Автор: Комов А.Т.
Теги: общее машиностроение технология машиностроения пневмоэнергетика машины и инструменты холодильная техника холодильное оборудование энергетика ядерная физика ядерная энергетика термоядерный синтез вакуумные системы ядерные реакторы криогенные системы
ISBN: 5-7046-0905-8
Год: 2003
Текст
R.T.KOMOB
Вакуумные
u криогенные системы
термоядерных установок
и реакторов
учебное пособие для вузов
Допущено У МО по образованию в области энергетики и электротехники
в качестве учебного пособия для студентов высших учебных заведений,
обучающихся по специальности 073600 - «Техническая физика
термоядерных реакторов и плазменных установок» направления
651100- «Техническая физика»
Москва
ЛЖ Издательство МЭИ
2003
УДК 621.039.6:621.52(075.8)
ББК [22.333+31.77]я73
К 636
Подготовлено на кафедре общей физики и ядерного синтеза
Рецензенты: Директор ФГУП НИИ ВТ им. С.А. Векшинского,
доктор техн, наук, проф. В.Н. Кеменов,
доктор техн, наук, проф. С.Б. Нестеров
Комов А.Т.
К 636 Вакуумные и криогенные системы термоядерных установок
и реакторов: Учебное пособие. — М.: Издательство МЭИ, 2003.
— 256 с., ил.
ISBN 5-7046-0905-8
Приведены физические основы получения безмасляного вакуума, описаны
методы получения низких температур, представлена методика расчета и проекти-
рования вакуумных систем и криогенных вакуумных насосов, описаны вакуумные
и криогенные системы термоядерных установок.
Для студентов, обучающихся по специальностям 073600 «Техническая физика
термоядерных реакторов и плазменных установок» и 070200 «Техника и физика
низких температур»
УДК 621.039.6:621.52(075.8)
ББК [22.333+31.77)я73
ISBN 5-7046-0905-8
© Комов А.Т., 2003
ПРЕДИСЛОВИЕ
Стратегия развития управляемого термоядерного синтеза, имею-
щая своей целью практическое использование энергии синтеза лег-
ких ядер, предполагает сейчас три основных этапа развития:
— разработка и создание международного термоядерного экспе-
риментального реактора (ИТЭР);
— разработка концепции и реализация демонстрационного реактора;
— создание коммерческого энергетического реактора.
В настоящее время завершена разработка технического проекта
международного термоядерного экспериментального реактора, кото-
рый должен стать экспериментальной базой для создания проекта
демонстрационного реактора (ДЕМО).
Исследования в области управляемого термоядерного синтеза
придали мощный импульс развитию целого ряда существовавших
технологий и созданию новых: взаимодействию корпускулярных по-
токов и электромагнитного излучения с поверхностью, созданию
магнитных полей с магнитной индукцией до 10—12 Тл на базе
сверхпроводящих систем и др.
Важный этап в современном развитии вакуумной техники связан
с развертыванием исследований по термоядерной программе. Вы-
полнение этой программы потребовало поиска и создания высоко-
производительных средств и технологии получения высокого вакуу-
ма с безмасляным спектром остаточных газов. Разработка эффектив-
ных систем вакуумной откачки продукта термоядерного синтеза —
гелия, а также периферийной плазмы в разрядной камере представ-
ляет собой задачу весьма сложную и неординарную — откачка боль-
ших потоков трудноконденсируемых газов (гелия, водорода и его
изотопов). Все это потребовало создания вакуумных систем с бес-
прецедентно высоким уровнем быстроты откачки, достигающим
103—104 м3/с. При этом традиционные методы откачки либо из-за не-
достаточной быстроты действия, либо из-за сложности выделения
накопившегося радиоактивного трития не могут быть рекомендова-
ны для использования.
Для вакуумной откачки таких больших токамаков, как TFTR в
США, JET-60 в Англии, Т-15 в России, а также международного
термоядерного экспериментального реактора разработаны или раз-
рабатываются высокоэффективные системы криогенной вакуум-
ной откачки с криосорбцией на твердом адсорбенте или криослое
3
газового конденсата. Весьма перспективным представляются также
высоковакуумные системы с использованием механизма криозахвата.
В учебном пособии представлены: основы получения безмасля-
ного вакуума; методики расчета и проектирования высоковакуум-
ных систем, криогенных вакуумных насосов; описание вакуумных
систем некоторых экспериментальных термоядерных установок
и ИТЭР. В разд. IV в кратком изложении приведены основы крио-
генной техники, некоторые методы получения низких температур,
методика расчета криогенных установок. В разд. V дано описание
криогенных систем ряда экспериментальных термоядерных уста-
новок и ИТЭР.
Учебное пособие предназначено для студентов, обучающихся по
специальностям «Техническая физика термоядерных реакторов
и плазменных установок» и «Техника и физика низких температур».
Настоящее учебное пособие написано при поддержке
Инновационной программы сотрудничества Минобразования РФ и
Минатома РФ.
Автор приносит искреннюю признательность |А.Б. Грачеву), при-
нявшему участие в написании гл. 4, В.М. Кулыгину за содействие
и практическую помощь в подборе научно-технической информа-
ции, а также И.В. Авиловой, чей вклад в подготовку рукописи
трудно переоценить.
Автор примет с благодарностью замечания и пожелания по фор-
ме и содержанию этого учебного пособия, которые следует
направлять по адресу: 111250, г. Москва, Красноказарменная ул., 14,
Издательство МЭИ ТУ.
А.Т. Комов
Раздел I
ОСНОВЫ ВАКУУМНОЙ ТЕХНИКИ
Г л а в а 1
ФИЗИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В ВАКУУМЕ. ЯВЛЕНИЯ ПЕРЕНОСА
1.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Явления переноса возникают в случае неравномерного распределе-
ния по объему концентрации, импульса или энергии молекул газа.
Сущность процессов переноса — стремление системы достигнуть
равновесного состояния. Если система находится в неравновесном
состоянии, то предоставленная самой себе она будет постепенно
переходить к равновесному состоянию.
Время, в течение которого система достигает равновесного со-
стояния, называется временем релаксации.
К явлениям переноса в газе относятся диффузия, вязкость и теп-
лопроводность.
Диффузия (от латинского diffusio) — распространение, растека-
ние, взаимное проникновение соприкасающихся веществ друг в друга.
Часто диффузией называется процесс переноса молекулярной
концентрации. Она идет в направлении уменьшения концентрации
вещества и ведет к достижению его равномерного распределения
по занимаемому объему.
Диффузия возникает не только при наличии в среде градиента
концентрации, но и под действием градиента потенциала электриче-
ского поля. В последнем случае она называется электродиффузией.
Действие массовых полей (гравитационного, давления) вызывает
бародиффузию.
В неравномерно нагретой среде имеет место термодиффузия.
Вязкость (внутреннее трение) — свойство жидкостей или газов
оказывать сопротивление перемещению одной их части относитель-
но другой. Вязкость или внутреннее трение в газах обусловливается
переносом импульса молекул поперек направления движения слоев
газа, имеющих различные скорости.
Теплопроводность — процесс переноса кинетической энергии
молекул газа (так как силами взаимодействия молекул газа при низ-
ких давлениях, как и в случае идеального газа, можно пренебречь).
5
1.2. ПРИБЛИЖЕННОЕ ОБОБЩЕННОЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ
ЯВЛЕНИЙ ПЕРЕНОСА
Рассмотрим приближенное математическое описание, характер
зависимости явлений переноса от температуры и давления в области
низкого и высокого вакуума.
Опишем перенос между двумя параллельными плоскостями
(рис. 1.1) с координатами X] и х2 некоторого свойства А, где А —
некоторая переносимая величина, отнесенная к одной молекуле. Эти
величины в плоскостях с координатами
составляют соответственно А' и А". Здесь</>— средняя длина сво-
бодного пробега молекул.
Свойством А могут быть импульс, энергия, концентрация молеку-
лы и заряд иона.
Поток величины А через плоскость с координатой х будет равен
разности прямого и встречного потоков, п — концентрация молекул
газа, < v > — средняя скорость теплового движения молекул.
Все направления теплового движения молекул равновероятны.
Из статистической физики известно, что среднее расстояние вдоль
какого-либо направления (вдоль оси х), пробегаемое молекулами по-
сле последнего столкновения, равно 2/3< I >.
Далее будем полагать, что < I > достаточно мало1, поэтому свой-
ство А можно разложить в ряд Тейлора, ограничившись первым его
членом в виде
Рис. 1.1. Схема переноса свойства между
двумя параллельными плоскостями
( о >
А ( х ± у</> 1 = Л(х) ±
+ - (1 1)
- 3 Эх 17
Поток общего числа молекул
в направлении оси х через еди-
ничную площадку, перпендику-
лярную этой оси, в единицу
1 „
времени равен - n0< v >, здесь
п0 — равновесная концентра-
ция. Следовательно, для потока
1 Это допущение является строгим для континуума Газ при высоком вакууме нельзя
считать сплошной средой Однако, как показывают оценки, это предположение оказывается
вполне корректным и для низкого вакуума
6
свойства А через единичную площадку в единицу времени можно
записать:
— в отрицательном направлении
"o<v>
А(х) + ^<1>
дА(х)
дх ’
(1-2)
— в положительном направлении
.+
Ja =
1
4 по
А(х) - 2-<1>
дА(х)
(13)
При записи (1.2) и (1.3) полагаем, что градиент свойства Л колли-
неарен с положительным направлением оси х.
Следовательно, полный (суммарный) поток свойства А в направ-
лении оси х в плоскости с координатой х имеет вид
7 л =Га +Ja=~1 по<»><1> • (1.4)
Уравнение (1.4) представляет собой основное уравнение процес-
сов переноса молекулярного свойства Л (т.е. свойства Л, отнесенно-
го к одной молекуле) в обобщенном виде.
1.3. ДИФФУЗИЯ ГАЗОВ
Существует два вида диффузии — самодиффузия и взаимодиффузия.
Рассмотрим смесь двух газов, которые заполняют некоторый
объем V (рис. 1.2). При этом Nx и N2 — число молекул 1-го и 2-го
газов в объеме. Примем распределение концентраций п^х) и п2(х)
вдоль оси х неоднородным.
Будем рассматривать один из компонентов смеси газов, пх —
число его молекул в единице объема, т.е. концентрация молекул 1-го
газа, она является функцией координаты х: нДх).
Диффузионный поток J представляет собой разницу между чис-
лом молекул, проходящих за 1 с в положительном направлении оси
х через перпендикулярную ей единичную
площадку, и с числом молекул, проходя-
щих через эту же площадку в отрицатель-
ном направлении.
Очевидно, что в равновесном состоянии
оба газа должны равномерно распределять-
Nl N2
ся по объему («ю = ~, «20 ~ ~ — равно-
весные концентрации).
Рис. 1.2. Смесь двух газов
в объеме V
х
7
При неоднородном распределении концентрации молекул
в результате теплового движения, столкновений молекул начинается
выравнивание концентраций.
В данном случае переносимым молекулярным свойством являет-
ся концентрация молекул газа. Тогда в (1.4) А(х) = Н](х)/н10 и это вы-
ражение принимает вид
д«)(х)
дх ’
(1-5)
где D = 1/3 < v >< I > — коэффициент диффузии.
Физический смысл коэффициента диффузии. Коэффициент
диффузии численно равен результирующему потоку (числу молекул)
газа, проходящему через единичную площадку, перпендикулярную
направлению потока, в единицу времени при единичном градиенте
концентрации.
Уравнение (1.5) выведено при рассмотрении молекулярного меха-
низма диффузии. Исторически это уравнение было получено экспе-
. „ . _ Эп
риментально Фиком. Поэтому уравнение j = - D носит название
уравнения (закона) Фика, здесь
1йт [8RT 1
С учетом того, что <v>= /-----= /----, а </> = ——т—, можно
л] лц п
записать
р 1 1 /8АТ_ 2 1 [кт
2 \ лц 3 d^n ^л3ц’
здесь к — постоянная Больцмана; Т — температура; т0 — масса мо-
лекулы; R — универсальная газовая постоянная; ц — молярная мас-
са; <Уоо — диаметр молекулы.
1 Т
С учетом поправки Сезерленда в виде </> = -р—т— у;—т;, где С
1 + с
— постоянная Сезерленда, получим
(1-7)
3 d^n А/л3Ц 1 + с
8
Из анализа соотношения (1.7) следует:
1) D- р~\ Тш, w01/2;
2) уравнение (1.7) можно использовать для областей от нормаль-
ного давления до низкого вакуума и с большей погрешностью средне-
го вакуума. В области же высокого вакуума (р = 10~5—10~3 Па) сред-
няя длина свободного пробега молекул превышает характерный раз-
мер сосуда: молекулы от стенки к стенке пролетают без соударений.
В этом случае в уравнении для расчета D вместо </> используется
эффективный размер сосуда (вакуумной камеры) <7Эф:
d,<v>
D = .
С учетом приведенного выше зависимости коэффициента диффу-
зии от указанных параметров в различных областях давлений пред-
ставлены на рис. 1.3.
III
I— область высокого вакуума
(10~5-10“3 Па);
II — область среднего вакуума
(10-3—10~* Па),
III— область низкого вакуума
(>10-1Па)
р, Па
II
Рис. 1.3. Зависимости коэффициента диффузии от различных параметров:
а — D ~р б — D ~ ТУ2, в — D ~ rriQ2 , D ~ 10"5 м2/с при нормальных условиях
(р= 1 • 10s Па, Г= 273 К)
9
1.4. ПЕРЕНОС ТЕПЛА
Как известно, в общем случае теплообмен может происходить
за счет теплопроводности, конвекции и излучения. Последнее
актуально при наличии весьма заметной разности температур
поверхности и газа.
Теплопроводность1. В уравнении (1.4) в этом случае А= у кТ =
= <е>, где <Е> — средняя кинетическая энергия молекулы. Если Т =
= Т(х), то <Е> =/(х), aj = q, где q — плотность теплового потока.
С учетом того, что молярная теплоемкость си = у R можно записать,
д-Lfcp — -1.2L р- C-"L
A~2kl NA-2 N,1- Na-
Соотношение (1.4) в этом случае принимает вид:
1 СУ , дТ . дт
q= - — nn<v> — </> ч- = -А ч-,
3 ° N. дх дх
(1.8)
здесь
коэффициент теплопроводности
п "о ,
газа. Принимая во внимание, что — = v — число молей в единице
S V ,
объема, cv уд = —, a jav = р, получаем
х= | p<v><l>cv уд = ^nomo<v><l>cv уд. (1.9)
Уравнение (1.8) представляет собой хорошо известный, получен-
ный впервые эмпирическим путем, закон Фурье.
Проанализировав соотношение (1.9), получим следующее:
1) поскольку произведение п0 < / > не зависит от давления (и0 ~ р,
а < I > ~ \/р), а также < v > ~ Jr и не зависит от р, то и X Ф ftp);
2) X ~ Tf, Х~ т^2.
При уменьшении давления в системе увеличивается < I >. При
высоком вакууме молекулы преимущественно сталкиваются лишь со
стенками сосуда (свободномолекулярный режим течения). Рассмат-
1 При теплопроводности перенос энергии осуществляется в результате непосредствен-
ной передачи ее от частиц (молекул, атомов, электронов), обладающих большей энергией,
к частицам с меньшей энергией
10
риваемая выше картина переноса энер-
гии за счет теплопроводности для сплош-
ной среды перестает быть действитель-
ной. Молекулы по прямым линиям летят
от стенки к стенке. При столкновениях
со стенкой они обмениваются энергией,
при этом происходит перенос энергии
от теплой стенки к холодной. Поэтому
правильнее в этом случае говорить не о
теплопроводности газа, а о передаче теп-
лоты через газ, поскольку никакого гради- Рис. 1.4. Зависимость тепло-
ента температуры в нем нет. проводности от давления
В области высокого вакуума (рис. 1.4)
коэффициент теплопроводности уменьшается до сколь угодно малых
значений при неограниченном уменьшении давления:
А 1 С1> ,
х= 3
Конвективный теплообмен. Интенсивность конвективного теп-
лообмена рассчитывается по уравнению Ньютона—Рихмана:
Я = “(fc - U’
где [<?] = Вт/м2, [а] = Вт/(м2 • К).
В области низкого вакуума расчет коэффициента теплоотдачи
ведется по известным формулам для сплошной среды.
В области среднего вакуума с точки зрения теплообмена среда
не может рассматриваться как сплошная. Но это и не свободномоле-
кулярный поток.
При таком течении существуют скачки температуры и скорости
на стенке. Это так называемое течение со скольжением. Коэффици-
ент теплоотдачи в первом приближении может быть получен введе-
нием поправки в конвективный теплообмен для сплошной среды
при том же значении числа Рейнольдса:
1 1 1 5ск D п , п
а = ----Е- ИЛИ — = — + -т- , ИЛИ К = Лп +
J_ \_К а а0 X °
а0+ X
здесь а0 — коэффициент теплоотдачи при конвективном теплообме-
не сплошной среды; 5СК — толщина пристенного слоя, в котором
имеется скольжение; X — теплопроводность газа; R — термическое
сопротивление.
11
_ г0 Таким образом, термическое сопротив-
— ление слоя разреженного газа можно пред-
ставить как величину, зависящую от двух
т (___________________параметров:
}лгск 1) термического сопротивления тепло-
/ отдачи плотного газа /?0;
У
с 2) условного сопротивления /?ск, вы-
званного температурным скачком на стенке.
0 х Скачок температуры на стенке
Рис. 1.5. Скачок температу- (рис. 1.5) объясняется тем, что время пре-
ры на стейке бывания молекулы разреженного газа
на стенке недостаточно для того, чтобы
произошел полный обмен энергией между молекулой и поверхно-
стью. Молекулы вылетают с поверхности с энергией, отличной
от энергии, соответствующей температуре стенки. Но ввиду отсутст-
вия выравнивающего действия столкновений молекул в пристенном
слое температура разреженного газа может существенно отличаться
от температуры поверхности.
В области высокого вакуума конвективный теплообмен не суще-
ствует из-за отсутствия пограничного слоя.
1.5. ВЯЗКОСТЬ
Рис. 1.6. Распределение ско-
рости потока в пристенном
Вязкость (внутреннее трение в газах) обусловливается переносом
импульса поперек направления движения слоев газа, имеющих раз-
личные скорости (рис. 1.6).
В результате теплового движения молекулы перелетают из одно-
го слоя в другой, перенося при этом свой импульс тои упорядочен-
ного движения. В результате взаимного обмена «быстрых» молекул
на менее «быстрые» слои с большей скоростью замедляются, а с
меньшей — ускоряются.
В этом и состоит механизм возникно-
вения силы внутреннего трения между
слоями газа, движущимися с различными
скоростями.
Сила трения F, отнесенная к площади
«трущихся» поверхностей газа, равна,
очевидно, потоку импульса упорядочен-
ного движения в направлении, перпенди-
кулярном скорости:
_ F.
7mo“-T“ 5
слое
12
В данном случае А = тои, и тогда (1.4) принимает вид
1 , ди ди ,, ,
JmoU^^--nomo<v><l>Tx= -Пэ;. (1.10)
Соотношение (1.10) представляет собой закон трения Ньютона,
который был получен экспериментально. Здесь Г] = у п0<и><1> т0 =
= у р<о></> — динамическая вязкость, Па • с.
Знак «минус» показывает, что сила трения, действующая на более
быстрый слой (dU > 0, Эх > 0), направлена против вектора скорости.
Впервые выражение для т| было получено Максвеллом в 1860 г.
Из анализа соотношения (1.10) можно записать следующее:
1) поскольку п0 ~ р, а < I > ~ \!р, то т| Ф ftp)',
2) т] ~ -Л’;
3) с учетом поправки Сезерленда
1 . . Т 1 [йт то Т
T] = Т «0<и></> то = 3 по —---------;— 7Т” =
3 Т+с 3 ^7tm0 J27td^,no Т+с
= 2 mo 1
-% ,2 л/ -тгЗ Т+с'
4) в условиях высокого вакуума (р < 10-3 Па) механизм трения
совершенно иной по сравнению со сплошной средой. В этих услови-
ях (</> > <УЭф) отсутствуют слои газа, которые движутся поступатель-
но друг относительно друга. Обмен импульсами молекул этих слоев
и приводит к возникновению сил внутреннего трения.
В условиях высокого вакуума молекула, получив импульс упоря-
доченного движения от движущейся стенки, достигает неподвиж-
ной стенки без столкновения с другими молекулами и передает
ей этот импульс.
Суммарный импульс молекулы, переданный поверхности в еди-
ницу времени, равен силе трения.
Таким образом, сила трения между движущимися поверхностями
в вакууме имеется. Однако физический ее смысл совершенно иной,
чем в условиях сплошной среды.
Если две поверхности, каждая из которых имеет площадь S, дви-
жутся с относительной скоростью и, расположены эквидистантно
13
Рис. 1.7. Зависимость динамической
вязкости от давления
на расстоянии d друг от друга, то
сила трения между ними определя-
ется по уравнению
и
при этом т = т] —, следовательно
Динамическая вязкость в этом
случае имеет вид
т] = - р < v > ^эф.
Зависимость динамической вязкости от давления представлена
на рис. 1.7.
Глава 2
ТЕЧЕНИЕ ГАЗА В ВАКУУМЕ
2.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В неподвижном газе все частицы (атомы, молекулы) находятся
в постоянном хаотическом тепловом движении. Феноменологиче-
ские свойства газа (давление, плотность, температура, удельная
теплоемкость и др.) можно описать, если известна функция распре-
деления скоростей частиц. Для неподвижного газа это функция
распределения Максвелла.
Если в сосуде создается перепад давления, возникает направлен-
ное движение газа. При этом распределение Максвелла нарушается.
В зависимости от заданных условий (давления, геометрических
характеристик, скорости течения, вязкости) существуют различные
режимы течения. Характеристикой течения газа в вакууме может
служить число Кнудсена:
Кп = < I >11,
здесь < I > — средняя длина свободного пробега молекул; / — харак-
терный размер канала.
Различают три режима течения газа в вакууме в зависимости
от числа Кнудсена:
1) Кп <1 • 10~2 — вязкостное течение, соударения между моле-
кулами происходят более часто, чем столкновения их со стенками
канала. Характеристики течения определяются в основном межмо-
лекулярными столкновениями. Газ рассматривается как сплошная
вязкая среда. Такое течение описывается обычными гидродинамиче-
скими уравнениями;
2) Кп >1—1,5 — молекулярное течение, длина свободного про-
бега молекул превышает характерный размер канала. Характеристи-
ки течения газа определяются столкновениями молекул со стенками.
Анализ течения в этом случае представляет собой прежде всего гео-
метрическую задачу нахождения ограничивающего влияния стенок
на свободное движение молекул;
3) 10-2< Кп < 1—1,5 — молекулярно-вязкостное течение. Харак-
теристику течения определяют оба типа соударений. Молекулярно-
вязкостное течение трудно анализировать теоретически. При расчете
пользуются полуэмпирическими соотношениями.
15
На практике удобно оценивать характер течения воздуха по
следующей схеме:
1р > 500 — течение вязкостное;
1р < 5 — течение молекулярное;
5 < 1р < 500 — течение молекулярно-вязкостное,
здесь I — характерный размер канала, см; р — давление, Па.
2.2. ВЯЗКОСТНЫЙ РЕЖИМ ТЕЧЕНИЯ
Вязкостное течение хорошо изучено в механике сплошных сред.
wd
Длинная труба. Полагаем, что Re = — < 2000, при этом суще-
I />И , 1 II 1Р2 1
W 1 1
i 2Х 1 ' i
1 1 ! / .1
I II
(2.1)
ствует ламинарный поток.
Уравнение Пуазейля запишем в виде
~ пВ? Р1 + Р\ . .
здесь Q — поток газа.
Отсюда для проводимости канала U в вяз-
костном режиме течения получаем выражение
лУ ^2 + Р1
U~ 8т]/ 2
(2.2)
Для длинной трубы I > 1е = 0,22сЖ.е, где /е — длина, на которой
устанавливается сформировавшийся профиль скорости (стационар-
ное течение).
Диафрагма (отверстие). Обычно под диафрагмой понимают
отверстие в тонкой и бесконечно большой стенке (3 « jFmB, FmB «
« FCT). Это так называемая идеальная диафрагма. Полагаем, что
D
истечение газа из отверстия мож-
но считать адиабатным: 8Q = 0.
Согласно теореме об измене-
нии кинетической энергии (А£к =
= 2И)
P\V\ Г.
—=гт['-И Г <а)
где т — массовый поток,
т = Р^отв! (б)
pV= - RT.
(в)
16
Из соотношений (а)—(в) следует выражение для проводимости
отверстия:
^отв
Q
Р1-Р2
У RTl
2 -4 —
у-1 ц
Y-
Л Р2\ У
J
P_2V ^Лтв
Pl) Pl~P2'
(23)
Чаще имеет место случай Fma ~ Fcr.
Тогда
U = U ----------5-----
ОТВ И ОТВ 1 _ р / р ’
отв ст
(2-4)
где (7И0ТВ— проводимость идеальной диафрагмы, которая рассчиты-
вается по (2.3).
Короткая труба (/ < /е). Для короткой трубы можно использовать
соотношение
1______1 1
и ~ и + U ’
к.тр дл тр отв
где UK t/дл.тр — проводимости короткой и длинной труб; [7ОТВ
проводимость отверстия.
(2.5)
2.3. МОЛЕКУЛЯРНЫЙ РЕЖИМ ТЕЧЕНИЯ
Теоретический анализ молекулярного режима течения в длинной
трубе переменного сечения впервые выполнил в 1909 г. Кнудсен.
Длинная труба (J~F « Г). Для этого случая
0=7/^"^-^’ (2.6)
Л*)
здесь / — длина трубы; А(х) — площадь поперечного сечения трубы,
переменного по х; П(х) — периметр трубы; исркв — средняя квадра-
тичная скорость теплового движения молекул.
При П(х) = const, Л(х) = const с учетом dr = 4АУП получим
Q= 7^ср.кв^7(^1-Л)- (2.7)
Из (2.6) следует, что
U= 4 (2.8)
Гп« л
17
а для П(х) = const, А(х) = const
1 dr
U=jvcpKBA~. (2.9)
При оценочных расчетах проводимости трубы при течении возду-
ха можно рекомендовать формулу Ярвуда:
здесь dal, см; а = 100 см/с; U, л/с.
Смолуховский, использовав косинусный закон отражения, полу-
чил более точное уравнение для проводимости длинной трубы:
16 /
+ л/2 л
Jdn J p2cos ос doc • (pj-/22)>
п - Я/2
(2.Ю)
где р — хорда поперечного сечения канала; а — угол между хордой
и нормалью к элементу периметра 6П в точке пересечения хорды с ним.
Соотношения (2.6)—(2.10) тем точнее, чем ближе состояние раз-
реженного газа к равновесному, а поля скоростей и концентраций
к изотропным.
Рнс. 2.1. Схема течения газа в канале пере-
менного сечения
Выведем соотношение
Кнудсена. Теоретически про-
анализируем молекулярный
режим течения в длинной
трубе переменных площади
сечения А(х) и периметра
П(х).
В трубе имеет место пере-
пад давления (рис. 2.1), сле-
довательно, существует и гра-
диент концентрации. Послед-
нее является причиной воз-
никновения концентрацион-
ной диффузии.
Рассмотрим стационар-
ный режим течения. На мыс-
ленно выделенный объем
газа между сечениями с
координатами х и х + dx дей-
ствует обобщенная сила дав-
ления dT’i(x) = dpA(x) и сила
трения dFTp.
Поскольку рассматривается
стационарное течение, для
18
которого главный вектор всех сил, действующих на объем газа,
равен нулю, то сила взаимодействия молекул газа со стенкой урав-
новешивается обобщенной силой давления: dFTp = dpA(x).
Согласно второму закону Ньютона для указанного объема газа
можно записать
dP = dFrp(x) dr,
*>
где dP— изменение импульса молекул, сталкивающихся со стенка-
ми за время dr.
Результирующая скорость молекул складывается из скорости теп-
лового движения, для которого все направления равновероятны,
и скорости упорядоченного движения ип- В условиях свободномоле-
кулярного течения вследствие практического отсутствия межмоле-
кулярного столкновения скорости теплового движения молекул при-
I3RT
нимаются равными средней квадратичной скорости: исркв = /----
У ц
Тогда результирующая скорость молекул: v = исркв + wn. При этом
суммарный импульс N молекул перед столкновениями со стенкой
составляет:
n -> N -> 'v ->
^z>1 = £(иср.кв,/ + Wn)w0 = £w0Mn, так как £w0VcpKB , = 0 •
i i i
Отражение молекул после столкновения имеет диффузный харак-
-> ->
тер, и поэтому Рх 2 = J^P. = 0. Тогда, очевидно, что вектор измене-
1
ния импульса молекул dP = Рг - Р1 при столкновении со стенкой на
участке dx направлен в сторону, противоположную вектору Pi, и,
следовательно, навстречу вектору упорядоченного движения потока.
Модуль его
dP s dPx = -Nqn(x)dxdlmoun,
где N4 = wCp.Ki/4 — число молекул, сталкивающихся с единичной
поверхностью в единицу времени; п — концентрация молекул газа.
Таким образом, с учетом последнего можно записать, что
"UCD КВ
—-—П(х) dx dr wown = dFTpdr. (2.11)
19
После замены силы трения на обобщенную силу (2.11) прини-
мает вид
кв
—-—П(х) dx тоип = -dp А(х), (2.12)
здесь знак «минус» в правой части обусловлен тем, что dp < 0.
Умножим правую и левую части (2.12) на А(х). С учетом того,
что объемный расход газа И(х) = «,/Цх), а поток газа Q = pV = const,
получим
—П(х)?и0 V dx = -dp А2(х) ,
но р = пкТ, следовательно, после умножения левой и правой частей
на кТ будем иметь
n(x)m02dx = -djPJ2(x)Z:7’. (2.13)
Проинтегрируем (2.13) по длине трубы:
/ Р\
JdA
А (х) ^О^сркв
Р2
_ КТ иср кв
С учетом того, что — = —-— , можно записать
"’о 3
/ Р\
ef -y^-dx= | ucpKBf dp = vcpKBG’1-/?2)-
о A P2
Отсюда
Q = (2.14)
№dx
0^ (x)
следовательно,
U= | , UcpKB . (2.15)
Щ dx
20
Для цилиндрической трубы (Л = const, П = const) соотношения
4д
(2.14) и (2.15) с учетом dr = упрощаются, а именно
Q 3 исркв^ I Ар,
тт 1 , dT
U= J исрквЛ -
(2.16)
(2.17)
II . • Pl + Cl . Т . • "2
Отверстие (/ « d). В рассматриваемом выше случае (JF « Г)
предполагалось очень большое число соударений молекул со стенка-
ми трубы. Другая крайняя ситуация — в
отверстиях такие соударения полностью
отсутствуют (7^ «О-
Рассмотрим сосуд, содержащий газ при
низком давлении р2 и при постоянной тем-
пературе. Пусть в стенке имеется малое
отверстие, через которое газ может проникать в другой сосуд с тем
же газом при давлении р\ и при той же температуре. Пусть р} > р2,
тогда
dN 1 / Ч
4 <и>Т?отв(«1-«2),
d.V .
где — — результирующее число молекул, проходящих в 1 с через от-
верстие; Fma — площадь отверстия; п{ и п2 — концентрации молекул.
