ростом давления. Поскольку в целом ряде случаев именно потери давления являются ограничительным фактором при проектировании сверхпроводящих систем, повышение рабочего давления безусловно целесообразно лишь при температурах криостатирования выше 6 К. Диаграмма позволяет определить значение удельных потерь давления в каналах сверхпроводящей системы, если ею пользоваться совместно с диаграммой, показанной на рис. 5.61. Определив по рис. 5.61 потери давления при Г = 4,5 К и р = 0,4 МПа, необходимо умножить их на относительные потери, полученные по диаграмме рис. 5.62 для определенных значений давления и температуры.
232
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.63. Номограмма для определения удельного расхода гелия в сверхкритическом состоянии при криостатировании сверхпроводящих систем.
Номограмма построена по тому же принципу, что и номограммы на рис. 5.58 и 5.61. При относительно больших значениях критерия стабильности и теплоприто-ков из окружающей среды может оказаться, что при выбранном сочетании определи-' ющих параметров удовлетворяющий им расход гелия не будет обеспечивать ограничения по максимально допустимой температуре гелия на выходе из каналов. Определяя параметры обмотки по диаграммам, надо исходить из температуры на входе в канал.
Номограммой пользоваться так же, как и номограммой на рис. 5.61.
Рис. 5.64. Вспомогательная диаграмма для определения отношения G*/G** (где G** определяется при Г —4,5 К и р~0,4 МПа).
р=2,0 МПа; 2 — р=1,2 МПа; J —р = = 0,8 МПа; 4~ р=0,35 МПа; 5 — р — = 0,25 МПа.
ких параметров, как /, I, а(Тс—7не), Т’не и рне на /7, Ар и G, в сверхкритическом гелии носит тот же характер, что и без такого учета. Таким образом, выражения (5.35) — (5.37), (5.40) —(5.42), (5.44) —(5.46) остаются справедливыми. Однако абсолютные значения П, \р и G возрастают, причем меняется зависимость этих величин от S.
На рис. 5.65 представлены кривые, характеризующие удельные затраты энергии на проталкивание в зависимости от S для различных значений длины участка потери сверхпроводящего состояния L при /к=1 кА/канал, / —2-104 кА/м2, а = 1, Тс= 12 К, Тне-4,5 К, Рне = 300 кПа. Как видно, с увеличением длины относительные затраты энергии растут.
Изменяется также значение S, соответствующее минимуму удельных затрат энергии.
Аналогичное явление наблюдается и для удельных потерь давления (рис. 5.66). Для каждой из кривых рис. 5.65 и 5.66, т. е. для каждого соответствующего значения L, пользуясь выражениями типа (5.35) — (5.37), можно построить номограммы, подобные представленным на рис. 5.58, 5.62 и 5.63, позволяющие решить те же задачи, что и ранее поставленные с учетом длины участка потери сверхпроводящего состояния.
Все рассмотренные выше результаты относились к гелию в сверхкритическом состоянии. Правильный выбор состояния гелия, обеспечивающего криостатическэдо стабилизацию в условиях вынужденного движения, возможен при их сопоставлении с соответствующими расчетами для кипящего гелия. Однако диаграмм, подобных представленным на рис. 5.58, 5.61 и 5.63, для случая кипящего гелия построить не удается в силу сложности зависимо
Криостатирование ЦМС
233
стей П, Ар и G от таких параметров, как /к и j (рис. 5.67). Как видно из рис. 5.67, в зависимости от конструктивной плотности тока с увеличением /к удельные затраты энергии на проталкивание гелия могут либо резко возрастать, либо резко падать.
При всех сочетаниях определяющих параметров кривые n = F(S) и Др = ф(5) имеют ярко выраженный минимум, соответствующий Зонт (рис. 5.68). Для П оптимальное значение (50Пт)п—0,45, а для Ap=f(S)—примерно 0,5, т. е. для кипящего гелия эти значения близки.
Поскольку критическая плотность теплового потока при пузырьковом кипении гелия ^Kpi не может превышать некоего значения, определяемого уравнением (5.14), то применение кипящего гелия для криостатической стабилизации ограничено определенными конструктивными плотностями тока /. Для удельных рабочих токов /к^5 кА/ канал предельно возможная конструктивная плотность тока при а=1 и L^IOcm равна /Пред~4-104 кА/м2. Однако следует отметить, что при более высоких конструктивных плотностях тока криостабилизация гелием в сверхкритическом состоянии также маловероятна, так как потери давления и затраты на проталкивание слишком велики.
Современные сверхпроводящие магнитные системы имеют /, лежащие в пределах (1,5—3,5) • 104 кА/м2. Весьма существенной особенностью криостабилизации кипящим гелием является независимость ее от критической температуры сверхпроводника. Это дает ей большие преимущества, особенно в сильных магнитных полях, когда эта температура необычайно мала. При криостабилизации гелием в сверхкритическом состоянии понижение Тс ведет к уве
личению П и Ар в соответствии с (5.37) и (5.42). Поскольку построение универсальных диаграмм для кипящего гелия затруднено, то в этом случае остается прибегнуть к построению частных диаграмм, характеризующих удельные затраты на проталкивание гелия П, удельные потери давления Ар и удельный расход гелия G при некотором вполне определенном сочетании параметров. Наиболее удобным оказалось построение диаграмм, характеризующих П, Ар или G в зависимости от L при различных значениях входного массового паросодер-жания хВх и вполне определенных /ю /, a, S и рне, которыми отличались отдельные диаграммы. Нанеся на те же диаграммы соответствующие зависимости для гелия в сверхкритическом состоянии, можно четко разграничить области, в которых то или другое состояние имеет преимущества. Для гелия в сверхкритическом состоянии кривые строились для различных критических температур Тс. Поскольку оптимальные значения площадей охлаждающих каналов 50ПТ при кипении гелия как для П, так и для Др, значительно больше, чем для гелия в сверхкритическом состоянии, то сравнение должно производиться при оптимальных значениях S. Отметим, что значения 5<50пт принимать нецелесообразно. При 5>5Опт за счет увеличения П при Ар может быть получена более легкая обмотка. Однако, как было показано раньше, для гелия в сверхкритическом состоянии целесообразное в этом отношении увеличение S примерно соответствует 50Пт для кипящего гелия. Очевидно, что если все частные диаграммы будут построены для 5опт, они будут характеризовать минимально возможные значения П и Ар для любого состояния гелия и при этом при криостабили
234
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
зации кипящим гелием обмотка всегда будет легче. В соответствии с этим на нижеприводимых графиках значения 5 = 50пт-
На рис. 5.69, 5.72 представлены кривые, характеризующие удельные затраты энергии на проталкивание гелия в закритическом состоянии. Для тех же значений /к и j в тех же координатах построены аналогичные кривые для кипящего гелия при Хвх = 0; 0,1 и 0,2.
Из рис. 5.69 и 5.70 можно видеть, что при /«2-Ю4 кА/м2 область, в которой кипящий гелий предпочтителен, весьма широка. Увеличение /к и а лишь расширяет ее, как это видно на рис. 5.70. На-
Рис. 5.65. Удельные затраты энергии на проталкивание сверхкритического гелия для различных значений длины участка потери сверхпроводящего состояния L, м, при /к = 1 кА/канал; а=1, / = 2-104 кА/м2,
Тс = 12 К; Тне = 4,5 К, рНе = 400 кПа.
Рис. 5.66. Потери давления сверхкритического гелия для различных значений длины участка потери сверхпроводящего состояния при /к — I кА/канал, /=2-104 кА/м2, а=1, Гс = 12 К, Тне = 4,5 К, рне = 400 кПа.
оборот, увеличение конструктивной плотности тока приводит к расширению области L, при которой преимущества имеет гелий в закритическом состоянии (рис. 5.71 и 5.72). Как отмечалось выше, при/>4,5-104 использование для криостатической стабилизации кипящего гелия ' становится невозможным. Здесь уместно отметить, что в настоящее время в реально существующих проектируемых СМС конструктивная плотность тока лежит в пределах 1,5-104—3-104. Примерно аналогичная картина складывается в отношении удельных потерь давления Др. Криостабилизация кипящим гелием имеет несомненные преимуще-
Рис. 5.67. Зависимость удельных затрат энергии на проталкивание двухфазного гелия от тока для различных плотностей тока при р = 0,120 МПа, Г = 4,5 К, а=1; L== = 0,02 м, Хвх —0, S = SOnT.
--------7 = 2-104 кА/м2; ------— /= = 1-104 кА/м2.-----------------/=4-104 кА/м2.
Кривые для удельных затрат энергии при различных параметрах сверхпроводящей системы носят различный характер, что обусловлено многофункциональной связью <7кр1 с параметрами системы.
Криостатирование ЦМС
235
ства при относительно небольших длинах потери сверхпроводящего состояния (рис. 5.73 и 5.74).
При выборе состояния и параметров гелия для криостатической стабилизации СМС необходимо строить соответствующие сравнительные характеристики затрат на проталкивание или потери давления.
Приведенный выше анализ показывает, что в большинстве циркуляционных магнитных систем более целесообразно применять кипящий гелий, особенно при небольших длинах участков временной потери сверхпроводящего состояния, при малых критических температурах
Рис. 5.68. Зависимость удельных потерь и перепада давления от относительного сечения канала при охлаждении кипящим гелием при различных паросодержаниях на входе. Потери давления определены по гомогенной модели (р=0,12 МПа, 7=4,5 К).
Номер кривой 1К кА/канал /, кА/м* L, м ххв
1
2
3
4
1
5
1
40
Ь10* 2-Ю4 2- 10< ЫО*
0,02 0,02 0,02 0,5
0
0
0,5 0
(8—10 К) и конструктивных плотностях тока, не превышающих /^3,5-104 кА/м2.
Для оценки степени криостатической стабилизации сверхпроводников помимо метода с использованием критерия Стекли известны и другие. Одни из них заключаются в решении задачи о распространении зоны нормальной проводимости при ее локальном возникновении на некотором участке сверхпроводника. При этом учитывается теплопроводность вдоль оси комбинированного сверхпроводника, а также теплоемкость сверхпроводника и гелия в охлаждающих каналах. Задача решается с некоторыми упрощающими допущениями. В результате получают решение, на основании которого можно оценить вектор скорости распространения нормальной зоны. При положительном значении этой скорости нормальная зона после устранения причины, вызвавшей местную потерю сверхпроводящего состояния, распространяется на всю длину обмотки: наступает так называемый «квенч». При отрицательных значениях этой скорости нормальная зона «схлопывается», т. е. сверхпроводник криостатически стабилизирован. Скорость распространения нормальной зоны, равная нулю, соответствует границе полной криостатической стабилизации. Для вышеприведенного анализа важно определение именно этого условия. Оно могло бы быть найдено на базе того же критерия Стекли, если в него ввести величину, учитывающую теплоотвод от участка, потерявшего сверхпроводящее состояние, теплопроводностью. Для этого потребовались бы данные о теплоотдаче к кипящему гелию в переходной области от пузырькового к пленочному кипению.
Такой способ оценки криостатической стабилизации сильно услож-
236
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.69. Диаграмма для определения области преимущественного охлаждения двухфазным гелием по потерям энергии при /к=1 кА/канал, / = 2-104 кА/м2, Тне — = 4,5 К, рне = 400 кПа.
—! — охлаждение двухфазным потоком при различных входных паросодержаниях; -------— охлаждение сверхкритическим гелием при различных критических температурах сверхпроводника.
Точка пересечения а любой из кривых Хвх — idem для кипящего гелия с любой из кривых Тс = idem для гелия в сверхкритическом состоянии характеризует для данного сочетания определяющих параметров области значений L, при которых с точки зрения затрат на проталкивание гелия выгодно использовать то или другое состояние. При L<La выгодно использовать кипящий гелий. В данном конкретном случае наиболее высоким значениям 7,с=12 К и хвх = = 0,2 соответствует £а = 60 мм. С понижением критической температуры до 8 К La возрастает до 200 мм. Последнее значение практически является предполагаемым пределом длины, на которой комбинированный сверхпроводник может потерять сверхпроводящее состояние в результате скачка магнитного потока. Вообще вероятная длина временной потери сверхпроводящего состояния оценивается самым различным способом, но, как правило, ее верхний предел ограничивают двумя-тремя максимальными размерами поперечного сечения комбинированного сверхпроводника.
Для реально существующих комбинированных сверхпроводников, таким образом, L<Z 10 см.
Рис. 5.70. Диаграмма для определения области преимущественного охлаждения двухфазным гелием по потерям энергии при /к —5 кА/канал, / = 2-104 кА/м2. При / = 2 кА/м2 область, в которой охлаждение кипящим гелием предпочтительнее, весьма широка. Увеличение /к и а лишь расширяет эту область. Диаграммы на рис. 5.69— 5.72 построены для гелия, кипящего в равновесных условиях при температуре 4,5 К и давлении 0,132 МПа. Повышение давления приводит к уменьшению области, в которой охлаждение кипящим гелием имеет преимущества, поскольку уменьшается значение плотности первого критического теплового потока. По той же причине снижение давления до 0,1 МПа расширяет эту область.
----- — охлаждение двухфазным потоком при различных входных паросодержаниях; -----— охлаждение сверхкритическим гелием при различных критических температурах сверхпроводника.
Криостатирование ЦМС
237
Рис. 5.71. Диаграмма для определения области преимущественного охлаждения двухфазным гелием по потерям энергии при /к=1 кА/канал; / = 4-104 кА/м2.
Увеличение конструктивной плотности тока j приводит к резкому сужению области, в которой охлаждение кипящим гелием имеет преимущество. Более того, уже при / = 5 кА полная криостатическая стабилизация кипящим гелием в соответствии с критерием Стекли становится невозможной. Это связано с тем, что плотность теплового потока за счет джоулевых тепловыделений при полном переходе тока в медную подложку превосходит максимальное значение первой критической плотности теплового потока при нулевом массовом расходном паросодержании. Использование для криостатирования жидкого гелия, охлажденного ниже равновесной температуры, дает незначительный эффект. Увеличение первой критической плотности теплового потока за счет переохлаждения незначительно, так что этот случай следует рассматривать как криостатическую стабилизацию кипящим гелием с X—0.
------ — охлаждение двухфазным потоком при различных входных паросодержа-ниях; — • — охлаждение сверхкрити-
ческим гелием при различных критических температурах сверхпроводника.
Рис. 5.72. Диаграмма для определения области преимущественного охлаждения двухфазным гелием по потерям энергии при /к = 5 кА/канал, / = 4-104 кА/м2. Для построения диаграмм, аналогичных представленным на рис. 5.69—5.72, для сверхкритического гелия при давлении и температуре, отличных от 0,4 МПа и 4,5 К, следует воспользоваться диаграммами, приведенными на рис. 5.59 и 5.62. Очевидно, что повышение давления приведет к сужению области, в которой охлаждение кипящим гелием предпочтительнее, а повышение температуры — к ее расширению. Аналогичная ситуация имеет место в отношении удельных потерь давления р.
------ — охлаждение двухфазным потоком при различных входных паросодержа-ниях; —охлаждение сверх-
критическим гелием при различных критических температурах сверхпроводника.
238
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.73. Диаграмма для определения области преимущественного охлаждения двухфазным гелием по потерям давления при ^/к = 1 кА/канал, /=2-104 кА/м2.
----- —охлаждение двухфазным потоком при различных входных паросодержа-ниях; ----—--------— охлаждение сверх-
(критическим гелием при различных критических температурах сверхпроводника.
\Рис. 5.74. Диаграмма для определения области преимущественного охлаждения двухфазным гелием по потерям давления при /=1 кА/канал; /=4-104 kAJm2.
------ — охлаждение двухфазным потоком при различных входных паросодержа-ниях;- — ----------— охлаждение сверх-
критическим гелием при различных критических температурах сверхпроводника.
,няет поставленную задачу. Оценочные расчеты показали, что такое {усложнение не оправдано, по крайней мере, для сверхпроводников .'современной конфигурации, обладающих малым отношением площади поперечного сечения комбинированного сверхпроводника к охлаждаемому периметру. Расчет по критерию Стекли без учета теплоотвода теплопроводностью дает запас в 10—20%.
Другие способы оценки стабильности сверхпроводника к временной потере сверхпроводящего состояния основываются на предположении о том, что такая потеря имеет место в течение времени, измеряемого микросекундами. В этом случае обычные закономерности теплообмена неприменимы, поскольку определяющие их процессы не успевают развиться.
В частности, первая критическая плотность теплового потока при импульсных тепловыделениях, тем больше, чем меньше время импульса. При импульсах примерно 10~3 с он приближается к значению, соответствующему стационарным условиям. Таким образом, оценка степени криостатической стабилизации этим способом возможна лишь при очень малых временах местной по-
Токовводы сверхпроводящих устройств
239
тери сверхпроводящего состояния. Поскольку расчетная оценка этого времени в настоящее время невозможна, то ее следует проводить на базе стационарных условий.
5.6. ТОКОВВОДЫ СВЕРХПРОВОДЯЩИХ УСТРОЙСТВ
Токовводы сверхпроводящих устройств служат для ввода электрического тока в сверхпроводящие устройства от электрошин, работающих при температуре окружающей среды, к сверхпроводящим жилам, работающим при гелиевых температурах. Токовводы должны обеспечивать наименьший теплоподвод к сверхпроводящим устройствам, минимальные энер1озатраты, иметь достаточные запасы по электрическим перегрузкам, быть компактными и технологичными при изготовлении.
Аксиальный теплоприток по то-ковводу определяется тепловыделением от электрического тока за счет омического сопротивления проводника и теплопроводом по материалу токоввода.
Для уменьшения тепловыделения за счет омического сопротивления необходимо увеличивать сечение и уменьшать длину проводника токоввода. Но для уменьшения теп-лопритока вследствие теплопроводности, наоборот, необходимо уменьшать его поперечное сечение и увеличивать длину. Таким образом, необходима оптимизация геометрии токовводов.
Минимальные энергозатраты при охлаждении токоввода обеспечиваются путем выбора оптимальных размеров и оптимального расхода гелия на охлаждение [5.53]. Тепловой поток в «холодную» зону в значительной степени зависит от теплообмена между токонесущей частью и охлаждающим газом [5.1]. Поэтому одним из основных направ
лений работы по созданию сильно-точных токовводов является улучшение теплообмена в токовводе.
Тепловой расчет токовводов сводится к решению системы нелинейных уравнений теплопроводности стержня с распределенным источником теплоты и теплообмена. Нелинейность уравнений определяется большой зависимостью теплофизических свойств криоагента и материала токоввода от температуры, Численное решение этих уравнений позволяет определить оптимальные размеры токоввода при заданном токе и расходе охлаждающего гелия. Оптимальный расход гелия на охлаждение токоввода определяется на основе термодинамического анализа. На рис. 5.75 приведены результаты расчетов приведенных энергозатрат и удельного теплопри-тока от расхода газа для токовводов из меди и латуни без сверхпроводника и со сверхпроводником. Из рисунка видно, что при идеальном теплообмене и оптимальном расходе гелия на охлаждение аксиальный теплоприток для медного токоввода составляет 0,5 Вт/кА, а энергетические затраты, рассчитанные по идеальному обратному циклу Карно, 0,270 Вт/кА. Применение составных токовводов, в холодной зоне которых использован сверхпроводник, позволяет снизить аксиальный тепловой поток и уменьшить на 20—25% энергозатраты (до 0,225 Вт/кА) [5.5]. Из рис. 5.75 видно также, что энергозатраты существенно увеличиваются при уменьшении коэффициента теплоотдачи (а=/=°°). При этом увеличивается также оптимальный расход гелия на охлаждение. Поэтому при конструировании токовводов одной из важнейших задач является обеспечение надежного охлаждения его токонесущей части.
Токовводы из медного стержня с винтовой нарезкой изображены
240
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
на рис. 5.76, а [5.5]. Для изготовления таких токовводов используется медь М3. Токовводы устойчивы к перегрузкам по току. Эффективность теплообмена в токовводах относительно невелика. Удельный аксиальный теплоприток в холодную зону, полученный экспериментально, составляет 1,7 Вт/кА. Эти токовводы применены в установке «Токамак-7» (см. гл. 4).
В токовводах из параллельных каналов (рис. 5.76,6) трубки, изготавливаемые из меди, имеют размеры 3X0,5 мм и 5x0,5 мм. Токовводы устойчивы к перегрузкам по току. Токовводы этой конструкции на ток свыше 1---2 кА имеют большие размеры и мало технологичны. Экспериментальное значение удельного аксиального теплопритока 1,5 Вт/кА [5.45].
Проволочные токовводы изготавливаются из электротехнической
меди марки МО промышленным способом. Они достаточно компактны, но неустойчивы по отношению к перегрузкам по току и должны работать при токах, меньших оптимального, что приводит к увеличению удельных энергозатрат и удельного теплопритока.
Разработано несколько конструкций токовводов из проволочек. Наиболее простая из них приведена на рис. 5.77. Удельный теплоприток по таким токовводам 1,5 Вт/кА. Более перспективными являются токовводы, изготовленные из медных оплеток, одетых друг на друга. Охлаждаемая поверхность таких токовводов существенно больше. Удельный теплоприток при испытаниях на переменном токе 1,3 Вт/кА [5.15].
Плоский токоввод из параллельных перфорированных пластин (рис. 5.78) изготавливается из меди
Рис. 5.75. Зависимость приведенных энергозатрат Е и удельного теплопритока а от массового расхода гелия М через токовводы. Токовводы без сверхпроводника (а). Токовводы, шунтированные сверхпроводни-
ком, имеющим критическую температуру Тс (б).
1— медь (а==оо); 2— латунь (а = оо); 3— латунь (аУ=оо).
Токовводы сверхпроводящих устройств
241
Ml. Эффективность теплообмена довольно высока. Устойчив к перегрузкам по току. Достаточно компактен.
Технология изготовления близка к технологии изготовления матричных теплообменников. Экспериментальные значения удельных тепло-притоков, полученные при испытаниях на переменном токе, составляют 0,9—1 Вт/кА [5.15].
Горизонтальный однофазный коаксиальный токоввод с криогенной оболочкой — это первый опытный образец промышленного токоввода на 10 кА, являющийся прототипом для сверхпроводящего кабеля СПК-100. Проведенные испытания на переменном токе номинального значения показали, что суммарный удельный теплоприток, включающий теплопритоки по токовводам, тепловым мостам и криогенной оболочке составил 3,75 Вт/кА.
Рис. 5.76. Токовводы со спиральным оребрением (а) и из параллельных трубок (б). (Эти токовводы конструктивно соответствуют обычным теплообменникам.)
Для уменьшения теплопритока в холодную зону сверхпроводящего кабеля и снижения энергозатрат наиболее оптимальным решением является частичное дублирование металла токоввода сверхпроводящим материалом. Как показали теоретические исследования, такие составные токовводы наиболее эффективны при повышенных расходах газа, что легко реализуется в токовводах для сверхпроводящего кабеля [5.53]. Испытания плоского токоввода со сверхпроводником в нижней части показали, что при токе 1 кА и расходе газа на охлаждение 0,055 мг/с теплоприток по токовво-ду практически отсутствует [5.15]. Переход от лабораторных к промышленным и полупромышленным сверхпроводящим устройствам, работающим в комплексе с различными электротехническими и электроэнергетическими системами и крио
Рис. 5.77. Токонесущая часть токовводов из проволочек (стренги). (Токоввод конструктивно соответствует насадочным теплообменникам и имеет развитую охлаждаемую поверхность.)
242
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
генными установками, выдвинул на первый план проблему обеспечения устойчивой и надежной работы токовводов в сверхпроводящие устройства.
Основную опасность для токовводов представляют токи, превышающие расчетные номинальные значения, а также недопустимое снижение или полное прекращение расхода газа на охлаждение токовводов.
Такие колебания режимных параметров неизбежны и обусловливаются они как особенностями работы сверхпроводящего устройства, так и различного рода возможными аварийными ситуациями. Повышение тока или снижение расхода охлаждающего газа неизбежно приводит к росту температуры и разогреву токонесущей части, что в отдельных- случаях может привести к пережогу токоввода.
Проведенные исследования для токовводов из материалов с различными свойствами и с различной интенсивностью охлаждения позволили установить границу устойчивости, т. е. границу отделяющую область соотношений между током в сверхпроводнике и расходом гелия, при которых происходит пережог токовводов, от области соотношений, при которых температура токоввода ниже температуры пережога.
Более широкую область устойчивости имеют токовводы из меди с низким остаточным удельным
Рис. 5.78. Плоский токоввод из параллельных перфорированных пластин.
электрическим сопротивлением и токовводы, шунтированные сверхпроводником.
5.7. ЗАЩИТА СВЕРХПРОВОДЯЩИХ УСТРОЙСТВ ПРИ АВАРИЙНОЙ ПОТЕРЕ СВЕРХПРОВОДИМОСТИ
В практике эксплуатации сверхпроводящих устройств возможны случаи аварийной потери сверхпроводимости. При выходе из состояния сверхпроводимости магнитов погружного типа, охлаждаемых жидким гелием, вся запасенная энергия, измеряемая в крупных магнитах десятками и сотнями мегаджоулей, в течение короткого промежутка времени выделяется в виде теплоты в криостате. Значительная доля этой энергии идет на испарение и нагрев жидкого гелия, что приводит к резкому нерасчетному нарастанию давления в криостате и разрушению криостата и магнитной системы. Расчеты показывают, что при полной потере сверхпроводимости магнитом с запасенной энергией 7,5 МДж, объемохм криостата 1,6 м3 и степенью наполнения объема жидким гелием ф = 0,65 вся запасенная энергия выделится в обмотке через 27 с, давление в криостате уже через 11 с составит 0,4 МПа и далее резко нарастает до 2 МПа. Криостатов, рассчитанных на такое давление, не существует, а их разработка нецелесообразна из-за большой металлоемкости и массы.
Существуют различные способы защиты сверхпроводящих магнитов, не допускающие выделения всей запасенной энергии в криостате, однако они не гарантируют надежную защиту его от разрушения. Поэтому обычно такие криостаты снабжаются предохранительными мембранами, которые разрываются при опасном повышении
Защита сверхпроводящих устройств
243
давления и гелий выбрасывается наружу. Необходимо правильно выбрать момент открытия предохранительного устройства и сечение сбрасывающего патрубка, через который осуществляется аварийное удаление гелия, так как необоснованное увеличение его ведет к увеличению теплопритока в холодную зону.
Расчет требуемого сечения сбрасывающего патрубка ведут в следующем порядке [5.6]:
из предварительных оценок определяют максимальный тепловой поток, который может быть передан от обмотки к гелию;
процесс подвода тепловой энергии к гелию разделяют на два термодинамических процесса: изохорный нагрев гелия с момента начала тепловыделений до момента открытия предохранительного устройства при давлении р0Ткр и подвод теплоты к телу переменной массы после открытия предохранительного устройства;
при рассмотрении процесса после открытия предохранительного, устройства (при постоянном давле-’ нии в криостате) определяют количество гелия, которое необходимо удалять из криостата в каждый момент времени, и соответствующее сечение сбрасывающего патрубка, чтобы давление в криостате оставалось неизменным при заданном тепловом потоке; максимальное значение этого сечения берется за расчетное.
На рис. 5.79 представлена зависимость изменения внутренней энергии гелия, отнесенной к единице объема в изохорном процессе Auv, от начальной степени наполнения криостата ф для различных давлений Роткр. Пользуясь этой зависимостью при заданном тепловом потоке к жидкости q, объеме криостата икр, степени наполнения ф, нетрудно определить время достижения соответствующего давления г==
— \UvVuvlq и количество теплоты, затраченной на процесс изохорного нагрева Qv = AurvKp. Как видно из рисунка, для одного и того же роткр Auv меняется в зависимости от ф, т. е. темп нарастания давления может быть снижен выбором соответствующей степени наполнения криостата фтах, отвечающей максимальному значению для заданного значения рОткР.
Расчет требуемого сечения сбрасывающего патрубка может быть произведен с помощью номограмм, представленных на рис. 5.80, пользуясь которыми, можно для конкретной системы при заданных икр, Ф и w определить требуемый расход удаляемого из криостата гелия, чтобы давление в нем не превысило заданное. Требуемый расход связан^ с приведенным соотношением G — Gq.
По известному значению требуемого расхода нетрудно рассчитать сечение сбрасывающего патрубка, обеспечивающего заданный расход:
/ = G/(np2u>), (5.47)
где ц — коэффициент расхода; р2 — плотность пара в выходном сечении сбрасывающего патрубка; w — скорость истечения.
При адиабатном истечении скорость удобно рассчитывать с помощью Г, S-диаграммы по уравнению
w = У 2 (/г—12), (5.48)
где 11 и i2— энтальпия гелия на входе и выходе из сбрасываемого патрубка.