Но по определению
_ dP , ^d.V
О = р — = кТ — .
dt dt
Откуда
(?отв
1 17 / \
4 ^ср кв^отвО?! Р1) ’
(2.18)
отв
1
— v F
4 ср кв отв
(2.19)
Полученные соотношения (2.18), (2.19) хорошо аппроксимируют
экспериментальные данные при < I >, превышающих <70тв в 10
и более раз, и при толщине стенки исчезающе малой.
21
Выражение (2.19) получено в предположении, что Л/7ГОТВ много
меньше площади сечения сосуда. В противном случае вводится
поправка
TJ = __! TJ
эф г отв ’
. отв
F
где F — площадь сечения сосуда или трубы, в диафрагме которой
выполнено отверстие.
Короткие трубы Уравнения (2.6)—(2.9) дают тем боль-
/
шую погрешность, чем меньше относительная длина —.
JF
1. Для цилиндрических коротких труб произвольного сечения
рекомендуется следующее приближенное уравнение:
!'.,= —ИГ17™' <2'20’
'*-67'
Уравнение (2.20) для труб большей длины (//Jr > 10) принимает вид
тг_ 1 77 - £ и<:Ркв _ > р
3 П , °™ 3 П , 3 СРКВ I
1 + 77 Т 1
16 г р2
Погрешность расчетов по данному уравнению не превышает 5 %.
При I —> 0 из (2.20) следует, что U = U0TB.
2. Для приближенных расчетов проводимостей коротких труб ис-
пользуется также уравнение
й =и~ + й ’ (2-21)
ктр отв длтр
которое дает несколько завышенные результаты.
Хорошую корреляцию с экспериментом дает уравнение Дэшмана
(рис. 2.2):
U = kU = kF U<:p кв
^ктр ЛСОТВ 4 ’
, 1
здесь к = ---j-y .
22
Рис. 2.2. Относительная погреш-
ность расчета проводимости корот-
кой трубы
В литературе приводятся эмпирические сведения по к для различ-
ных UdT, значения £ также можно находить по графику (рис. 2.3).
2.4. МОЛЕКУЛЯРНО-ВЯЗКОСТНЫЙ РЕЖИМ ТЕЧЕНИЯ
Расчет проводимостей элементов вакуумной системы при моле-
кулярно-вязкостном режиме выполняется по эмпирическим соотно-
шениям типа
UMB-UM(b + UB/UM-), (2.22)
здесь b — эмпирическая константа,
id ПГ
ь= "г, Мят (223)
Эмпирическая константа изменяется от 0,8 на границе молеку-
лярного режима до 1,0 на границе вязкостного режима течения.
Качественная зависимость проводимости канала от давления
приведена на рис. 2.4.
При расчетах проводимости трубопроводов с поворотом потока
на 90° для определения /эф используется эмпирическое уравнение
/эф = 10 + 1,33 di, (2.24)
здесь Zo — длина трубопровода; d — его диаметр; i — число поворотов.
Для трубы с изгибом (рис. 2.5) применяется соотношение А/ =
- 2,6 d —, с помощью которого учитывается некоторое увеличение
1 оО
23
Рис. 2.4. Зависимость проводи- Рис. 2.5. Труба с изгибом
мости канала от давления
эффективной длины трубопровода, приводящее к уменьшению
ее проводимости. Такой же подход существует и при учете влияния
на проводимость вакуумных клапанов при вязкостном и молекуляр-
но-вязкостном режимах течения.
2.5. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ПРОВОДИМОСТИ
Пропускная способность охлаждаемых ловушек. В вакуумной
технике весьма существенным является определение проводимости
ловушек, охлаждаемых жидким азотом.
Ловушка (рис. 2.6) имеет следующие размеры: I — длина кольце-
вого зазора; d} — наружный диаметр внутреннего цилиндра; d2 —
внутренний диаметр наружного цилиндра.
Рис. 2.6. Схема охлаждаемой
ловушки
24
Рис. 2.7. Характеристики ловушек
Для кольцевого зазора проводимость определяется как:
1 <1)> О 9
^к3= J — n(d22-d2x)(d2-d}). (2.25)
Важной задачей при конструировании ловушек является отыска-
ние оптимального отношения dx/d2.
Анализ уравнения для проводимости показывает (рис. 2.7), что
оптимальными по конструкции являются ловушки с dx/d2 = 0,62—0,70
и I > 5d2.
При расчете проводимости ловушки можно учесть и проводи-
мость выходного отверстия:
1 1 1
2.6. РАСЧЕТ ВРЕМЕНИ ОТКАЧКИ
Процесс откачки подразумевает удаление некоторой массы газа
из вакуумированного сосуда. Для потока газа через произвольное
сечение можно записать
dV,
Q^P.S^p^, (2.26)
где — объем газа, проходящего через i-е сечение в единицу вре-
мени; St — быстрота откачки в этом сечении.
Выражение (2.26) справедливо для стационарного режима откач-
ки, когда давление р, в каждом сечении является постоянным.
Для нестационарного режима откачки (р, = var) уравнение (2.26)
следует записывать в виде
d(p/,)
Для камеры объемом VK, из которой производится откачка, можно
записать уравнение Менделеева—Клапейрона:
pV = — RT
г к ц
здесь р — давление в камере; Кк — объем камеры; т — масса газа
в камере; ц — молярная масса газа, ц = const; Т — температура газа
(принимаем Т = const).
Продифференцируем по времени последнее уравнение:
d<PrK) RT dm „ dp RT dm ,
—з— =-------г-, отсюда К. — =--------— , dm = mnnd V ,
dt ц dt ’ K dt ц dt ’ u
где dK' — объем газа, прошедшего за время dt через сечение на
выходе из камеры; dm = m(t + dt) - mt — убыль газа в камере; п —
25
концентрация молекул при давлении р\ т0 — масса молекул. Знак
«минус» в правой части объясняется тем, что dm < 0.
гг - г/ dp КТ dP dP
После преобразовании имеем V, — = - — тпп —, но — = . —
t r к dr ц и dr dr ЭФ
эффективная быстрота действия1, тогда VK m^nS^ . Уч-
р . dp RT р
тем, что п = при этом Кк — = m()—S3$, откуда получаем
Кк = - />5Эф . Проинтегрировав последнее соотношение, запишем
общее выражение для времени откачки:
— <2.27)
Р\
При этом надо иметь в виду, что эффективная быстрота откачки
в общем случае зависит от давления:
о о , ^нат+ бгаз
15 эф ~ “ р ’
где кн — коэффициент использования насоса; 2нат, бгаз — потоки
натекания газа через неплотности и газовыделения стенками; 5Н —
быстрота действия насоса.
Рассмотрим частные случаи.
1. Молекулярный режим течения: U = const, бНат = бгаз = 0>
следовательно, 53(J) = const, тогда
Р\
/=ГТ1П7- (2’28)
2. Вязкостный режим течения: SH = const; бнат = бгаз = 0; =
= Ср, где С — коэффициент пропорциональности (постоянная вели-
PkW+Ph
чина в (2.2); р = ----, здесь pK(t) — давление в откачиваемом
объеме газа в момент времени Г; рн — давление на входе в насос.
Интегрируя (2.27), получаем расчетное соотношение для времени
откачки:
! Быстротой откачки (эффективной быстротой действия) насоса называется объем газа, по-
ступающего в единицу времени из камеры в соединительный трубопровод при давлении на вы-
ходе из камеры
26
(2.29)
3. Молекулярно-вязкостный режим. При расчете времени откач-
ки в молекулярно-вязкостном режиме для проводимости использует-
ся соотношение (2.22) и основное уравнение вакуумной техники:
''к
In—-И [__________= — In — — И f-------
Р2 к J (bU„ + UB)p SH Ш Р2 к J (Ьим + Ср)р-
Pl Pl
Второй интеграл правой части соотношения имеет следующий вид:
Р2 Р2 Р2 Р2 Р2
f dp _ Г A dp _ г Bdp _ г dp _ г Cdp
J (bUu + Cp)p~ J р J bUM + Cp~ J bUMp J bUu(bUM + Cp)
Pl P\ Pi Pi Pi
1 . ^2 1 bU* + CP2
bu. Pl ьиы[пьиы + Срх-
Таким образом, получаем
Pl гк Pl ИК ьи +Ср2
Л 1 1 Л К । IV1 X
t = 7Г 1П — + грг- 1П — + трг 1П ... ", „
Sh Р2 blJK Р2 bUM bUM + CPl
(2.30)
Расчет времени откачки влажного воздуха. Согласно проведен-
ным исследованиям времена откачки влажного и сухого воздуха
в области давления 105—10° Па практически совпадают. Заметное
влияние адсорбированных паров воды проявляется в области давле-
ния ниже 10° Па. А при давлении р < 10-3 Па время откачки уже
практически полностью определяется десорбционным газовыделе-
нием [2].
Для расчета времени откачки непрогреваемой вакуумной камеры,
объемом 7К с площадью поверхности FK, содержащей смесь сухого
воздуха и паров воды (влажный воздух), полагая Т = const, записы-
ваем два уравнения:
Pi VK = const; p2VK + aFK = const,
гдеPi,p2 — парциальные давления воздуха и водяного пара соответ-
ственно, Па; а — количество паров воды, адсорбированное на еди-
ничной поверхности камеры, м3 • Па/м2.
27
Для расчета времени откачки сухого воздуха используется соотно-
шение (2.28), а времени откачки паров воды в области парциального
давления от />2н до р2к в [2] рекомендуется следующее уравнение:
' 1 1 ~
„I „I
2н 2к
(231)
где К = 0,0185; п = 2,9.
Уравнения (2.28), (2.31) позволяют по заданному времени откач-
ки определять конечное давление смеси воздуха и водяного пара.
Графоаналитический метод расчета времени откачки. В слу-
чае, если величинами 2нат, (2Газ пренебречь нельзя, оказывается
удобным графоаналитический метод расчета времени откачки
(рис. 2.8), суть которого заключается в следующем.
1. Строятся графики эффективной быстроты откачки вакуумны-
ми насосами 5эф ( = ftp) и быстроты газовыделения и газонатеканий
SQ~ Р
, где Q — поток, поступающий в камеру при давлении р.
2. Весь диапазон давлений от атмосферного р.л = р} до рабочего
разбивается на несколько участков. Для каждого из них определяет-
ся среднее значение эффективной быстроты откачки:
с _ ^эф1~5б,|) + (5эф(;+1) Sg(/+1))
Ширина участка выбирается такой, чтобы в его пределах эффек-
тивную быстроту откачки и быстроту натеканий можно было счи-
тать постоянными.
3. Рассчитывается время откачки по формуле
п
1 . Pl 1 , рп
+ ... + — In ------- + ... + — In --------
S, Pl+i S„ Pn+1
Рис. 2.8. К графоаналитическому
методу расчета времени откачки
Глава 3
ПРИНЦИПЫ ВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ.
МОЛЕКУЛЯРНАЯ ОТКАЧКА
3.1. ПРИНЦИПЫ ВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ.
КЛАССИФИКАЦИЯ ВАКУУМНЫХ НАСОСОВ
Действие всех вакуумных насосов основано на применении одно-
го из двух принципов.
I. Понижение давления в вакуумной камере достигается за счет
удаления газа из нее. В насосах этого типа общее количество газа
в откачиваемом объеме уменьшается перемещением порции газа
за счет приложения силы. Откачиваемый газ перемещается в некото-
рую часть системы, откуда выталкивается каким-либо способом.
2. Давление в камере снижается путем связывания газа в процес-
се химической реакции, физической адсорбции или конденсации.
В первом случае перемещение газа осуществляется каким-либо
рабочим органом — движущимися поршнем, поверхностью или
струей жидкости, имеющей высокую скорость.
Во втором случае поглощение газа достигается: а) регулируемым
введением химически активных или с высокой пористостью
веществ; б) конденсацией газа на поверхности, имеющей температу-
ру ниже температуры насыщения газа.
Как известно, в областях высокого и сверхвысокого вакуума име-
ет место режим молекулярного течения. При этом не происходит
взаимных столкновений молекул друг с другом. Газ уже нельзя отка-
чивать непрерывной струей, необходимо перемещать каждую моле-
кулу в отдельности. При применении механических высоковакуум-
ных насосов молекула газа, сталкиваясь с движущейся с высокой
скоростью поверхностью, получает импульс в направлении движе-
ния поверхности, за счет чего молекулы откачиваемого газа переме-
щаются в область более высокого давления.
В пароструйных (диффузионных) насосах молекулы получают
импульс преимущественного направления в результате столкнове-
ния с движущимися с высокой скоростью и в определенном направ-
лении молекулами струи пара.
По уровню давления, создаваемого в откачиваемой системе, все
вакуумные насосы делятся на форвакуумные и высоковакуумные.
Условием, необходимым для обеспечения работы всех высоковаку-
умных насосов, является предварительная откачка форвакуумным
насосом. Уровень давления после предварительной откачки зависит
29
от принципа работы высоковакуумных насосов и обычно находится
в пределах 10-1 — 102 Па.
При выборе форвакуумного насоса следует исходить из двух кри-
териев:
— необходимого уровня предварительного разрежения высокова-
куумного насоса;
— подачи (производительности) высоковакуумного насоса.
Все многообразие существующих вакуумных насосов условно
можно классифицировать по уровню давления (рис. 3.1) и по прин-
ципу действия (рис. 3.2).
Принимая во внимание, что в термоядерных реакторах, как будет
показано в разд. III, может быть использована только безмасляная
откачка, далее будем рассматривать только вакуумные насосы, соз-
дающие безмасляный спектр остаточных газов.
Рис. 3.1. Классификация вакуумных насосов по уровню давления
Рис. 3.2. Классификация вакуумных насосов по принципу действия
30
3.2. ОСНОВЫ МОЛЕКУЛЯРНОЙ ОТКАЧКИ
Молекулярной откачкой называется процесс удаления газа из
вакуумной системы за счет взаимодействия молекул газа с движу-
щимися поверхностями. Создание молекулярного насоса Геде явля-
ется несомненно выдающимся успехом в конструировании насосов
для получения высокого вакуума. В молекулярном насосе Геде газ
переносится из откачиваемого сосуда в область предварительного
разрежения цилиндром, вращающимся с высокой скоростью внутри
герметически закрытого корпуса. В этом насосе нет механической
преграды между высоким и низким вакуумом.
Схема действия молекулярного насоса Геде, с помощью которого
еще в 1912 г. был получен вакуум порядка 10~5 Па, изображена
на рис. 3.3.
Цилиндр А вращается внутри герметического корпуса В и перено-
сит газ из отверстия п к отверстию т, вследствие чего возникает раз-
ность давлений в U-образном манометре М. В корпусе В насоса меж-
ду входным т и выходным п отверстиями имеется паз П, тогда как
на всех других участках цилиндр А и корпус В почти плотно приле-
гают друг к другу. Для создания молекулярного насоса с высокой
подачей необходимо было обеспечить большую скорость вращения.
Решение этой проблемы связано с серьезными техническими труд-
ностями. Поэтому в течение длительного времени этот насос пред-
ставлял лишь академический интерес.
Принцип действия молекулярного насоса
заключается в следующем. Молекулы, посту-
пающие через впускной патрубок, ударяются
о поверхность цилиндра, вращающегося в на-
правлении, указанном стрелкой. В результате
столкновений на тепловые скорости молекул
накладываются импульсы в направлении вра-
щения цилиндра. В зазоре между ротором
и статором молекулы увлекаются цилиндром,
и, поскольку быстрота откачки превышает ско-
рость противодиффузии через зазор, создается
перепад давления и осуществляется процесс
откачки.
Существуют две принципиальные схемы
молекулярной откачки, которые используют-
ся сейчас в реальных конструкциях насосов.
I. В первой схеме по существу откачка
производится через канал, одна из стенок
КОТОРОГО ДВИЖеТСЯ ОТНОСИТеЛЬНО ОСТаЛЬНЫХ Рнс. 3.3. Схема действия
со скоростью пр и параллельна оси канала, молекулярного насоса Геде
31
Молекулы газа в процессе теплового движения соударяются с дви-
„ , [RT ч
жущеися стенкой (ир « ) и получают дополнительный импульс
в направлении "иР. Так как скорость движения стенки "иР примерно
равна скорости теплового движения молекул нт, а характерный раз-
мер канала значительно меньше, чем < I >, то в итоге все молекулы
начинают перемещаться в преимущественном направлении — в на-
правлении движения стенки, т.е. в сторону насоса предварительной
откачки. При этом создается перепад давлений.
Быстрота откачки, которая может быть получена из геометриче-
ских соображений, определяется соотношением
^г = Гм^Р. О-1)
а максимальная быстрота откачки с учетом проводимости входного
отверстия канала UK имеет вид
5тах“ 5г+С/к’
Здесь FK — площадь поперечного сечения канала; ум — доля мо-
лекул, скорости которых увеличиваются при соударениях с подвиж-
ной стенкой, т.е. фактически доля молекул, столкнувшихся с под-
вижной стенкой. Если полагать, что частота столкновений со всеми
стенками одинакова, то
Ум=Г7Т> (3-3)
л S
здесь Ьл, LH — длины движущейся и неподвижной частей периметра
канала. Для прямоугольного канала, изображенного на рис. 3.4,
_ а
Ym“ 2а + 2Ь'
Понятно, что реальная быстрота действия молекулярного насоса
вследствие имеющего место обратного потока меньше максимально
возможной, рассчитанной по уравнению (3.1).
Уравнение для стационарного потока газа с учетом обратного
диффузионного потока имеет вид
Q = бп - бобр = SmaxPl - UK(p2 -
здесь Qn, Qo6p — прямой и обратный потоки откачиваемого газа
соответственно; — UK проводимость канала.
32
Рис. 3.4. Молекулярная откачка с одной движущейся стенкой канала
В тоже время Q = SHp{, тогда SHp\ = Smax/>! - UK(p2 -Р\), отсюда
(Р2
5н = Smax - UK - - 1 . (3.4)
По соотношению (3.4) определяется быстрота действия молеку-
лярного насоса, работающего по первой схеме. Ниже приведем ана-
лиз этого соотношения.
1. Поскольку проводимость канала при молекулярном режиме
течения пропорциональна Т1/2, очевидно, что согласно (3.4) с ростом
температуры откачиваемого газа обратный поток возрастает. Это
обстоятельство приводит к снижению быстроты действия молекуляр-
ного насоса с ростом температуры откачиваемого газа.
2. Молекулярный насос несколько хуже откачивает легкие газы,
поскольку UK ~ ц1/2, т.е. проводимость канала для легких газов уве-
личивается, следовательно, обратный поток возрастает.
3. С ростом компрессии (р2/р\) в насосе быстрота его действия
снижается.
33
Следует отметить, что в литературе, например [2], вывод анало-
гичного (3.4) соотношения выполнен, к сожалению, недостаточно
корректно с физической точки зрения, кроме того, авторами допуще-
ны ошибки при математических преобразованиях.
II. Во второй схеме
молекулярной откачки
направления движения
потока молекул и пласти-
ны перпендикулярны друг
другу. В пластинах име-
ются каналы под углом а
к торцевой поверхности.
После удара «средней»
молекулы о поверхность
канала она полетит со ско-
ростью ш = ит + ир. На-
Рис. 3.5. Распределение потоков газа в молеку-
лярных насосах, работающих по второй схеме: правление движения МОлеку-
1 — подвижная пластина; 2 — неподвижная лы В среднем'совпадает С на-
пластина правлением оси канала.
На рис. 3.5 показаны два потока молекул, вектора тепловых ско-
ростей которых нормальны к боковым поверхностям пластин, здесь
ир — скорость подвижной пластины; v'p — скорость молекулы
относительно пластины; vT — тепловая скорость молекул. Как видно
из рисунка, в результате сложения векторов "ит и Up поток моле-
кул, движущихся слева, направлен по оси канала под углом а =
vT
= arctg —; а справа, — перпендикулярно оси. Понятно, что прово-
ир
димость канала для потоков Q\ и Q2 различна.
После прохождения канала подвижной пластины 1 поток под
углом а поступает в канал неподвижной пластины 2.
Для установившегося режима откачки подача насоса
б = бп ~ бобр’ бп = $тахР1’ б = бн = $цРн’ бобр = ^2l(P2 ~ Р\)’ 0-5)
1 Так как поверхность канала не является абсолютно гладкой и отражается молекула
в общем случае незеркально.
34
где J72i — проводимость канала для потока 0об_; Smax= 7—77—;
и дг + Ubx к
здесь Sr = оср KBFK; vcp кв — средняя квадратичная скорость тепло-
вого движения молекул; FK — площадь поперечного сечения кана-
лов в пластине.
/р2 >
Тогда для быстроты действия насоса имеем SH = S'max - J721 — - 1 .
\Pi J
Полагают при расчете J72], что для потока Q2 канал имеет форму
прямой трубы с поворотом на конце на 90°.
Как видно, соотношения для определения быстроты действия
молекулярных вакуумных насосов, работающих по первой и второй
схемам, имеют одинаковую структуру, что объясняется идентичной
логикой рассуждений при их выводе.
3.3. КОНСТРУКЦИИ МОЛЕКУЛЯРНЫХ НАСОСОВ
Молекулярные насосы с одинаковым направлением движения
газа и стенки канала (первая схема) имеют большое конструктивное
разнообразие.
Молекулярный насос Геде, изображенный на рис. 3.6, имеет
набор последовательно соединенных цилиндрических канавок 4
в статоре 3, входные и выходные отверстия которых разделены пе-
регородкой 1. Ротор 2 вращается с большой частотой, так что линей-
ная скорость его поверхности близка к тепловой.
Существует конструкция молекулярного насоса (насос Хольвека),
изображенная на рис. 3.7, в которой спиральный паз 1 на поверхно-
сти статора 2 и поверхность ротора 3 образуют рабочий канал.
Рис. 3.6. Молекулярный насос Рис. 3.7. Молекулярный насос Хольвека
Геде
35
Рис. 3.8. Дисковый молекулярный насос Зигбаиа
На рис. 3.8 представлен насос Зигбана. Он имеет три спиральных
паза переменного сечения (/—III) в статоре 3 вместо одного. Каждый
из пазов начинается на периферии и заканчивается вблизи центра
статора. Ширина каждого паза равна около 20 мм, а глубина его из-
меняется от ~20 на входе в насос до 1 мм на выходе. Пазы
на высоковакуумном (впускном) патрубке соединяются каналами 4
с широкими металлическими патрубками 9, которые входят в общий
впускной патрубок 10. Приводной шкив 7 установлен на шариковых
подшипниках, которые, в свою очередь, размещены на внешнем кон-
це приводного вала 6. Вал 6 через муфту 5 соединяется с валом 2,
на котором установлен диск 1. Сжатый в насосе газ выводится
из него через выпускные отверстия 8. Недостатком таких насосов
является возврат газа из камеры сжатия в камеру всасывания,
что, естественно, ухудшает характеристики насоса. Для уменьшения
36
обратного потока газа зазор между диском-ротором 1, имеющим
коническую форму, и статором 3 не должен превышать 0,1 мм, что
представляет определенные трудности в технологии изготовления
таких насосов. На практике эти насосы применяются как ступени
высокого давления для молекулярных насосов с перпендикулярным
движением газа и ротора, а также при откачке газов с большой мо-
лекулярной массой. Проникновение масла, используемого для
смазки подшипников, в откачиваемую камеру затруднено. Однако
при остановке насоса опасность попадания масла в нее возрастает.
Быстрота действия молекулярного насоса пропорциональна скоро-
сти вращения ротора, которая в современных насосах достигает
(10—40)- 103 об/мин. Максимальная быстрота действия таких насо-
сов составляет 0,1 м3/с, предельное давление — 10~5 Па.
Молекулярные насосы с взаимно перпендикулярным движением
рабочих поверхностей и потока откачиваемого газа — турбомолеку-
лярные насосы, получили широкое распространение на практике.
Конструкция молекулярного насоса этого типа определяется располо-
жением вала ротора: вертикальное или горизонтальное, а также фор-
мой рабочих поверхностей: цилиндрические, конусные, дисковые с
радиальным и осевым потоками газа.
Важное место в конструкции молекулярного насоса занимает
избранный вариант опорного узла. В настоящее время нашли приме-
нение в основном смазываемые подшипники качения. Хорошие пер-
спективы имеют магнитные опоры и опоры на воздушной подушке.
Одной из распространенных схем является применение цилинд-
рических колес с косыми каналами, установленных на роторе,
и колес с такими же пазами с зеркальным отображением, установ-
ленных в статоре. Последние для удобства монтажа разрезаются
вдоль диаметра. В таких насосах компрессия газа небольшая, что
позволяет увеличить зазор между рабочими поверхностями статора
и ротора до 1—1,2 мм. Это существенным образом повышает надеж-
ность молекулярного насоса. Предельное давление таких насосов
равно 10~7 — 10-8 Па. Наибольшее выпускное давление воздуха в
них составляет 1—10 Па, что вполне может обеспечить типовой
форвакуумный насос.
К достоинствам турбомолекулярных насосов (рис. 3.9) относятся:
— высокая удельная быстрота действия (20 м3/(м2 • с));
— довольно широкий диапазон рабочих давлений (10-6 — 10° Па);
— быстрый запуск (в течение 5—10 мин);
— практически безмасляный спектр остаточных газов, что явля-
ется главным достоинством при выборе средств вакуумной откачки
для термоядерных реакторов.
37
5
Рис. 3.9. Схема турбомолекулярного насоса (насоса Беккера) с горизонталь-
ным валом:
1 — ротор, 2 — корпус; 3 — подвижные диски; 4 — неподвижные статорные диски;
5 — впускной патрубок; 6 — узел подвески (опора вала); 7 — выпускной патрубок
Для откачного поста с молекулярным насосом не требуется
отдельного агрегата аварийного электропитания. Кроме того, этот
насос имеет еще одно очень важное свойство, которое состоит в том,
что при отключении тока в системе питания после его автоматиче-
ского отключения от привода он продолжает довольно долго вра-
щаться по инерции. В противоположность этому откачные посты с
диффузионными насосами весьма чувствительны к кратковремен-
ным выключениям электропитания и подачи воды охлаждения. Если
отключить питание нагревателя дольше чем на 1 мин, насос уже пе-
рестает работать, и, чтобы снова довести откачной пост до предель-
ного вакуума, потребуется длительный прогрев. Опыт же показыва-
ет, что обычно питание отключается на несколько минут.
Недостатками насоса являются:
— необходима высокая точность изготовления. Быстро вращаю-
щийся ротор приводит к интенсивному износу подшипников каче-
ния или же к необходимости создания сложных систем подвеса с
магнитным полем или воздушной подушкой;
— избирательность действия: снижение быстроты действия при
откачке легких газов (рис. 3.10).
38
Рис. 3.10. Зависимости быстроты действия турбомолекулярного насоса
от входного давления (а) и коэффициента компрессии (К = рвыж/рв1)
от выходного давления (б):
1 — воздух; 2 — гелий; 3 — водород
В табл. 3.1 представлены основные характеристики турбомолеку-
лярных насосов (ТМН). Выпускаются в промышленности турбомо-
лекулярные высоковакуумные агрегаты (ТВА) в составе турбомоле-
кулярного высоковакуумного ТВН-200 и форвакуумного ВН-2МГ
насосов. В отечественной промышленности выпускаются ТМН
и с более высокой быстротой действия: 5Н = 1; 10 м3/с. В НИИ элек-
трофизической аппаратуры им. В.Д. Ефремова успешно прошел
апробацию уникальный насос с SH = 40 м3/с.
Таблица 3.1.
Основные характеристики турбомолекулярных насосов
Показатель Тип насоса
ТМН-100 ТМН-200 ТМН-500 ТМН-1000
Рабочий диапазон давлений, Па 4 1СГ7—1 • 1СГ2 4- 1СГ7—1 10"2 1 • 10"6—1 io-2 5- 10"7—1 • 10-2
Быстрота действия в рабочем диапазо- не давлений, м3/с 0,1 0,2 0,5 11,0
Предельное давле- ние, Па 1 • 10'7 1 • ю-7 1 • io-7 2- IO"6
Необходимая быст- рота откачки форва- куумного насоса, м3/с 0,003 0,006 0,012 —
39
Глава 4
ПРОЦЕССЫ НА ПОВЕРХНОСТИ ТВЕРДЫХ ТЕЛ. СОРБЦИЯ
4.1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В связи с работами, ведущимися в областях ядерной физики, изуче-
ния космического пространства, электроники, термоядерной энергетики,
предъявляются исключительно высокие требования по вопросам полу-
чения и поддержания высокого и сверхвысокого (р < 10-5 Па) вакуума.
Особенно важное внимание при подготовке и проведении иссле-
дований термоядерного синтеза уделяется созданию безмасляных
вакуумных систем откачки. Одним из способов создания безмасля-
ных систем является разработка сорбционных, ионно-сорбционных
насосов. Изучение физико-химических процессов взаимодействия
газа с твердым телом в вакууме (сорбция, растворимость, диффузия)
является одной из важных задач при разработке этих насосов.
Сорбция (от латинского sorbeo — поглощаю) — это поглощение
твердым телом или жидкостью (сорбентом) жидкого вещества или
газа (сорбата) из окружающей среды.
Поглощение вещества из газовой фазы всем объемом жидкого
сорбента называется абсорбцией.
Поглощение вещества из газовой фазы поверхностным слоем
сорбента называется адсорбцией.
Поглощение вещества из газовой фазы всем объемом твердого
тела или расплава называется окклюзией.
При сорбции паров пористыми телами может происходить капил-
лярная конденсация.
Обычно протекают одновременно несколько сорбционных процессов.
Адсорбция (от латинского ad — на, и sorbeo — поглощаю) — это
процесс, приводящий к аномально высокой концентрации вещества
(адсорбата), поглощаемого из газообразной или жидкой среды, на
поверхности ее раздела с жидкостью или твердым телом (адсорбен-
том). Адсорбция — поглощение молекул газа с образованием плен-
ки толщиной в одну или несколько молекул на поверхности твердых
тел или жидкости.
Природа сорбционных сил такая же, как и сил межмолекулярного
взаимодействия.
40
В зависимости от характера взаимодействия молекул адсорбата
и адсорбента различают физическую адсорбцию и хемосорбцию. При
падении свободного атома или молекулы из атмосферы остаточных
газов на поверхность происходит взаимодействие электронных обо-
лочек свободного атома или молекулы с электронными оболочками
атомов поверхности. Это взаимодействие разделяют на физическое
и химическое.
Взаимодействие атомных и молекулярных частиц с атомами
поверхности начинается на расстоянии, намного превышающем
их размеры. На этих расстояниях между атомами и молекулами газа
и поверхностью действуют силы притяжения. На малых расстояниях
от поверхности, сравнимых с размерами частиц газа, начинают пре-
обладать силы отталкивания.
Малые длины связей характеризуются перекрытием электронных
оболочек, при этом создаются условия для образования валентных
связей, т.е. химического соединения. В этом случае имеет место про-
цесс хемосорбции. Энергия химической связи значительно превы-
шает энергию физической связи. При связывании частиц газа с ато-
мами поверхности на больших длинах связи взаимодействием элек-
тронных оболочек можно пренебречь (физическое связывание).
Физическая адсорбция в отличие от хемосорбции не сопровожда-
ется химическими изменениями молекул. При такой адсорбции моле-
кулы могут образовывать не только мономолекулярный слой, но
и адсорбироваться многослойно, а также мигрировать по поверхности.