Расчет требуемого сечения сбрасывающего патрубка по номограммам производится следующим образом:
1) на номограмме определяют точку, соответствующую моменту открытия предохранительного устройства для данных ф и р©тк₽;
244
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
2) справа от этой точки на изобаре рОткр=const выделяют область максимума G; из этой области берут ряд значений G и соответствующие значения энтропии S;
3) для этих значений S и рОткр по Т, S-диаграмме определяют параметры гелия в выходном сечении сбрасывающего патрубка р2 и z2 и вычисляют соответствующую скорость истечения; по формуле (5.47) рассчитывают сечение сбрасывающего патрубка; из ряда вычисленных значений f выбирают максимальное, которое и берется за расчетное.
При необходимости по номограммам можно построить зависимость требуемого расхода от времени или от количества подведенной теплоты с момента открытия предохранительного устройства.
По номограммам удобно провести анализ различных режимов удаления гелия из криостата. Как видно из номограмм, требуемый расход и соответственно сечение сбрасывающего патрубка можно уменьшить за счет увеличения р0Ткр, однако это связано с увеличением расчетного давления криостата, что в большинстве случаев нежелательно. Но в двухфазной области (на номограммах двухфазной области соответствуют участки изобар, параллельные оси абсцисс) требуемый расход ниже, чем при давлениях выше критического.
Только при переходе в однофазную область вдоль изобары р0ТкР (полное испарение жидкости) наблюдаются резкие пики приведенного расхода и сечения.
Если процесс организовать таким образом, чтобы вся или. по крайней мере большая часть энергии, выделяемая магнитом в криостате, будет передана жидкости до ее полного испарения и возникновения пика расхода, то сечение сбра
сывающего патрубка может быть рассчитано по требуемому расходу в двухфазной области. Это дает возможность существенно уменьшить требуемое сечение сбрасывающего патрубка, не повышая расчетное давление криостата. По номограммам (см. рис. 5.80) и графикам (см. рис. 5.79) нетрудно определить минимальный объем жидкости Vmin, необходимый для осуществления этого режима.
Если объем жидкости задан меньше Vmin, то сечение сбрасывающего патрубка все равно целесообразно рассчитывать по требуемому расходу в двухфазной области для данного Роткр. В этом случае в момент полного испарения жидкости давление в криостате несколько превысит Роткр.
Из приведенного анализа можно заключить, что при аварийных тепловыделениях удаление гелия из криостата предпочтительнее проводить при докритических давлени-
Рис. 5.79. Зависимость \UV от начальной ступени наполнения криостата.
Кривые на рисунке позволяют по заданной плотности теплового потока, подводимого к единице объема гелия в криостате, объему криостата и степени его наполнения, определить время достижения давления открытия предохранительного клапана и количество теплоты, затраченной в процессе изохорного нагрева.
Защита сверхпроводящих устройств
245
ях, при этом сечение сбрасывающего патрубка лучше рассчитывать по требуемому расходу в двухфазной области.
При аварийном выходе из состояния сверхпроводимости крупных сверхпроводящих магнитов с объемом криостата в несколько кубических метров сброс дорогостоящего гелия через предохранительную мембрану в атмосферу нежелателен. Кроме того, предохранительная мембрана защищает только криостат, но не обмотку магнита, которая подвергается повреждению из-за перегрева.
На рис. 5.81 показана конструкция криостата с простым устройством, предохраняющим и криостат, и магнит от последствий аварийной потери сверхпроводимости [5.2, 5.6]. Соотношение объемов, занимаемого гелием под оболочкой и парового пространства криостата, должно быть таковым, чтобы после вытеснения жидкости из-под оболочки
Рис. 5.80. Номограммы для определения требуемого расхода гелия из криостата.
Номограммы представляют собой линии постоянного давления, построенные в G, ^-координатах. Приведенный расход G характеризует количество гелия, которое необходимо удалять из криостата для обеспечения условия постоянства давления при подведении единицы количества теплоты; q — тепловая энергия, подводимая к единице объема гелия.
криостат не оказался переполненным жидкостью.
Выбор соотношения объемов защитной оболочки и парового пространства криостата может быть проведен по рис. 5.82.
По известным объему криостата Укр и доле объема, занятого паром Уп/Укр, пользуясь графиком, можно определить максимально допустимый объем оболочки Уобтах- ДЛЯ уменьшения степени повышения давления в криостате после вытеснения защитную оболочку необходимо конструировать так, чтобы объем гелия под ней был минимальным.
Была произведена экспериментальная проверка предлагаемой системы тепловой защиты на специально изготовленном для этой цели имитаторе магнита. Экспериментальные данные по росту давления в криостате, полученные на имитаторе с защитной оболочкой и без нее, для одного и того же значения
На номограммах нанесены линии постоянной степени наполнения криостата ср = const. Точка пересечения линии ср — — const с соответствующей изобарой роткр = const в этих номограммах определяет момент открытия предохранительного устройства для данных и ф. Здесь же нанесены линии постоянной энтропии S = — const. Они необходимы для расчета процесса истечения при определении требуемого сечения сбрасывающего патрубка
О 400 800 120Q 1600 q, кДж/м3
246
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Рис. 5.81. Криостат сверхпроводящего магнита с защитной оболочкой.
Обмотка сверхпроводящего магнита 1 окружена оболочкой 2 с теплоизоляцией 3. Внизу имеются окна для свободного доступа . гелия к обмотке. В верхней части оболочки имеется канал 4 с ограниченной пропускной способностью. Оболочка 2 не препятствует охлаждению сверхпроводящей обмотки в условиях нормальной работы сверхпроводящего магнита. При аварийных тепловыделениях верхний канал 4 не справляется с отводом образующихся в большом количестве паров, пар вытесняет жидкость из-под оболочки 2, в результате чего обмотка 1 оказывается в газовом мешке. Передача теплоты от обмотки к жидкости в криостате резко ухудшается: теплота передается к жидкости через слой газа и теплоизолированную стенку оболочки и к зеркалу жидкости в нижнем открытом сечении. В результате интенсивность роста давления в криостате резко снижается, и гелий может быть удален из криостата через обычные дренажные устройства в специальные криогенные емкости. Кроме того, удаление жидкости от обмотки гарантирует ее быстрый переход в нормальное состояние, обеспечивая тем самым равномерное выделение теплоты по всему объему обмотки. Это должно предохранить обмотку от перегрева.
При необходимости на канале 4 можно установить клапан с электромагнитным приводом, автоматически закрывающийся в случае аварийной потери сверхпроводящего состояния. Нижнее сечение может быть частично перекрыто оболочкой 2.
Рис. 5.82. К выбору соотношения объемов защитной оболочки и парового пространства криостата.
Увеличение относительного объема парового пространства приводит практически к такому же увеличению относительного объема оболочки.
Рис. 5.83. Изменение во времени давления в криостате с тепловой защитой (Д) и без нее (Д).
Защитная оболочка позволяет резко сократить темп нарастания давления в криостате с закрытым газосбросом при одинаковой мощности тепловыделений и исходной степени наполнения.
Через 20 с с момента тепловыделений давление в криостате без тепловой защиты примерно в 4 раза выше, чем с тепловой защитой, что свидетельствует об эффективности такой системы.
Металлы в сплавы
247
тепловой нагрузки и степени наполнения криостата представлены на рис. 5.83. Как видно из графика, давление в криостате с имитатором без тепловой защиты через 20 с в 4 раза больше, чем с тепловой защитой. Эти данные свидетельствуют об эффективности тепловой защиты, за счет которой может быть снижен темп роста давления в криостате.
Система тепловой защиты и аварийной эвакуации гелия этого типа использована при создании гелиевого криостата МГД-генератора мощностью 100 МВт.
5.8. МЕТАЛЛЫ И СПЛАВЫ
ДЛЯ КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКИ
Надежность криогенных систем существенно зависит от выбора материалов для изготовления криогенного оборудования. В 50-х годах основными металлами (рис. 5.84), из которых изготавливалось криогенное оборудование, были медно-цин-ковые сплавы — латуни. Наряду с ними эпизодически применялись не-
Рис. 5.84. Потребление металла для изготовления криогенного оборудования по годам. Тенденция потребления характеризуется уменьшением расхода меди и ростом алюминиевых сплавов.
1 — медные сплавы; 2 —стали; 3 — алюминиевые сплавы.
ржавеющие стали и алюминиевые сплавы, на долю которых к началу 60-х годов приходилось только 20% общего потребления металлов. В 60-х годах потребление медных сплавов значительно сократилось, возросло применение аустенитных нержавеющих сталей и алюминиевых сплавов. Причинами сокращения медных сплавов явились коррозионное растрескивание латунного оборудования при хранении в промышленной атмосфере металлургических и химических заводов — основных потребителей криогенных установок, а также дефицитность меди. В настоящее время аустенитные нержавеющие стали и алюминиевые сплавы являются основными для изготовления криогенного оборудования. В связи с дефицитом никеля, начиная с 70-х годов, алюминиевые сплавы вытесняют нержавеющие стали. Применение титановых сплавов в криогенной технике ограничено в настоящее время в связи с их относительно высокой стоимостью (5000 руб. за тонну), а также склонностью к загоранию в кислороде [5.36].
При выборе тех или иных материалов для изготовления криогенного оборудования производится сопоставление различных физических, механических и технологических свойств с учетом условий работы этого оборудования [5.14].
В зависимости от назначения криогенного оборудования, условий работы, габаритов и других факторов требованиям конструирования в одних случаях могут удовлетворять стали с пределом текучести crs^20 кг/мм2, в других —не удовлетворять с os ^90 кг/мм2.
Для таких конструкций наряду с требованиями по пределу текучести щ и временному сопротивлению разрушения оь важным является требование достаточной пластичности при криогенных температурах
248
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
В общем случае повышение прочности сталей с уменьшением температуры сопровождается уменьшением пластичности (рис. 5.85 и 5.86), которая определяет технологичность и работоспособность конструкций. Пластичность характеризует способность материала перераспределять напряжения в зонах концентрации напряжений, например, в сварных узлах.
Опыт эксплуатации криогенного оборудования показал, что относительное удлинение д, обеспечивающее эксплуатационную надежность, должно быть не менее 15%. Требования к пластичности зависят от точности методов расчета, квалификации технологов и машиностроителей. опыта эксплуатации и т. д. При отработанной технологии сварки, обеспечивающей равнопрочность шва и основного материала, выполнении требований чертежа по качеству стыковки обечаек и т. п., мо-
Рис. 5.83. Изменение прочности сталей при понижении температуры
/ - 10X11H23T3MP; 10Х14Г14Н4Т. 3-
12XI8H10T: 4-0Н6А; 3 - сталь 20.
гут быть приведены материалы и с меньшими значениями пластичности.
Другим важным показателем, определяющим поведение металла и сварного соединения в конструкции, является ударная вязкость металла ан, характеризующая, в частности, качество термообработки металла [5.49].
В последние годы введен комплексный показатель — коэффициент интенсивности напряжений /Сю, который характеризует работоспособность металла при наличии трещин [5.38]:
К1с — (5.49)
где о — номинальное напряжение; а — размер трещины.
При определении прочности криогенных изделий при статических и циклических нагрузках важными показателями металлов и сплавов
Рис. 5.86. Изменения пластичности 6 (—.) и ударной вязкости —) ста-
лей.
/—12Х18Н10Т; 2 — 10Х14Г14НЧТ; 4 —
0Н6А; 5-сталь 20; 6 - 10X11H23T3MP.
Металлы и сплавы
249
являются также ползучесть, механическая и термическая усталость, которые наблюдаются в металлах и сплавах, в реальных условиях длительного статического или динамического нагружения.
На основе многолетнего опыта эксплуатации криогенного оборудования и в результате экспериментальных исследований было установлено, что безопасное значение остаточной пластической деформации составляет не более 2% при длительном (до 100 тыс. ч) статическом нагружении (если конструкция не имеет меньших чем 2% ограничений по деформации). С точки зрения длительной прочности материала криогенное оборудование будет надежно работать при напряжении о^0,7 оо,2 (при рабочей температуре) и ударной вязкости ап— = 54-7 кг-м/см2.
При создании криогенного оборудования необходимо учитывать термические напряжения, возникающие при многократных захолажи-ваниях и отогревах изделий. Для аустенитных сталей эти дополнительные напряжения составляют 20—25 кг/мм2, они суммируются с напряжением от внешних нагрузок, что снижает работоспособность сталей примерно на 25% при 103 циклах охлаждений в зоне концентрации напряжений.
Одним из условий работоспособности для ряда конструкций является требование длительного сохранения вакуума (например, в вакуумных теплоизоляционных полостях), что зависит от газовыделения металлов. Отработаны технологические приемы, позволяющие снизить газовыделение (например, полирование вакуумной поверхности материала изделия).
Для криогенных изделий, работающих в контакте с жидким и газообразным кислородом, необходимо применять металлы с большой
энергией зажигания, зависящей для каждого металла от условий работы (давления, температуры).
В ряде случаев к металлам предъявляются особые требования по теплофизическим характеристикам: температурному коэффициенту линейного и объемного расширения, теплопроводности, теплоемкости. Например, чем ниже температурный коэффициент расширения, тем легче обеспечить термическую компенсацию конструкций. Для обеспечения минимальных тепло-притоков к криогенному продукту через тепловые мосты металл должен иметь малую теплопроводность X в сочетании с высоким пределом прочности (j&, т. е. низкие значения показателя
В конструкциях, подвергающихся периодическим отогревам, с целью уменьшения потерь криогенных продуктов на охлаждение металла, последний должен обладать минимальной теплоемкостью. Так как масса охлаждаемого металла зависит от его прочности, а потери жидкости на охлаждение конструкции зависят от массы металла и удельной теплоемкости, можно сформулировать основное требование к теплофизическим свойствам металла: чем выше прочность и меньше теплоемкость металла, тем он более пригоден для криогенных изделий.
Таким образом, криогенная техника выдвигает ряд специфических требований; многие из них противоречивы, усложняют выбор материалов.
Одним из основных легирующих элементов, эффективно влияющих на характеристики сталей в области криогенных температур, является никель. Повышение его содержания приводит к росту предела текучести, временного сопротивления и, главным образом, ударной вязкости при криогенных температурах ста
250
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
лей. В 50-е годы для изделий с рабочей температурой до 80 К была предложена сталь с 9% никеля [5.3]. Дальнейшие исследования показали возможность применения при этих температурах сталей с содержанием никеля в пределах 5—6%. За рубежом сталь с 9% никеля применяется для изготовления крупных хранилищ природного газа, крупных емкостей для жидкого кислорода и азота, регенераторов воздухоразделительных установок. Стоимость ее в 2 раза меньше стоимости хромоникелевой стали Х18Н10; вследствие значительно большего предела текучести допускаемые напряжения у нее на 70% выше, чем у стали Х18Н10. Сталь удовлетворительно деформируется в холодном и горячем состоянии, хорошо сваривается всеми видами сварки, после которых не требуется термической обработки.
В СССР для работы при низких температурах были разработаны никелевые стали 06НЗА, 0Н6А, 0Н9А (табл. 5.5) [5.18, 5.51], которые прошли промышленное опробование и рекомендованы Госгортехнадзором к применению в качестве материала для сосудов, работающих под давлением при низких температурах. Они сочетают повышен-
Таблица 5.5
Механические свойства сталей
Сталь * го >»« °Ь а0,2 д м> S о
й* Я
О н 12 ЗЕ Е Н s КГС/мм* % H«OJM
293 55 45 25 65 15
06НЗА 120 — — — . 10
90 85 70 30 55 4‘
0Н6А 293 60 45 25 70 15
77 90 75 22 60 8
0Н9А 293 65 48 30 75 18
77 100 85 26 60 10
ную прочность с достаточной пластичностью и вязкостью, удовлетворительно куются, штампуются, прокатываются, обрабатываются резанием, свариваются всеми видами сварки без последующей термической обработки. По сравнению с хромоникелевыми аустенитными сталями никелевые стали имеют низкий (примерно на 30%) коэффициент линейного расширения и более высокую (в 3—4 раза) теплопроводность, что необходимо учитывать при применении соединений из различных сталей.
Недостатком никелевых сталей является их низкая коррозионная стойкость в атмосферных условиях, что явилось серьезным тормозом при их внедрении.
Наряду со сталями, легированными только никелем, применяются стали, легированные дополнительно хромом, вольфрамом, молибденом. Наибольшее распространение получили стали марок 12ХНЗА, 38XH3MA, 18Х2Н4ВА. Следует отметить две основные особенности их применения в криогенной технике. С целью повышения вязкости при низких температурах они используются в состоянии термического улучшения. При этом предел текучести составляет 60—70 кг/мм2, а временное сопротивление 80— 90 кг/мм2, т. е. значительно ниже норм, предусмотренных для указанных сталей соответствующими ГОСТ. Однако и в этом состоянии характер разрушения при ударном изгибе при наличии концентратора напряжений хрупкий, что определяет вторую особенность их применения: необходимость тщательной обработки галтелей, округления профиля впадины резьбы, наличия на шпильках центральной проточки меньшей внутреннего диаметра резьбы для снятия концентраторов напряжений. Релаксационная стойкость таких сталей достаточно ве
Металлы и сплавы
251
лика. Во всех случаях следует учитывать различие коэффициентов их линейного расширения и предусматривать соответствующие компенсаторы. В отдельных случаях стали 12ХНЗА и 18Х2Н4ВА используют для изготовления приварных штуцеров.
В последние годы остро стоит вопрос об экономии вольфрама, в связи с чем делаются попытки заменить его в конструкционных сталях молибденом. Содержание последнего в стали для обеспечения необходимой структуры может быть значительно ниже, чем вольфрама (примерно в 3 раза).
Исследования стали 18Х2Н4МА показали возможность ее применения (вместо стали 18Х2Н4ВА) в качестве материала крепежа статически нагруженных фланцевых соединений (до диаметра 50 мм).
Наиболее часто для изготовления криогенного оборудования, работающего при температуре до 4 К, применяются аустенитные стали, легированные хромом и никелем. Они имеют невысокую прочность при нормальной температуре (од ^54 кг/мм2, (То,2^20 кг/мм2), но отличаются высокими вязкостью и пластичностью, незначительно снижающимися при температурах жидкого гелия до 4 К.
Основным представителем аустенитных хромоникелевых сталей является сталь 12Х18Н10Т, характеристики которой приведены на рис. 5.85 и 5.86. При температуре 77 К накапливаемая пластическая деформация при напряжении 15 кг/мм2 практически не изменяется во времени и составляет всего около 0,05% за 10 тыс. ч. Повышение напряжения до 25 кг/мм2 приводит к появлению заметного роста деформации во времени, однако и в этом случае она не превышает 0,08% за годичный срок эксплуатации.
Релаксационная стойкость стали 12Х18Н10Т при низких температурах невысока: выдержка при 77 К в течение 2000 ч приводит к падению напряжения с 12 до 5 кг/мм2.
Изучение влияния многократноповторяемых охлаждения и отогревов металла под нагрузкой (термическая усталость) на свойства стали показало ее значительно большую усталостную прочность по сравнению с другими сталями аустенитного класса. Исследование усталостной прочности стали 12Х18Н10Т и ее сварных соединений позволили рекомендовать ее для циклически нагружаемых конструкций. Сталь 12Х18Н10Т может применяться для создания оборудования, работающего при гелиевых температурах.
Аустенитные стали широко применяются в качестве коррозионно-стойких; они обладают хорошей технологичностью, недостатками этих сталей является низкая прочность и высокое содержание никеля, что привело к необходимости разработки новых, более прочных и менее легированных никелем сталей.
В качестве менее легированного никелем заменителя стали 12Х18Н10Т в настоящее время разработана сталь 10Х14Г14Н4Т (ЭИ711) [5.17, 5.36], в которой для стабилизации аустенита часть никеля заменена марганцем. Сталь имеет удовлетворительную технологичность при обработке давлением, хорошо сваривается, после сварки не требует термической обработки. По коррозионной стойкости в атмосфере сталь практически равноценна стали 12Х18Н10Т.
Исследование ползучести, длительной прочности и термической усталости позволяет рекомендовать сталь для изготовления сварных конструкций, эксплуатируемых при температурах до 60 К. Недостатком ее, как и стали 12Х18Н10Т, является низкая прочность.
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
В настоящее время много внимания уделяется повышению прочности существующих марок сталей деформационным упрочнением, а также созданию новых сталей повышенной прочности за счет упрочнения твердого раствора путем легирования. Первое характерно при создании небольших тонкостенных конструкций, второе перспективно при создании крупногабаритного оборудования. Из большого числа элементов для упрочнения аустенитной структуры углерод и азот являются наиболее дешевыми, однако повышение содержания углерода является нежелательным из-за ухудшения при этом свариваемости и коррозионной стойкости [5.31].
Для работы при температурах до 4,2 К была разработана стабильно аустенитная сталь повышенной прочности марки 03Х20Н16АГ6 на хромоникелемарганцевой основе с азотом [5.55]. Эта сталь имеет предел текучести в 1,5 раза выше, чем у стали 12Х18Н10Т, несколько более высокий предел прочности, пластичность при комнатной и рабочей температурах незначительно ниже. Ударная вязкость при низких температурах имеет высокие значения (при 77 К 12 кгм/см2). Обрабатываемость резанием удовлетворительная, сталь хорошо штампуется, сваривается всеми видами сварки. Термообработки после сварки не требуется. Внедрение ее дает, несмотря на большую номинальную стоимость проката, значительный эффект, обусловленный снижением металлоемкости изделий и уменьшением потерь криогенных продуктов при захолаживании.
В настоящее время ведутся исследования по изысканию композиций аустенитных коррозионностойких сталей с содержанием никеля от 1 до 4%, которые должны иметь более высокую прочность, чем стали на хромоникелевой основе, и доста
точную вязкость, исключающую хрупкое разрушение криогенных конструкций [5.42].
Одной из таких сталей является хромомарганцевая аустенитная сталь 03Х13АГ19, сочетающая повышенную прочность при комнатной температуре с высокой пластичностью и вязкостью до 70 К. Она удовлетворительно штампуется, куется, обрабатывается резанием. Наличие 12—13% хрома делает сталь коррозионностойкой в атмосферных условиях и малоагрессивных средах. Сталь хорошо сваривается всеми видами сварки без необходимости последующей термообработки сварных соединений. Композиция железо — хром — марганец для аустенитных сталей с азотом перспективна для применения в криогенной технике, но области ее практического использования ограничены понижением вязкости и пластичности при температурах ниже 70 К [5.17]. Она имеет меньшую стойкость при знакопеременных нагрузках в условиях 77 К по сравнению со сталью 12Х18Н10Т. Для устранения этих недостатков в стали с азотом на хромомарганцевой основе необходимо вводить некоторое количество никеля (до 4%) с целью повышения пластичности. Сталь 07Х13Н4АГ20 имеет прочностные характеристики более высокие, чем у стали 12Х18Н10Т.
Для работы при криогенных температурах применяются и более прочные материалы, чем аустенитные стали с азотом. Например, для изготовления деталей крепежа необходима сталь с пределом текучести не менее 50 кг/мм2. Для этих целей нашли применение дис-персионно-твердеющие стали: 08Х15Н24В4Т (ЭП164), 10X1IH23T3MP (ЭПЗЗ) и 07Х15Н27ТЗМР (ЭП700).
Эти стали получают высокие прочностные свойства в результате
Металлы и сплавы
253
термической обработки, сохраняя высокую пластичность и вязкость. При сварке полученная структура нарушается, поэтому их необходимо подвергать последующей термообработке.
В настоящее время рассматривается возможность применения в криогенной технике, где не требуется высокой пластичности, еще более прочных материалов — мартенсит-но-стареющих сталей с пределом текучести при комнатной температуре до 120 кг/мм2. Упрочнение достигается за счет введения в состав кобальта, молибдена» титана, алюминия.
Наряду со сталями применяется высоконикелевый сплав инвар 36НХ, особенностью которого является низкий коэффициент линейного расширения, в 15 раз меньший, чем у стали Х18Н10. Это свойство позволяет изготавливать протяженные криогенные трубопроводы без применения температурных компенсаторов и тем самым повысить надежность работы криогенных систем. Механические и технологические свойства инвара 36НХ примерно такие же, как и у стали 12Х18Н10Т. Однако он имеет низкую коррозионную стойкость и ПО
Рис. 5.87. Прочность (я) и пластичность (б) алюминиевых сплавов.
этому применяется только для изготовления внутренней трубы в трубопроводах. Ввиду высокого содержания никеля сплав существенно дороже аустенитных сталей (примерно в 5—8 раз).
Алюминий и его сплавы получили широкое распространение в криогенном машиностроении. Это обусловлено тем, что они обладают удачным сочетанием хороших технологических и вполне удовлетворительных эксплуатационных свойств и не являются дефицитными. Требованиям криогенной техники удовлетворяют отечественные деформируемые термически не-упрочняемые алюминиевые сплавы АД1, АМцС, АМг5, характеристики которых приведены на рис. 5.87 [5.30, 5.42].
Сплав АД1 хорошо сваривается и деформируется, но вследствие низкой прочности применяется ограниченно, в основном в качестве материала для изготовления труб теплообменной аппаратуры.
Сплав АМцС обладает большей прочностью и высокими технологическими свойствами. Он идет главным образом на изготовление трубных решеток теплообменных аппаратов. В последнее время из сплава
/—АМг5; 2 —АМцС; 3-АД1.
254
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
АМцС изготавливаются также пластинчато-ребристые теплообменники.
Из сплавов АМг5 и АМгб изготавливаются обечайки и днища емкостей, а также фланцы. Эти сплавы удовлетворительно свариваются и деформируются. Они обладают удовлетворительным сочетанием прочности и пластичности ц высокой коррозионной стойкостью. Исследования показали, что наблюдаемая коррозия алюминиевых деталей в наиболее неблагоприятных условиях невелика и затухает со временем.
Алюминиевые сплавы являются надежными заменителями как медных сплавов, так и (в ряде случаев) дорогих и дефицитных нержавеющих сталей.
Недостатком алюминиевых сплавов является их более низкая прочность. Внедрение алюминиевых сплавов повышенной прочности связано с рядом трудностей. Главная из них в том, что сплавы, легированные цинком, медью, магнием и другими элементами, обладают большей прочностью, чем магниевые типа АМг5, но в сварных соединениях имеют резко разупрочненную зону, избежать которой в крупных элементах конструкций пока не удается. Обычно алюминиевые сплавы применяются для изготовления аппаратов с толщиной стенки не более 20 мм.
5.9. ПОЛИМЕРНЫЕ МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКИ
Все большее применение в криогенной технике получают полимерные материалы, которые имеют очень важные характеристики: низкую теплопроводность, высокую удельную прочность, эластичность при криогенных температурах, большую адгезию к металлам, хорошие антифрикционные свойства при раз
личных давлениях и криогенных температурах. Применение полимерных материалов позволяет существенно уменьшить теплопритоки через тепловые мосты и теплоизоляцию, повысить герметичность арматуры, долговечность узлоь трения, изготовить немагнитные криостаты, необходимые для сверхпроводящих систем.
Эти ценные для криогенной техники качества полимерные материалы приобретают при определенной структуре на молекулярном и надмолекулярном уровне, обеспечивающей гибкость длинноцепных молекул при криогенных температурах. Такое строение полимера обеспечивает его нехрупкое разрушение вследствие реализации основных свойств полимеров — способности к развитию высокоэластичных и вынужденно-эластичных деформаций.
Ранее считалось, что при криогенных температурах (около 4,2 К и ниже) все полимеры, исключая фторопласт-4, разрушаются хрупко, не реализуя свою способность к вынужденно-эластичным и пластическим деформациям.
В последнее десятилетие разработаны новые полимерные материалы — поликарбонаты, полиимиды, полисульфоны, полиарилаты — остаточные деформации которых при температурах жидкого гелия в 2—4 раза, а работа разрушения в 2—15 раз выше, чем у фторопласта-4 [5.41]. Как видно из табл. 5.6, наибольшим относительным удлинением, равным соответственно 3,6 и 6,6%, и работой разрушения 29 и 132 кг-м/см2 обладают поликарбонат дифлон и полиимид, которые находят все большее применение для изготовления криогенного оборудования.
В качестве материала уплотнения при криогенных температурах наибольшее применение получили дифлон, полиимиды и фторопласты.
Полимерные материалы
255
На специальной установке были проведены исследования утечек жидкого азота через уплотнения из дифлона [5.23]. Были испытаны уплотнительные пары: полимерное покрытие из дифлона, нанесенное на подложку из стали 12Х18Н9Т,
монолитное седло из стали 12Х18Н10Т и монолитный уплотнитель из дифлона4~это же седло. Рабочая кромка седла была отшлифована до чистоты поверхности 8-го класса (ГОСТ 2789-73). В соответствии с профилограммой шероховатость /|жах = 2,4 мкм, R-— 47,8 мкм. Жидкий азот с вязкостью т) = 163• 10 11 кг-с/см2 подавали в уплотнение под давлением 0,1 МПа.