Физическое взаимодействие молекул определяется следующими
эффектами:
— притяжением между полярными молекулами с постоянными
диполями (ориентационный эффект);
— притяжением между молекулой с постоянным дг ’олем (поляр-
ной молекулой) и молекулой с индуцированным диполем (в металлах)
(индукционный эффект);
— притяжением между молекулами с флюктуирующим и инду-
цированным диполями (дисперсионный эффект).
Ориентационным и индукционным эффектами нельзя объяснить
взаимодействие неполярных молекул. Так, например, невозможно
объяснить процесс перехода в жидкое состояние инертных газов,
молекулы которых обладают высокой электрической симметрией
и в статическом состоянии не имеют заметного электрического мо-
мента. Ожижение можно понять только на основе квантово-механи-
ческих представлений, такое взаимодействие называют дисперсион-
ным. Схематически его можно представить следующим образом.
41
; (+Учэ
ч Избыточный (нес компенсированный)
_____'' электрический заряд
При движении электронов вокруг ядра происходит мгновенное на-
рушение симметрии (флуктуация). Это приводит к появлению некото-
рого мгновенного дипольного момента (флуктуирующего дипольного
момента), который индуцирует дипольный момент в другом атоме. В
результате взаимодействия флуктуирующего и индуцированного мо-
ментов возникает притяжение между частицами.
Рассмотрим механизм возникнове-
ния флуктуирующего диполя. Из ста-
тистического характера законов, дей-
ствующих в микромире, следует, что
всегда в какой-то момент времени име-
ется два или несколько атомов с согла-
сованным движением электронов и
между ними возникают силы взаимного
притяжения. Притягиваясь за счет
электростатического взаимодействия,
эти атомы оказывают друг на друга
самым понижают свою потенциальную
-h
еще большее влияние и тем
энергию. В результате этого процесса появляется тенденция к син-
хронизации движения электронов, что отвечает меньшему запасу
энергии системы и вызывает взаимное притяжение частиц.
Хемосорбция сопровождается химическим изменением молекул.
При химическом взаимодействии различают следующие виды хими-
ческих связей, обеспечивающих притяжение молекул: ковалентную,
металлическую, ионную, ван-дер-ваальсову.
С учетом всех видов эффектов и связей энергию взаимодействия
между двумя молекулами можно выразить так:
г с . в г
Е = ~ “2 + ~ >
го „12 х
(4.1)
где г — расстояние между взаимодействующими молекулами; с —
константа, характеризующая физические эффекты взаимодействия
и определяющая притяжение молекул; В — константа, определяю-
щая отталкивание молекул; Ех — энергия притяжения, зависящая
от химических связей.
В соотношении(4.1) константа с определяется влиянием индукци-
онного, ориентационного и дисперсного эффектов взаимодействия.
Для полярных молекул (Н2О, NH3) существенную часть всей
энергии взаимодействия формирует ориентационный эффект, непо-
42
Таблица 41
Адсорбция газов на угле при температуре 15 К
Газ Объем вещества Иа, адсорбированного 1 г адсорбента, см3/г Линг пРИРатм К
н2 5 21 33
N2 8 78 126
со 9 81 134
О2 8 90 118
со2 48 195 242
лярные молекулы взаимодействуют только за счет дисперсионного
эффекта. Индукционный же эффект для всех молекул мал.
Процесс удаления газа из сорбента называется десорбцией.
Физическая адсорбция возрастает с понижением температуры.
При фиксированной температуре, вообще говоря, лучше адсорбиру-
ются газы, которые легче конденсиру-
ются или имеют более высокую темпе-
ратуру кипения (табл. 4.1).
При исследовании характеристик
сорбции газа данным адсорбентом
адс
у
кам
ком вакууме и высокой температуре.
Затем в систему с обезгаженным
адсорбентом запускают известный
объем газа и по достижении равнове-
сия отмечают повышение давления. Повторяя эту операцию много-
кратно при разных давлениях, строят графическую зависимость
между количеством газа, поглощенным адсорбентом с единичной
массой или единичной поверхностью, и давлением: V =f(p, Т). Обез-
гаживание адсорбента производится при высоком вакууме (рнач = 0).
Затем запускается газ с массой тгаз, через некоторое время т уста-
навливается давление р\. Согласно уравнению Менделеева—Кла-
mi
пейрона Р]Ккам = — RT, где т}
н
— масса неадсорбированного газа.
Масса и объем адсорбированного газа составляют:
та = тгаз ~~ тб
а Р(Р1)’
43
Рис. 4.1. Характеристика сорбции активированным углем:
а — изотермы сорбции N2 (приведено к нормальным условиям: р = 1 • 105 Па,
Т = 273,15 К); б — изостеры сорбции СО2
6)
Кривая, изображающая зависимость Va от р при постоянной тем-
пературе, называется изотермой сорбции (рис. 4.1, а).
Имея семейство изотерм для разных температур можно постро-
ить изостеры сорбции, т.е. кривые зависимости равновесного давле-
ния от температуры при постоянном объеме адсорбированного газа
(рис. 4.1, б). Изостеры являются аналогами кривых фазового равно-
весия пара и жидкости. Иногда изостеры называют изониками.
Величину адсорбции поглощенного газа измеряют в кубических
сантиметрах в расчете на 1 г адсорбента (при температуре О °C и
давлении 1 • 105 Па).
В процессе физической адсорбции свободная энергия F уменьша-
ется, снижается и энтропия S, поскольку молекула теряет одну сте-
пень свободы. Изменение внутренней энергии определяется соотно-
шением &U = &F + ГAS. Поэтому &U < 0, следовательно, адсорбция
— экзотермичный процесс, т.е. проходит с выделением тепла.
По аналогии с теплотой испарения для теплоты адсорбции можно
записать
где R — универсальная газовая постоянная.
44
4.2. ГИПЕРБОЛИЧЕСКОЕ УРАВНЕНИЕ ИЗОТЕРМЫ АДСОРБЦИИ
Единая теория, которая описывала бы любые процессы адсорб-
ции, пока не создана. Существующие частные разработки основыва-
ются на различных моделях.
1. Модель локализованной (или центровой) адсорбции предпола-
гает наличие так называемых центров адсорбции, в пределах кото-
рых образуется сильная адсорбционная связь.
2. В основе модели двумерной фазы лежит положение о том, что
адсорбированный монослой представляет собой неидеальный дву-
мерный газ.
3. Потенциальная модель адсорбции базируется на представле-
нии о потенциальном поле поверхности твердого тела, в котором
адсорбируемый газ сжат вблизи поверхности и разрежен — вдали.
4. Теория Ленгмюра позволяет вывести уравнение одной из наи-
более простых изотерм адсорбции.
Для описания монослойного (при хемосорбции) покрытия
поверхности адсорбента в системе газ — твердое тело существует
несколько теоретических уравнений изотерм адсорбции; наиболее
общее из них — изотерма Ленгмюра:
0= —4, (4.2)
1 + ;—
Ьр
где В = — — относительная степень заполнения поверхности
адсорбированными молекулами; Ка — объем адсорбированного
газа; Vm — объем газа, образующий один слой адсорбата; b — кон-
станта Ленгмюра, зависящая от температуры и характера взаимодей-
ствия между частицами адсорбента и адсорбата.
Уравнение Ленгмюра может служить для описания как физической
адсорбции, так и хемосорбции, однако область его применения огра-
ничена, как правило, низкими степенями заполнения 9, при которых
молекулы адсорбата не взаимодействуют друг с другом. При более
высоких степенях заполнения молекулы адсорбата притягиваются
не только молекулами адсорбента, но и друг к другу, поэтому по мере
заполнения молекулами адсорбата поверхности условия для адсорб-
ции становятся все более благоприятными и 9 резко возрастает
с повышением давления, но при степенях заполнения, близких
к единице, рост адсорбции резко замедляется. При дальнейшем повы-
шении давления происходит заполнение второго, третьего и следую-
щих слоев молекулами адсорбента (полимолекулярная адсорбция).
45
Если адсорбент имеет пористую структуру и его поверхность
является смачиваемой по отношению к адсорбату, то происходит
капиллярная адсорбция.
Как мы ранее говорили, процесс адсорбции сопровождается
выделением тепла, называемого теплотой адсорбции, которая тем
больше, чем прочнее связь между молекулами адсорбента и адсорба-
та (£>х а > а). Теплота физической адсорбции находится в пределах
8—25 кДж/моль, теплота хемосорбции превышает 80 кДж/моль. При
росте 9 теплота адсорбции понижается. При переходе к полимолеку-
лярной адсорбции она также понижается до величины, близкой
к теплоте конденсации адсорбата QL.
Адсорбция играет важную роль в процессах теплообмена, разде-
ления газовых и жидких смесей, в системах вакуумной откачки.
Если Qa сравнимо с поверхностной энергией адсорбента,
то в процессе адсорбции может существенно меняться кристалличе-
ская структура поверхности твердого тела; причем при физической
адсорбции перестройке подвергаются в основном поверхности моле-
кулярных кристаллов, а при хемосорбции изменение поверхностной
структуры наблюдается даже у металлов и ионных кристаллов.
Сорбционная емкость любого адсорбента сильно зависит
от удельной площади поверхности — площади поверхности адсор-
бента с единичной массой, va ~ 5ад. Количество вещества, адсорби-
рованное единицей массы адсорбента, значительно больше у порис-
тых тел (активированный уголь, силикагель, высокодисперсные
оксиды и металлы).
Физическая адсорбция происходит за счет поляризационных или
ван-дер-ваальсовых сил.
Ленгмюр в 1914 г., занимаясь изучением явления электронной
эмиссии, химических реакций при низких давлениях, заинтересовал-
ся адсорбцией и разработал теорию этого процесса. Согласно этой
теории поверхностные слои твердых и жидких тел обладают свойст-
вами, резко отличными от свойств внутренних слоев. Атомы, распо-
ложенные на поверхности, удерживаются атомами нижележащих
слоев теми же силами, какие действуют между атомами внутри твер-
дого слоя. Эти силы имеют химическую природу. Однако атомная
структура поверхностного слоя должна отличаться от структуры
внутри твердого тела. Атомы на поверхности являются химически
ненасыщенными, и вследствие этого они окружены интенсивным
силовым полем.
Молекулы газа, ударяясь о поверхность, не испытывают абсолют-
но упругого отражения, а конденсируются на ней, удерживаясь сило-
вым полем поверхностных атомов. Эти молекулы в последующем
46
могут испаряться. Время между конденсацией и испарением зависит
от значения поверхностных сил. Это время жизни молекулы
на поверхности непосредственно и определяет адсорбцию. Если
поверхностные силы относительно велики, то испарение идет
с малой скоростью, так что поверхность твердого тела со временем
полностью покрывается слоем молекул.
Радиус действия поверхностных сил составляет порядка 10'8см
и примерно равен диаметру молекул газа.
Из этого взгляда на природу сил адсорбции следует, что количе-
ство вещества, адсорбированное поверхностью, редко превышает
количество вещества, необходимое для образования мономолекупар-
ного слоя, и уравнение Ленгмюра является логическим следствием
этого положения.
Однако анализ характера многих экспериментально определен-
ных изотерм адсорбции указывает на существование полимолеку-
лярной (многослойной) адсорбции.
На рис. 4.2 изображена изотерма Ленгмюра (7), характеризующая
адсорбцию с образованием мономолекулярного слоя. Изотермы II,
III соответствуют полимолекулярной адсорбции.
В литературе можно встретить пять типов изотерм физической
адсорбции.
Для полимолекулярной адсорбции Брунауэр, Эммет и Теллер по-
лучили, использовав методику Ленгмюра, следующее уравнение:
IZ ИГ 1 Z 1 \ п п + I
У- т I -(п + 1)лс +ПХ
1 — х 1 / 1\ и +1 ’ '
1 + (с- 1)х-сх
где V — объем адсорбированного газа; х = р/р0; р0 — давление насы-
щенного пара при данной температуре; Vm, с — константы; п — чис-
ло молекулярных слоев.
Уравнение (4.3) для полимолеку-
лярной адсорбции является универ-
сальным и описывает все пять типов
изотерм (рис. 4.3). При низких давле-
ниях (4.3) сводится к уравнению Лен-
гмюра.
График, представленный на рис. 4.4,
приводится в паспортных данных на-
соса поверхностного действия. По
этому графику определяют Vm и с,
используя следующее:
tg а = уу-— ; Ь- — — константа
vmc Ро
Ленгмюра.
Рис. 4.2. Изотермы адсорбции
47
V
Рис. 4.3. Изотермы полнмолекулярнон адсорбции
р
Рис. 4.4. График для определения
С
Величина Vm — объем адсорби-
рованного вещества, полностью
покрывающего поверхность моно-
молекулярным слоем. Он может
быть рассчитан. Константа с в пер-
вом приближении определяется по
соотношению
(gai-gz)
с = е , (4.4)
где 2а 1 — средняя теплота адсорб-
ции в первом слое; QL — теплота
конденсации.
Следует заметить, что при определении площади поверхно-
сти, занятой адсорбированной молекулой, в настоящее время
достаточной ясности нет.
4.3. МЕХАНИЗМ ПОГЛОЩЕНИЯ МОЛЕКУЛ ГАЗА АДСОРБЕНТОМ
Энергия, которая выделяется при поглощении молекул газа
поверхностью адсорбента, является суммой энергий взаимодействия
этой молекулы с атомами адсорбента. Тогда энергия взаимодействия
молекулы с поверхностью твердого тела может быть записана в виде
<ра= jEnadV, (4.5)
v
здесь па — концентрация атомов адсорбента; V — объем адсорбента;
Е — энергия взаимодействия между двумя молекулами, определяе-
мая по соотношению (4.1).
Понятно, что объем адсорбента, по которому производится интег-
рирование, не является большим, так как согласно (4.1) энергия
48
Рис. 4.5. Потенциал взаимодействия многоатомных молекул с поверх-
ностью твердого тела
взаимодействия молекул Е резко убывает с возрастанием расстояния
между молекулами.
Рассмотрим процесс поглощения многоатомных молекул газа
адсорбентом (рис. 4.5). По мере приближения к поверхности молеку-
ла газа за счет физического взаимодействия между ними попадает в
первую потенциальную яму, находящуюся на расстоянии г0 ф
от поверхности адсорбента. Затем молекулы, обладающие до взаи-
модействия с поверхностью энергией не менее <ракт + (рф, на расстоя-
нии гд от поверхности диссоциируют на атомы, вступающие в хими-
ческую связь с атомами адсорбента. Далее они попадают во вторую
потенциальную яму с энергией <рх. находящуюся на расстоянии г0 х
от поверхности адсорбента. Энергия активации (ракт при диссоциа-
ции в адсорбированном состоянии несколько меньше, чем энергия
диссоциации свободных молекул <рд, так как в разрыве связи между
атомами молекулы участвуют и адсорбционные силы.
Если наиболее вероятная энергия молекул в адсорбированном
состоянии кТ < (рх , то они будут колебаться внутри потенциальной
ямы между радиусами и . Для перехода молекул из первой
потенциальной ямы во вторую необходимо нагреть поверхность
49
сорбция
Рис. 4.6. Зависимость от температуры
поверхности
до температуры, при которой
выполняется неравенство
кт м
2 — Фф + Факт •
Следующим этапом про-
цесса поглощения является
абсорбция, которая характери-
зуется переходом хемосорби-
рованных молекул газа в кри-
сталлическую решетку твердого
тела.
Таким образом, процесс
сорбции протекает в следующем
порядке: физическая адсорбция, хемосорбция, абсорбция.
Если энергия адсорбированной молекулы повышается до уровня
кТ > + Факт + Фф, то молекулы будут десорбироваться из второй
потенциальной ямы.
Равновесное состояние процесса абсорбции определяется раство-
римостью газов в твердых телах. Сам процесс растворения происхо-
дит за счет диффузии, с которой также связаны важные для вакуум-
ной техники процессы газовыделения и газопроницаемости.
Примерный вид зависимости объема поглощенного газа от темпе-
ратуры показан на рис. 4.6.
Как видно из рисунка, вначале сорбция при повышении темпера-
туры поверхности падает до минимального уровня при Т}, затем
вновь возрастает до максимума, после чего дальнейшее повышение
температуры поверхности приводит к постепенному снижению
сорбции. Первый участок соответствует физической сорбции, а вто-
рой — хемосорбции. Понятно, что хемосорбция не наблюдается у
инертных газов. Значения характерных для данной зависимости тем-
ператур определяются соотношениями:
Г1 = (Фф + Факт) ~k; т2 = (ф“ + фхм + фает) i.
При очень низких температурах молекулы физически адсорбиру-
ются на расстояниях, соответствующих первой потенциальной яме.
С повышением температуры часть молекул, энергия которых превы-
шает фф, десорбируется с поверхности. При Т\ начинается медлен-
ный процесс хемосорбции, а при Т2 все молекулы десорбируются с
поверхности.
50
4.4. ВРЕМЯ АДСОРБЦИИ
Ударяясь о поверхность твердого тела, молекулы адсорбируются.
Время адсорбции или время пребывания молекул в адсорбирован-
ном состоянии зависит от теплоты адсорбции и температуры
(рис. 4.7) и описывается уравнением Френкеля:
е_а
та = тое , (4.6)
где 2а — теплота адсорбции 1 моль газа; т0 — минимальное время
пребывания молекулы в адсорбированном состоянии, т.е. масштаб
времени адсорбции, который принимается равным периоду колеба-
ний адсорбированной молекулы, т0 ~ 10”13 с.
Принято считать, что адсорбция имеет место в случае, когда та
достигает значения, равного нескольким периодам колебаний адсор-
бированной молекулы — времени, за которое между ней и поверхно-
стью успевает установиться энергетическое равновесие. При физиче-
ской адсорбции та = 10-12 — ПУ6 с, а при хемосорбции та > 102 с.
Время адсорбции служит критерием обратимости процесса адсорбции.
Теплота адсорбции основных элементов воздуха Qa = 12 000—
20 000 Дж/моль. Время их адсорбции при комнатной температуре
равно примерно Ю'10 с, а при Т = 80 К — 1с. Чем температура
ниже, тем время адсорбции выше.
Для паров воды и масел 0а = 80 000 Дж/моль, что соответствует
та ~ 102 с при Т = 293 К и та == 1043 с при Т = 80 К. Поглощение
гелия на гладких поверхностях
становится заметным только при
ТИК.
В общем случае адсорбирован-
ная на поверхности молекула не
остается неподвижной. Молекулы
мигрируют по поверхности. Ми-
грация адсорбированных молекул
обусловлена изменением теплоты
адсорбции по касательной
к поверхности: 0а =fix,y), которая
связана со структурой кристалли-
ческой решетки соотношением
0м=г0а, (4.7)
где 0М — теплота миграции; 0а
— теплота адсорбции; z — коэф-
Рис. 4.7. Зависимости времени адсорб-
ции от теплоты адсорбции (в полулога-
рифмических координатах)
51
фициент пропорциональности, равный для кубической решетки 1/2,
а для гексагональной 2/3.
В реальных условиях за счет щелей и выступов результаты, полу-
ченные по уравнению (4.6), могут быть сильно искажены.
Число скачков в процессе миграции Nu, которые совершит моле-
кула за время адсорбции, определяется как
Г= “Р — •
VM L J
где тм — время миграции, т.е. время перехода молекулы из одной
£м
RT
потенциальной ямы в другую, тм = тое
Пример. Пусть Qa = 80 • 103 Дж/моль при температуре 293 К на поверхности
с идеальной кубической решеткой Определим число скачков молекулы за время
адсорбции:
М
Nu= — = exp
Тм
ga-gM-
RT
ga-;ga4 rgad-zh
RT J eXp|_ RT J
2,5-107.
Средний путь, который проходит молекула за это время,
£м =4е RT = 2,5 • 10~2 м, где А = 10~9 м — постоянная решетки.
Глава 5
НАСОСЫ ПОВЕРХНОСТНОГО ДЕЙСТВИЯ (НПД)
5.1. КЛАССИФИКАЦИЯ НПД
Работа насосов поверхностного действия основана на различных
физических принципах.
Из-за различных характеров образования связи, агрегатных
состояний, связующего и связываемого веществ не представляется
возможным выполнить анализ каких-то общих свойств поверхност-
ных насосов, равно как и расчетных соотношений для быстроты дей-
ствия, предельного давления и других характеристик насосов этого
класса. Эти параметры устанавливаются опытным путем. Примерная
классификация насосов поверхностного действия представлена
на рис. 5.1.
Геттерно-ионные насосы представляют собой комбинацию гет-
тер ных и ионных насосов.
Следует отметить, что для сорбционных, геттерных, ионных
и геттерно-ионных насосов характерен режим насыщения.
Криогенные насосы имеют циклический режим работы: по мере
того, как давление в насосе приближается к давлению насыщения,
быстрота действия их падает до нуля. Способность поглощать газы
восстанавливается путем нагрева криогенной панели, который сопро-
Рис. 5.1. Классификация насосов поверхностного действия
53
вождается десорбцией связанных газов (режим регенерации). Регенера-
ция в ионных, геттерно-ионных насосах не выполняется, так как в них
образуются очень устойчивые химические соединения.
Ниже мы несколько подробнее остановимся на каждом из назван-
ных типов вакуумных насосов поверхностного действия.
5.2. СОРБЦИОННЫЕ НАСОСЫ
Физика явления сорбции подробно рассмотрена в предыдущей
главе. Здесь же остановимся на особенностях конструкции и экс-
плуатации сорбционных насосов.
Давно было замечено, что активированный уголь при предвари-
тельном обезгаживании его путем прогрева и дальнейшем охлажде-
нии может поглощать большое количество газа. Следует отметить,
что трудно получить активированный уголь с малым содержанием
загрязнений, особенно смолообразных продуктов, равновесное дав-
ление паров которых не позволяет получить очень низкие давления
в системе.
Этого недостатка лишен цеолит. Изотермы адсорбции азота
на цеолите показаны на рис. 5.2 (данные Тернера и Фейнлейба,
О
полученные на прогретом цеолите типа 5 А, производимом фир-
мой «Линде»). Из данных, приведенных на рис. 5.2, видно, что при
температуре жидкого азота в области давления 1СГ3 — 10 1 Па мо-
жет поглотиться около 1 м3 азота (в расчете на соответствующее
Рис. 5.2. Изотермы адсорбции
азота на цеолите:
1 — Т= 78 К, 2 — Т = 293 К
давление) на каждый грамм цеолита.
Авторы этих экспериментальных дан-
ных полагают, что изотерму сорбции
можно экстраполировать с тем же накло-
ном и на более низкие давления.
Следует отметить, что поглощающее
действие цеолита, как и других сорбен-
тов, при низких температурах довольно
сильно ограничено во времени.
Действительно, пусть в насосе имеет-
ся 100 г цеолита, который охлажден до
температуры жидкого азота. Тогда со-
гласно данным, приведенным на рис. 5.2,
полный объем цеолита равен примерно
100 м3. При этом, понятно, полагаем,
что давление в системе остается посто-
54
янным. Если для поддержания нужного давления в системе необходи-
мая быстрота откачки составляет всего 10 л/с, то уже примерно через
104 с, т.е. через 3 ч, цеолит достигает насыщения.
Вот почему сорбционные насосы применяются только в качестве
насосов предварительного разрежения. Важным преимуществом
такой системы является то, что сверхвысокий вакуум в ней можно
получить способом безмасляной откачки. Ограниченная поглоща-
тельная способность в этом случае не играет какой-либо роли,
поскольку создание предварительного разрежения ограничено во време-
ни и осуществляется для фиксированного (определенного) объема газа.
Однако для охлаждения цеолита до криогенных температур необ-
ходимо располагать криогенными жидкостями, что представляется
неудобным в случае, если криоагенты не используются в технологи-
ческом процессе. Следует заметить, что этого затруднения нет
на термоядерной установке.
Явным недостатком таких насосов является и необходимость
периодической регенерации путем прогревания.
В принципе можно получить необходимый уровень предварительно-
го разрежения с помощью двух-трех и более ступеней цеолитовых насо-
сов, полностью исключив тем самым применение механических насо-
сов. Часто используют также и комбинацию механического насоса
на первой ступени и цеолитового насоса на второй (рис. 5.3).
Рис. 5.3. Характеристики сорбционных
насосов с цеолитом
Рис. 5.4. Схема металлического це-
олитового насоса:
1 — корпус насоса, 2 — сетчатая
обечайка, 3 — ячейка с цеолитом,
4 — сосуд с криогенной жидкостью,
5 — присоединительный фланец
55
Следует отметить еще одну особенность сорбционных насосов —
малую быстроту откачки водорода при температуре жидкого азота.
В то же время известно, что в сверхвысоковакуумных системах
вообще, а в термоядерных реакторах особенно водород является
одним из основных компонентов откачиваемой среды.
На рис. 5.4 изображена схема простейшего металлического цео-
литового насоса. Цеолитовые гранулы помещены в ячейку 3
на внешней поверхности сосуда 4 с криогенной жидкостью и удер-
живаются на ней сетчатой обечайкой 2.
5.3. ИОННЫЕ НАСОСЫ
Откачка путем ионизации и геттерирования представляет собой
сложный комплекс различных процессов. Еще в 1858 г. Плюккер заме-
тил, что в газоразрядной трубке после длительной работы разряд исче-
зает, и объяснил это тем, что происходит поглощение газа электродами.
Известно также, что приборы с накаленным катодом, такие как
ионизационный манометр например, при давлении ниже 1 • 10-1 Па
работают как мощные насосы.
Хотя сейчас ионные насосы практически не используются, одна-
ко для более глубокого понимания механизма действия геттерно-
ионных насосов, нашедших в настоящее время весьма широкое
применение, полезно несколько более подробно остановиться на
особенностях ионных насосов.
Каков же механизм поглощения газа в этих насосах? При соуда-
рении молекул газа с электронами, испускаемыми термокатодом,
образуются положительные ионы, которые под действием кулонов-
ских сил движутся к катоду (рис. 5.5). Высокоэнергетичные ионы га-
за, сталкиваясь на высокой скорости с поверхностью твердого тела,
проникают в глубь тела, растворяясь в нем. В этом и состоит меха-
низм ионной откачки.
Таким образом, основные моменты ионной откачки следующие:
— образующиеся в газовом разряде высокоэнергетичные положи-
тельные ионы откачиваемого газа могут внедряться в материал.
Рис. 5.5. К механизму поглощения газа
в ионных насосах
56
Рис. 5.6. Кинетика давления
в камере при ионной откачке
находящийся под отрицательным
потенциалом, и после нейтрализации
оставаться в нем. Возникающее при
этом откачивающее действие пропор-
ционально ионному току;
— по мере заполнения свободных
мест на поверхности катода наступает
уменьшение быстроты откачки. Вме-
сте с тем она не падает до нуля вслед-
ствие наличия диффузии ионов внутрь
катода;
— за счет концентрационной диф-
существует обратный поток мо-
лекул газа;
— вследствие бомбардировки ионами поверхность катода
со временем разрушается.
Быстрота ионной откачки остается невысокой, так как в пределах
разумных напряжений удается получить сравнительно малую плот-
ность тока. На рис. 5.6 показан качественно характер изменения
во времени давления в замкнутой вакуумной системе при ионной
откачке. В процессе откачки отчетливо наблюдаются два этапа.
На первом этапе А давление падает довольно быстро, а на втором
этапе Б происходит существенное снижение скорости уменьшения
давления, что является следствием нескольких факторов, главный
из которых — насыщение поверхности катода ионами газа.
Максимальная удельная геометрическая быстрота ионной откач-
ки рассчитывается по следующему уравнению:
г п nq
(5.1)
где ц — коэффициент внедрения ионов; N+- ~ — удельная частота
бомбардировки ионами (т.е. число ионов, попавших на единицу
поверхности в единицу времени); у+ — плотность ионного тока; q —
заряд иона; п — концентрация газа.
Коэффициент внедрения учитывает то, что не все ионы, попав-
шие на поверхность катода, остаются на ней, часть из них отражает-
ся и рассеивается после соударения с поверхностью. Коэффициент
внедрения сильно зависит от температуры и очень мало — от плот-
ности тока и ускоряющего напряжения, ц для катода, изготовленного
57
из титана или циркония, стремится к единице при температуре като-
да 300—500 К.
Явления, ограничивающие ионную откачку, можно свести к ми-
нимуму, если каким-либо способом обновить поверхность катода,
что и достигается в геттерно-ионных насосах.
5.4. ГЕТТЕРНЫЕ НАСОСЫ
В геттерных насосах, нашедших практическое применение,
откачка газа происходит благодаря его физическому или химическо-
му связыванию на поверхности или в объеме геттера.
В некоторых системах газ — металл уже при комнатной темпера-
туре происходит адсорбция газа на чистой поверхности с коэффици-
ентом прилипания, близким к единице. Это вполне справедливо
вплоть до того, пока степень покрытия не достигает единицы, т.е. до
образования одного монослоя. Когда наступит насыщение поверхно-
сти, ее можно регенерировать напылением свежего слоя, который
вновь активно поглощает газ до максимально возможного заполнения
монослоя. Такие металлы, как барий, титан, вольфрам и молибден,
связывают практически все неинертные газы при комнатной темпера-
туре, образуя очень устойчивые химические соединения: оксиды,
нитриды и гидриды. Эти соединения диссоциируют лишь при очень
высоких температурах и имеют весьма низкие давления насыщения.
Осаждать необходимо такое дополнительное количество геттер-
ного материала и с такой скоростью, чтобы на каждый монослой
частиц откачиваемого газа приходился по меньшей мере один моно-
слой геттерного материала. Точное количество добавки определяет-
ся исходя из состава химического соединения, например, ЗВа + N2 =
= Ba3N2 или 2Ti + N2 = 2TiN.
При выборе типа геттера следует иметь в виду следующее. Барий -
обладает довольно хорошими геттерными свойствами. Но он непри-
меним в областях высокого и сверхвысокого вакуума вследствие
относительно высокого давления насыщенного пара (например, при
400 °C давление паров бария равно около 10-3 Па). Очень низкое
давление насыщенного пара у титана. Титан обладает высоким
поглощающим действием. Недостатком титана является необходи-
мость прогрева до высоких температур (-1400 °C) для его испаре-
ния. Вольфрам имеет очень низкую упругость паров даже при высо-
кой температуре. Вольфрамовые пленки способны хемосорбировать
большинство активных газов,
Большой интерес представляют нераспыляемые геттеры, в част-
ности, на основе титана и циркониево-алюминиевых сплавов, нано-
симых на подложку из нержавеющей стали. Например, удельная
быстрота действия по водороду сплава St-101 (84 % Zr + 16 % Al)
58
при температуре 670 К составляет 14 м3/(с*м2). Насос, выполнен-
ный на базе этого геттера в виде двух сложенных гармошкой лент,
имеет удельную быстроту действия около 100 м3/(с • м2). Температу-
ра регенерации сплава St-101 равна 970 К. Установлено, что геттер
легко «отравляется» парами воды. Этот недостаток можно устранить
за счет покрытия его палладием в несколько молекулярных слоев.
Геттер в виде порошка плазменным напылением наносится
на тонкую металлическую подложку с двух сторон. Из такого «сэнд-
вича» затем конструируются насосы для откачки активных газов.
С водородом геттер образует твердые растворы, имеющие малую
энергию связи, т.е. возможность многократного освобождения гетте-
ра от водорода, а О2, СО, N2 хемосорбируются и накапливаются в ма-
териале геттера. Нераспыляемые геттеры в условиях интенсивного
корпускулярного, теплового и электромагнитного облучений удер-
живают сорбированные газы, при этом суммарное газовыделение
не превышает газовыделения подложки. Из геттерной ленты изго-
тавливаются откачные модули различных типов, из которых можно
собрать насосы для откачки водорода и его изотопов с заданными
параметрами. Нераспыляемые геттеры ведут себя как конструктив-
ные материалы (например, Х18Н10Т) при их облучении ионами
водорода и гелия с энергией 7—30 кэВ.