Исследования показали
(рис. 5.88), что с увеличением удельного давления утечки уменьшаются и достигают допустимых значений (0,1—0,15 см3/мин) при удельных давлениях на уплотнитель 450— 500 кг/см2. Дальнейшее увеличение удельного давления нецелесообразно, так как утечки при этом уменьшаются незначительно, а долговечность уплотнения снижается. Из рис. 5.89 видно, что толщина покрытия подложки из поликарбоната должна быть не менее 6=100-4-120 мкм (при удельном давлении р —450 кг/см2). Дальнейшее утолщение поликарбонатного покрытия подложки не влияет на значение
утечек через уплотнение. Были также изучены работоспособность по-, ликарбоната при криогенных температурах и разном времени выдержки и влияние разных циклически изменяющихся перепадов температур на физико-механические свойства и структуру поликарбоната [5.27]. Анализ влияния времени выдержки образцов поликарбоната при температуре жидкого азота и водорода, а также термоциклирования на физико-механические свойства показал, что предел прочности
Рис. 5.88. Зависимость утечек жидкого азота через уплотнение из поликарбоната от удельного давления на уплотнитель.
Рис. 5.89. Зависимость утечек жидкого азота через уплотнение, имеющее покрытие из поликарбоната, от толщины покрытия.
Рис. 5.90. Зависимость коэффициента линейного расширения а уплотнительных ма^ гериалов от температуры.
1 — фторопласт-4; 2 — поликарбонат.
40 80 120 3, мкм
Q, 0,3
0,2
0,1
О
256
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
при растяжении араст, относительное удлинение при разрыве 8, твердость по Бринеллю и модуль упругости поликарбоната практически не изменяются и не зависят от времени выдержки в течение 940— 1000 ч и от числа циклов термоциклирования (нагрев до 293 К, охлаждение до 77 К — 500 циклов и нагрев до 373 К, охлаждение до 20 К — 300 циклов). Исследования структуры .поликарбоната на электронном микроскопе показали, что исходный поликарбонат имеет надмолекулярную структуру в виде сферолитов фибриллярного типа с видимыми границами раздела. Сферолиты однородны и имеют размеры примерно 2 мкм. После воздействия низких температур и термоциклирования фибриллярная структура поликарбоната сохраняется, но появляется тенденция к исчезновению видимых границ раздела сферолитов, что указывает на прохождение
процессов перестроения надмолекулярной структуры под действием низких температур. Эти изменения в структуре поликарбоната не связаны с разрывом цепей полимера. Такое предположение подтверждается исследованием молекулярной массы образцов поликарбоната после воздействия низких температур, которая остается практически неизменной.
На рис. 5.90 представлены зависимости коэффициента линейного расширения поликарбоната и фторопласта-4 от температуры. Как видно, в диапазоне температур от 77 до 373 К поликарбонат имеет небольшую зависимость коэффициента линейного расширения от температуры, а у фторопласта-4 при температурах от 283 до 303 К она возрастает примерно в 4 раза.
Сравнительные испытания арматуры Dy—100 с уплотнениями из разных материалов показали
Механические свойства полимеров при 4,2 К [3.41J
Т а б л и ц а 5.6
Относителън.ля Лллря Плотность
дсф<_»р мания ж ен не работы дефор- X
П; К! ' с/см мации .4, X
У КГС - м । см' са
Полимтц с 6 * ~ я * КИПР к?? я лро-каль-Ир д У пруте ксс/ом X о я е мост» до разр
До пре nponopt нал ын ос Разрыы деформ, ^разр Предел ЛОрНИО! НОСТИ П Прочно о разр Модуаь. Е- 10/ до пред nponopi нальнос •\.р-н до p.-j^p лразр Выполн ГУКА
Полистирол Натуральный каучук П ол и м е т ил мет ак р ил ат стекло) Полин з о бутилен 11олипропилен Полиэтилен НП Фторопласт-4 Поликапроамид ПЭТФ (кристаллы) Полиарилат Ф-1 Макролон Полисульфон Дифлон Полиимид
0.5 0,3 275 27 5 5.6 0.7 0.7 Да
1.2 1.2 610 610 5,0 3.7 3.7 'X.
(Орг- по 1 .0 760 760 7.5 3.8 3,8
1.2 1/2 690 690 6,0 4,0 4.0 %
1,6 1 >6 900 900 5.75 7,0 7.0
1 5 1,5 1050 1050 7.05 7.8 7.8
1.5 1.7 910 1000 6.0 7.0 8.7 Нет
1 .8 1.8 1380 1380 7... 75 12,0 12,0 Да
1.7 2,3 940 1240 5,65 7,9 15,0 Нет
1 .9 2,6 1060 1400 5,5 10.0 18,0 ъ
L9 «3.1 940 1 too 4.85 9.2 23,0 »
2/2 3.8 890 1400 4,05 9,8 28,0
2,4 3,6 1070 i 550 4.6 14.0 29,0
2.7 6,6 1750 3450 6,45 24.0 132.0
Полимерные материалы
257
(табл. 5.7), что наименьшие утечки при температуре 77 К имеют клапаны с уплотнением из поликарбоната. При этом с ростом количества циклов срабатывания клапана (до 10 тыс. срабатываний) утечки не увеличиваются [5.23].
Испытания арматуры с уплотнением клапана из фторопласта-4 и поликарбоната дифлон на жидком водороде показали, что после 100 циклов срабатывания утечки через клапан с уплотнением из последнего составили 0,02 см3/мин, в то время как утечки через клапан с уплотнением из фторопласта-4 возросли до 70 см3/мин, т. е. примерно на четыре порядка. После испытания арматуры на двойной ресурс (10 тыс. циклов срабатывания затвора) утечки через затвор с уплотнением из поликарбоната не увеличились, результаты исследований выявили большую работоспособность поликарбоната дифло-
на при длительной эксплуатации уплотнений клапанов при работе на жидком азоте и жидком водороде и низкую работоспособность при тех же условиях фторопласта-4, ранее применявшегося для изготовления уплотнений клапанов.
Внедрение поликарбоната в арматуру вместо фторопласта-4 позволило снизить утечки через клапаны примерно в 100 раз при одновременном увеличении работоспособности арматуры примерно в 5 раз. На рис. 5.91 приведена зависимость течи через уплотнительные пары клапанов: сталь+сталь; сталь+сталь со слоем поликарбоната различной толщины в зависимости от давления. Из рисунка видно, что значительное уменьшение удельных давлений (в 3—4 раза), необходимое для надежного уплотнения клапана, позволяет не только повысить герметичность, но и понизить металлоемкость арматуры.
Таблица 5.7
Средние утечки газа через затворы криогенной арматуры
I1 1 Характеристика конструкций затвора । Удельное давление на уплотнитель, кг -7см? Число циклов срабатывания i Средние утечки газа при 77 К. см3-'мин
Седло из стали 12Х18Н10Т, клапан из латуни, уплотнение плоское Седло коническое из стали 12XI8H10T, клапан из меди, уплотнение на острую кромку 500—700 70 Де 200 Свыше 200 До 1500 Свыше 1500 0,3 0,6-10 0,02 До 100
Седло из стали 12Х18Н10Т, клапан из припоя ПСр-75, уплотнение плоское 500—700 5000 0,07
Седло из стали 12Х18Н10Т, клапан из фторопласта-4 5011-- -700 До 100 Свыше 100 0.01 40—70
Седло из стали 12Х18Н10Т, клапан из фторопласта-4, уплотнение плоское в виде диска .300—700 До 100 Свыше 100 0,08 20—60
Седло из стали 12Х18Н10Т, клапан из фторопласта-3, уплотнение плоское в виде диска .300—700 До 60 Свыше 60 0,6 200
Седло из стали 12Х18Н10Т, клапан из поликарбона га. уплотнение плоское в виде диска 600 5000 0,13
Седло из стали 12Х18Н10Т. клапан из поликарбоната. уплотнение на острую кромку ^0—100 10 000 0.03
258
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Широкое применение в криогенном оборудовании нашли стеклопластики [5.9]. Стеклопластики представляют собой композиционные материалы, состоящие из армирующего стекловолокнистого материала, скрепленного в монолит-, ную конструкцию связующим полимерным клеем. Такое строение обеспечивает его хорошие конструктивные свойства для криогенной техники: высокую прочность, малую теплопроводность и массу. Как теплоизоляционный материал стеклопластики имеют наивысший показатель эффективности теплоизоляции К = сг/л, характеризуемый отношением эксплуатационного напряжения сг к коэффициенту теплопроводности л. Из табл. 5.8 видно, что коэффициент эффективности теплоизоляции стеклопластиков примерно на 2 порядка выше, чем стали 12Х18Н10Т. Поэтому стеклопластики находят все большее применение в криогенной технике как силовая теплоизоляция для изготовления опор, ртержней-фиксаторов в крио
генных резервуарах, арматуры и других изделий.
Прочность стеклопластиков при криогенных температурах определяется в основном прочностью составляющих их компонентов, а также армирующего стеклонаполните-ля и полимерного связующего. Однако при изготовлении изделий из стеклопластиков требуется особый подход к выбору компонентов и отработке технологии производства. Известно, что теплофизические свойства стеклонаполнителя и полимеров существенно отличаются друг от друга, и при охлаждении в них возникают термические напряжения, наибольшие на границе раздела стеклонаполнитель — связующее. Если термические напряжения превысят адгезионную прочность, то на границе раздела стеклонаполнитель — полимер возможно образование микротрещин, которые могут привести к разрушению деталей при механическом нагружении.
Наибольшим значением адгезии к стекловолокну обладают эпоксид
Сравнительная характеристика конструкционных материалов
Таблица 5.8
Показатель Сталь 12X18H10T Стеклопластики
АГ-4С(1:0) j 27-63С(1:0)
Предел прочности при сжатии, кг/см2 — 3700—4200 3850—4350
Предел прочности при статическом изгибе, кг/см2 — 5900—6200 7800—8000
Удельная ударная вязкость, кг-см/см2 2600 283—309 650—690
Предел прочности при растяжении (Траст, кг/см2 5500 5000 9000
Предел текучести ат, кг/см2 1800—2500
Длительная прочность адл, кг/см2 •— 3000 5400
Коэффициент теплопроводности X, ккал/(м-ч-°С) 13,9 0,4 0,4
Коэффициент эффективности теплоизоляции (К = стдл/Х — для стеклопластиков, К=огт/Л~~ для металлов) 130—180 7500 3500
1 50 90
ллинпйЯ Эффективность Aven1— У К12Х18Н10Т
Полимерные материалы
259
ные и модифицированные эпоксидные смолы, поэтому они получили наибольшее применение в стеклопластиках. Объемное содержание смолы в стеклопластике должно быть в пределах 17—20%.
В табл. 5.9 представлены механические свойства стеклопластиков при криогенных температурах. Прочность стеклопластиков при криогенных температурах возрастает примерно в 2—3 раза. При этом ударная вязкость стеклотекстолита на эпоксифенольном связующем при азотных температурах также увеличивается примерно на 35%.
Теплофизические свойства стеклопластиков зависят от свойств связующего, армирующего материала и от содержания связующего в стеклопластике. Для стеклопластиков марок АГ-4С, 27-63С коэффициент теплопроводности при температуре 293 К равен 0,25— 0,32 ккал/(м-ч-° С), коэффициент линейного расширения (7— 15)-10“6 1/°С. С понижением температуры до 77 К эти значения
уменьшаются примерно на 10%. Га-зоотделение стеклопластиков в вакууме зависит главным образом от физической природы связующего. Наименьшим значением газоот-деления в вакууме обладают эпоксидные смолы [6,6-10~5 мм3/ (см2-с)], наибольшей — фенолформальдегидные смолы [240Х X 10~5 мм3/(см2-с)].
Эффективность применения стеклопластиковых деталей в криогенной технике наглядно иллюстрируется на примере криогенной арматуры. С применением стеклопластиков теплопритоки в арматуре снизились в 2,5 раза при одновременном уменьшении ее габаритов на 20—25%. Так,, например, за счет применения стеклопластиковых штоков и металлопластиковых корпусов арматуры фактические тепло-притоки в клапане Ду= 100 составили 13 Вт, а в ранее выпускаемой арматуре (без стеклопластиков) теплопритоки составили 30 Вт. Металлические узлы трения, эксплуатируемые без смазки при криоген-
260
Проектирование гелиевых систем СП-устройств
Таблица 5.9 Механические свойства стеклопластиков при криогенных температурах
т к Эпоксифенол ьный стеклотекстолит | из сеноте ткани T-10-80 АГ-4 С( 1:1) 27-63 С (1:1)
°разр’ кг см2 %’ кг 'см2 gk’ кг-см/см2 аразр’ кг,'см2 кг/см- аразр" КГ' см2 кг/см2
293 2100 5273 277 2600 4200 3600 6200
77 6000 8356 375 2900 <=—. 5100
20 7200 7680 — 3600 6000 5100 8400
4,2 4900 — 2700 —- ===
них температурах, неработоспособны из-за их склонности к схватыванию (свариванию), что приводит к их повреждению и интенсивному износу. Этот недостаток особенно проявляется в вакууме (до 1-10~7МПа). Полимерные материалы свободны от этого недостатка и успешно используются в узлах трения при криогенных температурах. Наибольшее применение в узлах трения при низких температурах получили антифрикционные материалы на основе фторопласта-4 АМИП-15М, 4К20, 4С15М5 и др. Однако, обладая низкой теплопроводностью и недостаточной механической прочностью, эти материалы работоспособны при небольших значениях рУ==8н-10 кг-м/(см.2-с), где р — удельная нагрузка, кг/см2; V — относительная скорость скольжения, м/с.
Узлы трения криогенных изделий (например, направляющих втулок арматуры) должны работать
при больших удельных нагрузках — до 200 кг/см2. Поэтому возникла необходимость в разработке нового антифрикционного материала для работы при больших давлениях без смазки при температурах до 4,2 К и в вакууме до 10~6 МПа. Такой материал был разработан, в нем в качестве связующего был использован полиимид, который, как следует из табл. 5.7, имеет наибольшее остаточное удлинение и наибольшую работу разрушения при 4,2 К. Однако данный полимер в чистом виде при низких температурах сильно изнашивается и имеет большой коэффициент трения. Поэтому для улучшения антифрикционного материала в его состав были введены сухие смазки — графит и нитрид бора. Был найден оптимальный состав нового антифрикционного материала, который может быть успешно применен в узлах трения с большими удельными нагрузками [5.28].
Литература
К главе первой
1.1. Алексеев В. П., Поберезкин А. Э., Лось В. И. Оборудование для производства аргона. — М.: Машиностроение, 1972. — 248 с.
1.2. Беляков В. П. Криогенное машиностроение — основа технического прогресса различных отраслей техники.— Тр. НПО «Крио-генмаш», 1973, вып. 15, с. 3—14.
1.3. Беляков В. П. и др. Современные системы обеспечения взры-вобезопасности воздухоразделитель-ных установок большой производительности.—Тр. НПО «Криогенмаш», вып. 17, 1975, с. 3—14.
1.4. Беляков В. П. и др. Гидродинамика и эффективность ректификационных аппаратов крупных ВРУ. В кн.: Вопросы современной криогеники. — М.: Внешторгиздат, 1975, с. 165—176.
1.5. Беляков В. П. и др. Современные системы обеспечения взрыво-безопасное™ ВРУ большой производительности. — В кн.: Вопросы современной криогеники. — М.: Внешторгиздат, 1975, с. 176—183.
1.6. Беляков В. П. и др. Термодинамический и технико-экономический анализ ВРУ низкого давления для производства технического кислорода при отборе части продукта в виде жидкости. — Хим. и нёфт. машиностроение, 1975, № 9, с. 3—8.
1.7. Б род янский В. М., Меер-зон Ф. И. Производство кислорода. — М.: Металлургия, 1970.— 384 с.
1.8. Будневич С. С. Процессы глубокого охлаждения.— М.: Машиностроение, 1966. — 260 с.
1.9. Головко Г. А. Установки для производства инертных газов. — Л.: Машиностроение, 1974.— 384 с.
1.10. Горохов В. С. Аппараты установок для разделения воздуха. —-— М.: Машиностроение, 1965.—236с
1.11. Гузман И. С., Костриц-кий В. Я- Применение продуктов разделения воздуха в черной металлургии капиталистических стран.— Бюллетень ЦНИИИЧМ, 1975, №7, с. 20—31.
1.12. Густов В. Ф., Кузьменко И. Ф., Орлов В. К. Исследование реверсивных пластинчато-ребристых теплообменников ВРУ. — В кн.: Вопросы современной криогеники. — М.: Внешторгиздат, 1975, с. 128—148.
1.13. Капица П.Л. Турбодетандер для получения низких температур и его применение для ожижения воздуха.— ЖТФ, 1939, т. 9, вып. 2, с. 99—123.
1.14. Кафаров В. В. Основы массопередачи. — 2-е изд. — М.: Высшая школа, 1972. — 494 с.
1.15. Кортиков В. С., Лебедев Л. Б. Исследование кинетики мас-сообмена при ректификации воздуха.— Сб. науч. тр. НПО «Криоген-маш», 1978, с. 83—93.
1.16. Кузьменко И. Ф., Орлов В. К., Волкова А. Н. Расчет многопоточных пластинчато-ребристых теплообменников на ЭЦВМ.— Тр. НПО «Криогенмаш», 1974, вып. 14, с. 277—287.
1.17. Малков М. П. и др. Справочник по физико-техническим основам криогеники. — М.: Энергия, 1973. — 392 с.
1.18. Микулин Е. И. Криогенная тенхика. — М.: Машиностроение, 1969. — 270 с
1.19. Ларинский Г. Б. Ректификация воздуха. — М.: Машиностроение, 1978. — 248 с.
1.20. Орлов В. К. и др. Пластин* ча го-ребристые конденсаторы-испарители установок разделения воздуха.— Сб. науч. тр. НПО «Криогенмаш», 1977. с. 82—94.
262
Литература
1.21. Разделение воздуха методом глубокого охлаждения/ Под ред. В. И. Епифановой и Л. С. Аксельрода. — М.: Машиностроение, 1973. Т. 1 — 468 с.; Т. 2 — 568 с.
1.22. Техника низких темпера-тур/Под ред. Е. И. Микулина, И. В. Марфениной, А. М. Архарова.— Энергия, 1975. — 512 с.
1.23. Фастовский В. Г., Ровин-скийА. Е., Петровский Ю. В. Инертные газы.— 2-е изд. — М.: Атомиз-дат, 1972.— 352 с.
1.24. Linde Н. Modern design tendencies in the construction of low-temperature apparatus. — Chemical Economy and Engineering Review, 1977, vol. 9, № 4, p. 37—44.
1.25 Norbert Wagner. Bewertung verschiedener Luftzerlegungsarten im Hinblick auf ihre Rentabilitat und Verfiigbarkeit. — Linde Berichte aus Technik und Wissenschaft, 1977, Bd 41, S. 54.
1.26. Springmann H. Luftzer-legungsanlagen: Stand-Ausblick in die Zukunft. — Linde Berichte aus Technik und Wissenschaft, 1973, Bd 34, S. 28—33.
Кглаве второй
2.1. Буланов А. Б. Экспериментальное исследование транспортировки ожиженных газов в трубопроводах кратковременного действия. Автореф. дис. на соиск. учен, степени канд. техн, наук МИХМ. М.: 1968.
2.2. Буланов А. Б., Пронько В. Г., Блинова И. Д. Охлаждение жидкого водорода барботированием гелия. — Тр. НПО «Криогенмаш», 1974, вып. 16, с. 23—35.
2.3. Домашенко А. М., Филин И. В., Качура В. П. Экспериментальное исследование неравновесных процессов испарения при охлаждении жидких кислорода и азота вакуумированием парового пространства. — Сб. науч. тр. НПО «Криогенмаш», 1975, с. 144—155.
2.4. Ид А. Дж. Свободная конвекция. — В кн.: Успехи теплопередачи: Пер. с англ. — М.: Мир, 1970, с. 9—80.
2.5. Качура В. П.> Филин Н. В., Клебанов А. И. Динамика заполнения незахоложенной магистрали жидким азотом. — Сб. науч. тр. НПО «Криогенмаш», 1976, с. 55—71.
2.6. Каганер М. Г. Тепломассообмен в низкотемпературных
теплоизоляционных конструкциях.— — М.: Энергия, 1979.— 256 с.
2.7. Кириченко Ю. А., Щелкунов В. Н. Экспериментальное исследование теплообмена в осесимметричных объемах при граничных условиях второго рода. — ИФЖ, 1974, т. 27, № 1, с. 5—14.
2.8. Кларк Д. Криогенная теплопередача. — В кн.: Успехи теплопередачи: Пер. с англ. — М.: Мир, 1971, с. 361—567.
2.9. Космодром/ Под общ. ред. А. П. Вольского.— М.: Воениздат, 1977. — 309 с.
2.10. Кошкин В. К. и др. Нестационарный теплообмен. — М.: Машиностроение, 1973. — 327 с.
2.11. Лыков А. В., Алексашенко В. А., Алексашенко А. А. Сопряженные задачи конвективного теплообмена. Учебн. пособие. — Минск: Изд-во БГУ им. В.И. Ленина, 1971.— — 347 с.
2.12. Полежаев В. И. Конвективное взаимодействие в цилиндрическом сосуде, частично заполненном жидкостью, при подводе тепла к боковой и свободной поверхностям и дну. — Изв. АН СССР, МЖГ, 1972, № 4, с. 77—88.
2.13. Романенко Н. Т., Куликов Ю. Ф. Криогенная арматура. — — М.: Машиностроение, 1978. — — НО с.
2.14. Филин Н. В. и др. Переходные процессы в криогенных системах. — В кн.: Вопросы современной криогеники. —М.: Внешторг-издат, 1975, с. 238—249.
2.15. Филин Н. В., Кацнельсон Г. Г., Матвеев А. В. Особенности полостей, образующихся перед запорной арматурой. — ИФЖ, 1979, т. 36, № 1, с. 110—114.
2.16. Филин Н. В. и др. Исследование гидравлических ударов в тупиковых отводах криогенных трубопроводов. — Хим. и нефт. машиностроение, 1975, № 9, с. 13—15.
2.17. Филин Н. В., Пу ртов Н. А., Ионочкин А. И. Влияние начальной степени заполнения емкости с криогенной жидкостью на скорость роста давления при бездренажном хранении. — Сб. науч. тр. НПО «Криогенмаш», 1976, с. 22—29.
К главе третьей
3.1. Адрианов В. Н. Основы радиационного и сложного теплообмена. — Мл Энергия, 1972. — 464 с.
Литература
2ба
3.2. Беляков В. П. и др. Высокоэффективный криосорбционный насос новой конструкции. — В кн.: Вопросы современной криогеники. — — М.: Внешторгиздат, 1975, с. 341 — —359.
3.3. Беляков В. П. и др. Особенности начальной стадии переходного процесса в криогенной системе. — Изв. вузов. Машиностроение, 1977, № 9, с. 60—64.
3.4. Болгаров Л. И., Бахрушин Ю. И., Васильев В. И. Коэффициент тепловой защиты и пропускная способность теплозащитных экранов в криогенных откачивающих системах. — В сб.: Электрофизическая аппаратура, вып. 7. — М.: Ато-миздат, 1968, с. 91 —102.
3.5. Болгаров Л. И. Расчет теплозащитных экранов криогенных вакуумных камер. — ИФЖ, 1971, т. 21, №6, с. 1112-1113.
3.6. Борц Б. В. и др. Вакуумный адсорбционный насос непрерывного действия. — В кн.: Тезисы докладов I Всесоюзного НТС по криогенным средствам получения высокого вакуума. — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1977, с. 22—24.
3.7. Бреславец К. Г. и др. Некоторые способы повышения эффективности работы криоадсорбционных насосов с холодной полостью.— В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 2 (8). — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1977, с. 76—79.
3.8. Волчкевич А. И. — Высоковакуумные адсорбционные насосы. — — М.: Машиностроение, 1973.— - 214 с.
3.9. Гарбуз Г. А., Иванов В.П., Неймарк Ю. И. Некоторые вопросы расчета вакуумных крионасосов. — В кн.: Вопросы-атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 2 (8).— Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1977, с. 80—81.
3.10. Барвик Э. Л. Криогенная откачка и имитация космоса. — В кн.: Новые направления криогенной техники.: Пер. с англ./ Под ред. М. П. Малкова. — М.: Мир, 1966. с. 176—197.
3.11. Галимов С. Р. Лучистый и молекулярный перенос в плоских системах с затемнением. — ИФЖ, 1975, т. 29, № 6, с. 1036—1040.
3.12. Галимов С. Р., Житомирский Н. С., Кислов А. М. Постанов
ка задачи оптимизации элементов конструкций крионасоса. — В кн.: Криогенная и вакуумная техника.— Харьков: Изд-во ФТИНТ АН УССР, 1973, вып. 3, с. 28—32.
3.13, Галимов С. Р. Проектирование оптимального крионасоса. — В кн.: Криогенная и вакуумная техника. — Киев: Наукова д'^мка, 1977, с. 59—69.
3.14. Горбачев С. П. и др. Расчет температурных полей в теплопоглощающих криогенных экранах. — Тр. НПО «Криогенмаш», 1973, вып. 15, с. 73—85.
3.15. Герлига В. А. и др. Устойчивость криогенных систем теп-лосъема с вынесенног! зоной кипения. — Сб. науч, трудов НПО *Крио-генмаш», 1976, с. 30—42.
3.16. Гейнце В Введение в вакуумную технику. ТЛ—М. — Л.: Энергия, I960.—511 с.
3.17. Гришин В. К. Массопере-нос в сильно разреженном газе. — — ИФЖ, т. 27, № 2. 1974, с. 381 — —389.
3.18. Гуревич Л. С., Саксаган-ский Г. Л., Гришин В. К. Расчет сорбирующих систем методом алгебры лучистых потоков. Препринт Л-0158 НИИЭФА,—Л. НИИЭФА, 1972.— 87 с.
3.19. Донде А. Л. Адсорбционный насос с жалюзи. — Приборы и техника эксперимента, 1966, № 3, с. 167—168.
3.20. Дубинин П. М. Теория объемного заполнения. — В кн.: Основные проблемы физической адсорбции.— М.: Наука, 1970, с. 5—10.
3.21. Исаев А. В., Куприянов В. И. Исследование взаимосвязи адсорбционных характеристик вакуумных цеолитов — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 2 (8). — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1977, с. 57—59.
3.22. Исаев А. В., Куприянов В. И., Григорьев В. К- Исследование процессов теплопереноса в высоковакуумных адсорбционных насосах. — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 2 (3).— Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1974, с. 9—15.
3.23. Калашник Л. И., Кислов А. М., Лифшиц Э. М. Расчет параметров криогенных вакуумных камер методом Монте-Карло. — ИФЖ, 1967, т. 13, № 6, с. 904—913.
264 Литература
3.24. Канторович Л. В., Крылов В. И. Приближенные методы высшего анализа. — М. — Л.: Физ-матгиз, 1962. — 708 с.
3.25. Кислов А. М. О расчете эффективной скорости откачки вакуумных систем криогенными насосами при молекулярном течении газов. — В кн.: Криогенная и вакуумная техника. — Харьков: Вып. 3. Изд-во ФТИНТ АН УССР, 1973, с. 16—20.
3.26. Кузинец Л. А., Розанов Л. И., Розенцвейг И. И. Экспериментальное исследование непрерывной адсорбционной откачки. — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Общая и ядерная физика. Вып. 4 (4). — Харьков. Изд-во ХФТИ АН УССР, 1978, с. 38—43.
3.27. Куприянов В, И. и др. Криосорбционный насос для вакуумирования крупных камер. — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 2 (8). — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1977, с. 72—73.
3.28. Куприянов В. И. и др. Теория адсорбционного вакуумного насоса. — В кн.: Электронная техника. Сер. 4. Электровакуумные и газоразрядные приборы. — М.: Ато-м^здаг, 1975, с. 121 — 126.
3.29. Лазарев Б. Г. и др. Водородный конденсационный насос.— Украинский физический журнал, 1957, т. II, № 2, с. 175—182.
3.30. Леонов В. В., Макаров Л. М.. Мухин В. М. Расчет эффек= тивной быстроты действия высоковакуумных насосов за теплозащитными экранами — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 1 (2). — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1974, с. 19—25.
3.31. Лунева Л. Л., Макаров Л. М. Поглощение выбросов легко-конденсируемого газа криогенными вымораживающими экранами. — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 1 (2). — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1974, с. 25—331.
3.32. Макаров А. М., Панкратова Т. А. К расчету быстроты действия высоковакуумных насосов с сорбирующими полостями. — Сб. науч, тр. НПО «Криогенмаш», 1975, с. 156—173.