Коэффициенты внедрения ионов Н2 для титанового геттера
составляют 0,98—1,0 и для циркониево-алюминиевого — 0,8
при удельной поверхностной плотности ионов 2-10’,9см~2. При
использовании геттерных насосов желательно обеспечивать предва-
рительную безмасляную откачку до давления остаточных газов
менее 10_| Па с помощью адсорбционных насосов. Допускается
использование и масляных насосов, но с применением эффективных
ловушек. Не следует длительное время использовать механические
насосы с масляным уплотнением из-за возможного загрязнения сте-
нок камеры углеводородами.
Геттерные насосы требуют периодической очистки внутренних
поверхностей стенки от оксидов, нитридов, гидридов активных
металлов. При этом при механической чистке необходимо пользо-
ваться респиратором или марлевой повязкой. Следует особо подчерк-
нуть, что геттерные насосы не могут откачивать инертные газы.
5.5. ГЕТТЕРНО-ИОННЫЕ НАСОСЫ
Известно, что одного только аргона в воздухе содержится 0,93 %.
Очевидно, что невозможно геттерными насосами получить вакуум
59
сдавлением остаточных газов при откачке воздуха ниже 10 Па. Это
обстоятельство привело к тому, что в качестве работоспособного
сорбционного насоса в области высокого вакуума можно применять
лишь комбинацию геттерного насоса с ионным — так называемый
геттерно-ионный насос (ГИН), в котором инертные газы поглощают-
ся в основном в ионизированном состоянии.
Таким образом, в геттерно-ионных насосах активные газы пре-
имущественно связываются за счет хемосорбции, а инертные газы
ионизируются, а затем после ускорения ионов внедряются в поверх-
ность распыленного геттера.
Существует большое разнообразие конструкций геттерно-ионных
насосов. Далее будут рассмотрены лишь некоторые наиболее типич-
ные схемы этих насосов.
Откачиваемый геттерными и геттерно-ионными насосами газ
удерживается внутри них, поэтому не требуется постоянно дейст-
вующих форвакуумных насосов. Необходим лишь насос для предва-
рительной откачки до давления запуска, при котором из соображе-
ний обеспечения необходимого ресурса работы возможно включе-
ние нагрева термокатода с образованием разряда, при этом расход
геттера невелик.
Характеристики многих типов геттерно-ионных насосов с перио-
дически напыляемыми пленками сильно зависят от процессов иони-
зации и активации откачиваемого газа.
Активированный газ — это либо газ, молекулы которого диссо-
циировались на атомы со свободными валентными связями (атомар-
ный газ), либо газ, состоящий из молекул с электронами, переме-
щенными на высшие (по сравнению с обычными) орбиты (возбуж-
денный или метастабильный газ). Известно, что активированный газ
обладает повышенной химической активностью. Активация газа
улучшает геттерные характеристики пленок. Следует иметь в виду,
что механизмы откачки ионизированного и возбужденного газов гет-
терными пленками различны.
Ионизация газа позволяет ускорять заряженные частицы до ско-
ростей, во много раз превышающих возможные тепловые скорости
молекул газа. Так, электрическое поле с разностью потенциалов
400 В разгоняет заряженные частицы до скоростей, соответствую-
щих температуре более 3 • 108 К. В результате столкновения уско-
ренного иона с поверхностью катода могут происходить следую-
щие явления (рис. 5.7):
1) проникновение иона на некоторую глубину и его сорбция;
2) эмиссия с поверхности одного или нескольких электронов;
3) выбивание с поверхности незаряженных атомов (катодное рас-
пыление) и конденсация их на других поверхностях системы.
60
Ион, ускоренный
электрическим полем
Рассеянный
атом геттера
0 Распыляемые
с поверхности
Л \ электроны
Внедренный
нейтрализованный
ион
Рис. 5.7. Процессы на поверхности геттера
Основным механизмом как активации, так и ионизации газа явля-
ется бомбардировка его молекул электронами с достаточной энергией.
Определенный вклад в активацию и ионизацию газа могут вносить
и столкновения молекул с ионами. Для ионизации молекулы элек-
трон должен быть ускорен полем с разностью потенциалов не менее,
чем потенциал ионизации (максимальный потенциал ионизации
гелия ср = 24,48 В). Многократная ионизация и расщепление моле-
кул требует энергии электронов в несколько сотен электронвольт.
Подразделяются ГИНы на два типа: с горячим и холодным
катодами.
1. ГИНы с горячим катодом. Эмитированные накаленной нитью
(горячим катодом) электроны ускоряются в электрическом поле.
Столкновение этих электронов с нейтральными молекулами газа
может приводить к образованию положительных ионов и вторичных
электронов. Эмиссия электронов зависит от мате-
риала, температуры и размеров поверхности нака-
ленной нити, которая, как правило, изготавливается
из вольфрама или титана. В условиях высокого
вакуума ток эмиссии может ограничиваться элек-
тронным облаком, параметры которого зависят от
разности потенциалов ускоряющего поля. Эмиссия
может уменьшаться также из-за «отравления»
поверхности катода некоторыми остаточными газами.
Для увеличения пути пробега электронов и,
следовательно, числа их столкновений с молеку-
лами газа иногда применяется следующий метод:
анод выполняется в виде сетки, со стороны, про-
тивоположной катоду, устанавливается третий
отрицательно заряженный электрод (рис. 5.8).
При такой системе электродов велика вероят-
ность того, что электроны пройдут сквозь отвер-
Сетка <р < О
Рис. 5.8. Геттерно-
ионнын насос с се-
точным цилиндри-
ческим анодом и до-
полнительным
электродом
61
Рис. 5.9. Схема электродной системы
с магнитным полем:
1 — катоды, 2 — анод
Рис. 5.10. Схема электрод-
ной системы электростати-
ческого типа:
1 — корпус; 2 — анодная
сетка; 3 — катод
стия анода, затем эти электроны, эмитированные катодом, будут
замедляться в поле, созданном третьим электродом, и далее начнут
двигаться обратно в сторону анода. При этом они могут сделать
много колебаний до того, как попадут на анод.
Ионизация и активация газа могут быть сильно увеличены при
приложении поперечного магнитного поля (рис. 5.9). При этом элек-
тродная система, состоящая из кольцевого анода, расположенного
между двумя плоскими катодами, помещается в магнитное поле.
При такой системе электроны осциллируют между катодами, двига-
ясь при этом по спиральным траекториям.
Эффективность геттерно-ионной откачки может быть увеличена
и без магнитных полей за счет особой геометрии электродов.
Анод 2 в системе, показанной на рис. 5.10, выполнен в виде
беличьего колеса, у которого боковая поверхность изготовлена
из сетки или параллельных проволок. Накаленный катод 3 располо-
жен вне анода, а вторым отрицательным электродом служит корпус
насоса 1. Эмитированные катодом 3 электроны ускоряются при дви-
жении в направлении анода, проходят через его внутреннее про-
странство, в котором электрическое поле отсутствует, выходят
из него, а затем отталкиваются полем корпуса и вновь ускоряются
при движении в сторону анода. Большинство электронов много раз
проходит сквозь анод, прежде чем попасть на него.
62
Ионная бомбардировка катода вызывает распыление его материа-
ла. Геттер путем распыления переносится на другие части насоса,
где образует непрерывно возобновляемую титановую пленку, хемо-
сорбирующую газ. Кроме того, геттер, осаждаясь, замуровывает
ранее сорбированные молекулы газа. Скорость распыления зависит
от ионного тока и, таким образом, является до некоторой степени
саморегулируемой, так как при понижении давления уменьшается
концентрация газа, а следовательно, и ионный ток, при этом расход
геттера соответственно снижается. Скорость распыления также зави-
сит почти линейно от приложенного напряжения, с помощью кото-
рого она может регулироваться, от массы ионизированных молекул:
более тяжелые ионы создают большее распыление.
Термическое распыление геттера обладает существенным недос-
татком: при относительно высоком давлении имеет место значитель-
ная эрозия катодов, вызываемая бомбардировкой их ионами.
2. ГИНы с холодным катодом. В целях снижения процесса
эрозии катода в последние годы более широкое применение нашел
другой способ получения ионизирующих электронов — с помощью
холодного разряда. В этом случае разность потенциалов в несколько
тысяч вольт прикладывается к двум холодным электродам. При этом
распыление геттерного материала происходит за счет его бомбарди-
ровки ионами газа.
Вследстрче таких случайных процессов, как радиация, блуждаю-
щий электрон или автоэлектронная эмиссия с острого края электрода,
образуются один-два иона остаточного газа, которые, бомбардируя
катод, вызывают вторичную эмиссию электронов, ускоряющихся
в электрическом поле и, в свою очередь, способствующих образова-
нию новых ионов. Ионный ток может самопроизвольно нарастать
до некоторого стабильного значения, зависящего от концентрации
газа, и далее поддерживаться на этом уровне. В процессе откачки
концентрация молекул газа падает, при этом скорость образования
ионов снижается и может наступить момент, когда образующихся
ионов будет недостаточно для поддержания вторичной электронной
эмиссии с катода, что, в свою очередь, приводит к уменьшению об-
разования ионов, и в конце концов разряд должен исчезнуть. В целях
поддержания холодного разряда в области низкого давления можно
увеличивать потенциал поля, ускоряющего ион, за счет чего будет
расти вторичная электронная эмиссия. Другим путем решения про-
блемы поддержания холодного разряда является повышение эффек-
тивности ионизации каждого электрона, которое достигается, как
63
Рнс. 5.11. Схема электродной
системы с холодным катодом:
1 — катод, 2 — анод, 3 — корпус
и в насосе с горячим катодом, прило-
жением магнитного поля (рис. 5.11).
Электродная система, показанная
на рис. 5.11, включает в себя анод 2
и два катода 1. Она расположена в маг-
нитном поле. Электроны движутся
по круговым траекториям почти неог-
раниченное время — до тех пор, пока
не произойдет столкновение с молеку-
лой газа. При такой системе холодный
разряд может поддерживаться до очень
низких давлений.
Остановимся несколько подробнее
на механизме захвата в геттерно-ион-
ных насосах. При откачке активных
газов преобладает образование хими-
ческих связей между молекулами газа
и геттера, т.е. процесс хемосорбции.
В случае, когда геттер напыляется в виде тонкой пленки периодиче-
ски, активность пленки сильно зависит от ее структуры. Пористая
микрокристаллическая структура имеет развитую поверхность и
обеспечивает свободный доступ молекул газа через поры в глубь
слоя. Структура пленки геттера заметно улучшается при охлажде-
нии подложки жидким азотом. Свеженапыленная пленка имеет мак-
симальные активность и быстроту откачки в начальный период.
Реальные быстрота откачки и сорбционная емкость геттера заметно
ниже теоретических.
В магниторазрядных насосах, в которых геттер распыляется с холод-
ных катодов под действием ионной бомбардировки, заметное место
играет катодная откачка. Этот механизм особенно актуален при
откачке водорода, который в отличие от других газов хорошо диф-
фундирует в титане, образуя твердый раствор, разлагающийся при
температуре выше 250 °C. Большинство же газов плохо диффунди-
рует в титане. При этом газ, который проникает в виде ионов в катод,
остается вблизи поверхности, вступая в случае активного газа
в реакцию с титаном. Так как катод непрерывно распыляется, то
находящийся в нем газ постепенно освобождается, а образовавшие-
ся нелетучие вещества распыляются и осаждаются на других
поверхностях системы. Этот процесс называется ионной откачкой
на катоде. В течение начального периода быстрота ионной откачки
на катоде довольно велика, но затем она падает.
В литературе описаны опыты, подтверждающие гипотезу о том,
что в геттерно-ионных насосах водород в основном откачивается
64
с помощью катодов. При этом быстрота откачки его примерно в
2 раза превышает быстроту откачки других компонентов воздуха.
Предполагается также, что гелий может в небольшой степени диф-
фундировать в титановые катоды, за счет чего происходит непре-
рывная откачка его. Откачка таких инертных газов, как аргон, неон
и криптон, геттерно-ионными насосами производится в основном
благодаря замуровыванию ионов. Этот механизм, хотя и не создает
большой быстроты откачки, является, по-видимому, основным при
откачке инертных газов. Падающий на поверхность, имеющую отри-
цательный потенциал, с большой скоростью ион пребывает на ней
значительно дольше, чем нейтральная молекула. Осаждающиеся
одновременно с ионами нейтральных газов молекулы титана непре-
рывно замуровывают ионы. Экспериментами было установлено, что
происходит замуровывание не только ионов, но и незаряженных час-
тиц откачиваемого газа, что объясняется наличием возбужденных
атомов, время пребывания которых на поверхности достаточно для
их замуровывания. При увеличении отрицательного потенциала отка-
чивающей поверхности замуровывание ионов становится все более
заметным и быстрота откачки увеличивается. Рост быстроты откачки
инертных газов имеет место и при увеличении скорости распыления
геттера. Аргон в количестве, соответствующем сотням монослоев, свя-
зывается настолько прочно, что при прогреве до 1500 °C происходит
лишь незначительное обратное его выделение. Эти эксперименты под-
твердили также, что скорость диффузии аргона в титане весьма мала.
Исследования, проведенные на цилиндрическом распыляемом
катоде, показали, что эффективность катодной откачки зависит
от неравномерности распределения скорости распыления по поверх-
ности цилиндра, вследствие чего происходят эрозия одних частей
поверхности и нарастание напыляемого слоя на других, где и имеет
место откачка. При идеально равномерном распылении геттера
с поверхности катода быстрота обратного выделения газа равна
быстроте его откачки. Использование радиоактивного криптона
в обычном промышленном магниторазрядном насосе показало, что
откачка криптона преимущественно происходит на краях катода,
куда попадает незначительная часть ионов других газов и где распы-
ление титана незначительно.
Обобщая вышеизложенное, следует сказать, что в гетгерно-ионных
насосах может быть использовано как катодное распыление (холодный
катод), так и испарение геттера с горячих катодов. В качестве геттера
могут быть применены различные реактивные металлы. Насосы могут
иметь магнитное поле и не иметь его. Ввиду этого существует большое
разнообразие конструкций. Ниже приведено описание лишь некоторых
наиболее распространенных из них.
65
Следует также отметить, что примени-
тельно к геттерно-ионным насосам нельзя
говорить о быстроте действия в том же
смысле, как это принято для других насо-
сов. Можно рассматривать лишь быстроту
откачки определенного газа, причем
и в этом случае быстрота откачки зависит
от очень большого числа факторов.
Небольшие геттерно-ионные насосы
обычно используются для получения
сверхвысокого вакуума в малых (объемом
несколько литров) чаще всего стеклянных
установках. В таких установках в качестве
ионного насоса широко применяется мано-
метр Баярд—Альперта — ионизационный
манометр.
На рис. 5.12 изображен небольшой
одноячеечный магниторазрядный насос,
который состоит из анода 3, изготовленно-
го в виде рамки из молибдена или титана,
и двух титановых катодов 2. Постоянное
магнитное поле создается магнитом 4.
Магнитное и электрическое поля располо-
жены таким образом, что электроны колеб-
лются между катодами, двигаясь при этом
по спиральным траекториям, что сильно
увеличивает вероятность их столкновений с молекулами газа.
По типу распыления геттера ГИНы подразделяются на два клас-
са: с независимым и саморегулирующимся распылениями.
1. Насосы с независимым распылением геттера. Схема конст-
рукции геттерно-ионного насоса с независимым распылением актив-
ного материала — геттера показана на рис. 5.13. Электроны, выле-
тающие из термокатода 6, направляются на распылитель геттера 3
и анодную сетку 5, которые имеют положительный потенциал,
равный несколько сотен вольт.
Под действием электронной бомбардировки распылитель нагревает-
ся до температуры испарения активного металла (геттера), покрываю-
щего распылитель. Электроны, направляющиеся к анодной сетке 5,
ионизируют молекулы остаточных газов при столкновениях с ними.
Управляющая сетка 4 служит для поддержания эмиссионного тока
постоянным в случае «отравления» катода. Ионизированный газ хо-
рошо сорбируется геттером, постоянно напыляемым на поверхность
корпуса насоса 1. Водород и гелий поглощаются катодом.
66
Сорбция активного газа
и замуровывание ионов
инертных газов геттером
Рис. 5.13. Схема геттерно-нонного насоса с независимым распылением:
/ — корпус; 2 — холодильник; 3 — распылитель; 4 — управляющая сетка; 5 —
анодная сетка; 6 — катод (проволочный); 7 — присоединительный фланец
Рис. 5.14. Принципиальная схема дейст-
вия магннторазрядного насоса:
1 — катоды; 2 — слои активного металла
— геттера; 3 — кольцевой анод
Таблица 5.1
Основные характеристики гетерно-нонных насосов
Показатель Тип насоса
ЭГИН-0,8/ 0,1 ЭГИН-1,0/ 0,1 ЭГИН-1,6/ 0,25 ЭГИН-5/ 1 ЭГИН-10/ 1,5
Быстрота откачки, м3/с 0,8 1,0 1,6 5,0 10,0
Рабочий диапа- зон давления, Па 4- 10-7—3 4- IO’7—3 4 • 10-7—3 4 • 10“7—3 4 IO’7—3
Предельное остаточное дав- ление , 10s Па 7 7 7 7 7
Наибольшее давление запуска, Па 13 13 13 13 13
Число испарите- лей, шт. 2 2 2 6 6
Потребляемая мощность, кВт 1,0 1,13 2,25 9,8 14,85
Основные характеристики геттерно-ионных насосов с независи-
мым распылением, выпускаемых в отечественной промышленности,
приведены в табл. 5.1.
2. Насосы с саморегулирующимся распылением геттера.
Саморегулирование скорости распыления достигается в магнитораз-
67
рядном насосе — геттерно-ионном насосе с направленным магнит-
ным полем (насосе Хербса).
В самых общих чертах возможность использования магнитных
полей в целях увеличения эффективности ионизации молекул газа
электронами была показана выше. Рассмотрим несколько подробнее
схему работы магниторазрядного насоса.
Вектор магнитной индукции направлен вдоль оси анода
(рис. 5.14). Откачиваемые газы ионизируются электронами, появляю-
щимися за счет автоэлектронной эмиссии из катода, и вторичными
электронами, возникающими при бомбардировке катода ионами от-
качиваемого газа. Напряженность магнитного поля подбирается та-
кой, чтобы радиус траектории электронов был меньше радиуса анода.
В общем случае электроны эмитируются поверхностью катода диф-
фузно. При этом чем больше поперечная компонента скорости, тем
больше радиус спиральной траектории и вероятность столкновения
электрона с молекулой газа вследствие удлинения пути электрона.
Положительные ионы, бомбардируя катод, распыляют активный
металл, который осаждается на аноде. Один ион выбивает в среднем
один атом геттера, что и обеспечивает саморегулируемую скорость
распыления при работе насоса.
Магниторазрядные насосы обладают избирательным действием,
так, они откачивают водород в 3 раза быстрее, а кислород в 2 раза
медленнее, чем азот.
В целях повышения быстроты откачки получило широкое
использование анода сотового типа, при этом достигается примерно
такая быстрота откачки, как у диффузионных насосов сопоставимых
размеров.
Характеристики некоторых магниторазрядных насосов приведе-
ны в табл. 5.2.
Таблица 5 2
Основные характеристики магннторазрядных насосов
Показатель Тип насоса
НМД-0,0063 НМД-0,1 НМД-1
Быстрота откачки, м3/с 0,006 0,11 1,20
Рабочий диапазон давлений, Па 4- 10-7 — 8 4- 10~7 — 8 4 • 10~7 — 8
Наибольшее дав- ление запуска, Па 10° 10° 10°
Масса насоса, кг 29 32 290
Масса блока питания, кг 21 35 94
68
Глава 6
КРИОГЕННАЯ ОТКАЧКА
Метод получения низких давлений в объеме за счет выморажива-
ния остаточных газов на охлажденной поверхности известен давно.
Простейшим и одновременно самым ранним способом осуществле-
ния криогенной откачки является использование ловушки, охлаждае-
мой жидким воздухом и содержащей древесный уголь как сорбент.
Физическая сущность откачивающего действия крионасосов
основана на том, что равновесное давление газов (рис. 6.1) над
поверхностью твердого тела, охлажденного до криогенных темпера-
тур, может быть доведено до очень низких значений.
Механизм криооткачки заключается в следующем. Газ конденси-
руется в жидкую или твердую фазу тогда, когда его парциальное
давление выше давления насыщенных паров при данной температу-
ре криопанели (криокондесационный насос), или газ связывается
путем сорбции (криосорбционный насос).
На рис. 6.2 показаны области газо- или парообразного (7), жидко-
го (ZZ) состояний и твердой фазы (III).
Из диаграммы видно, что процесс криоконденсационной откачки,
т.е. перехода газа в твердое состояние, минуя жидкую фазу, будет
Рис. 6.1. Зависимости давления насыщенных паров различных газов
от температуры
69
Рнс. 6.2. Общий вид диаграммы
состояния вещества
ниже давления в тройной точке.
На рис. 6.2 процесс криооткачки пока-
зан линией de.
Молекулы газа при соударениях
с охлажденной до определенной тем-
пературы поверхностью теряют зна-
чительную часть своей кинетической
энергии и могут в зависимости от ус-
ловий оказаться связанными с этой
поверхностью. При этом могут проис-
ходить процессы: конденсации, крио-
сорбции на поверхности сорбента или
криозахвата.
При криогенной откачке одно и то
же криогенное устройство, являющее-
ся криогенным вакуумным насосом, в зависимости от режима откач-
ки может быть адсорбционным (например, при Т = 77 К для газа)
и одновременно конденсационным (для паров воды, углеводородов,
СО2 и т.д.). Одновременно наблюдается и процесс криозахвата —
замуровывание неконденсируемых газов в слой конденсата.
Наличие известных трудностей в распознавании механизмов
откачки привело к некоторой неопределенности критериев, по кото-
рым классифицируются криогенные насосы.
Принята следующая, в известной степени условная, классифика-
ция криогенных насосов:
1) криоконденсационные насосы — действие основано на
использовании фазовых превращений вещества из газообразного
состояния в жидкое или твердое;
2) криоадсорбционные (криосорбционные) насосы — откачка
производится за счет адсорбции газов на охлажденных поверхностях.
Использование вымораживания газов на поверхностях, охлаждае-
мых до температуры ниже тройной точки, в качестве основного
средства впервые было предложено в 1949 г. Боровиком и Лазаре-
вым. В 1958 г. впервые результаты работ в этой области были доло-
жены на Национальном вакуумном симпозиуме (США).
6.1. КРИОКОНДЕНСАЦИОННАЯ ОТКАЧКА
Схема криоконденсационной откачки приведена на рис. 6.3.
Криоконденсация возможна при парциальных давлениях газа
в системе, превышающих их давления насыщения при соответст-
вующих температурах.
Преимуществом криоконденсации является возможность получе-
ния удельных значений быстроты откачки, близких к теоретически
70
Рис. 6.3. Схема конденсационной (криогенной) откачки:
Tw — температура хладоагента; Гп — температура поверхности
криоконденсата; Тг — температура газа вдали от криопанели; 8 —
толщина слоя криоконденсата
возможным. Для охлаждения конденсирующей поверхности исполь-
зуются сжиженные газы.
Массовый поток, кг/(м2 • с), падающий на единичную поверх-
ность криопанели в единицу времени (масса падающих молекул),
определяется по уравнению
G,=^o, (6.1)
здесь N — число молекул, ударяющихся о единичную поверхность
в единицу времени.
Тогда с учетом известных соотношений для < v > и р имеем
где рг, Тг — давление и температура газа.
В результате соударений молекул с поверхностью часть из них
5, останется на поверхности, т.е. окажется в конденсированном состоя-
нии. Отношение числа молекул, оставшихся на поверхности, к обще-
му числу соударяющихся молекул называется коэффициентом кон-
денсации ак.
Массовый поток молекул, которые конденсируются на поверхности,
GK = GiaK = aKPrJ^^- (6-3)
71
Слой конденсата эмитирует частицы. По аналогии с (6.3) поток
испарившихся молекул
(6.4)
здесь аи — коэффициент испарения; ps — давление насыщения кон-
денсата при температуре поверхности слоя Тп.
Коэффициент испарения определяет отношение истинной скоро-
сти испарения данного газа к теоретической максимальной.
Выражение для удельной (на единичную поверхность криопа-
нели) объемной быстроты конденсационной откачки имеет вид
Коэффициент конденсации зависит от природы откачиваемого газа,
температур газа Тг и криоповерхности Тп, а также от перенасыщения
газа pjps. При термодинамическом равновесии (Тт = Тп, ps = pv) имеет
место равенство ак = аи и SK уд = 0, в других же случаях ак + аи.
Полагая, что вблизи фазового равновесия (Тг ~ Тп и ак = аи) урав-
нение (6.5) можно записать в следующем виде:
СгУД Г I Й ( 1 S А /С
SK = «к ТГ / ТТвт' 1-----’ (6.6)
к Рг Л/ 2яЛТг V Рг/
определяем коэффициент конденсации.
С учетом равенства рг/рг = RTr/p. уравнение (6.5) принимает вид
(6.7)
В случае перегретого газа (рг » ps) выражение для удельной
объемной быстроты конденсационной откачки можно представить как
I
(6-8)
При уменьшении давления газа в системе в условиях неизменных
температур газа и поверхности, очевидно, быстрота конденсации падает
(см. уравнение (6.7)). При некотором давлении рг = рпр, аи = ак конден-
сационная откачка прекращается, т.е. SK = 0. Предельное давление при
этом, как следует из (6.7), имеет вид
Pnp=Ps J^n- (6-9)
72
Понятно, что предельное давление, т.е.
давление, при котором откачка газа пре-
кращается, возрастает с увеличением тем-
пературы поверхности криоосадка Тп.
Простейший криогенный насос
(рис. 6.4) представляет собой гелиевый
сосуд, помещенный внутрь азотного сосу-
да. Оба сосуда разделяет вакуумная
цилиндрическая теплоизоляция.
При откачивании паров из сосуда с
гелием до р = 0,6 Па температура его сте-
нок достигает 2,5 К и при этом на них
обеспечивается конденсация всех газов,
кроме Не.
Криогенные насосы используются для
получения высокого и сверхвысокого
вакуума, обеспечивая при этом безмасля-
ный спектр остаточных газов.
При решении вопроса о целесообраз-
ности применения криогенного насоса
помимо технических соображений нуж-
но учитывать и экономическую эффек-
тивность.
Откачиваемый
Рис. 6.4. Схема криогенного
насоса:
1 — сосуд с азотом (азотный
тепловой экран), 2 — сосуд
с гелием, 3 — вход в откачи-
ваемый объем, 4 — тепловой
экран, 5 — поверхность кон-
денсации
6.2. КРИОАДСОРБЦИОННАЯ ОТКАЧКА
Криоадсорбционная откачка осуществляется за счет адсорбции
газов на охлажденных поверхностях. Равновесное давление газов
определяется изотермами адсорбции, которые устанавливают связь
между количеством поглощенного газа и давлением при постоянной
температуре. Рассмотрим процесс адсорбционной откачки из каме-
ры объемом Кк адсорбентом объемом Ка (рис. 6.5), охлажденным
от начальной температуры Т\ до конечной Т2.
Уравнение материального баланса при криоад-
сорбционной откачке неподвижным адсорбентом
имеет вид
т\Гк + т\Га + ОТнат - m2VK + w2ra>
здесь mxv — масса газа в камере в исходном состоя-
у к
нии; m2v — то же в конечном состоянии; mxv ,
к у а
т2у — массы адсорбированного газа в начальном
(6.10)
Рис. 6.5. К схе-
ме крноадсорб-
цнонной откач-
ки
73
и конечном состояниях; отнаг — масса натекаемого газа через уплот-
нения и газовыделения в интервале времени между исходным
и конечным состояниями, отнат =«и1(, , где а — коэффициент, зави-
сящий от конструктивных параметров камеры, свойств материала
(очевидно, что а « 1).
Известно, что для описания изотерм адсорбции существует много
эмпирических формул. В 1909 г. Фрейндлих для объема адсорбиро-
ванного газа в равновесном состоянии предложил следующее урав-
нение:
V=KTpVn, (6.11)
где Кт и п — постоянные, зависящие от природы адсорбента и
адсорбата; Кт называют коэффициентом адсорбируемости; р , V —
относительные давление и объем газа.
В случае, если давление газа р заметно больше давления насы-
щенных паров ps, п == 1 и масса адсорбционного вещества становится
пропорциональна давлению. Этот закон был получен Вильямом Ген-
ри в 1803—1805 гг.:
т=Ктр, (6.12)
~ m ~ р
здесь m = — , р = ----относительные масса и давление; от,, р» —
от,Р,
масса и давление газа в некотором базовом состоянии.
Пусть тх = от», рх = р», тогда
Pl Pl ИР1Иа ИГа
От( — т1тх — От] — — К2-1р1 „„ .
"1 Р\ 1 1
Таким образом, уравнение (6.10) принимает вид:
RTX +Лп RTX +а RTX RT2 + КГ2 RTx '
После очевидных преобразований получаем
Ti
Pi + ^Г1Р1 Fa+ «Pl гк = Y P2VK + KT2p2Va.
J2
VK
Пусть v = —----объемная нагрузка насоса, обычно и » 1, тогда
vа
т\
pxv + KTXpx+apxv = — PiV + K-nPi,,
*2
74
откуда
v + Кт, + он?
Р2=Л—------------• (6-13)
V У + КТ2
J2
Если натекание невелико, т.е. а « 1, тогда равновесное давление
в системе после адсорбции
v + Кт,
Р2= Рх (6.14)
V тг + КТ2
J2
Обычно КтХ « v « КТ2, тогда
Р2= Г~Р1- (6-15)
ЛГ2
При подключении к камере работающих последовательно во вре-
мени п одинаковых криоадсорбционных насосов, для каждого из ко-
торых справедливо (6.14), для всей системы п крионасосов справед-
ливо выражение
( v \п
Р2п ~Р\ к •
<ЛГ2/
Криосорбционные насосы в отличие от конденсационных не име-
ют постоянной быстроты действия, поскольку коэффициент прили-
пания зависит от степени покрытия поверхности 0. С приближением
0 к единице сорбция постепенно падает. Энергия связи между моле-
кулами адсорбированного газа и сорбента превышает энергию связи
между молекулами газа, вследствие чего равновесное давление
адсорбции намного ниже, чем соответствующее давление насыщен-
ного пара. Следовательно, газ может связываться и в ненасыщенном
состоянии при значительно более высоких температурах. Это обстоя-
тельство имеет большое значение для откачки трудноконденсируе-
мых газов, таких как гелий, водород, неон.
Кинетические и емкостные характеристики процесса сорбции
в первую очередь определяются физико-химическими свойствами
адсорбента и адсорбата.
Практический интерес представляют адсорбенты, обладающие
высокой удельной адсорбционной способностью. Такими вещества-
ми являются пористые твердые адсорбенты, например, цеолиты
и активированный уголь, а также газовые конденсаты — твердые
криоосадки легкоконденсируемых газов.