3.33. Макаров А. М. Расчетные модели высоковакуумных систем крупных криогенных барокамер.— В кн.: Основные направления и проблемы создания вакуумного откачного оборудования. Тезисы докладов Всесоюзной научно-технической конференции в Казани 7—9 дек. 1976 г.— М.: Машиностроение, 1976, с. 78—79.
3.34. Мартинсон Е. Н. Цео-литовые вакуумные агрегаты непрерывного действия для безмасляной откачки. — Приборы и техника эксперимента, 1965, № 4, с. 154—156.
3.35. Моделирование тепловых режимов космического аппарата и окружающей его среды/Под ред. Г. И. Петрова. — М.: Машиностроение, 1971. — 380 Со
3.36. Минайчев В. Е. Вакуумные крионасосы. — М.: Энергия, 1976. — 152 с.
3.37. Новиков П. М., Любин Э. к. Тепло- и массообмен при сублимации-конденсации в цилиндрическом кольцевом канале. — ИФЖ, 1975, с. 28, №5, с. 851—859.
3.38. Новиков П. М., Любин Л. Снежко Э. К- Тепло- и массообмен при сублимации-конденсации в конечном кольцевом зазоре.— ИФЖ, 1975, т. 29, № 2, с. 469—478.
3.39. Новиков П. М., Снежко Э. К. Тепломассообмен при конденсации водяного пара на охлаждаемых элементах в условиях вакуума.— — В кн.: Новые разработки и исследования струйных, механических, электрофизических, сорбционных и других типов вакуумных насосов. Тезисы докладов на V Всесоюзной научно-технической конференции в Казани 26—28 сентября 1972 г. — Казань: Изд-во КГУ, 1972, с. 22—23.
3.40. Новицкий Л. А. Установки для имитации условий теплообмена летательных аппаратов в космосе. - ТВТ, 1969, т. 7, №5, с. 997— — 1007.
3.41. Розанов Л. И., Кузинец Л. А. Новый адсорбционный вакуумный насос с движущимся регенерируемым адсорбентом. — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 1 (1). — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1973, с. 33.
3.42. Ронжин Л. П., Горбачев С. П., Бочаров М. Н. Рациональное построение сложного контура криогенной системы теплосъема. — Сб. науч. тр. НПО «Криогенмаш», 1978, с. 148—155.
Литература
265
3.43. Светлов Ю. В. и др. Собственное тепловое излучение теплопоглощающих экранов термовакуумных камер. — ИФЖ, 1976, т. 30, № 1, с. 317—321.
3.44. Сказыцаев В. Е., Хвощев С. С., Жданов С. П. Цеолит СаЕТ — новый эффективный адсорбент для вакуумной техники. — В кн.: Вопросы атомной науки и техники. Серия: Физика и техника высокого вакуума. Вып. 1 (4). — Харьков: Изд-во ХФТИ АН УССР, 1975, с. 34—38.
3.45. Спэрроу Э. М., Сесс Р. Д. Теплообмен излучением: Пер. с англ./ Под ред. А. Г. Блоха. — М.: Мир, 1971. — 296 с.
3.46. Суринов Ю. А. Об основных методах современной теории лучистого теплообмена. — В кн.: Проблемы энергетики. — М.: Изд-во ЭНИН АН СССР, 1959, с. 423— 471.
3.47. Тур, Висканта. Экспериментальное и теоретическое исследование эффектов направленности на теплообмен излучением. — Теплопередача (Труды америк. об-ва инженеров-механиков, сер. С), 1972, т. 94, № 4, с. 134—143.
3.48. Шумский К. П. Вакуумные аппараты и приборы химического машиностроения. —М.: Машиностроение, 1974.— 574 с.
3.49. Хауэлл, Дюрке. Перенос лучистой энергии между поверхностями в полости с коллимированным падающим излучением. Сравнение результатов теории и эксперимента. — Теплопередача (Труды америк. об-ва инженеров-механиков, сер. С), 1971, т. 93, № 2, с. 1 — 16.
3.50. Vijendran Р., Nair C.V.G. Design and performance characteristics of sorption pumps. — Vacuum, 1971, vol. 21, № 5, p. 159—164.
3.51. Steckelmacher W. A review of the molecular flow conductance for systems of tubes and components and the measurement of pumping speed. — Vacuum, 1966, vol. 16, № 11, p. 561—584.
3.52. Batzer T. H., McFarland R. H. Adsorption roughing pump.— Rev. Sci. Instr., 1963, vol. 34, p. 587—589.
3.53. Clausing P. Ober die Stro-mung sehr verdunnter Gase durch Rohren von beliebiger Lange. — Ann. der Physik, 1932, Bd 12, S. 961—989.
3.54. Danielson P. M. Aluminium sorption roughing pump for small vacuum system. — J. of Vac. Sci. and Tech., 1970, vol. 7, № 5, p. 327—331.
3.55. Gohn G. E. A., Hardgrave W. F. Sorption pumping of residual gases at cryogenic temperatures. — Adv. in Cryog. Eng., 1967, vol. 12, p. 157—160.
3.56. Hamacher B. Berechnung des Saugvermogens in Raumsimu-lationskammern unter Beriicksich-tigung des Kaltwandeinflusses. — Vac.-Techn., 1976, Bd 25, № 2, S. 33—41.
3.57. Haefer R. A. Vacuum and cryotechniques in space research.— Vacuum, 1972, vol. 22, № 8, p. 303— —314.
3.58. Henault P. B., Pennema P. J., Buff man B. A. Cryopumping. — J. Environ. Sci., 1963, vol. 6, № 4, p. 15—20.
3.59. Mercer S. Cryogenics : A technological tool for space scientists. — Cryogenics, 1968, vol. 8, № 2, p. 68—78.
3.60. Moore R. W. 9-th National Symposium on Vacuum Technology Transactions, 1961, vol. 1, p. 426—438.
3.61. Paul G. Moleculare Stro-mung in Vacuumsystemen mit gro-ben Sorptionsflachen. — Vac.- Techn. 1973, Bd 27, №7, S. 201—209.
3.62. Pinson J. D., Peck A. W. Eighth National Symposium on Vacuum Technology Transactions, 1962, vol. I, p. 406—411.
3.63. Sellmaier A., Bissinger B., Schiller H. Thermische Anlagen fur Weltraumsimulationskammern. — Linde Berichte aus Technik und Wissenschaft, 1969, Bd 26, S. 3—10.
3.64. Stern S. A. e.a. Cryosorption pumping of H2 and He at 20,4 K. — J. of Vac. Sci. and Techn., 1965, vol. 2, № 4, p. 165—168.
3.65. Triplett M. J., Ansley S. P. Cryogenics: Panel and Piping System Design for Aerospace Environmental Test Chamber. — Heating, Piping and Air Condition, 1970, vol. 42, N 7, p. 80—84.
3.66. Wood R. 0., Devin T. K. Cryogenic vacuum system for mass-spectrometers. — Rev. Sci. Instr., 1974, vol. 45, N 1, p. 136—137.
К главе четвертой
4.1. Беляков В. П. и др. Комплекс криогенного оборудова’ния ус
266 Литература
тановки «Токамак-7».— В кн.: Сверхпроводимость. Том. V. Тр. конференции по техническому использованию сверхпроводимости (Алушта, 1975 г).—М.: Атомиздат, 1977, с. 48— —50.
4.2. Беляков В. П. и др. Криогенная система установки Т-10М.— — В кн.: Доклады Всесоюзной конференции по инженерным проблемам термоядерных реакторов (Ленинград, 28—30 июня 1977 г.) Т. I. — Л. НИИЭФА, 1977, с. 204—211.
4.3. Беляков В. П. и др. Опытный участок сверхпроводящего кабеля КСП-100 и комплекс криогенного оборудования для испытательного центра в Кожухово. — В кн.: Сверхпроводимость. Т. V. Тр. конференции по техническому использованию сверхпроводимости (Алушта, 1975 г.). — М.: Атомиздат, 1977, с. 91—96.
4.4. Беляков В. П. и др. Термодинамический анализ тепловых систем криостатирующих оболочек сверхпроводящего кабеля. — В кн.: Сверхпроводимость. Т. V. Труды конференции по техническому использованию сверхпроводимости (Алушта, 1975 г.) — М.: Атомиздат, 1977, с. 51—58.
4.5. Глухих В. А. и др. Инженерные вопросы реконструкции установки «Токамак-10»< — В кн.: Доклады Всесоюзной конференции по инженерным проблемам термоядерных реакторов (Ленинград, 28— 30 июня 1977 г.). Т. I. — Л.: НИИЭФА, 1977, с. 26—42.
4.6. Матюхин В. Г. Термодинамический анализ систем криостатирования. — В кн.: Совершенствование процессов, машин и аппаратов холодильной и криогенной техники и кондиционирования воздуха. — Ташкент: 1977, с. 6—7. В надзаг.: Таш-ПИ.
4.7. System needs spur advances in conventional cable design as it continues to grow. — Elec. World,, 1974, vol. 182, № 1, p. 42— 43.
К главе пятой
5.1. Абрамов Г. И., Петровский Ю. В., Ройзен Л. И. Гидравлический расчет охлаждаемых токовводов сверхпроводящих электротехнических устройств. — Электротехника, 1978, № 2, с. 15—17.
5.2. А.с. 670035 (СССР). Криостат для сверхпроводящих устройств
/В. П. Беляков. Опубл, в Б. И., 1979, № 16.
5.3. Банных О. А., Ковнеристый Ю. К. Стали для работы при низких температурах. — М.: Металлургия, 1969. — 191 с.
5.4. Белушкин В. А. Анализ гелиевых ожижительно-рефрижера-торных циклов: Препринт ОИЯИ, 8-9096. — Дубна: ОИЯИ, 1975. — — 24 с.
5.5. Беляков В. П. и др. Криогенные гелиевые системы: Обзорная информация ЦИНТИхимнефтемаш.— М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1978. — — 64 с. (Серия ХМ-6).
5.6. Беляков В. П. и др. Расчет аварийных режимов сверхпроводящих магнитов погружного типа. — В кн.: Доклады Всесоюзной конференции по инженерным проблемам термоядерных реакторов (Ленинград, 28—30 июня 1977 г.). Т. 1. — Л.: НИИЭФА, 1977, с. 257—264.
5.7. Бродянский В. М., Тащина А. Г. Энергетические характеристики гелиевой детандерной рефрижераторной установки. — В кн.: Доклады науч.-техн. конф. Подсекция ПТКС. — М.: Изд-во МЭИ, 1967, с. 91—98.
5.8. Бродянский В. М., Тащина А. Г. Расчет криогенных детандерных установок на базе оптимизации процесса теплообмена. — В кн.: Доклады науч. техн. конф. Подсекция ПТКС. —М.: Изд-во МЭИ, 1969, с. 104—114.
5.9. Буров Л. А., Макушкин А. П. Стеклопластики в криогенной технике: Обзорная информация, ЦИНТИхимнефтемаш, 1973. — 56 с.
5.10. Буткевич И. К., Гам-пель М. Г. Совершенствование процессов, машин и аппаратов криогенной техники: ЭИ ЦИНТИхимнефтемаш. О конференциях, совещаниях, выставках. 1978, № 2. — 42 с. (Серия ХМ-6).
5.11. Буткевич И. К. и др. Повышение эффективности криогенных гелиевых систем: ЭИ ЦИНТИхимнефтемаш. О работах НИИ и КБ отрасли, 1978, № 4, — 32 с. (Серия ХМ-6).
5.12. Вишнев И. П. и др. Влияние давления на кризис пузырькового кипения гелия-1 в вертикальных каналах. — Изд-во АН СССР, 1972, т. 206, № 5, с. 1090—1092.
5.13. Вишнев И. П. и др. Кризис пузырькового кипения гелия в
Литература
26?
вертикальных каналах при естественной циркуляции. — Изв. АН СССР: Энергетика и транспорт, 1972, № 6, с. 161 — 165.
5.14. Вигли Л. А. Механические свойства материалов при низких температурах: Пер. с англ.—М.: Мир, 1974. — 374 с.
5.15. Горбачев С. П., Матющен-ков В. К., Шифельбайн А. Г. Влияние теплообмена на характеристики газоохлаждаемых токовводов. — В кн.: Совершенствование процессов, машин и аппаратов холодильной и криогенной техники и кондиционирование. — Ташкент: 1977, с 61. В надзаг: ТашПИ.
5.16. Григорьев В. А., Павлов Ю. М., Аместистов Е. В. Кипение криогенных жидкостей. — М.: Энергия, 1977. — 289 с.
5.17. Гуляев А. П., Лебедев Д. В., Гажибалаев Г. А. Прочность и пластичность аустенитных хромоникелие-вых и хромомарганцевых сталей при низких температурах. — Металловедение и термическая обработка металлов, 1973, №12, с. 32—37.
5.18. Гуляев А. П., Фаткина А. М. Влияние никеля на механические свойства и порог хладноломкости малоуглеродистой стали. — Металловедение и термическая обработка металлов, 1966, № 10, с. 34— —39.
5.19. Данилович В. И., Кулаков В. М., Смирнов Е. Н. Характеристики малоразмерных лопаточных направляющих аппаратов. — ЭИ ЦИНТИхимнефтемаш. О работах НИИ и КБ отрасли, 1977, № 7.— 5 с. (Серия ХМ-6).
5.20. Данилов И., Ковачев В. Оптимизация гелиевого рефрижераторного цикла с каскадным включением детандеров. — Изв. физ. инет. Болг. АН, 1973, т. 23, с. 55—60.
5.21. Ардашев В. И. и др. Исследование криогенных циклов (ожижители воздушных, водородных и гелиевых установок с влажно-паровыми расширительными машинами). — — Изв. вузов. Машиностроение, 1977, № 3, с. 87—92.
5.22. Куликов Е. М., Куликов В. М., Верещагин А. П. Микротурбодетандер на опорах с газовой смазкой. — В кн.: Компрессорные и расширительные машины. — М.: Изд-во МИХМ, 1977, с. 41—48.
5.23. Куликов Ю. Ф. и др. Исследование работоспособности
затворов криогенной арматуры. — Хим. и нефт. машиностроение 1973, № 3, с. 36—37.
5.24. Краковский В. Д., Корсаков-Богатков С. М. Математическая модель криогенных гелиевых установок для оптимизации процесса получения холода. — Хим. и нефт. машиностроение. Реф. сб. ЦИНТИхимнефтемаш, 1977, № 1, с. 28.
5.25. Корсаков-Богатков С. М. и др. Математическое моделирование криогенных гелиевых установок. — В кн.: Труды XIV Международного конгресса по холоду. — М.: Внешторгиздат, 1975, А2.18.
5.26. Красникова А. К. Теплообменные аппараты гелиевых рефрижераторов. — ЭИ ЦИНТИхимнефтемаш, 1974, № 2, 7 с. (Серия ХМ-6).
5.27. Макушкин А. П. и др. Влияние низких температур на механические свойства и структуру поликарбоната. — Пластические массы, 1974, № 1, с. 48—49.
5.28. Макушкин А. П. и др. Новый материал ПАМ-50 для изготовления направляющих втулок криогенной арматуры. — Хим. и нефт. машиностроение, 1976, № 6, с. 21—22.
5.29. Матюхин В. Г. Термодинамический анализ систем криостатирования. — Сб. науч. тр. НПО «Криогенмаш», 1978, с. 28—41.
5.30. Медведев А. С., Баранов И. С. Сварка кислородной аппаратуры из алюминиевых сплавов. — В кн.: Качество и надежность сварных соединений в химическом машиностроении. Вып. 2. — М.: ДНТП, 1964, с. 54—61.
5.31. Медовар Б. И. Сварка жаропрочных аустенитных сталей и сплавов. — М.: Машиностроение, 1966, с. 37—43.
5.32. Наринский Г. Б. и др. О схемах гелиевых установок для получения холода на уровне 4,5— —2 К. — В кн.: Техника низких температур. Сборник материалов республиканской научной конференции повышения эффективности процессов и оборудования холодильной и пищевой промышленности. — Ленинград, июнь 1971. — Л.: с. 83—87. В надзаг.: ЛТИХП.
5.33. Наринский Г. Б., Орли-на И. А. Определение зависимости между параметрами установок с детандерами для получения холода на уровне 4,2—4,5 К. — В кн.: При
268
Литература
менение математических методов и электронно-вычислительной техники в решении эргономических и научно-технических задач на предприятиях и в организациях химического и нефтяного машиностроения. — М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1969, с. 39— —46.
5.34. Наринский Г. Б. О влиянии построения схемы и технологических параметров на показатели гелиевых рефрижераторных и ожи-жительных установок. — В кн.: I Всесоюзная конференция по криогенной технике: Тезисы докладов.— М.: ЦИНТИхимнефтемаш, 1973, с. 124—125
5.35. Никиткина Г. В. Разработка и исследования математической модели криогенной установки для производства холода на температурном уровне 1,8—4,6 К. — Автореф. дне. на соиск. учен, степени канд. техн. наук/МИХМ. М.: 1978.
5.36. Новые коррозионностойкие стали и сплавы. — М.: Черме-•тинформация, 1966. — 132 с.
5.37. Орлов В. К., Шевякова С. А., Валеев Г. М. Исследование теплообмена и гидравлического сопротивления в слоистых теплообменниках из перфорированных пластин. Хим. и нефт. машиностроение, № 8, П978, с. 10—11.
5.38. Прикладные вопросы вязкости разрушения: Пер. с англ. / Под ред. Б. А Дроздовского. — М.: Мир, 1978, с. 23—27.
5.39. Пронько В. Г. и др. Создание высокоэффективных теплообменных аппаратов криогенных систем.. — Хим. и нефт. машиностроение. 1975, № 9. с. 8—10.
5.40. Развитие криогенной техники и холодильного машиностроения в СССР. — Хим. и нефт. машиностроение, 1975, № 9, с. 1—3.
5.41. Соколова Т. И., Демина М. И. Механические свойства полимеров при 4,2 К и их зависимость от химического строения и условий физического структурообразования. — Механика полимеров, 1975, № 5, с. 771—783.
5.42. Степанов Г. А., Фаткина А. М., Лоханкина Л. К. Свойства сталей и сплавов для криогенной техники. — М.: ГССД, 1976. — 58 с.
5.43. Столпер Л. М., и др. Стендовая криогенная установка с парожидкостным детандером. Обзорная информация, ЦИНТИхимнеф
темаш. М.: 1979, № 2. —- 9 с. (Серия ХМ-6).
5.44. Столпер Л. М., Кня-жевская Т. В., Зайнулина Н. Б. Расчетный анализ циклов с жидкостным детандером. — ЭИ ЦИНТИхимнефтемаш, 1975, № 10, с. 16—25. (Серия ХМ-6).
5.45. Счастливый Г. Г., Кучинский В. П., Данько В. Г. Экспериментальные исследования токовводов до 2000 А для СПОВ криотурбогенератора. — В кн.: Сверхпроводники, гиперпроводники и криогенное охлаждение в электротехнике. Киев: Наукова думка, 1975, с. 17—23.
5.46. Тащина А. Г. Зависимость эффективности гелиевой рефрижераторной установки от некоторых внутренних параметров. — В кн.: Доклады науч.-техн, конференции. Подсекция ПТКС. —М.: Изд-во МЭИ, 1969, с. 123—132.
5.47. Тащина А. Г.. Бродянс-кий В. М. Оптимизация параметров ступени окончательного охлаждения гелиевых криорефрижераторов.—Тр. МЭИ, 1977, вып. 343, с. 8—15.
5.48. Тащина А. Г. Алгоритм автоматизированного синтеза схем криогенных установок. — Тр. МЭИ, 1978, вып. 386, с. 149—154.
5.49. Ударные испытания металлов: Пер. с англ. /Под ред. В. М. Маркочева. — Мир, 1973, — 318 с.
5.50. Уильямс Дж. Сверхпроводимость и ее применение в технике: Пер с англ. П. Б. Беренберга, М. Я. Куно. Ю. В. Мамонова /Под ред. Е. Л. Улыбина. — М.: Мир, 1973. — 296 с.
5.51. Ульянин Е. А., Фаткина А. М. Исследования сталей ОН6А и ОН9А для работы до — 196° С.— Металловедение и термическая обработка, 1967, № 6, с. 37—41.
5.52. Шифельбайн А. Г., Горбачев С. П. Термодинамическая оптимизация охлаждаемых токовводов. — Тр. НПО «Криогенмаш», 1975, вып. 17, с. 159—171.
5.53. Шифельбайн А. Г., Горбачев С. П., Матющенков В. К- Особенности составных токовводов. — — В кн.: Сверхпроводимость. Т.5.— — М.: Атомиздат, 1977, с. 65—68.
5.54. Шевякова С. А., Орлов В. К-Гидравлическое сопротивление теплообменников из перфорированных пластин. — Сб. науч, трудов НПО «Криогенмаш», 1979, с. 27—30.
Литература
269
5.55. Ющенко И. А. и др. Низкотемпературные свойства аустенитных сталей. — Проблемы прочности, 1970, № 10, с. 113—115.
5.56. Belyakov V. Р. e.a. Studies on nucleate boiling crisis of He-I in channels of superconducting Magnet System. — Proc. of the Applied Superconductivity Conference, 1978, Sept. 25—28, Pittsburgh (Pennsylvania): 1978, p. 12—16.
5.57. Belyakov V. P. e. a. Calculation of the coils for pool-boiling type of superconducting magnets. — — IEEE Transactions on Magnetics, 1977, January, vol. 13, № 1, p. 32— 36.
5.58. Belyakov V. P. e.a. Determination of optimum parameters of the helium cooling plant at temperature levels ranging from 12 to 30 К with regard to heat exchange surface. — Progress in refrigeration science and technology. — In: Proc, of the ХШ-th Int. Congress of Refrigeration. Vol. I. — Washington: DC, 1977, p. 91—94.
5.59. Belyakov V. P. e. a. Analysis of helium liquefaction cycles. — Proc, of the XlV-th Int. Congress of Refrigeration. Vol. I. — Moscow: Vneshtorgizdat,, 1975, p. 316—325.
5.60. Boissin J. C. e. a. Boiling heat transfer and peak nucleate boiling flux in liquid helium. — Advances in Cryogenic Engineering, 1968, vol. 13, p. 607—616.
5.61. Butler A. P. e. a. Improved pool boiling heat transfer to helium from heated surfaces and its application to superconducting magnets. — — Int. J. of Heat and Mass Transfer, 1970, vol. 13, N 1, p. 105—115.
5.62. Grigoriev V. A. e.a. Concerning the influence of thermal properties of heating surface material on heat transfer intensity of nucleate pool boiling of liquids including cryogenic ones. - Cryogenics, 1977, vol. 17, № 2, p. 94—96.
5.63. Giarratano P. J., Hess R. S.. Jones M. C. Forced convection heat transfer to liquid He-I. — Advances in Cryogenic Engineering, 1974, vol. 19, p. 404—409.
5.64. Giarratano P. J., Arp V. B., Smith H. Forced convection heat transfer to subcritical He-I. — Cryogenics, 1971, vol. 11, № 11. p. 385— —390.
5.65. James G. B., Lewis K- G., Maddock B. J. Critical heat fluxes for liquid helium boiling in small chan
nels. — Cryogenics, 1970, vol. 10, № 6, p. 485—486.
5.66. Keilin V. S., Kovalev J. A., Zikov V. V., Pozvonkov M. M. Forced, convection heat transfer to liquid He-I. — Cryogenics, 1975, vol. 15, №3, p. 141 — 145.
5.67. Keilin V.S., Kovalev J. A. Electrical leads for up to 10 K. A superconducting magnet systems. — Cryogenics, 1975, vol. 15, № 10, p. 610—611.
5.68. Kugler S., Crossley J. C. Measurements of nucleate boiling heat transfer to liquid helium from a simulated superconducting array with cooling channels. — Proc, of the Conference on Low Temperatures 4 and Electric Power, 1. I. R., Comm.
1. — London: 1969, p. 399—408.
5.69. Lehongre S., Boissin J. C., Johannes C. Critical nucleate boiling of liquid helium in narrow tubes and annuli. — Proc, of the Second Int. Cryogenic Engineering Conference. — Brighton: 1968, p. 211—218.
5.70. Lyon D. N, Boiling heat transfer and peak nucleate boiling fluxes in '-Unrated liquid helium between the /. point and critical term peraturo. - Advances in Cryogenic Engineering, 1965. vol. 10. p. 371 — -379.
5.71. Lyon D. N. Pool boiling of cryogenic liquids. — Chemical Engineering Progress. Symposium ser., 1968, vol. 64, № 87, p. 82—92.
5.72. Ogata H., Sato S. Boiling heat transfer to liquid helium in long narrow channels. — Hitachi Hyoron, 1971, vol. 53, № 7, p. 635— 638.
5.73. Ogata H., Sato S, Forced convection heat transfer to boiling helium in a tube. — Cryogenics, 1973, vol. 13, № 10, p. 610—61L
5.74. Ogaia H., Sato S. Measurements of forced convection heat transfer to supercritical helium. — Proceedings of Fourth International Conference. — Eindhoven: 1972, p. 295—300.
5.75. Ogata H. Kenmochi M., Sato S. Boiling heat transfer to liquid helium in long narrow channels. — Cryogenic Engineering (in Japanese), 1969, vol. 4, № 5, p. 219—225.
5.76. Wilson M. N. Heat transfer to boiling liquid helium in narrow vertical channels. — Liquid Helium Technology, I. I. R., Comm. I, Boulder, Colorado. 1966, p. 109—114.
Оглавление
Предисловие 3 Введение 5 Развитие криогенной техники в СССР
1 Воздухоразделительные установки 13 1.1. Области применения продуктов разделения воздуха 13 1.2. Воздухоразделительные установки для получения газообразных продуктов 16 1.3. Узел охлаждения воздухоразделительных установок низкого давления 19 1.4. Узел ректификации воздухоразделительных установок низкого давления 26 1.5. Баланс потерь в воздухоразделительных установках низкого давления 39 1.6. Защита от взрывов воздухоразделительных установок низкого давления 40 1.7. Воздухоразделительные установки для получения жидких продуктов разделения воздуха 41 1.8. Баланс потерь в воздухоразделительных установках для получения жидких продуктов 46
2 Криогенные хранилища 47 2.1. Общие замечания 47 2.2. Конструктивные особенности элементов криогенных хранилищ 48 2.3. Тепловая изоляция криогенного оборудования 54 2.4. НеустановивШиеся процессы в криогенных трубопроводах 58 2.5. Захолаживание криогенного оборудования 67 2.6. Охлаждение жидких криопродуктов 71 2.7. Процессы при длительном хранении криопродуктов 76
3 Криотермовакуумные установки 81 3.1. Введение 81 3.2. . Средства первой ступени форвакуумной откачки 83 3.3. Средства второй ступени форвакуумной откачки 85 3.4. Средства высоковакуумной откачки и поддержания рабочего вакуума в камере 111 3.5, Конденсация и отвод паров воды и легкоконденсируемых газов 121
Оглавление
271
3.6, Тепловая имитация космического про» странства 132
3.7. Газовыделение конструкционных материалов термовакуумных камер 142
4 Криогенное обеспечение сверхпроводящих устройств 145
5 Проектирование гелиевых систем 185
4.1. Общие соображения 145
4.2. Системы криогенного обеспечения термоядерной установки «Токамак-7» 147
4.3. Системы криогенного обеспечения термоядерной установки «Токамак-15» 154
4,4. Системы криогенного обеспечения погружных магнитных систем 168
4.5. Системы криогенного обеспечения
крупных МГД-генераторов 169
4.6. Системы криогенного обеспечения
сверхпроводящих линий электропередачи 176
5.1. Криогенные гелиевые системы! 185
5.2, Теплоотдача к гелию 208
5.3. Захолаживание сверхпроводящих устройств 218
5.4, Криостатирование погружных сверхпроводящих магнитных систем 220
5.5. Криостатирование циркуляционных магнитных систем 225
5.6. Токовводы сверхпроводящих устройств 239
5.7. Защита сверхпроводящих устройств при аварийной потере сверхпроводимости 242
5.8. Металлы и сплавы для криогенной техники 247
5.9, Полимерные материалы для криогенной техники 254
Литература 261
Виктор Петрович Беляков
^генная ТГтёхно-логия
Редактор Ю. М. Брошко
Редактор издательства С. К. Б р е ш и н
Художник Н. Т. Я р еш к о
Художественные редакторы А. А. Белоус,
В. А. Гозак-Хозак Технический редактор О. Д. Кузнецова Корректоры Л. С. Тимохова и М. Г. Гулина
ИБ № 3106
Сдано в набор 28.01.82. Подписано в печать 29.07.82.
Т-11169. Формат 70X100716 Бумага офсетная № 1.
Гарн. шрифта литературная. Печать офсетная
Усл. печ. л. 22,1. Усл. кр.-отт. 44,85. Уч.-изд. л. 22,77«
Тираж 5900 экз. Заказ 725. Цена 1 р. 90 к.
Энергоиздат, 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10
Московская типография № 4 Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли и------------- С. ДА