Физические процессы на поверхности зависят от свойств сорбен-
та и сорбата. Следует отметить, однако, значительно более высокую
75
Q/A, Пам’/м2
Рис. 6.6. Изотермы адсорбции ге-
лия на различных криоповерхно-
стях при температуре 4,2 К
(на слоях цеолита толщиной
1,8 мкм, конденсата СО2 толщи-
ной 28 н 1,8 мкм, пористого
серебра и полированной меди):
QIA — количество адсорбированно-
го газа, приходящегося на единич-
ную поверхность адсорбента
сорбционную способность пористых
сорбентов по сравнению с сорбентами
с неразвитой поверхностью.
Из сопоставления изотерм адсорб-
ции при Тк = 4,2 К видно, что слой
цеолита с размерами пор 5 А (рис. 6.6)
поглощает в 108 раз больше атомов ге-
лия, чем полированная медная поверх-
ность, и в 102 раз больше, чем слой
СО2 толщиной 1,8 мкм.
Эти изотермы имеют приблизи-
тельно одинаковый наклон, т.е. для
рассмотренных сорбентов равновес-
ное давление (адсорбция с ростом
количества поглощенного газа) повы-
шается с одинаковой скоростью.
Твердые адсорбенты характеризу-
ются большой удельной поверхностью
сорбции (~102 м2/г), вследствие чего
их сорбционная емкость1 велика. По-
этому твердые адсорбенты можно
применять в широком диапазоне дав-
лений — от сверхвысокого вакуума до
атмосферного давления.
Для получения высокого вакуума
наиболее пригодны активированный
уголь, цеолиты.
Синтетические цеолиты бывают обычно в виде Л/-алюминиевых
силикатов, где М— натрий или кальций, однако цеолиты могут быть
приготовлены и с использованием ионов других металлов. Основой
структуры является скелет из молекул кремния с большим числом
микрополостей. Эти полости соединены между собой порами, раз-
меры которых определяются ионом металла. Площадь поверхности
цеолита очень велика, поэтому она может сорбировать весьма боль-
шие количества газа.
Синтетические цеолиты, изготовляемые соединением силикатов
А1 с Са, К или Li, имеют размеры пор (4—12) 10-8 см.
Эффективные диаметры атомов и молекул газов равны (2—4)х
х10-8см. Следовательно, диаметры пор превышают эти величины
1 Под сорбционной емкостью V, Па - м3/кг, понимается количество поглощенного газа
единицей массы адсорбента при данных давлении насыщения адсорбата и температуре
адсорбента
76
и при откачке молекулы газа будут проходить в поры и сорбировать-
ся. Так как теплота сорбции при поглощении адсорбентом разных
газов различна, криосорбционные, в том числе и цеолитовые, насо-
сы обладают избирательным действием.
6.3. КРИОСОРБЦИЯ НА ГАЗОВЫХ КОНДЕНСАТАХ
В качестве пористого твердого адсорбента в последние годы
получают все более широкое использование газовые конденсаты —
твердый криоосадок.
Конденсацией легкоконденсируемых газов типа СО2 можно полу-
чить поликристаллические пористые адсорбенты с чистой поверхно-
стью, обладающие хорошей теплопроводностью. Адсорбционные
свойства таких адсорбентов могут изменяться в широких пределах
в зависимости от условий конденсации. При получении высокого
вакуума криосорбцией на газовых конденсатах большое значение
имеет знание оптимальных параметров процесса конденсации
с точки зрения обеспечения наиболее благоприятных условий для
процесса криопоглощения.
На рис. 6.7 показаны изотермы адсорбции Не, Ne, Н2 на твердом
СО2. Теоретически при малых степенях заполнения процесс адсорбции
С, ммоль/моль , Т=4К 10 =~ — 8_. ю ю ,''12 1 s S /<45° /<45° Z 1 1 КГ7 КГ6 IO-5 IO"4 IO-3 p, Па <0 С, ммоль/моль T=5K 12 18 24,^ 10 i ——ZL — КГ7 IO-6 10-5 IO-4 10-3 p, Па «) С, ммоль/моль T= 10JC,„ — —12, 10 / / 10-7 КГ6 IO-5 MT4 IO-3 А Па 6) Рис. 6.7. Изотермы адсорбции Не (a), Ne (б), Н2 (в) на твердом СО2
77
Рис. 6.8. Изотермы адсорбции Н2 на раз-
личных газовых конденсатах:
1 — СО2, Г = 2,4 К; 2 — NH3, Г= 8 К; 3 —
подчиняется закону Генри, что
и подтверждают результаты
экспериментальных исследо-
ваний.
Для получения каждой изо-
термы был подготовлен слой
СО2 толщиной 28 мкм при
давлении р = 7 • 10~3 Па и Т =
= 11,2 К.
На рис. 6.7 изотермы
адсорбции представляют со-
бой зависимости концентра-
Аг, т = 6 К; 4 — с2Н6, т= 11,9 К; 5 — сн2, ции адсорбата С в криослое
т = 7 к газового адсорбента от равно-
весного давления адсорбата
и температуры адсорбента. Концентрацией адсорбата называется
физическая величина, определяемая выражением
С = N{/'N2,
где N\, N2 — число молекул адсорбата адсорбента в криослое.
Сопоставление различных адсорбентов (рис. 6.8), сконденсиро-
ванных при оптимальной для каждого из них температуре Тк, позво-
ляет выделить СО2 как конденсат с наиболее высокой адсорбцион-
ной способностью.
Криосорбционные насосы в отличие от конденсационных не име-
Рис. 6.9. Зависимости удельной бы-
строты действия конденсата СО2
ют постоянной быстроты дейст-
вия, поскольку коэффициент прили-
пания а зависит от степени покры-
тия поверхности 0. С ростом 0
коэффициент прилипания уменьша-
ется сначала медленно, а затем зна-
чительно быстрее.
На рис. 6.9 показаны зависимо-
сти удельной быстроты действия
S/А, где А — площадь поверхности
адсорбента, от удельного количест-
ва адсорбируемого водорода еди-
(толщнна слоя: 1 — 0,1 мм; 2 — ничной поверхностью адсорбента
0,5 мм; 3 — 1,0 мм; 4 — 2,0 мм) при „ . .
откачке водорода *!н2'А
78
Максимальное значение адсорбируемого водорода при постоян-
ном давлении откачки пропорционально толщине слоя конденсата.
Отвердевшие газы в качестве сорбентов представляют собой
микропористые структуры. По сравнению с гранулированными сор-
бентами (активированный уголь, цеолит, силикагель) слой легкокон-
денсируемых отвердевших газов, обладая сравнимой с ними сорбци-
онной способностью, имеет ряд достоинств: хороший тепловой кон-
такт с криопанелью, оптическая прозрачность (малый коэффициент
поглощения теплового излучения), относительно высокая теплопро-
водность, не загрязняет откачиваемый объем.
На структуру и адсорбционные свойства слоев сконденсирован-
ных газов большое влияние оказывают условия формирования крио-
осадка. Каждый конденсат имеет область оптимальных температур
использования. Верхний уровень определяется температурой начала
рекристаллизации, во время которой происходят рост зерна и умень-
шение сорбционной емкости слоя. Слой криоосадка, формируемый
при оптимальной для каждого сорбента температуре, обладает наи-
большей сорбционной емкостью. Рекомендуется, чтобы температура
криопанели была не выше одной трети равновесной температуры
конденсата при данном давлении. В этих условиях криоосадок имеет
высокие дисперсность кристаллов и сорбционную емкость, сравни-
мую с сорбционной емкостью твердых адсорбентов.
Увеличение температуры формирования слоя криоосадка до 7^opM >
> 1/37) (для СО2 7’фОрм > 78 К) приводит к тому, что образуются кри-
сталлы с размером зерна около 10-6 м, обладающие минимальной
сорбционной емкостью. Сорбционная емкость слоев аргона и азота
по гелию и водороду при 7’форм = 20,4 К мала, а при Тф^ = 4,2 К ста-
новится сравнимой с емкостью такого же слоя углекислого газа.
Важным параметром, влияющим на сорбционную емкость, являет-
ся скорость формирования слоя Nq, которая выражается числом осаж-
даемых часту’Ц сорбента на единицу площади криопанели в единицу
времени (рис. 6.10). Из рис. 6.10 видно, что с увеличением скорости
формирования слоя СО2 от 6,3 • 1019 до 3,15 • 1023 м-2 • с_| происходит
значительное повышение сорбционной емкости.
Результаты известных экспериментальных исследований позво-
ляют сделать следующие выводы:
— при температуре формирования слоя, далекой от оптимальной
(ТфОрм > у 7)), сорбционная емкость его значительно возрастает
с увеличением скорости напуска газа;
79
7’форм=12-4К
Г = 16,5 К
форм ’
Т.= 21,5 К
форм ’
Рис. 6.10. Изотермы сорбции водорода на слоях СО2:
I - Рформ слоя СО2 = 2,67-10-3 Па> = 6,3 . 1019 м-2.с-1; 2 _ Рформ слмС02 =
= 13,3 Па, N4 = 3,15 • Ю23 м“2 • с-'
— при оптимальной температуре формирования скорость напус-
ка газа слабо влияет на сорбционную емкость.
Сорбционная емкость слоя газового конденсата (криоосадка) сла-
бо зависит от его толщины 3 (при 3 < 10-6 м). А при больших тол-
щинах сорбционная емкость ухудшается, что связано, видимо, с ук-
рупнением зерен структуры.
Экспериментально установлена зависимость быстроты действия
криопанели от скорости формирования криослоя: с ростом скорости
быстрота действия криопанели повышается (рис. 6.11).
Интересными представляются данные о влиянии примесей,
содержащихся в легкоконденсируемом газе, на сорбционную
емкость (рис. 6.12).
Результаты исследований откачки газовых смесей крионасосами
показывают, что компоненты смеси в определенных условиях могут
оказывать при конденсации взаимное влияние друг на друга.
В последние годы довольно широко используется эффект крио-
захвата, открытый Хуаном в 1960 г. При этом ненасыщенный газ,
попадая на поверхность криопанели как компонент смеси газа, кото-
рый легко конденсируется при данной температуре криопанели,
поглощается криоповерхностью. Неконденсируемый газ внедряется
в конденсат газа-компонента, и его парциальное давление в объеме
уменьшается.
Приближенно процесс криозахвата происходит следующим обра-
зом. Молекулы неконденсируемого газа при движении с молекулами
конденсируемых газов достигают поверхности слоя криоосадка, час-
тично отражаются от него, а частично адсорбируются на нем.
80
Рис. 6.11. Зависимость быстроты дей-
ствия криопанели насоса СР-800 по
гелию на криослое аргона (Q —
поток легкоконденсируемого газа
(аргона))
Рис. 6.12. Влияние примесей на
сорбционную емкость (легкоконден-
сируемый газ СО2, откачиваемый
газ Н2)
Адсорбированные молекулы покрываются новым непрерывно набе-
гающим потоком конденсируемого газа, который образует твердый
криоосадок, оставляя в своей толще значительную часть неконден-
сируемого газа. Как показывают результаты экспериментальных
исследований, уменьшение давления при криозахвате относительно
давления чистого водорода, например, весьма значительно: при
коэффициенте захвата NnINhi = 0,1 и температуре 10 К оно дости-
гает порядка 107.
Под коэффициентом захвата здесь понимается отношение числа
молекул неконденсируемого газа (Н2 в данном примере) к числу
молекул конденсируемого газа (Аг).
6.4. КОНСТРУКЦИИ ВЫСОКОВАКУУМНЫХ КРИОГЕННЫХ НАСОСОВ
В промышленности выпускаются заливные адсорбционные насо-
сы типа ЦВН, схема такого насоса показана на рис. 6.13.
На рис. 6.14 представлена схема высоковакуумного адсорбцион-
ного насоса. В таких насосах эффективно охлаждается цеолит, что
позволяет обеспечить их высокую быстроту действия. Однако эти
насосы довольно громоздкие.
На рис. 6.15 показана схема насоса, состоящего из трех ступеней,
работающих при температурах 80, 20 и 5 К соответственно. При ста-
ционарном режиме откачки последней ступени, температура которой
равна 5 К, достигают только такие газы, как D2, Н2, Ne, Не. Экран,
81
Рис. 6.13. Заливной адсорбционный насос
типа ЦВН:
1 — корпус насоса, 2 — сосуд для криогенной
жидкости, 3 — адсорбент, 4 — патрубок для от-
качки в режиме регенерации, 5 — теплозащит-
ный экран, 6 — шевронный экран, 7 — впускной
патрубок, 8 — электронагреватель
имеющий температуру 20 К, охлаждается
парами гелия.
Толщина слоя цеолита составляет не
более 0,2 мм. Быстрота действия насоса
находится в пределах 1—20 м3/с; причем
по Не и Н2 быстрота действия примерно
такая же, как и по N2 и Аг. Нижний пре-
дел рабочих давлений достигает 10-7 Па.
В отечественной промышленности
выпускаются криосорбционные заливные
гелиевые насосы с сорбентом — оксид-
ной пленкой на алюминии типа НКС. Предельное давление этих
насосов достигает 1 • 10-9 Па, быстрота действия в рабочем диапазо-
не давлений равна: по азоту 1—6; по аргону 0,8—0,45, по водороду
2—12 м3/с, по гелию — 1—10 м3/с.
Рис. 6.14. Высоковакуумный адсорбционный насос типа ЦВН:
/ — сосуд для криогенной жидкости, 2 — адсорбент, 3 — медные ребра,
выравнивающие температуру сорбента, 4 — сетка, 5 — жалюзийный экран,
6 — горловина для заливки криогенной жидкости и подвеса насоса
82
Рис. 6.15. Криоиасос с цеолитовой
адсорбционной ступенью:
1 — криосорбционная ступень с цеолитом
О
типа 5 А при Т- 5 К, 2 — ванна с жидким
гелем, 3 — шевронный экран при Т= 80 К,
4 — то же при Т = 20 К, 5 — выход паров
гелия, б — заливная трубка, 7 — ванна для
жидкого азота, 8 — впускной патрубок
Недостатками рассмотренных
криоадсорбционных насосов яв-
ляются: узкий диапазон рабочих
давлений; применение гранули-
рованного адсорбента может при-
водить к запылению откачивае-
мого объема кристаллами этого
адсорбента. Так как гранулы ад-
сорбента в процессе эксплуата-
ции разрушаются, то для повы-
шения прочности их слоя увели-
чивают долю связующего вещества, что, конечно, приводит к ухуд-
шению как емкостных, так и кинетических характеристик адсорбен-
та. С этим недостатком можно успешно справиться, используя по-
ристый металлокерамический экран, которой обладает хорошей про-
ницаемостью для откачиваемого газа и высокой теплопроводностью.
Однако применение такого экрана заметно снижает проводимость
насоса.
Раздел II
ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ВАКУУМНЫХ СИСТЕМ
Глава 7
ТИПОВЫЕ ВАКУУМНЫЕ СИСТЕМЫ
Способы создания разрежения выбираются исходя из особенно-
стей технологического процесса. Условные графические обозначения
элементов вакуумных систем регламентируются ГОСТ 2.797—81.
С основными типовыми вакуумными системами мы познакомимся ниже.
7.1. ВЫСОКОВАКУУМНАЯ УСТАНОВКА С МАСЛЯНОЙ ОТКАЧКОЙ
Рассмотрим систему с традиционными средствами откачки —
вращательным механическим форвакуумным и пароструйным насо-
сами (рис. 7.1).
При помощи затвора 4 камера 1 отключается от средств откачи-
вания. При этом можно:
а) устанавливать уровень
натеканий в камеру 1, изме-
ряя давление преобразовате-
лями 2, 3;
б) определять эффектив-
ность работы данной азотной
ловушки 8 и пароструйного
насоса, измеряя давление
преобразователями 5—7.
Ловушка 11 охлаждается
обычно водой и снижает
загрязнение пароструйного
Рис. 7.1. Схема высоковакуумной
установки (р = 10~5— 10~г Па):
1 — вакуумная камера; 2,7,10,15 —
термопреобразователи; 3, 5, б —
ионизационные преобразователи;
4 — вакуумный затвор; 8, 11 —
охлаждаемые ловушки; 9 — диф-
фузионный насос; 12, 14 — автома-
тические вакуумные клапаны;
13— клапан-дроссель; 16 — фор-
вакуумный насос; 17 — вакуумный
клапан проходной; 18 — байпасная
линия
84
насоса парами рабочей жидкости форвакуумного насоса. Ловушка 8
охлаждается азотом и предупреждает попадание паров масла высо-
ковакуумного насоса в откачиваемый объем.
Клапан (натекатель) 14 применяется для напуска атмосферного
воздуха в камеру и форвакуумный насос во время его остановки для
того, чтобы рабочая жидкость не попала в вакуумную систему. Кла-
пан 14 нормально закрыт.
При случайном отключении электросети клапан 12 автоматически
закрывается, а клапан 14 открывается, в результате чего предотвраща-
ется попадание масла форвакуумного насоса в вакуумную систему.
Форвакуумный насос 16 не может длительное время работать при
высоких значениях газового потока и довольно быстро перегревает-
ся. Поэтому при откачивании больших объемов приходится дроссе-
лировать поток, для чего и используется клапан-дроссель 13.
Вакуумная система, показанная на рис. 7.1, имеет ряд недостатков:
— предельное давление относительно высокое (р > 10~5 Па);
— существует опасность загрязнения высоковакуумной части
системы парами масел;
• — довольно много вспомогательной арматуры;
— большая энергоемкость;
— высокая тепловая инерционность.
В то же время эту систему отличают высокая надежность, хоро-
шая конструктивная проработка всех входящих в нее элементов и их
недефицитность.
Предельное давление удается существенно снизить за счет пред-
варительного прогрева вакуумной камеры и ловушки (рис. 7.2). Про-
грев сверхвысоковакуумной части системы позволяет удалить из ка-
меры и ловушки сконденсированные слои рабочей
жидкости пароструйного насоса. Обычно темпера-
тура прогрева лежит в диапазоне 400—450 °C.
Иногда существует необходимость прогревать до
600 °C.
Печь для прогрева может быть как общей, так
и индивидуальной для каждого элемента. Широко
используется размещение на стенках прогревае-
мых элементов системы спирали, по которой
течет ток.
При этом вакуумная камера, затвор и ловушка
подвергаются предварительному прогреву. Долж-
ны допускать прогрев и остальные элементы сис-
темы, которые имеются между показанной Рнс 72 прогревав-
на схеме частью вакуумной системы и пароструй- мая чцсть вакуум
ным насосом. ной системы
85
Для того, чтобы во время прогрева в камеру и ловушку (рис. 7.2)
не попадали пары масла, между прогреваемым участком и пароструйным
насосом размещается еще одна охлаждаемая ловушка. В прогревае-
мой части в разъемных соединениях устанавливаются металличе-
ские прокладки.
Такая схема позволяет получать давление, составляющее порядка
10“8 Па. При применении сорбционных ловушек давление может
достигать 109 Па.
На рис. 7.2 не показана форвакуумная часть системы откачки,
поскольку схема ее полностью идентична схеме, приведенной
на рис. 7.1.
7.2. КОМБИНИРОВАННАЯ ВАКУУМНАЯ СИСТЕМА
Сверхвысокий вакуум
позволяет получить комбини-
рованная схема с использова-
нием сорбционного насоса
(рис. 7.3).
Вся сверхвысоковакуум-
ная часть системы прогрева-
ется в целях обезгаживания.
Во время прогрева сорбцион-
ного насоса выделяющиеся
газы удаляются вспомога-
тельной системой вакуумной
откачки, состоящей из паро-
струйного и форвакуумного
насосов. Давление запуска
сорбционных насосов в этой
схеме должно быть не выше
10"4—10~3 Па, что позволяет
использовать сорбционные
насосы любых типов, в том
числе и геттерно-ионные,
имеющие наиболее низкое
давление запуска. При при-
менении магниторазрядных
Рис. 7.3. Комбинированная схема:
19 — сорбционный насос; 20 —
прогреваемая часть системы;
остальные обозначения те же, что
и на рис. 7.1
86
насосов для предварительной откачки часто служит лишь форваку-
умный насос, снабженный сорбционной ловушкой.
Основные преимущества комбинированной схемы следующие:
— система предварительной откачки работает только на этапе
запуска сорбционного насоса, что снижает энергопотребление,
повышает комфортность (отсутствует постоянно действующий меха-
нический насос);
— снижется опасность загрязнения высоковакуумной части парами
масел, поскольку эффективную работу азотной ловушки требуется
обеспечить ограниченное время — на этапе предварительной откачки.
Недостатком такой схемы является усложнение ее по сравнению
со схемой, рассмотренной выше, за счет включения дополнительных
высоковакуумного насоса и вакуумного затвора.
7.3. ВЫСОКОВАКУУМНАЯ СИСТЕМА С БЕЗМАСЛЯНОЙ ОТКАЧКОЙ
Высоковакуумная система, показанная на рис. 7.4, обеспечивает
полностью безмасляный спектр остаточных газов. В этой системе
запуск и обезгаживание магниторазрядного насоса производится
с помощью двух параллельно подключенных адсорбционных насо-
сов. Один из них откачивает атмосферный воздух из высоковакуум-
ной части установки — насос предварительной откачки, а второй
Рнс. 7.4. Безмасляная система откачки магниторазрядным
и адсорбционными насосами:
1 — вакуумная камера; 2, 6, 9, 12 — вакуумные затворы;
3, 8, 14 — термопреобразователи; 4, 15 — ионизационные
преобразователи, 5 — магниторазрядный насос; 7 — печь
для прогрева; 10 — магнитный преобразователь; 11, 13 —
адсорбционные насосы
87
поглощает газы, выделяющиеся во время прогрева высоковакуумной
части установки.
Так как адсорбционные насосы могут обеспечить лишь рпр =
= 10-1 Па, в качестве сорбционного насоса предпочтительнее
использовать магниторазрядный насос, давление запуска которого
доходит примерно до 5 Па.
Обезгаживание сверхвысоковакуумной системы производится при
прогреве ее печью 7 при температуре 300—400 °C в течение 7—8 ч.
Прогрев проводится периодически: при запуске установки и при попа-
дании атмосферного воздуха в магниторазрядный насос.
В схемах безмасляной откачки широко применяются магнитные
манометры, которые плохо работают в масляных системах вследст-
вие загрязнения электродов продуктами крекинга масла в газовом
разряде.
7.4. ВЫСОКОВАКУУМНАЯ УСТАНОВКА С ТУРБОМОЛЕКУЛЯРНОЙ ОТКАЧКОЙ
В последние годы широкое примене-
ние, в частности в термоядерных экспе-
риментальных установках, получили
турбомолекулярные насосы. Система
предварительного разрежения в этом
случае подобна системе с пароструйным
насосом (см. рис. 7.1). Она обеспечивает
на выхлопном патрубке турбомолеку-
лярного насоса давление не выше 1 Па.
В качестве насосов, создающих
предварительное разрежение, могут
быть использованы также адсорбци-
онные насосы с увеличенной быстро-
той откачки по водороду.
В высоковакуумной части ловушка
для паров масла не устанавливается,
так как турбомолекулярный насос
хорошо откачивает эти пары. Проник-
Рис. 7.5 Вакуумная система с турбомолеку-
лярной откачкой:
1 — вакуумная камера; 2,6 — ионизационные
преобразователи; 3, 5, 8, 12 — термопреобра-
зователи; 4 — вакуумный затвор; 7 — турбо-
молекулярный насос; 9 — форвакуумная ло-
вушка; 10, 14, 16 — автоматические вакуум-
ные клапаны; 11 — дроссель; 13 — форваку-
умный насос, 15 — печь для прогрева
88
новение паров масла в откачиваемый объем возможно лишь во вре-
мя остановки турбомолекулярного насоса.
Обезгаживание и очистка откачиваемого объема и сверхвысоко-
вакуумной части системы производится в печи 15 (рис. 7.5) при тем-
пературе 300—400 °C. Турбомолекулярный насос в отличие от маг-
ниторазрядного не прогревается.
При отсутствии прогрева в системе, показанной на рис. 7.5, дос-
тигается рпр = 10-6 Па, а при наличии прогрева рпр = 10~9—10-8 Па.
Глава 8
МЕТОДИКА РАСЧЕТА И ПРОЕКТИРОВАНИЯ КРИОВАКУУМНЫХ
НАСОСОВ (КВН)
8.1. СТРУКТУРНАЯ СХЕМА КВН
Конструктивные решения крионасосов имеют весьма широкое
разнообразие. Однако все они включают в себя ряд общих элемен-
тов: охлаждаемую до криогенных температур криопанель, теплоза-
щитные экраны, корпус, впускной патрубок, фланец присоединения
насоса предварительной откачки. Криопанели в виде пластин,
цилиндров, змеевика или сложной системы ребер охлаждаются при
непосредственном контакте их с криогенной жидкостью в сосуде
или при вынужденной циркуляции этой жидкости по трубам цирку-
ляционного контура.
Рис. 3.1. Структурная схема
криовакуумного насоса:
1 — присоединительный фла-
нец; 2 — впускной патрубок;
3,5 — шевронные теплозащит-
ные экраны (ТЗЭ) (обычно на
уровнях температур 80 и 20 К
соответственно); 4, 6 — ТЗЭ;
7 — адсорбент; 8 — криопа-
нель; 9 — корпус насоса; 10 —
фланец для присоединения
насоса предварительной откачки
Теплозащитные экраны в виде непроницаемых стенок и жалюзи име-
ют температуру, лежащую в интервале между рабочей температурой
криопанели и температурой стенок корпуса.
В крионасосах небольших размеров
охлаждение теплозащитных экранов про-
исходит за счет теплопроводности стенок
экрана при их непосредственном контакте
с азотной ванной. В крионасосах значи-
тельных размеров в целях обеспечения
более однородного температурного поля
экранов охлаждение производится путем
контакта их с трубами, по которым цирку-
лирует обычно жидкий азот.
На рис. 8.1 изображена одна из воз-
можных схем криогенного вакуумного
насоса. В этой схеме в целях уменьше-
ния теплопритоков к криопанели преду-
смотрено использование двухступенча-
той тепловой защиты: первая ступень
состоит из проницаемой 3 и непроницае-
мой 4 частей экрана, которые имеют тем-
пературу жидкого азота; вторая ступень
состоит из жалюзи 5 и непроницаемой
части 6 и имеет температуру, промежу-
точную между температурой первой
90
ступени и рабочей температурой криопанели 8. Эту ступень, чтобы
не включать в систему криообеспечения третий теплоноситель,
целесообразно охлаждать парами рабочей жидкости, прошедшей че-
рез криопанель.
8.2. СХЕМА ПРОЕКТНОГО РАСЧЕТА КВН
1. Задаются исходные данные для проектируемого насоса:
— состав откачиваемых газов;
— газовая нагрузка по откачиваемым компонентам Qp Па • м3 • с-1;
— диапазон рабочих давлении рраб—/?раб или давление на входе
в насос рн;
— соотношение теплопритоков к криопанели и теплоты, выде-
ляемой при конденсации и адсорбции откачиваемого газа;
— режим работы (непрерывный, циклический, время работы
между циклами регенерации в последнем случае).
2. Разрабатывается расчетная схема конструкции КВН с указани-
ем всех необходимых элементов от впускного патрубка до криопане-
ли и их взаимное расположение.
Устанавливается способ (метод) откачки, тип и параметры адсор-
бента. Рабочая температура криопанели, температурные уровни ТЗЭ
(см. рис. 3.1).
3. Выполняется первичный расчет площади поверхности криопа-
нели, м2, по формуле
здесь Q — газовая нагрузка; 5ад — удельная быстрота действия
насоса; рн — давление на входе в насос.
Для многоступенчатых насосов при дифференциальной откачке
компонентов смеси газов этот расчет выполняется для каждой ступе-
ни в отдельности.
Определение удельной быстроты действия насоса может быть
выполнено двумя способами:
а) расчетом;
б) с использованием экспериментальных данных по сорбции
[ад].
Для расчета удельной быстроты действия криосорбционной пане-
ли используется соотношение
91
М,д
ок 9 ^а’ (о.2)
где £>эф — эффективный коэффициент диффузии, зависящий от рода
газа; (Зр — коэффициент регенерации, который учитывает фактор
подготовки криосорбционного насоса, т.е. степень реализации
потенциальных возможностей криосорбционной панели, и зависит
от времени, давления и температуры регенерации; В — эмпириче-
ская константа, м3/кг; Тл — средняя температура газа при адсорб-
ции, в первом приближении принимают Та = у (Тк + Тэ); Тк — тем-
пература криопанели; Тэ — температура теплозащитного экрана;
к3— коэффициент формы зерна; R3 — характерный размер зерна;
wa— масса адсорбента, размещенного на единичной поверхности
криопанели.
В табл. 8.1—8.4 приведены значения, которые принимают ОЭф, Рр, В, к3.
Таблица 8 1
Значения для различных газов
Показатель Газ
n2, 02 Аг Не
£>эф, м2/с ~ 2 • 10~12 1 • io-12 6,75- 10-’3 > 10-12
* Для водорода однозначных данных по коэффициенту диффузии в литературе не приводится Таблица 8 2 Значения В и Qa для различных газов
Газ В, м3/кг, для адсорбентов (?а, Дж/моль
СаЕН-4В СКТ-4
n2 О2 Аг Н2 Не 0,0038 0,023 0,0023 0,17 0,0005 0,014 0,25 0,1 12 560 9630 9630 5000 585
Таблица 8 3
Значение для различных форм зерна
Показатель Форма кристаллов адсорбента
плоская цилиндрическая сферическая
Коэффициент к3 1/3 1/8 1/15
92
93
Расчеты криовакуумных насосов имеют итерационный характер.
На первом шаге итерационного расчета принимается некоторая тол-
щина слоя адсорбента, которая после расчета необходимой массы
адсорбента уточняется. При этом следует учитывать, что с ростом
толщины адсорбента увеличивается сорбционная емкость. Однако
повышается и термическое сопротивление, что, в свою очередь,
ведет к росту температуры поверхности адсорбента и, следователь-
но, к снижению сорбционной емкости. При использовании твердого
адсорбента обычно толщина его слоя не превышает 30 мм.
Следует заметить, что расчет по соотношению (8.2) затруднен
из-за недостаточности необходимых данных (5, D) либо из-за их
физической неопределенности (D, ку R3) и дает удовлетворительные
результаты только для гелия и неудовлетворительные для водорода.
Для оценочных расчетов можно использовать уравнение
Уд _ а<у>
‘’к ~ 4
(8.3)
где а — коэффициент прилипания,
2погл ~ б дес
а = —--------------------------------,
^пад
здесь 2Пад — поток газа, падающий на поверхность сорбента;
бпогл — т0 же’ поглощенный поверхностью; (?дес — десорбционный
поток.
Однако коэффициент а также трудно корректно и точно устано-
вить. Среднеарифметическая скорость <v> соответствует температуре
последнего шевронного экрана.
В табл. 8.5 приведены экспериментальные данные по коэффициен-
ту прилипания различных газов на твердом адсорбенте — цеолите.
Таблица 8 5
о
Коэффициент прилипании газов на адсорбенте — цеолите типа 5 А
Газ ГГ,К Гк,К а
Не 4,2 4,2 0,67—0,91
77 10,0 0,048
77 13,6 0,0037
77 17,0 ~0
Н2 77 20 0,73—0,96
170 24 0,16
94
В табл. 8.6 представлены экспериментальные данные по макси-
мальным значениям коэффициента прилипания на газовых конден-
сатах при небольших степенях заполнения.
Таблица 8 6
Максимальный коэффициент прилипании
при небольших степенях заполнения
Конденсат Сорбат ^.К Гг,К а
4,2 78 0,14
2,0 78 0,19
Аг 4,2 78 0,85 .
2—4,2 78 0,76
Н2 11,0 300 0,10
4,2 78 0,70
Па 4,2 78 0,20
2,0 78 0,28
2,0 78 0,42
12,4 78 0,68
н2 11,0 300 0,50
со2 4,2 78 0,50
14,0 78 0,50
20,0 78 0,40
d2 14,0 78 0,50
4,2 78 0,50
Ne 20,0 78 0,10
Н2О Н2 20,0 78 0,55
11,0 300 0,90
n2o Н2 11,0 300 0,63
°2 Н2 11,0 300 0,15
4,2 78 0,60
so2 н2 12,4 78 0,65
Не 4,2 78 0,19
Хе 2,0 78 0,25
Н2 4,2 78 0,62
4,2 78 0,14
Не 2,0 78 0,21
n2 4,2 78 0,81
2—4,2 78 0,68
Н2 11,0 300 0,08
4,2 78 0,85
95
Для количества поглощенного газа, меньшего, чем критическая
(наибольшая) сорбционная емкость, зависимость а(Д и*) можно
аппроксимировать формулой
а = ехр[—(0,13 + 0,06и*)(Г- 2,17)], (8.4)
где Т — температура сорбента; v* — удельное количество поглощен-
ного газа, л • Торр/см2.
Для гелия а = 1 при температуре не выше температуры лямбда-
точки = 2,17 К.
Однако применение соотношения (8.4) ограничено узкой обла-
стью температур и конкретным типом адсорбата — гелия, поскольку
показатель степени в этом эмпирическом соотношении имеет раз-
мерный вид. Принимая во внимание отсутствие надежных рекомен-
даций по расчету коэффициента прилипания, следует использовать
экспериментальные данные (при их наличии).
Удельная быстрота действия насоса согласно основному уравне-
нию вакуумной техники определяется по соотношению
C = Vk’, (8-5)
где кк — коэффициент использования насоса; для высоковакуумных
насосов обычно кн = 0,5.
При записи соотношения (8.5) криогенный вакуумный насос рас-
сматривается как вакуумная система, в которой криопанель выпол-
няет роль вакуумного насоса, а удельная быстрота действия на входе
в него является эффективной быстротой действия.
Тогда площадь поверхности криопанели определяется по (8.1)
с использованием заданных значений Q, рн и результатов расчета
5„д по (8.5).
4. Вычисляется проводимость насоса. Уточняются размеры.
На этом этапе проектирования необходимо выбрать конструкцию
криопанели, тип и расположение теплозащитных экранов, диаметр
и длину впускного патрубка, завершить компоновку крионасоса, вза-
имного расположения всех элементов, определить размеры и рас-
стояния между элементами.
При выборе диаметра впускного патрубка <7ВП следует исходить
из угла раскрытия потока откачиваемого газа при свободномолеку-
лярном режиме течения и использовать в качестве ориентировочно-
го соотношение
<8-6)
где у = 0,6—1,0; FK — площадь поверхности криопанели.
96
После завершения компоновки криогенного насоса по известным
соотношениям для молекулярного режима течения газа рассчитыва-
ется результирующая проводимость вакуумного тракта, включающе-
го в себя все элементы, которые содержит насос от входного патруб-
ка до криопанели. Например, для схемы, изображенной на рис. 8.1,
результирующая проводимость последовательно расположенных по
ходу потока откачиваемого газа элементов определяется по соотно-
шению
1 1 1 1 1
Цзхс/ С/вп + ^зэ + ^зэ’
(8-7)
здесь — результирующая проводимость вакуумного тракта крио-
генного .насоса. В правую часть (8.7) входят проводимости входного
отверстия С/вхо, впускного патрубка U3 п, теплозащитного экрана
(в данном случае одного) С/тзэ и защитного экрана U33, который
может устанавливаться на криопанели для крепления слоя твердого
адсорбента. Полученная расчетом результирующая проводимость
Uz должна быть не меньше минимально необходимой проводимости
вакуумного тракта
к
Ufn = 5 -IL-, т.е. Ur > U^'n . (8.8)
tu П I _ £- ’ uh х '
1 Кн
При этом относительное расхождение этих проводимостей долж-
но отвечать условию
ьи= —- < 0,03 - 0,05 . (8.9)
В противном случае изменяют размеры впускного патрубка, тип
и размеры ТЗЭ, защитного экрана, прилегающего к адсорбенту,
и затем вновь повторяют расчет .
Итерации повторяют до тех пор, пока не будет удовлетворено
условие (8.9).
»5. Определяется давление газа вбли-
зи поверхности криопанели. Давление
— у криопанели (точка А на рис. 8.2) рас-
считывается по соотношению
Рнс. 8.2. К расчету давления рК = рн - - уу- . (8.10)
газа вблизи криопанели дк ^z
97
Рис. 8.3. Изотермы адсорбции Н2 на твердом СО2
Рис. 8.4. Изотермы адсорбции на
О
цеолите типа 5 А
При этом давление у криопанели
должно быть выше равновесного
давления адсорбированных газов ра,
определяемого по изотермам адсорб-
ции (рис. 8.3, 8.4):
PK^Pnp = W С8-11)
здесь т| = 5—10, или же предельно до-
пустимое давление находится как
z т \'/2
РпР=Ра Г , (8-12)
\ к /
здесь Тсг, Тк — температуры стенок
насоса и криопанели соответственно.
В случае невыполнения условия
(8.11) или (8.12) увеличивается по-
верхность криопанели, вводятся соот-
ветствующие коррективы в размеры ’
криогенного насоса и расчеты п. 4 и 5 повторяют.
6. Определяется масса адсорбента и время между циклами реге-
нерации. Согласно уравнению материального баланса для откачивае-
мого газа
^ = ^р, (8-13)
где та — масса адсорбента; и — удельная сорбционная емкость,
Па • м3
КГ
Отсюда время работы между циклами регенерации определяется
по соотношению
т v
(8Л4)
98
Масса адсорбента рассчитывается по уравнению
™а = Ра^к, (8-15)
здесь ра — плотность адсорбента; 5 — толщина слоя адсорбента
на криопанели с площадью поверхности FK (исходя из вышеприве-
денных соображений, принимается значение, равное 5 на первом
шаге итерации).
Для определения удельной сорбционной емкости и концентрации
абсорбата используется сетка изотерм (см. рис. 8.3, 8.4).
В случае отсутствия необходимого семейства изотерм для опре-
деления сорбционной емкости рекомендуется:
— при степени заполнения 0 < 0,15 использовать соотношение Генри:
v = Др ехр [£,/(/?Га)], (8.16)
где В — эмпирическая константа, значения которой приведены
в табл. 8.2; р — равновесное давление адсорбционных газов;
— при 0 > 0,15 применяется соотношение Дубинина—Радушкевича:
wo
v = — exp
(8.17)
здесь w0 — удельный объем адсорбционного пространства; А —
постоянная пористой структуры; значения w0 и А для разных твер-
дых адсорбентов приведены в табл. 8.7; рнас — давление насыщенно-
го пара при Та; Р = 0,87—1,00 — коэффициент афинности; а — мо-
лярный объем газа в адсорбированном состоянии, который принима-
ется равным объему 1 моль жидкости.
В случае, если рассчитанное по (8.14) время работы между цик-
лами регенерации меньше заданного в исходных данных проекта,
вносят необходимую коррекцию в принятую ранее толщину слоя
адсорбента либо изменяют интервал времени между циклами реге-
нерации. Возможен и другой путь решения этой проблемы — уста-
навливают два или более параллельно работающих криосорбцион-
ных насосов.
Табли ца 8 7
Значения w0 и А для различных адсорбентов
Адсорбент w0-10“4, м3/кг А - 10"6, К-2
Цеолит 2,4 2,9
Уголь 4,0 0,6
Угольная ткань КУТ-2 3,0 0,4
99
Время, в течение которого криосорбционный насос обеспечивает
давление не выше заданного, оценочно находится по соотношению
(8Л8>
здесь L = vma — поглотительная способность насоса, определяемая
предельным объемом газа, который может поглотить адсорбент
при заданном равновесном давлении; кн — постоянная насыщения;
Uo — проводимость входного отверстия насоса при молекулярном
режиме течения; рн — давление на входе в насос.
Для цеолитов типов Е и А кн ~ 10, а типа X кн = 7, для углеродных
Рис. 8.5. Вертикальный разрез насоса:
1 — впускной фланец; 2 — впускной патру-
бок; 3 — первая ступень ТЗЭ, Гра6 ~ 80 К
(защитный экран); 4 — вторая ступень ТЗЭ
(шевронный защитный экран); 5 — теплоза-
щитный экран; 6 — сосуд с гелием; 7 —
верхний фланец; 8, 10 — узлы подвеса труб
подачи гелия 11 и вывода его паров 9; 12 —
корпус насоса; 13 — криосорбционная сту-
пень; 14 — экранно-вакуумная тепловая изо-
ляция (ЭВТИ); 15 — азотная ванна
сорбентов кн = 5.
7. Завершается формирова-
ние конструкции криовакуум-
ного насоса. На этом этапе
проектирования заканчивается
оформление конструкции в го-
ризонтальной проекции, фор-
мируется конструкция в верти-
кальном разрезе (рис. 8.5).
Выбирается способ охлаж-
дения ТЗЭ (за счет теплопро-
водности стенок или принуди-
тельной циркуляции газооб-
разного или жидкого азота для
первой ступени ТЗЭ; парами
испарившегося Не, двухфаз-
ным или жидким Не для вто-
рой ступени ТЗЭ).
Устанавливается способ
криостатирования криопанели
(заливной или принудитель-
ной циркуляции).
Выбираются конструкции,
типы, размеры подвесок и кре-
пления азотной ванны (если
есть), криопанели, ТЗЭ, пат-
рубков для подвода и отвода
криогенных жидкостей.
В КВН, изображенном на
рис. 8.5, вторая ступень ТЗЭ 4
100
охлаждается парами Не, а первая — за счет теплопроводности сте-
нок ТЗЭ, соединенных с азотной ванной 15, служащей тепловой за-
щитой криопанели (КП) 13 и сосуда с гелием 6 от верхнего фланца 7.
В целях уменьшения теплопритоков по тепловым мостам к сосуду 6
используются узлы крепления 8, 10, удаляющие точку крепления те-
пловых мостов — труб сосуда с гелием от фланца 7.
Теплозащитные экраны имеют шевронные (проницаемые) экраны
3, 4 по ходу газового потока от входного патрубка до криопанели.
8. Проводится тепловой расчет криовакуумного насоса. Тепло-
вая нагрузка криопанелей складывается из:
1) теплопритоков за счет излучения (?изл «теплых» стенок конст-
руктивных элементов, окружающих криопанель;
2) теплопритоков по тепловым мостам (?тм от конструктивных
элементов (подвесов, опор, заливных и выпускных горловин и др.),
имеющих высокую температуру и контакты с криопанелью и
другими элементами конструкции, находящимися при низких
температурах;
3) теплоты 2К0НД, 2Сор’ выделяющейся при конденсации или
сорбции газового потока на криопанели;
4) теплопритоков за счет теплопроводности разреженного газа 2ТП-
Для подавляющего большинства КВН промышленного типа
основными источниками теплопритоков являются тепловые стенки
(излучение) и тепловые мосты.
Для КВН лабораторного типа, используемых в научных исследо-
ваниях, доля теплопритоков gcop, (?конд, и gTn повышается.
Тепловой поток за счет излучения определяется по соотношению
e„M = enn[^-^](P12F1,
(8-19)
здесь еп = — приведенная степень черноты; е,, е2 — степень
черноты тел 1 и 2 соответственно; о — постоянная Стефана—Больц-
мана; (pi2 — средний угловой коэффициент; Fx — площадь поверх-
ности тела 1.
Величина лучистого теплообмена между телами 1 и 2 со степе-
Тело Тело 2 нью черноты е существенно снижается при ус-
j । I I к тановке экранно-вакуумной теплозащитной
/ : : : \ изоляции (ЭВТИ) со степенью черноты еэ:
(8.20)
пэкранов
где п — число защитных экранов.
101
В целях уменьшения Qr м используют материалы с низкой тепло-
проводностью и тонкостенные трубы.
Теплопритоки к криопанели за счет экзотермических процессов
сорбции и конденсации рассчитываются по соотношениям:
$ря s»Pk *
есор=-^2а; еКонд
здесь Г* — теплота фазового перехода; Т — температура газа, кото-
рая принимается равной температуре последней ступени ТЗЭ.
Рассчитаем теплопритоки за счет теплопроводности газов.
Т2~Т\
Согласно закону Фурье 2ТП = X —— FK,
где X — теплопроводность разреженных газов, которая определяется
по (1.9); d — расстояние между поверхностями.
Это соотношение справедливо для плоских поверхностей. В
большинстве случаев реальные конструкции можно условно считать
плоскими.
Тогда для теплового потока за счет теплопроводности газов мож-
но записать
Q = - - d<v>FK V j wcv<v>\TF =
= 11 I 8^2 11 р
3 Р 2 N тщ т2
Таким образом, теплопритоки за счет теплопроводности остаточ-
ных газов определяются по соотношению
После выполнения расчетов теплопритоков к криопанели опреде-
ляется расход криогенной жидкости, кг/с:
_ SQ бнзл Qt М бсор + ^тп
G= -= — .
Расчет расхода криогена на более высоком
температурном уровне выполняется по ана-
логичной схеме.
Изложенную выше методику расчета
криогенного вакуумного насоса для большей
наглядности можно представить в виде схе-
Адсорбент мы-алгоритма.
102
Алгоритм расчета КВН
8.3. ПРИМЕР ПРОЕКТНОГО РАСЧЕТА КРИОНАСОСА
ДЛЯ ОТКАЧКИ ГЕЛИЙ-ВОДОРОДНОЙ СМЕСИ
Исходные данные:
3 3
еНе = 1,5 • 1 о" Па'М ; QH =6 • 10^* Па'М ;
Не с Н2 С
Рраб не = 7,5 • КГ5 Па; рраб Нг = 1 • 10-3 Па;
время работы между циклами регенерации /ц = t > 100 ч.
1. Расчетная схема КВН. Для откачки смеси гелия и водорода выбирается
конструктивная схема насоса (рис. 8.6) с радиальным потоком откачиваемого
газа к криопанели.
Рис. 8.6. Конструктивная схема крионасоса:
1 — впускной патрубок; 2 — шевронный экран,
= 80 К; 3 — корпус КВН; 4 — конденсацион-
ная ступень (Н2); 5 — криосорбционная ступень
(Не); 6 — присоединительный фланец; 7 — защит-
ный экран криосорбционной ступени
103
Таким образом, криогенный насос является двухступенчатым:
— первая ступень — криоконденсационная для откачки Н2;
— вторая ступень — криосорбционная для откачки Не.
Откачка Не происходит в основном за счет механизма сорбции и частично
путем его замуровывания на конденсационной ступени. В расчете же учитываем
только раздельную (дифференцированную) откачку Н2 на первой и Не на второй
ступенях.
2. Криосорбционная ступень (откачка Не). В качестве адсорбента выби-
раем цеолит СаЕН-4В.
2.1. Расчет площади поверхности КП. Вычисляем удельную быстроту
откачки гелия по (8.2):
оУД 6,75 - 10“'3 • 0,231 • 0,1ехр [585/(8,31 • 4,5)] , „„ м3
, 1,o2d — /,2
Пусть в первом приближении толщина слоя адсорбента 8 = 2,5 • 10’3 м.
Коэффициент использования высоковакуумного насоса обычно принимается
*и=0,5.
Следовательно, удельная быстрота действия
5УНД = ^ДА:И = 7,2 • 0,5 = 3,6 м3/(м2 • с).
Площадь поверхности криопанели
Q
Рн5нД
1,5*10 _ ,
-------—-----= 0,56 м 2.
7,5 • 10 • 3,6
—Г 2.2. Уточнение компоновки, размеров. Принимаем число
криосорбционных ячеек п = 5 шт. Площадь поверхности FK =
= 2nhlx, где h — высота ячейки; /] — ширина ячейки.
h Принимаем /]= h/3.
Тогда F = 0.61 nF1 = 3,35/г2. Отсюда h = —р- = I = 0,41 м ,
к у 3,35 у 3,35
' следовательно, = 0,14 м.
<1 _
Н-----И Диаметр впускного патрубка принимается несколько мень-
шим, чем высота сорбционной ступени: dBn = 0,4 м.
Пусть длина впускного патрубка равна его диаметру: /вп = с/вп = 0,4 м.
Выбираем конструкцию теплозащитных экранов в виде шевронов с парамет-
рами: 0 = 90°, Сп = 0,324
Принимаем, что </шэ = 1,1с/вп, тогда с/шэ = 0,45 м.
Уточненная компоновка КВН изображена на рис 8.7. При компоновке гори-
зонтального сечения насоса исходим из того, что точечный источник потока
газа помещен в центр отверстия впускного патрубка.
104
2.3. Расчет минимальной (не-
обходимой) проводимости КВН
от входного патрубка до КП. Из
основного уравнения вакуумной
техники, записанного для КВН в
виде
mm
где — минимальная прово-
Рис. 8.7. Уточненная конструктивная схема
КВН:
2 — присоединительный фланец, б — защит-
ный экран сорбционной ступени, 7 — тепло-
защитный экран шевронного типа, 8 — крио-
стат (сосуд с гелием), 9 — теплозащитный
экран, остальные обозначения те же, что на
рис 8 6
димость вакуумного тракта КВН,
следует, что
L'm’n=S -А-
Е Ki~V
При кИ = 0,5 получаем, что
= 7,2 • 0,56 = 4,03 м3/с.
2.4. Расчет проводимости
вакуумного тракта Вакуумный тракт насоса, изображенного на рис. 8.7, пред-
ставляет собой последовательно (по потоку откачиваемого газа) установленные
конструктивные элементы, расчеты проводимостей этих элементов и результи-
рующей проводимости в молекулярном режиме течения приведены ниже:
а) впускное отверстие:
Т, _ 1 Г [ЗЛТ /3-8,31 - 300 ,
^отв 4 уср кв^отв > Т 300 К, кв ц — д/ Q QQ4 1367 м/с,
Ц>тв =J-1367 3,14 ‘°’4 = 42,9 м3/ с ;
ОТВ 4 Л 7
б) впускной патрубок — короткая труба (/ = с/вп):
1 П 4 1
и =-------1----V — 1=--------— / = — / U =-------------U
вп 4 ]-[ ° отв ’ г 2 , * л ‘ ’ ° ВП -1 ] °отв >
1 + 4 / Л<У»п/4 вп 1 + 4 -т-
16 F 4 dm
при I = dm Um = ± Uon С= 24,7 м 3 /с ;
в) шевронный экран (ф = 120°, Сп = 0,36):
газ_ 300 + 80 _ _ UHe - С uyaF
‘шз- 2 - К, сшэ - сп“т ГШЭ ’
итД = 7 % кв > при Тш э = 190 К vcp кв = 990,8 м/с;
L,He = 0324 9W3,14-0,552
= 20,4 м 3/с ;
105
Характеристики пористых материалов
Таблица 8 8
Номер фракции Диаметр частиц, мкм Пористость /7Э
,тш “ч .max «ч с/.
1 80 200 105 0,295—0,315
2 200 350 245 0,325—0,340
3 350 500 400 0,350—0,395
4 500 630 555 0,400—0,425
5 630 1000 755 0,415—0,460
г) защитный экран КП, предназначенный для установки (крепления) порис-
того адсорбента на плоской поверхности криопанели и изготавливаемый
из пористого материала.
Выбираем в качестве пористого материала медный порошок, фракцию № 3
(табл. 8.8).
Удельная проводимость пористого экрана
и3 = 0,682 |^П2
э d3 э N ц
здесь с/ч = 4 • 10-4 м — средний размер частицы; d3 — толщина экрана, полага-
ем d3 = 2 • 10-3 м; П3 = 0,375 — пористость материала; Тг — температура газа,
поступающего на защитный экран; ц — молярная масса газа.
Проводимость защитного экрана U3 = u3F3.
К защитному экрану криопанели в расчетной модели данного насоса газ
поступает как бы от точечного источника в центре впускного отверстия. После
прохождения шевронного экрана его температуру можно считать примерно рав-
ной 80 К. Затем часть газа (Не) достигает конденсационной ступени, покрытой
«шубой» криоосадка Н2. Соударение молекул Не не будет упругим. С учетом
неполноты обмена энергией температура потока гелия будет находиться в ин-
тервале 4,5 < Тце < 80 К. Строгой теории полноты обмена энергией, к сожале-
нию, не существует. Использование численного метода Монте-Карло позволяет
получить значение этой температуры. Здесь же на первом шаге итерации при-
нимаем ТНе =60 К.
Тогда при F3 = FK
U3 = и F = 0,682 4 ‘ 10 . • 0,3752 I—° , • 0,56 = 1,3 m3/c .
2-10 V 4 10
Полученное значение проводимости очень мало.
Проведем вторую итерацию. Внесем коррективы в материал защитного эк-
рана. Выберем медный порошок, фракцию № 4, для которого d4 = 0,555 мм,
Пэ = 0,4125, d3 = 1,5 мм.
Тогда
U3 = 0,682 °’555 ' 10 • 0,41252 I 60 • 0,56 = 2,95 м3/с .
1,5-10 'V 4 • 10
106
Найденное значение проводимости тоже мало.
Перейдем к третьей итерации. Проводимость пористого экрана можно повы-
сить уменьшением толщины защитного экрана, увеличением площади поверх-
ности криопанели Дк либо заменой материала с пористой структурой на сетку.
Увеличим FK до F' = 1,45 м2 за счет некоторого увеличения ширины пла-
стины криопанели:
I =1,-~= 0,36 м .
Суммарная проводимость насоса U% определяется по уравнению
4,17
J_____1_ 1 1 1 _ 1 1 1 1
’ Ц,™ + + , + " 42,9 + 24,7 + 20,4 + 7,56 "
= 0,023+ 0,040+ 0,049+ 0,132 = 0,244 с/м3;
Ц.' = 4,10м3/с.
Погрешность расчета составляет
f/у - C/v д Ю-4 03
Sl/- Лг=-Чт^=0’017-
Таким образом, условие (8.9) выполняется и в окончательном виде парамет-
ры криопанели таковы: FK = 1,45 м2; h - 0,43 м; 1Х = 0,36 м; п = 5.
2.5. Расчет давления гелия у КП Используя исходные данные, имеем
„зад Q 1,5-10^ . 3
Рн 7,5 • 10 5
Для разрабатываемой конструкции 5К = SyaFK = 7,2 • 1,2 = 8,64 м3/с.
Тогда быстрота действия КВН по гелию
„ _ SkUz 8,64 • 4,10 , „ з.
5” s*+ut~ 8,64+ 4,10" 2,8 М /С-
Следовательно, 5Н > 5зад и размеры элементов конструкции насоса можно
считать приемлемыми.
Давление гелия у поверхности криопанели
Не Q Q 1П-5 1,5 • 10^ 1,5 ю
Р" \ 7’5' ° ' 8,64 4,10
= 7,5 • 10“5 - 3,6 • Ю ’5 = 2,76 • 10 5 Па.
Тогда равновесное давление адсорбции должно быть не выше, чем
ра = Рк'/Л ; если Г) = 5, то р”е = 5,5 • Ю-6 Па,
где Г) — коэффициент запаса устойчивости работы КВН, обычно принимают
Г) = 5—10.
107
4
сорбционная емкость = 1 * Ю
2.6. Расчет времени работы между циклами регенерации. С учетом того,
что площадь поверхности криопанели была увеличена (см. п. 2.4), уточним мас-
су адсорбента: тЛ = 650 • 2,0 10-3 • 1,45 = 1,95 кг.
Согласно экспериментальным данным [4] при ра = 5,5 • 10-6 Па удельная
Па • м4
. Следовательно,
ill
l^-L^ = i,3-io8c.
zp
mal>
Q 1,5-10"*
Однако расчеты по уравнению Генри дают существенно более низкие
результаты:
o = Bpexp[ga//?fa] = 0,l -4,4- 10^exp[^8^854 5J = 4,4- 10'7е15'64=
= 4,4 • 10’7 • 6,22 • 106 = 2,74 Па ‘ М ;
кг
/
р
1,95 - 2,74
1,5- 10"*
= 3,56- 104
с.
Как следует из вышеприведенных расчетов, использование уравнения Генри
для определения удельной сорбционной емкости по гелию настолько не соот-
ветствует экспериментальным данным, приведенным в [4], что рекомендации по
применению этого уравнения без каких-либо ограничений, указанные в
справочнике [1], вызывают недоумение. Поэтому в дальнейшем при нахождении
удельной сорбционной емкости по гелию следует использовать
экспериментальные данные [4].
Время, в течение которого давление у адсорбционной панели не будет выше
равновесного,
, = £ цотвРн = 1,95 • 1,3 - 108
р QkK Q 15 . ю"1 • ю
, 42,9 • 10 5
In---------—
1,5 • 10
= 1,77-10“
с.
Полученное время, в течение которого насос обеспечивает давление
у криопанели ниже необходимого для устойчивой работы, значительно превы-
шает и заданное время между циклами регенерации (3,6 • 108 с), и рассчитанное
выше (1,3 • 108 с).
Следовательно, разработанная конструкция первой (криосорбционной) ступени
насоса с большим запасом устойчивости отвечает исходным условиям проекта.
3. Конденсационная ступень (откачка Н2). Удельная скорость конденсации
(8.21)
при Гк = 4,3 К = 6,5-10 7 Па, т.е. рГ » ps, тогда вмнсто (8.21) можно
использовать выражение
к “ */ 2лц’
где коэффициент конденсации ак определяется по табл. 8.9. Для указанных
условий ак = 0,85—0,95. Принимаем ак = 0,9.
108
Таблица 8 9
Экспериментальные данные для коэффициента конденсации
Газ 7), К Тк,К р, Па а»
d2 77—300 3,0—4,4 107~ 102 0,85—0,95
Н2 77—300 3,0—4,4 10-7~ 10~2 0,85—0,95
Аг 95—300 4,2—26 — 0,95—1,0
СО2 150—300 70—85 — 0,96—1,0
„ СУД л а /8,31 • 80 з,, 2 ,
Определив, что ок = 0,9 /-—— = 207 м /(м • с), получим для
площади поверхности криопанели второй ступени
н, бн,
FK = --------------------
D
ЛА
6 ’ 10 , „ , „-3 2
--------------= 3,0 • 10 м
1 • 10’J -207
Из изложенного выше можно сделать вывод. Поскольку скорость конденса-
ционной откачки Н2 на криопанели при Тк = 4,3 К весьма высока, то расчетная
площадь FK имеет малое значение, равное 3 • 10-3 м2. В нашем случае площадь
поверхности криопанели определяется (с большим запасом) из конструктивных
соображений: высоты криопанелей конденсационной и сорбционной ступеней
равны; принимаем /2 = 0,3 м. Тогда
FK = 2nl2h = 2 • 5 • 0,3 • 0,53 = 1,59 м2.
Проводимость вакуумной системы крионасоса (КН) по Н2 рассчитывается
так же, как и проводимость по Не. Однако ввиду существенно ббльшей площади
FK конденсационной ступени по сравнению с необходимой, а также из-за отсут-
ствия защитного экрана очевидно, что проводимость вакуумного тракта КВН по
водороду существенно больше заданной. Поэтому этот расчет опустим.
Г л а в г 9
КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ КРИОНАСОСОВ
9.1. КОНСТРУКЦИИ КРИОПАНЕЛЕЙ (КП)
Криопанели изготавливаются из материалов с хорошей теплопро-
водностью (меди, алюминия). Иногда в заливных крионасосах ис-
пользуется тонкостенная нержавеющая сталь.
Способы соединения КП с другими элементами следующие:
— мягкими припоями (в непрогреваемых системах);
— сваркой или пайкой серебряными припоями (в прогреваемых сис-
темах).
В зависимости от используемого механизма откачки, уровня давле-
ния, способа охлаждения возможны различные формы криопанелей
(рис. 9.1).
Для увеличения поверхности криоконденсации ее развивают
(рис. 9.2).
В виде бачка
(для заливных КН)
Плоскость (панель)
д)
Рнс. 9.1. Конструкции криопанелен крноконденсационных (а—в) и криосорбци-
онпых (г, д) насосов, а также криогенных насосов, использующих криозахват
как механизм откачки (е)
Откачиваемый газ
ПО
Рис. 9.2. Криопанели с развитой поверх-
ностью ребристого (я) и сотового (б) ти-
пов
Рис. 9.3. Вариант конструкции узла подвеса КП с тепловой развязкой:
/ — трубка для заливки криогенной жидкости (подвес КП); 2 — внешняя трубка
тепловой развязки; 3 — корпус КВН (фланец крышки)
Рис. 9.4. Подвес КП иа растяжках:
1 — криопанель в виде змеевика (а) и цилиндра (б); 2 —
растяжки; 3 — корпус КВН; 4 — трубки для охлаждающей
криогенной жидкости
В целях снижения теплопритоков к КП трубки подвеса, которые
часто выполняют также роль заливных горловин для криогенной
жидкости и выпускных труб для ее паров, изготавливают из низко-
теплопроводных материалов (например, стали марки Х18Н10Т).
В этих же целях применяют тепловую развязку, увеличивающую
длину тепловых мостов (рис. 9.3).
Для уменьшения теплопритоков криопанели нередко фиксируются
проволочными растяжками (рис. 9.4).
В криогенных вакуумных насосах, криопанели в которых охлаж-
даются циркулирующей в трубах криогенной жидкостью, возможны
111
Рис. 9.5. Варианты охлаждения КП:
а — одноступенчатый низковакуумный КН; б — двухступенчатый
высоковакуумный КН; 1 — криопанель; 2 — узел подвеса криопане-
ли; 3 — проницаемый ТЗЭ; 4 — корпус КН; 5 — ТЗЭ; 6 — азотная
ванна
варианты охлаждения и подвеса криопанелей, представленные
на рис. 9.5.
9.2. ТЕПЛОЗАЩИТНЫЕ ЭКРАНЫ. ТЕПЛОВАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Минимизация теплопритоков к КП является чрезвычайно важной
и одновременно сложной проблемой, если учесть необходимость
обеспечения возможно более высокой проводимости вакуумного
тракта. С этой целью используются теплозащитные экраны различ-
ной конструкции, которые должны защищать КП от излучения теп-
лых стенок. При этом в криогенных насосах одновременно должен
обеспечиваться достаточно легкий доступ откачиваемых газов
к криогенной панели. В то же время ТЗЭ существенно снижают про-
водимость вакуумной системы криогенного насоса, тем самым замет-
но уменьшая быстроту его действия. Поэтому требуется известная
оптимизация ТЗЭ, основанная на необходимости снижения теплопри-
токов с одновременным увеличением быстроты действия насоса.
Следует также иметь в виду, что на ТЗЭ происходит заметное охлаж-
дение откачиваемого газа за счет обмена энергией молекул газа с по-
верхностью ТЗЭ. Процесс потери молекулами газа кинетической
энергии очень важен для повышения быстроты действия криопанели.
Теплозащитные экраны, охлаждаемые жидким азотом, кроме то-
го, являются криоконденсационными насосами для паров воды и
легкоконденсируемых газов — СО2, СО, NO и др.
112
Эффективность проницаемого теплозащитного
экрана характеризуется коэффициентом тепловой
защиты v и вероятностью пролета Сп молекулы
через экран (рис. 9.6):
v=
в,’
' =
п У,’
здесь — тепловой поток к ТЗЭ с внешней сто- Рнс 9 6 Схема теп.
роны за счет излучения теплых стенок конструк- левой зашиты:
ции; Q2 — тепловой поток к КП за счет излуче- 1 — проницаемый те-
ния ТЗЭ; АГ. — число частиц, поступающих к плозащитный экран,
проницаемому ТЗЭ; N2 — то же, проходящих
через ТЗЭ.
Удельная проводимость экрана, м3/(м2 • с),
Иэуд = сХ,
где £'гд — удельная теоретическая быстрота действия, м3/(м2 • с);
^УД _ ^ср кв
т ~ п 4
На рис. 9.7. показаны типы используемых в настоящее время
ТЗЭ, а в табл. 9.1 приведены их основные параметры.
Откачиваемый газ
Откачиваемый газ
2
««««««««J 9
2
1/////777////////777////:
.) 4
Откачиваемый газ
Рис. 9.7. Типы ТЗЭ:
а — плоскощитовой; б — наклонно-щитовой; в — шевронный; г — радиально-
щитовой; 1 — криопанель; 2 — ТЗЭ; 3 — трубки для циркуляции криогенной
жидкости; 4 — корпус КВН
ИЗ
Таблица 9.1
Основные параметры ТЗЭ различных типов
Тип ТЗЭ Геометрическая характеристика Вероятность пролета Сп Коэффициент те- пловой защиты
Обозначение Значение
Плоскощитовой /,//2 0,08 0,125 0,25 0,09 0,122 0,134 0,01
Наклонно-щитовой <р, град 45 0,36 0,015
Шевронный 0, град 60 90 120 0,29 0,324 0,36 0,007
Радиально-щитовой /1//2 1,0 1,5 0,70 0,84 —
Внутренние поверхности ТЗЭ криогенных насосов должны иметь
максимальную степень черноты. Для этого их покрывают лаком,
стойким при низких температурах, который в диапазоне длин волн
X = 0,2—0,5 мкм имеет степень черноты еэ > 0,95. Внешние поверх-
ности ТЗЭ полируют (еэ < 0,1). Также полируют и внутренние
поверхности стенок корпуса криогенного насоса (е < 0,3). При этих
условиях плотность теплового потока к ТЗЭ, имеющего температуру
Ттзэ = 80 К, снижается до 35 Вт/м2.
ТЗЭ охлаждаются двумя способами: за счет теплопроводности
материала, соприкасаясь при этом (имея тепловой контакт) с азотной
ванной (рис. 9.8, а), или же за счет циркуляции криогенной жидкос-
Рнс. 9.8. К схеме охлаждения теплозащит-
ных экранов:
1 — азотная ванна; 2 — ТЗЭ; 3 — проницае-
мая часть ТЗЭ (шевронный экран); 4 — труб-
ки подвода и отвода криогенной жидкости
ти, в том числе в виде пара
или двухфазной среды, обра-
зовавшейся после испарения
в КП (рис. 9.8, б).
Иногда применяют двусто-
роннее чернение поверхности
ТЗЭ. При этом расход жидкого
азота растет, а расход жидкого
гелия падает.
Корпуса криогенных насо-
сов изготавливают из тех же
материалов, что и вакуумные
камеры: из стали марки
Х18Н10Т, обычных углероди-
стых сталей, реже из меди или
сплавов алюминия.
114
Снижение общего уровня теплопритоков низкотемпературных
установок достигается путем использования различных теплоизоля-
ционных устройств, которые до необходимого уровня уменьшают
подвод тепла за счет конвекции, теплопроводности остаточных
газов, излучения и теплопроводности через непосредственный кон-
такт узлов и деталей установок, имеющих разный уровень темпера-
тур. В целях исключения механизма конвективного теплообмена
в низко- и средневакуумных установках все пространство, через
которое может осуществляться конвективный теплообмен, разделя-
ется на мелкие полости. При этом используются мелковолокнистые,
порошкообразные и ячеистые изоляционные материалы.
В высоковакуумных установках конвективный теплообмен устра-
няется вакуумированием. В этих условиях одним из основных
источников теплопритока остается тепловое излучение, снижение
уровня которого обеспечивается уменьшением степени черноты
поверхностей и установкой экранов (рис. 9.9).
В общем виде классификация теплоизоляции представлена
на рис. 9.10.
Стеклоткань
/
Порошок,
волокна,
пеноматериал
а)
Фольга
Синтетическая
пленка
с металлическим
напылением
и прокладочным
материалом
между слоями
«)
г)
Рис. 9.9. Способы снижения уровня теплового излучения:
а — средний вакуум; б—г — высокий вакуум
Рис. 9.10. Классификация теплоизоляции
115
Наиболее эффективной является экранно-вакуумная теплоизоля-
ция (ЭВТИ), наиболее распространенная в виде:
— металлической фольги (Al, Си, Ni), которая укладывается
слоями толщиной 3 = 6 мкм, разделяющимися прокладками (ткань,
сетка и др.) и собирающимися в пакеты. Фольга перфорируется
отверстиями диаметром около 3 мм с шагом примерно 25 мм;
— металлизированной синтетической пленки толщиной 3 < 6 мкм,
напыляемой слоем А1 или Аи толщиной 0,05 мкм, а затем перфори-
руемой. Пакеты из 10—30 слоев толщиной 1 см при давлении р <
< 10-1 Па имеют эффективную теплопроводимость ХЭф = (2—3)х
Х10-4 Вт/(м-К).
9.3. РЕЖИМЫ РАБОТЫ КРИОГЕННЫХ НАСОСОВ
1. Режим регенерации. Для криогенных вакуумных насосов, как
и для всех насосов поверхностного действия, характерен режим на-
сыщения. Для восстановления откачивающей способности необхо-
дима регенерация. Регенерация КН происходит путем отогрева КП
до температуры испарения криоконденсата [криоконденсационные
насосы (ККН)] или десорбции адсорбированного газа [криосорбци-
онные насосы (КСН)]. Температура регенерации, как правило, лежит
в пределах 10—30 К. Для КП с пленкой из оксида алюминия (типа
НКС) Тр = 450 К, а из сплава St-101 Тр = 670—950 К.
Прогрев осуществляется прокачкой через криостат (заливной КН)
или охлаждающие трубки «теплого» теплоносителя (КН с циркуля-
ционным охлаждением). Схема прогрева криопанели показана
на рис 9.11.
При режиме регенерации криогенных насосов в термоядерных
установках откачка десорбируемых на криопанели газов произво-
дится в основном турбомолекулярными насосами.
Трубы для
циркуляции Подающий коллектор Криостат
Сборный (возвратный) коллектор
Рис. 9.11. Схема прогрева криопанели
В случае необходимости
обеспечения непрерывного
режима откачки вакуумной
камеры параллельно устанав-
ливаются два или более
криогенных насоса, один из
которых работает в режиме
регенерации. Схема такой
системы криогенной откачки
изображена на рис. 9.12.
116
Клапан
Клапан
открыт
КСН в режиме
регенерации
закрыт
КСН в рабочем
режиме
В линию
сбора Не, Н-
12
Рис. 9.12. Схема криогенной вакуумной
системы с непрерывным режимом
откачки
2. Режим захолаживания.
Подготовка криогенного насоса
к захолаживанию включает
в себя следующие основные
операции:
— очистку от технологичес-
кой грязи;
— обработку химическими
составами поверхности криопанели;
— предварительную откачку
криогенного насоса;
— прогрев криопанелей
и других элементов криогенного
насоса в целях десорбции адсор-
бированных газов;
— поэтапное захолаживание
КП с постепенным понижением
температуры теплоносителя от Гнач = Гос (обычно) до Т₽аб за счет увели-
чивающейся доли холодного криогена в потоке охлаждающего теплоно-
сителя (здесь То с — температура окружающей среды).
Темп захолаживания КН выбирается таким, чтобы не возникали
в конструктивных элементах критические термические напряжения.
Принципиальная схема установки для работы КН в режиме захола-
живания представлена на рис. 9.13.
Рис. 9.13. Принципиальная схема установки для работы КН
в режиме захолаживания:
1 — криопанель; 2 — подающий коллектор; 3 — сборный коллек-
тор; 4 — газгольдер; 5 — компрессор; 6 — блок осушки
и очистки; 7 — компрессор высокого давления; 8 — рампа
из баллонов для хранения газа с высоким давлением; 9 — ресивер;
10 — теплообменная ванна; 11 — электрический нагреватель
117
Г л а в a 1 О
НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ ВЫСОКОВАКУУМНОЙ ТЕХНОЛОГИИ
10.1, КОНСТРУКТИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ ВЫСОКО- И СВЕРХВЫСОКОВАКУУМНЫХ
СИСТЕМ
Минимальное рабочее давление в вакуумной системе (ВС) зави-
сит от 5эф, U, а также от скорости натекания газа в ВС ((?нат), газо-
выделения (QrB) и технологического потока газа QT:
Yq,
mm
Рр ~Рпр + S
эф
Эффективная быстрота действия имеет ограниченное значение,
поэтому для достижения сверхвысокого вакуума уменьшение нате-
кания является основным условием.
Газонатекание происходит:
— через различные типы соединения конструктивных элемен-
тов ВС;
— за счет газовыделений поверхностями конструктивных
элементов;
— в результате газопроницаемости стенок конструктивных
элементов.
Кроме того, возможны технологические газовые потоки (в термо-
ядерных реакторах, например).
К конструктивным материалам предъявляются следующие
требования.
1. Низкое давление паров при рабочих температурах (цинк при
450 °C имеет ps = 10~2 Па, поэтому латунь, в которой содержится
до 50 % цинка, не может быть использована в ВС, по этой же причи-
не не рекомендуется применять свинец и олово).
2. Способность выдерживать нагрев (при обезгаживании) до тем-
пературы около 450 °C без ухудшения прочностных характеристик,
изменения физических и химических свойств.
3. Малая газопроницаемость стенок.
4. Антикоррозийная стойкость в процессе отжига.
5. Обладание необходимыми технологическими свойствами:
должны легко обрабатываться при изготовлении конструктивных
элементов ВС, иметь способность создавать вакуумно-плотные,
прочные соединения при сварке, пайке и др.
118
С учетом приведенных выше требований для использования
в сверхвысоковакуумных системах можно рекомендовать следую-
щие материалы:
1) нержавеющую сталь марки Х18Н10Т с низким содержанием
углерода (американский аналог сплав 304 или 305);
2) стекло средней твердости типа пирекс;
3) керамику типа А12О3;
4) сплав типа ковар или вакон (сплав Fe—Ni—Со: 28 % Ni, 18—
23 % Со, остальное Fe) при переходе от стекла к металлу.
Детали из нержавеющей стали и меди соединяют пайкой без при-
менения флюсов, т.е. пайка ведется в высоком вакууме или в восста-
новительной среде.
Соединение керамических деталей с металлами осуществляется
покрытием поверхности керамики суспензией гидрида титана.
После этого производится прокаливание в чистом водороде или
вакууме при температуре 900—1000 °C, при которой гидрид титана
разлагается, в результате чего поверхность керамики покрывается
слоем титана, т.е. происходит ее металлизация. К металлизирован-
ной поверхности металлические детали присоединяются обычным
способом. Возможно вакуумно-плотное соединение металла с кера-
микой (рис. 10.1, а, б) или сапфиром (рис. 10.1, в) методом холодно-
го напряженного слоя — холодной сваркой, которая осуществляется
при усилиях около 104 Н на 1 см периметра соединяемых деталей.
В этом случае металлическую трубку, покрытую слоем серебра,
конусообразным концом под большим давлением надевают на кера-
мику, которая предварительно металлизируется слоем титана, как
было описано выше.
Разработана также технология, согласно которой посеребренная
муфта из инконеля обжимается вокруг конического конца керамиче-
ской трубки, предварительно металлизируемой слоем титана, созда-
Рис. 10.1. Схемы соединения керамики с металлом
119
вая вакуумно-плотное соединение (рис. 10.1, г). Инконель — хромо-
никелевое соединение с присадкой железа.
В высоковакуумных системах используются металлы и диэлек-
трики. Их соединения между собой должны быть вакуумно-плотны-
ми и прочными.
Особое требование предъявляется и к тщательному согласованию
температурных коэффициентов линейного расширения конструктив-
ных материалов.
В лабораторных экспериментальных установках широко исполь-
зуется стекло.
Крупные вакуумные установки изготавливаются из мягкой (низ-
коуглеродистой) стали, которая используется в непрогреваемых ва-
куумных установках, так как при повышенных температурах облада-
ет высокой способностью к коррозии и проницаемости по водороду.
Поэтому такие стали даже с гальваническими покрытиями не реко-
мендуется применять в высоковакуумных установках. В таких уста-
новках следует использовать нержавеющие стали.
Керамика по своим свойствам часто превосходит стекло (механи-
ческая прочность, термостойкость). Однако дороговизна и техноло-
гические трудности сдерживают ее широкое использование.
Стекло. Основной составной частью стекла является SiO2. Это
так называемое оксидное, кварцевое стекло. Введение в состав стек-
ла оксидов калия, натрия, бора, бария, алюминия, свинца, цинка,
магния, кальция и других веществ — модификаторов придает ему
особые свойства.
Микроструктура кварца (рис. 10.2, а) представляет собой связан-
ные между собой через атомы кремния тетраэдрические группы
SiO2. Кварцевое же стекло имеет не упорядоченную кристалличе-
скую, а нерегулярную и асимметричную структуру. При добавлении
о — кремний
• — кислород
а)
Рис. 10.2. Структуры кристалла кварца (а) и кварцевого стекла (б)
120
катионов Na, К и других веществ заполняются ячейки структурной
сетки, что приводит к уменьшению проницаемости.
Металлы. При комнатной температуре давление насыщенных
паров основных металлов не превышает 10“9 Па. Поэтому практиче-
ски не существует ограничений в использовании металлов в вакуум-
ной технике при комнатной температуре.
При температуре отжига, прогрева камеры Т = 450 °C не рекомен-
дуется использовать Zn, Pb, Sn.
Газовыделение поверхностью металлов при отжиге сильно сдер-
живается наличием оксидной пленки. В случае, если поверхность
металла покрыта пористым слоем оксида, газ, по-видимому, сначала
диффундирует сквозь этот слой, а затем адсорбируется поверхно-
стью металла. В этом случае следует ожидать, что скорость выделе-
ния газа при отжиге будет определяться скоростью диффузии его
через поры или по границам зерен оксидного слоя. Пескоструйная
обработка разрушает оксидную пленку металла и уменьшает время
отжига.
Процесс диффузии при комнатной температуре происходит срав-
нительно медленно, поэтому обезгаженные металлы могут хранить-
ся в течение нескольких суток без существенного увеличения газо-
содержания.
Предварительное обезгаживание деталей перед их использовани-
ем в высоковакуумной установке чаще всего необходимо. Вначале
поверхности деталей подвергаются очистке химическими методами
для удаления оксидной пленки и слоя других загрязняющих
веществ. Затем деталь прокаливают в вакууме (КГ3 — 10~2 Па) при
температуре, близкой к температуре отжига (900—1000 °C). Поверх-
ность прокаленных деталей со временем может загрязняться, на ней
может происходить адсорбция газов, поэтому детали высоко- и
сверхвысоковакуумных установок должны обезгаживаться после их
установки в систему.
Обезгаживание элементов вакуумной системы может произво-
диться при нагреве:
— внешней печью или размещенными на внешних поверхностях
элементов электрическими нагревателями;
— непосредственным пропусканием электрического тока (этот
метод используется в конструкциях, имеющих высокое электриче-
ское сопротивление);
— токами высокой частоты (только в изоляторах: стекло, керамика);
— электронной или ионной бомбардировкой в тлеющем разряде.
Нагрев путем бомбардировки электронами или ионами являет-
ся наиболее универсальным. При ионной бомбардировке нагрева-
ется мишень и частично распыляется поверхность. Получаются
121
сверхчистые поверхности. Поверхностное распыление в условиях
тлеющего разряда в инертном газе применяется для обработки ме-
таллических оболочек (в ускорителях, термоядерных установках).
Такая обработка при Т ~ 300 К позволяет уменьшить газовыделение
стенок примерно в 15 раз. Обезгаживание элементов при нагреве их
в печи или нихромовыми спиралями производят в течение времени,
превышающем 16 ч, на двух уровнях температур:
при t = 200—250 °C и t = 400—450 °C.
Для стали Х18Н10Т газовыделение после второго способа
обезгаживания составляет £?2в < 10-12 — 1О~10 Пау м .
м2 • с
К металлам, используемым для изготовления оболочек, предъяв-
ляются дополнительные (более жесткие) требования по газопрони-
цаемости.
Инертные газы не могут диффундировать сквозь металлы.
Скорость проникновения всех остальных газов примерно на два
порядка ниже, чем у водорода, поэтому на практике их можно не
учитывать.
Медь при нагревании хорошо окисляется с образованием легко
отслаивающегося слоя окалины. Для высоковакуумных систем ис-
пользовать ее не рекомендуется.
Коррозия обычных сталей в сверхвысоковакуумных установках
приводит к повышенной диффузии водорода. Поэтому низкоуглеро-
дистые стали также не рекомендуются к применению.
Нержавеющие стали обладают коррозионной стойкостью. К ним
относятся низкоуглеродистые стали с содержанием хрома около
10—25 %. Сталь Х18Н10Т практически немагнитна (ц < 1,02). Вве-
дение титана осуществляется в целях стабилизации стали —
исключения межкристаллитной коррозии и создания условий для
возможности проведения аргонно-дуговой сварки.
10.2. НЕРАЗБОРНЫЕ ВАКУУМНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Неразборные вакуумные соединения получают обычно методами
пайки и сварки.
Присоединяемыми материалами в основном являются металл,
стекло и керамика в разных сочетаниях.
Спаи стекла с металлом. Спаи стекла с металлом встречаются
весьма широко и могут быть классифицированы по значениям коэф-
фициентов линейного расширения соединяемых материалов во всем
диапазоне рабочих температур:
1) согласованные спаи — металл и стекло имеют близкие по зна-
чению коэффициенты линейного расширения, т.е. Рст = Рмет.
122
Известно, что у стекла коэффициент линейного расширения Р «
к4'10-6 1/К. Диапазон изменения Р у различных металлов весьма
широк, так, у вольфрама Р ~ 10-6 1/К, а у меди Р = 10-5 1/К. На
практике выявлено, что при различиях коэффициентов линейного
расширения соединяемых материалов не более чем на 1 • 10-6 1/К
в спае при наличии разумных градиентов температур не возникают
опасные напряжения.
Очевидно, что добиться полного совпадения коэффициентов
линейного расширения соединяемых материалов нельзя. Поэтому
на практике обычно подбирают идентичные материалы по Р в доволь-
но узком интервале температур: от комнатной до температуры отжига
(примерно на 50 °C ниже температуры размягчения стекла). В этом
случае напряжения, возникающие в согласованных спаях, ниже преде-
лов прочности каждого из соединяемых материалов.
Широкое применение на практике для образования согласован-
ных спаев получил сплав ковар, состоящий из железа (53,5 %), нике-
ля (29 %) и кобальта (17,5 %), обладающий низким коэффициентом
линейного расширения, близким к значениям его у стекла. Ковар
впервые был получен в 1929 г. в США. При впайке в стекло он обра-
зует прочное вакуумно-плотное сцепление благодаря тому, что
оксидная пленка его хорошо смачивается стеклом. Ковар широко
используется в электровакуумной технике для изготовления различ-
ных корпусов и тоководов, работающих в интервале температуры
от 70 до 400 °C.
Герметичный спай металла со стеклом получается только тогда,
когда на поверхности спаиваемого металла имеется слой оксида.
Дело в том, что оксиды металлов, как
структуру и хорошо растворяются в стек-
ле, что позволяет получить вакуумно-
плотное соединение;
2) несогласованные спаи — коэффици-
енты линейного расширения соединяе-
мых материалов существенно различают-
ся. Опасных напряжений, однако, не воз-
никает, если соединяемые детали из ме-
талла ограничены небольшими диаметра-
ми и имеют относительно невысокие
коэффициенты линейного расширения,
а также за счет применения промежуточ-
ных согласованных спаев (рис. 10.3).
Для получения спая с металлическим
припоем на поверхность стекла путем
и стекло, имеют ионную
Рис. 10.3. Несогласованный
спай стекла с металлом:
1 — металлическая втулка, 2 —
мягкий припой, 3 — стеклян-
ная трубка с посеребренным
концом
123
обмазки с последующим обжигом наносится слой серебра с флюсом.
Затем поверхность серебра обслуживается обычным образом и на нее
припаивается медная втулка. Спай с металлическим припоем пред-
ставляет собой металлическую втулку и стеклянную трубку, в зазор
между ними залит легкоплавкий припой, хорошо смачивающий
металл и стекло и компенсирующий их температурные деформации.
Спаи металлов и керамики получили широкое применение
в сверхвысоковакуумных установках вследствие их более высокой
термостойкости, чем спаи металла и стекла. Изготавливаются спаи
металлов и керамики обычно с применением активных припоев.
Сварные соединения. Рассмотрим фрагментарно технологию
получения сварных соединений, используемых в вакуумной технике.
Основные виды (типы) сварок в зависимости от характеристик
соединяемых материалов приведены в табл. 10.1.
Технологические требования к сварке вакуумных соединений
следующие:
1) сварка должна вестись с постоянной скоростью. Перерывы
в сварке, доварка не допускаются, так как вероятность течи в местах
Таблица 10 1
Основные виды сварок
Тип рекомендуемой (используемой)
сварки (пайки)
Газовая ацетиленовая
Электродуговая
Характеристика металла
Рекомендации по технологии и использованию
Малоуглеродистая сталь с толщиной листа
8< 2 мм, лучше с отбортовкой. В стык не реко-
мендуется. Для низкого и среднего вакуума
Малоуглеродистая сталь, 8 > 2 мм. Стыковое
(а), угловое (б) и тавровое (в) соединения.
Для низкого и среднего вакуума
Газодуговая в защитной среде
(аргонно-дуговая)
Нержавеющая сталь с использованием непла-
вящегося вольфрама, атакже медь, алюминий
с 8 ~ 0,1—5 мм
Холодная методом пластической деформации Малогабаритные детали из пластичных металлов — меди, алюминия
Диффузионная в вакууме Разнородные материалы (керамика, медь и др.)
Электронно-лучевая Химически активные и тугоплавкие материа- лы. Сварка ведется при р = 10~3 Па. Для очень ответственных узлов из стали
124
стыка старого и нового швов весьма высокая. В этой связи рекомен-
дуется по возможности использовать автоматическую сварку;
2) не допускаются двусторонние швы с образованием __
вакуумных карманов, полостей. Часто можно встретить —
такие угловые швы. Это неправильно. Такой тип сварки &/////$
в высоковакуумных системах не рекомендуется; =4
3) сварку желательно вести со стороны, обращенной
в вакуум, чтобы избежать образование трещин и неровностей на
тыльной стороне шва;
4) все сварные швы подлежат проверке на герметичность при
помощи течеискателей. Допускаются вогнутости поверхностей сты-
ковых и угловых швов при сварке без присадочного материала;
5) необходима тщательная очистка и обезжиривание;
6) сопряжения свариваемых деталей должны выполняться
по скользящей посадке.
На рис. 10.5 представлены некоторые примеры конструкций свар-
ных швов.
Обычно принимают с ~ 0,55. Вариант, показанный на рис. 10.5, а,
используется для плоских поверхностей, а варианты, приведенные
на рис. 10.5, б, в, — для цилиндрических поверхностей.
Очень часто встречается соединение тонкостенной трубы с тол-
стой плитой или фланцем. Сварку в этом случае рекомендуется про-
водить по схеме, представленной на рис. 10.5, в. Особенностью
в этом случае является наличие дополнительного кольца, которое
позволяет избежать пережога тонкой трубы за счет выравнивания
толщин свариваемых деталей.
На рис. 10.6 показаны примеры конструкций сварки фланцев
и донышек с обечайкой. Во всех этих случаях свариваются одинако-
вые по толщине тонкостенные материалы. Фланец не успевает силь-
Рис. 10.5. Конструкции угловых швов:
а — без отбортовки, б — с отбортовкой, в — соединение деталей разной
толщины
125
a)
Рис. 10.6. Сварка фланцев с обечайкой:
а — с подкладкой, б — без подкладки, встык, в, г — с проточкой во фланце
Рис. 10.7. Конструкции крепления сильфонных соединений сваркой:
а — контактно-роликовая сварка, б — то же электронно-лучевая, в, г — то же аргон-
но-дуговая
но прогреться, поэтому его можно изготавливать без припуска
на дальнейшую обработку.
Важное место в высоковакуумном оборудовании занимают силь-
фонные соединения. Сложность такого соединения заключается
в том, что стенка сильфонов имеет весьма малую толщину 5 =
= 0,05—0,25 мм.
Соединения деталей при сварке сильфонов различными методами
показаны на рис. 10.7.
Широкое применение в вакуумной технике нашла и вакуумно-
герметичная пайка, использующаяся в тех случаях, когда сваркой
материалы не могут быть соединены, например, сталь и латунь, алю-
миний и никель, или же когда нельзя допускать перегрева деталей,
которого трудно избежать при сварке.
При пайке деталей вакуумных систем необходимо предотвратить
загрязнение флюсом поверхностей, обращенных в вакуум. Шов
должен быть ровным, без раковин и неровностей.
126
10.3. РАЗБОРНЫЕ ВАКУУМНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
Разборные вакуумные соединения относятся к числу наиболее
ответственных узлов вакуумной системы. Это обусловлено тем, что
потеря герметизации чаще всего происходит именно в разборных
вакуумных соединениях.
При выборе конструкции разборных вакуумных соединений
рекомендуется руководствоваться следующим:
— уровнем натеканий, т.е. количеством газа, поступающего в ва-
куумный сосуд за счет неплотностей соединяемых поверхностей
и проницаемости материала уплотнителя;
— уровнем газовыделения материалов разборных вакуумных
соединений;
— механической прочностью элементов разборных вакуумных
соединений;
— термической стойкостью, т.е. способностью выдерживать мно-
гократные нагревы и охлаждения;
— химической стойкостью;
— легкостью монтажа и демонтажа;
— возможностью проверки герметичности разборных вакуумных
соединений.
В зависимости от требований к уровню давления остаточных
газов в вакуумной системе могут быть использованы как металличе-
ские, так и неметаллические уплотнители.
Удельная сила сжатия уплотнения. В разборных вакуумных
соединениях необходимо получать герметичность стыка, близкую
к герметичности сплошного материала. В месте соприкосновения
двух деталей вследствие микронеровностей не достигается абсолют-
ной герметичности, так как через одну риску глубиной 0,25 мкм про-
ходит поток атмосферного воздуха около 10~5 м3 • Па/с.
Герметичность может быть достигнута значительно легче, если
в зазор между соединяемыми поверхностями поместить уплотни-
тель, который вследствие достаточно высокой пластичности при
напряжениях, значительно меньших предела упругости основных
материалов, заполняет все микронеровности.
Для заполнения микронеровностей может быть использована
пластическая деформация одного из соединяемых материалов.
Для определения усилия, необходимого для деформации микро-
неровностей, сделаем следующие допущения (рис. 10.8):
1) герметизируемая поверхность идеально гладкая;
2) микровыступы уплотнителя имеют форму пирамиды с углом
при вершине 2а = 150° и основанием в виде квадрата со стороной
bljl-,
3) высота микровыступов одинакова и равна Н.
127
Зависимость между напряжениями и деформациями в поверхно-
стном слое можно записать в виде степенной функции:
o = os
е)"
eJ
Be”,
(ЮЛ)
где ст — напряжение в зоне контакта; ст5 — предел текучести мате-
риала уплотнителя; Е — обобщенная относительная деформация
микровыступов; е5 — относительная деформация микровыступов
при напряжении ст5;
B = - = Ee's п
п s
здесь Е — модуль упругости материала уплотнителя; п — показа-
тель степени, 0 < п < I. Для идеально пластичных материалов п = 0,
а для абсолютно упругих материалов п = 1.
На рис. 10.9 показана зависимость контактных напряжений при
деформации образцов из отожженной меди марки МО. Кривая 1 рас-
считана по уравнению (10.1), а кривая 2 получена эксперименталь-
но, при этом п = 0,29 и В = 58 кг/мм2.
Контактные напряжения для выбранной модели уплотнения опре-
деляются через удельное давление q:
o = q/E2, (10.2)
здесь е = а/Н', а — линейная деформация микровыступов, т.е. сбли-
жение контактируемых поверхностей.
Рис. 10.8. Расчетная модель герме-
тизируемых поверхностей
128
Рис. 10.9. Контактные напряжения
при деформации прокладки из ото-
жженной меди
Совместное решение (10.1)
и (10.2) относительно е дает сле-
дующее уравнение:
1
( Ц\П
E=(jj . (10.3)
На рис. 10.10 приведена зависи-
мость относительной деформации
е от удельного давления для абсо-
лютно упругого (п = 1) и идеально
пластичного (и = 0) материалов
уплотнителя.
С использованием уравнения
Кнудсена для круглого трубопрово-
да с переменным по длине сечением
для проводимости канала (ЬхЪ) (см. рис. 10.8) в молекулярном режи-
ме течения в [2] приведено следующее уравнение:
U= 0,15 <v>H\\ - е)3. (10.4)
Для реальных уплотнений, имеющих длину I и ширину h, общая
h
проводимость параллельно и последовательно соединенных
элементарных каналов имеет вид
Uo= l- U= -h 0,15<и>772(1 -е)3. (10.5)
Рис. 10.10. Зависимости относитель-
ной деформации от удельного дав-
ления материала уплотнителя
Понятно, что уравнение (10.5) лишь приближенно описывает
проводимость уплотнителей в рамках принятой расчетной модели.
Поток газа через уплотнения, отнесенный к единице длины, оп-
ределяется по уравнению
_ Uf№ 0,15 . „2 ,
Qx=—^—<v>\pH l-|jj
(10.6)
Уравнение (10.6) можно представить в компактной форме:
(Ю.7)
9
где Кг = Др <и>; Кф = ; Кс =
129
Из (10.7) следует выражение для удельного давления, которое не-
обходимо создать, чтобы получить заданный уровень натеканий
Ш-
г С 2, \1/3-|” + 2
? = • (10-8)
На практике удобнее использовать не удельное давление, а силу,
приходящуюся на единицу длины уплотнения:
г ( 21 \1/3-|« + 2
/^ = ^ = ^1-^ . (10.9)
L \ г ф/ -I
Из последнего уравнения видно, что полная герметичность соеди-
нения наступает при F' = Bh.
Материалом уплотнителя могут быть смазки, жидкие и мягкие
металлы, резина, фторопласт и др.
Широкое применение в технике в области среднего вакуума
с температурой прогрева не выше 180 °C получили резиновые
уплотнители.
Резина обладает хорошей упругостью, и при чистоте обработки
соединяемых поверхностей не выше 6-го класса удельное давление
не превышает (10—20) • 105 Па.
Резиновые уплотнители допускают большое число коммутацион-
ных операций.
В качестве недостатков резинового уплотнителя следует прежде
всего назвать повышенные газовыделение и газопроницаемость
по сравнению с материалом уплотняемых деталей.
Схема резинового уплотнения, приведенная на рис. 10.11, а, —
простейшая, с плоскими фланцами. Это уплотнение не обеспечива-
ет фиксации фланцев и не ограничивает силу сжатия прокладки,
в результате чего прокладка может перегружаться и подвергаться
пластической деформации. В схеме, представленной на рис. 10.11, б,
сила сжатия прокладки ограничена, а в схеме, приведенной на
рис. 10.11, в, дополнительно к этому производится фиксация флан-
цев по двум координатным осям.
v///zw/a
а) 6) в)
Рис. 10.11. Конструктивные схемы резиновых уплотне-
130
Используются и более сложные разъемные вакуумные соедине-
ния с резиновым уплотнителем:
w/m
---р > Ра™ а) трубчатый уплотнитель с повышенным давлением;
v/.wm
б) с предварительной откачкой — позволяет
уменьшить натекание и газовыделение.
♦
Вместо резины часто применяется фторопласт, который обладает
значительно меньшим газовыделением по сравнению с резиной.
Однако фторопласт имеет более низкую, чем у резины, упругость.
Поэтому рекомендуется прокладку из фторопласта поджимать
со всех сторон, как это показано на рис. 10.11, в. В этом случае зазор
между шипом и канавкой не должен превышать 0,1 мм, при этом
фторопласт не вытекает даже при очень больших удельных усилиях
сжатия.
В системах с высоким и сверхвысоким вакуумом широко приме-
няется прогрев элементов в целях обезгаживания их поверхностей.
При этом в качестве уплотнителя используются металлические про-
кладки, допускающие прогрев до температуры 450—500 °C. Запол-
нение микронеровностей происходит за счет пластической деформа-
ции материала прокладки. Текучесть металлов существенно ниже,
чем у резины, и поэтому для создания уплотнения требуются значи-
тельно большие удельные давления и высокий класс чистоты обра-
ботки поверхности. Варианты металлических прокладок показаны
на рис. 10.12.
Газовыделение металлических прокладок на три порядка мень-
ше, чем резиновых. Однако технология изготовления этих прокла-
док сложнее и допускают они ограниченное число прогревов
и сборок — разборок.
В схеме, приведенной на рис. 10.12, а, используется круглая (диа-
метром 0,8—1,0 мм) прокладка, обычно из золота. Усилие сжатия
составляет 350 Н/мм.
В схеме, представленной на рис. 10.12, б, очень важна соосность
фланцев, их режущих кромок. Толщина прокладок обычно равна
1 мм, усилие сжатия для меди — 470 Н/мм, а для алюминия —
340 Н/мм.
В конусном соединении (рис. 10.12, в) усилия значительно ниже,
однако существенным недостатком таких разъемных соединений явля-
ется их неудовлетворительная работа при неравномерном прогреве.
131
D&fea caffes
a)
Рис. 10.12 Схемы металлических прокладок:
а — проволочная, б — плоская, работающая на срез; в — конусное уплотнение; г —
со всесторонним обжатием, д — ножевое уплотнение; е — канавочно-клиновое уп-
лотнение, ж — соединение типа «конфлат»
Разъемные соединения со всесторонним обжатием прокладки
плохо разбираются вследствие проникновения металла прокладки
в зазоры между соединяемыми поверхностями.
Ножевое уплотнение (рис. 10.12, д') может быть использовано во
фланцах, изготовленных под резиновое уплотнение, усилие сжатия
при первой сборке при этом наименьшее из всех соединений. Оно
быстро растет при последующих сборках, что является следствием
остаточной деформации уплотнителя.
Канавочно-клиновое соединение (рис. 10.12, ё) с плоской медной
прокладкой толщиной 3 = 0,5 мм имеет усилие сжатие 280 Н/мм и
получило наибольшее распространение. За рубежом широкое приме-
нение находит соединение типа «конфлат» (рис. 10.12, ж), которое
отличается высокой надежностью. Следует отметить, что прокладка
в этом уплотнении должна быть изготовлена весьма точно.
Важным условием надежности металлических уплотнений при
их прогреве до температуры 450—500 °C является постоянство
коэффициентов линейного расширения материала прокладки и
соединяемых поверхностей. В противном случае существует опас-
ность разгерметизации соединения, которая наступает в результате
охлаждения.
132
Медь и нержавеющая сталь имеют близкие коэффициенты линей-
ного расширения, поэтому для деталей из нержавеющей стали широ-
ко применяются медные прокладки.
Для ослабления напряжений уплотнителя в результате прогрева
используются тонкие болты, тарельчатые пружины, упругие про-
кладки и др.
Типовые конструкции вакуумных фланцевых соединений, их чер-
тежи и рекомендуемые размеры приводятся в таблицах справочни-
ков по вакуумной технике.
Р а з д е л 111
ВАКУУМНЫЕ СИСТЕМЫ
ТЕРМОЯДЕРНЫХ УСТАНОВОК (ТЯУ)
И РЕАКТОРОВ (ТЯР)
Г л а в а 11
ОСОБЕННОСТИ ВАКУУМНЫХ СИСТЕМ ТЯУ
11.1. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ВАКУУМНЫХ СИСТЕМ
В режиме работы вакуумных систем реактора можно отметить
три этапа:
— фоновая откачка плазменной камеры;
— рабочий цикл, в течение которого происходит горение термо-
ядерного топлива;
— откачка газообразных продуктов реакции и остатков топлива
в паузе между циклами.
Рассмотрим такие параметры вакуумных систем, как давление,
быстрота откачки, на каждом из этих этапов на примере термоядер-
ной экспериментальной установки с магнитным удержанием плазмы
— токамака.
Давление в разрядной камере перед началом рабочего цикла при-
нято называть фоновым, и для установок средних размеров оно
составляет 10-6 — 10-5 Па. Это давление несколько возрастает с уве-
Рис. 11.1. Быстрота откачки плазмен-
ной камеры, необходимая для обеспе-
чения фонового давления в токама-
ках различных поколений:
I — экспериментальные установки, II —
большие токамаки; III — реакторы, R —
большой радиус плазменного шнура
личением размеров установок.
Фоновое давление в значительной
степени определяется молекуляр-
ными потоками десорбции со сте-
нок камеры, в которых содержание
тяжелых примесей должно быть
минимальным. Зависимость быст-
роты откачки плазменной камеры
для получения фонового давления
в токамаках различных поколений
от большого радиуса плазменного
шнура показана на рис. 11.1. Как
видно из рисунка, быстрота откач-
ки камеры нелинейно растет
с увеличением объема плазмы.
В периферийной зоне плазменно-
134
го шнура формируется область, в которой содержатся ионная и ней-
тральная компоненты топлива и примесных частиц со значительны-
ми градиентами концентрации и температуры. В этой области идут
конкурирующие процессы ионизации, рекомбинации и перезарядки.
Атомы и ионы примеси оказывают очень сильное воздействие на
плазму. Резко возрастают потери энергии на излучение, падает кон-
центрация ионов топлива, изменяются профили тока и температуры
в плазменном шнуре. Потери на излучение определяются тормоз-
ным и рекомбинационным механизмами, процессом перезарядки, а
также излучением возбужденных ионов. Тормозное излучение элек-
тронов при взаимодействии с ионами особенно существенно при вы-
соких температурах, его интенсивность пропорциональна произ-
ведению квадрата эффективного заряда иона 7эф на корень квадрат-
ный из электронной температуры Те:
= 1,36 • ю^Чргэ2ф
где ипр — концентрация примесных ионов.
Интенсивность излучения при рекомбинации №рек, в которой уча-
ствуют примесный ион и свободные электроны плазмы, определяет-
ся по уравнению
PF_eK = 5,4 - 10"35 5>zZ^,
рек ’ irp к ’
д/ е k
где пе, nZk — концентрации электронов и ионов с зарядом Zk.
Излучение, которое наблюдается при переходе иона из одного
возбужденного состояния в другое, преобладает при низких темпе-
ратурах. Полная потеря энергии при излучении пропорциональна
концентрации примесных ионов ипр и концентрации электронов в
плазме пе. Плотность энергии этого излучения определяется соотно-
шением
^изл = ТЛ
Таким образом, наличие в плазме примесных ионов приводит
к резкому увеличению потерь энергии на излучение, что, в свою оче-
редь, вызывает понижение температуры плазмы и, как следствие, необ-
ходимость дополнительного ее нагрева до более высоких температур.
Важное явление, происходящее в плазме, связано с перезарядкой
ионов на нейтральных атомах. «Холодный» атом из пристеночной
области, влетая в зону плазмы, может передать свой электрон быст-
рому иону водорода. Ион водорода при этом превращается в ней-
135
тральный атом, унося на стенки свою кинетическую энергию,
3
равную — кТ, и тем самым охлаждая плазму. Уносимая энергия
пропорциональна концентрации нейтрального газа в пристеночной
области.
Таким образом, концентрация нейтрального газа оказывает непо-
средственное влияние на параметры плазмы в течение рабочего цикла.
Кинетику накопления гели,т можно описать уравнением баланса:
_2 —
dfl н» СИ <GV> ИН
ПС IU1 I1C v
“аГ = —4 ТГе vi-RHe)>
не
(11.1)
здесь нНе, «пл — концентрации ионов гелия и плазмы соответст-
венно; с — числовой коэффициент; ст — сечение реакции синтеза;
v — относительная скорость; тНе — время жизни ионов гелия; 2?Не —
предельный коэффициент возврата гелия в плазму.
Проинтегрировав (11.1), получим
- .. с«Ш1<ои>тНе Г, ( 1-^Не Y1
»Ие(0 = "77 Г ' 1 - ехР - ~7---- ' • (Н-2)
L < тНе /J
Для параболических профилей концентрации и температуры с ~
~ 1,8 при следующих ориентировочных значениях параметров,
входящих в (11.2):
«пл = 1,4 • Ю20 м-3; тНе = 2 с; 2?Не = 0,88; <сти> ~ 10~22 м3/с;
равновесная концентрация гелия в плазме «не/«пл = 0,1 устанавли-
вается за 80 с.
Средства высоковакуумной откачки могут быть размещены
не ближе 10—15 м от камеры и соединены с ней каналом диаметром
около 2 м, проводимость которого U < 0,2 м3/с, так что для реализа-
ции коэффициента возврата 7?Не = 0,88 откачные патрубки должны
1-R пг
занимать не менее —— = 0,6 площади поверхности камеры.
Подобная «прозрачность» пространства вокруг плазменного шну-
ра недопустима из-за неудовлетворительных технико-экономиче-
ских показателей. Поэтому в целях уменьшения «пустого» простран-
ства вокруг плазменного шнура остается избирательно уменьшать
время жизни ионов гелия, что, однако, представляется неосуществи-
мым. Эти оценки подтверждают необходимость применения более
эффективных средств удаления гелия, чем диффузионная откачка.
136
Рис. 11.2. Схема диверторной откачки:
1 — бланкет, 2 — ядро плазменного
шнура, 3 — диверторная камера, 4 —
периферийная сепаратриса
Оказывается, что технически
более приемлемым является
диверторный вариант удаления
гелия из плазмы. Диверторная
откачка по сравнению с други-
ми методами обладает более
высокой эффективностью захва-
та периферийной плазмы и бо-
лее низким коэффициентом воз-
врата газа из дивертора. Для
реактора это означает, что
дивертор должен обладать мощ-
ной и эффективной системой
откачки и водорода, и гелия.
Наиболее напряженным
режимом, определяющим про-
изводительность системы от-
качки, является режим горения
ДТ-смеси. В этом режиме газо-
вая нагрузка определяется коли-
чеством диффундирующего из объема плазмы топлива и синтези-
рованного гелия.
Для поддержания концентрации гелия в плазме на уровне,
не превышающем нескольких процентов, вакуумная система в ста-
ционарном режиме должна обеспечивать откачку гелия со скоро-
стью, равной скорости его синтеза в ходе термоядерной реакции.
Как показывают оценки, для этого надо выводить из разрядной
камеры (реактора) 5—10 % вылетающих из плазмы а-частиц.
При наличии высокоэффективного разгружающего дивертора
(рис. 11.2) а-частицы выносятся в область диверторной камеры, от-
куда после нейтрализации производится их откачка.
В паузе между рабочими циклами в целях удаления газообраз-
ных продуктов реакции и остатков топлива камеру откачивают,
давление в ней при этом снижается на два-три порядка. Быстрота
действия вакуумных насосов определяется объемом камеры и про-
должительностью паузы. В энергетических реакторах продолжи-
тельность паузы не должна превышать нескольких десятков секунд.
137
Рис. 11.3. Эффективная быстрота от-
качки плазменной камеры между
рабочими циклами для токамаков
различных поколений:
обозначения те же, что на рис. 11.1
Требуемая быстрота действия
насосов, как видно из рис. 11.3,
составляет при этом 102 м3/с.
В тороидальных реакторах
с магнитным удержанием и про-
должительным рабочим циклом
быстрота действия вакуумных
насосов определяется режимом го-
рения. В импульсных реакторах с
магнитным удержанием (токамаки
с адиабатическим сжатием, тэта-
пинчи и т.п.) и в установках с инер-
циальным удержанием параметры
вакуумной системы определяются
режимом откачки в паузе между
импульсами. В открытых ловушках условия динамического равнове-
сия между потоком вводимых в камеру быстрых атомов (ионов)
и потоком нейтральных атомов перезарядки определяют необходи-
мую быстроту действия насосов.
11.2. ВЫБОР СРЕДСТВ ВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ
Анализ параметров (р, 5Эф, 5Н, Q и др.) вакуумной системы термо-
ядерных реакторов различных типов показывает, что рабочее давле-
ние лежит в пределах 10-6—10-1 Па, быстрота откачки плазменных
камер составляет 102—104 м3/с. В существующих же в настоящее
время экспериментальных установках используются безмасляные
насосы, быстрота действия их находится в пределах 1—10 м3/с.
Быстрота действия насосов достигает 5 • 103 м3/с в открытых ловуш-
ках и инжекторах быстрых нейтральных атомов, в которых применя-
ются сверхвысоковакуумные насосы поверхностного действия.
В более крупных установках и реакторах требуется еще большая
быстрота действия насосов, что резко ограничивает выбор средств
откачки. Эти ограничения определяются в том числе и использова-
нием трития — дорогого и радиоактивного. Важными требованиями
при этом являются: обеспечение замкнутого цикла обращения три-
тия; сведение к минимуму потерь трития, необратимо накапливаю-
щегося в насосах; возможность экономичной и быстрой регенерации
насосов поверхностного действия; недопустимость попадания три-
тия в атмосферу. Некоторые параметры вакуумной системы термо-
ядерных реакторов приведены в табл. 11.1.
138
Таблица 11.1
Некоторые параметры вакуумной системы термоядерных реакторов
Установка Объем камеры, м3 Продолжи- тельность рабочего импульса, с Фоновое давление в камере, Па Интервал рабочих давлений, Па Быстрота откачки, м3/с
Тороидальные реакторы с маг- нитным удержа- нием: демонстраци- онные энергетические 102 — 103 103 ~102 103 — 104 10"6 — ю-5 10~6 — 10~5 10-6—ю-> КГ6 — 10‘ ~5 • 102 103 — 104
Открытые ловушки 101 —102 Непрерыв- ный режим 10-6 10-6—10'3 103— 104
Тета-пинч Ю2 — 103 1(Г* — 10~2 10~4 КН — КГ1 102— 103
Реакторы с инер- циальным удер- жанием ~102 10-8 10-4 10-7—10-1 ~102
Возможности использования насосов различного типа в реакто-
рах резко ограничиваются. Применение парортутных диффузионных
насосов не представляется возможным вследствие высоких энергоза-
трат, а также опасности загрязнения плазменной камеры парами рту-
ти. Трудности выделения трития исключают использование испари-
тельных геттерных и разрядных насосов. Наиболее перспективными
для откачки водорода представляются конденсационные, криосорб-
ционные и на основе нераспыляемых металлических геттеров насо-
сы поверхностного действия, характеристики которых представлены
в табл. 11.2.
Особенностью конденсационной откачки трития является объем-
ное тепловыделение в слое конденсата, вызванное 3-распадом.
Однако десорбция сконденсированного трития под действием элек-
тронов 3-распада незначительна, а разогрев в тонких слоях (толщи-
ной до 3 мм) мал. При более толстых слоях сконденсированного три-
тия перепад температур становится заметным. При длительном
режиме работы для откачки 3Не — продукта 3-распада трития, кото-
рый не конденсируется при температуре 4 К, необходим дополни-
тельный насос.
Главными достоинствами конденсационных насосов являются про-
стота исполнения и эксплуатации, устойчивость работы в широком
диапазоне потоков откачиваемого газа, практически неограниченное
число регенераций.
139
Криосорбционная откачка изотопов водорода производится
на микропористых сорбентах — углях, цеолитах, а также слоях
отвердевших легкоконденсируемых газов при температуре 10—30 К.
При этом успешно преодолевается главный недостаток конденса-
ционных насосов — невозможность работы при высоких тепловых
нагрузках. Криосорбционные насосы отличаются меньшей по
сравнению с конденсационными насосами чувствительностью
к колебаниям температуры. Однако они имеют более сложную кон-
струкцию и характеризуются меньшей надежностью при больших
газовых потоках, а также опасностью засорения рабочего объема
сорбентом.
Конденсация гелия экономически невыгодна вследствие очень
высоких энергозатрат. Криосорбция гелия при температуре 4 К на
микропористых сорбентах идет с достаточно высокой быстротой дей-
ствия. Для регенерации насоса сорбент нагревается до 35 К.
При откачке гелия на слоях сконденсированных газов важное зна-
чение имеет структура криоосадка газа — сорбента, которая опреде-
ляется условиями его формирования. Микропористая структура
получается при образовании криоосадка при пониженных темпера-
турах и больших скоростях осаждения. Существует предельное дав-
ление, выше которого откачка ДТ-, Не-смеси путем криосорбции
становится невозможной: вследствие «блокировки» криопанели
изотопами водорода откачка гелия прекращается. Так, для цеолита
откачка возможна при давлении ниже 7 • 10~3 Па. В связи с этим
в реакторах предполагается применять раздельные криопанели для
откачки изотопов водорода и гелия.
Криопанели размещают как можно ближе к активной зоне реак-
тора, при этом требуется высокоэффективная радиационная защита
холодной зоны средств криогенной откачки от горячей зоны реактора.
Нераспыляемые металлические геттеры на основе титана и цир-
кониево-алюминиевых сплавов, например, являются эффективным
средством откачки водорода. Удельная быстрота действия по водо-
роду сплава St-101 (84 % Zr + 16% Al) при Т = 670 К равна
14м3/(см2). Вакуумный насос на базе этого геттера в виде двух
сложенных гармошкой лент имеет удельную быстроту действия около
100 м3/(с • м2). Регенерация сплава St-101 осуществляется при 970 К.
Геттеры на основе сплава, состоящего из 70 % Zr, 24,6 % Al и
5,4 % Fe, имеют комнатную рабочую температуру и температуру
регенерации, равную 770 К. Существенно более высокая рабочая
температура геттерных насосов по сравнению с криогенными позво-
ляет размещать их вблизи горячих зон вакуумных объемов, не исклю-
141
140
• • •
• -«--------•
^21 |__
Рис. 11.4. К аномально
высокой проницаемо-
сти мембран:
1 — неравновесный газ;
2 — равновесный газ;
3 — мембрана; К,, » А'21
з чается возможность их установки прямо
, в плазменной камере.
1 * 2 Представляет интерес откачка изотопов
• • * • . водорода за счет эффекта аномально высокой
• , * проницаемости металлических мембран К,
л возникающей при неравновесном состоянии
е — . * а12 * газа (рис. 11.4).
В настоящее время возможность использо-
вания асимметричной проницаемости метал-
лических мембран для откачки термоядерных
реакторов не подтверждена еще достаточным
числом экспериментов.
Для больших токамаков и реакторов пер-
спективно применение турбомолекулярных
насосов. Они едва ли могут быть использова-
ны в качестве основных средств откачки из-за
ограниченной единичной быстроты действия. В промышленных на-
сосах она не превышает 20 м3/с. Однако для откачки в период ваку-
умно-технологической подготовки, а также при регенерации насосов
поверхностного действия и откачки вспомогательных систем реакто-
ра турбомолекулярные насосы наиболее пригодны. При эксплуата-
ции турбомолекулярных насосов для откачки реакторов следует
тщательно учитывать влияние на их работу магнитных полей. Вих-
ревые токи, индуцируемые во вращающемся в магнитном поле рото-
ре, приводят к нагреву вала и дисков насоса, тепловой деформации
и даже к заклиниванию ротора. Опыт эксплуатации таких насосов
показал, что магнитная индукция поля, в котором работает насос,
не должна превышать 10-2 Тл. Еще одним серьезным недостатком
турбомолекулярных насосов является поглощение трития смазоч-
ным материалом подшипников. Эффективным средством борьбы с
этим негативным явлением представляется создание так называемых
бесконтактных опорных систем — с магнитной подвеской ротора или
газовой подушкой. Создание бесконтактных опорных систем позво-
ляет также существенно увеличить надежность и повысить быстроту
действия турбомолекулярных насосов.
Систему откачки плазменной камеры целесообразно выполнять
в виде модулей (блоков), размещаемых по периметру реактора. Каж-
дый блок может быть создан на базе криогенных насосов с исполь-
зованием турбомолекулярного насоса для регенерации. Возможны
два варианта компоновки блока откачки на базе криогенных насосов:
с одним (рис. 11.5, а) или двумя (рис. 11.5, б) крионасосами.
142
—X— — клапан открыт;
—X— — клапан закрыт;
Рнс. 11.5. Варианты компоновки блока откачки на базе крионасосов:
1 — реактор; 2 — вакуумные клапаны; 3 — крионасос в режиме регенерации; 4 —
то же в режиме откачки; 5 — турбомолекулярный насос; 6 — форвакуумный насос
Рис. 11.6. Содержание трития Gr в крионасосах при различных продолжительно-
стях непрерывной откачкн Z0TK и периода регенерации Гр:
а — один крионасос в блоке; б — два крионасоса в блоке
Откачка обеспечивается в первом случае (рис. 11.5, а) поочеред-
ной регенерацией одного крионасоса при одновременной откачке
камеры остальными крионасосами. Во втором случае (рис. 11.5, б)
один из насосов каждого блока работает в режиме регенерации,
а другой — в режиме откачки. Очевидные достоинства блока с од-
ним крионасосом — простота конструкции и меньшая стоимость.
Главные достоинства блока с двумя крионасосами — возможность
обеспечивать меньшее содержание трития в системе откачки,
большее время регенерации, позволяющее снизить быстроту дейст-
вия насоса.
143
Количественная оценка содержания трития в системе в процессе
откачки показана на рис. 11.6 для реактора с 12 откачными блоками,
в котором синтез гелия идет со скоростью 1,5 • 1О20 атомов в 1 с,
а концентрация его в плазме составляет 5 %. Из рисунка видно, что
при одинаковом времени регенерации дублирование насосов позво-
ляет существенно уменьшить содержание трития. Масса трития
в насосах невелика и составляет примерно 100 г.
Г л а ва 12
СТРУКТУРА И СОСТАВ ВАКУУМНЫХ СИСТЕМ ТЯУ
12.1. СТРУКТУРА ВАКУУМНЫХ СИСТЕМ
Создание рабочих условий для формирования, нагрева и удержа-
ния плазмы, а также для средств дополнительного нагрева ее, сис-
темы криостатирования, обеспечение условий ввода в установку
протия или дейтерия возможны лишь в условиях высокого и сверх-
высокого вакуума. Основными узлами вакуумной системы экспери-
ментальных термоядерных установок нового поколения являются:
разрядная камера, криостат, инжекторы нейтральных атомов. Ваку-
умного обеспечения требуют также высокочастотный, криогенный и
диагностический комплексы и система напуска рабочего газа.
Термоядерные реакторы в дополнение к указанным системам
оснащены бланкетом для утилизации энергии нейтронов и синтеза
трития. Бланкет представляет собой набор модулей, содержащих
литий и пронизанных каналами системы охлаждения, которые окру-
жают плазменный шнур. Вакуумная система термоядерного реакто-
ра совместно с тритиевым контуром образует вакуумно-тритиевый
комплекс. Основные элементы вакуумной системы термоядерного
реактора с магнитным удержанием показаны на рис. 12.1.
Одним из основных вопросов создания вакуумно-тритиевого ком-
плекса является проблема «первой стенки». Под первой стенки по-
нимается совокупность элементов, находящихся в непосредствен-
ном взаимодействии с плазмой. В экспериментальных термоядерных
установках первая стенка в конструктивном отношении тождествен-
на стенке разрядной (вакуумной) камеры. При переходе к реакторам
функции разрядной камеры все в большей степени выполняет внут-
ренняя оболочка бланкета.
Первая стенка подвергается бомбардировке интенсивными пото-
ками быстрых атомов и ионов, а также потоками нейтронов с энерги-
ей до 14 МэВ. Стенка должна выдерживать периодическую тепловую
нагрузку до 106 Вт/м2 в водородной среде при средней температуре
600—700 К с ее колебаниями в пределах 100 К. Первая стенка испы-
тывает также распределенную механическую нагрузку 1—1,5 МПа
при числе рабочих циклов 105 — 106.
145
Рис. 12.1. Структура основных элементов вакуумной системы термоядерного
реактора с магнитным удержанием (р$ — фоновое давление)
В целом требования, предъявляемые к первой стенке, весьма же-
сткие. Мы здесь ограничимся лишь ее вакуумно-технологическими
аспектами. Важным представляется выбор оптимальной компоновки
схемы вакуумного тракта, в частности взаимного расположения пер-
вой стенки и вакуумной оболочки, локализующих зону формирова-
ния остаточной газовой среды и плазменного шнура. Как отмечалось
выше, в исследовательских установках функции первой стенки и ва-
куумной оболочки выполняет единый элемент — разрядная камера
(концепция первой стенки с совмещенными функциями). В реакто-
рах же экстремальные тепловые, радиационные и механические
нагрузки, которым подвергается первая стенка, вряд ли допускают
применение такой концепции. Это тем более справедливо, если
учесть наличие большого числа сварных швов и различных вставок
по периметру камеры.
Представляется более конкурентным вариант стенки с разделен-
ными функциями: первая стенка воспринимает лишь корпускуляр-
ное воздействие и тепловое излучение, а дополнительная оболочка,
находящаяся в менее напряженных условиях, формирует вакуумную
камеру.
146
12.2. КОМПОНОВКА И ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ПОДГОТОВКА РАЗРЯДНОЙ КАМЕРЫ
По принципу совмещения функций выполняется первая стенка
всех экспериментальных термоядерных установок.
Разрядная камера термоядерной установки Т-15 представляет
собой тор, состоящий из 12 модулей. Основные параметры разряд-
ной камеры следующие: большой радиус 2,43 м; малый радиус
0,75 м; площадь поверхности 150 м2; объем 32 м3; толщина стенки
сильфона 1,2 мм; материал камеры нержавеющая сталь марки
12XI8H10T; электрическое сопротивление 1,8 • 10-3 Ом; масса
36,7- 103 кг.
Каждый модуль состоит из сильфонных секций и патрубка. Силь-
фонные секции компенсируют тепловые и механические деформа-
ции и создают требуемое электрическое сопротивление камеры
(рис. 12.2).
Плазменный шнур формируется в сварной тороидальной оболоч-
ке, снабженной патрубками для средств откачки, ввода топлива
и пучков быстрых нейтральных атомов, устройств диагностики и др.
Патрубки модуля являются несущими элементами конструкции
и используются для подсоединения систем нагрева плазмы, откач-
ки и диагностической аппаратуры. Сборка разрядной камеры про-
изводится внутренней сваркой ее модулей, что делает возможным
Рис. 12.2. Общий вид вакуумной камеры:
I — сильфон камеры; 2 — силовая секция; 3 — сильфон патрубка; 4 —
патрубок
147
устранение течей, возникающих в процессе эксплуатации, а также
сваркой дефектных мест на внешней поверхности. Средства откачки,
диагностическая аппаратура присоединяются к камере через изоля-
ционные прокладки.
Для ограничения взаимодействия плазменного шнура со стенка-
ми внутри камеры устанавливаются подвижные и неподвижные диа-
фрагмы и экраны. В качестве материала для диафрагмы используют-
ся графитсодержащие композиции, а тепловые экраны выполняются
из титана.
Фоновое давление в разрядной камере не должно превышать 10-5 Па,
для чего необходимо, чтобы удельное газовыделение материала стен-
ки камеры было не выше 2- 1О-10 Па • м3/(м2 • с), а натекание атмо-
сферного воздуха внутрь нее составляло QB < 4 • 10“'2 Па • м3/с, гелия
— 2Не<3 - 10~п Па-м3/с.
При изготовлении, наладке и эксплуатации камеры необходимо
строго выполнять вакуумно-технологические требования, которые
заключаются в следующем.
На первом этапе необходимо удалить технологическую «грязь»,
для чего все элементы камеры подвергают первичной обработке:
обезжириванию щелочно-кислотными растворами, промывке рас-
творителями (спирт, ацетон), ультразвуковой очистке. Эффективная
рабочая поверхность уменьшается электрохимической полировкой.
На втором этапе, после сборки, камера прогревается до 400 °C,
а фланцы с прокладками из термостойкой резины — до 250 °C. Про-
грев производится в высоком вакууме в целях удаления водяных
паров и частично СО2 и СО. Сильфоны прогреваются индукцион-
ным методом, а патрубки модулей — с помощью электрических
нагревателей. Молекулы кислорода и углерода предполагается уда-
лять за счет индукционного низкочастотного разряда в водороде на
частоте 50 Гц при продольном магнитном поле с магнитной индук-
цией (1—3) • 10~2 Тл, давлении (4—6) • 10~3 Па и температуре стенок
камеры около 350 °C.
На третьем этапе производится обработка поверхности крипто-
ном. Ионы криптона с энергией около 800 эВ наносятся методом
распыления на поверхность камеры с помощью кольцевого тлеюще-
го разряда при давлении около 3 • 10~2 Па. Последующая десорбция
атомов Кг, внедренных в поверхность металла, осуществляется в
течение 5—6 ч в тлеющем разряде гелия.
Дальнейшего снижения концентрации легких примесей, в частно-
сти кислорода, можно добиться нанесением на стенку геттерных
покрытий. Так, титан, обладая высокой энергией связи с кислоро-
дом, препятствует выделению О2 со стенок. Титан, однако, хорошо
148
сорбирует и тритий. Этого можно избежать, напыляя на стенки хром
вместо титана. Хром также хорошо связывает кислород, но не обра-
зует гидридов.
Проверка на герметичность модулей вакуумной камеры произво-
дится после их откачки обдувом струей гелия снаружи, а также
помещением модулей, заполненных гелием, в вакуумный технологи-
ческий бак. При этом осуществляются циклические колебания тем-
пературы модуля. На этапе наладки предусматривается масс-спек-
трометрическое течеискание.
Существует несколько вариантов конструктивных схем первой
стенки с разделенными функциями.
В варианте А разрядная камера собирается из отдельных секций,
расположенных внутри катушек тороидального поля и бланкета,
а сварные швы в радиальном направлении вынесены за пределы
бланкета. При такой компоновке резко снижаются нагрузки на швы
и соответственно увеличивается их эксплутационная надежность,
к тому же швы становятся более доступными. Недостатком такой
схемы является то, что при этом увеличиваются объем и площадь
поверхности стенок камеры.
В варианте Б герметизированные модули бланкета вводятся в
полость вакуумной камеры. При этом первой стенкой становится
внутренняя оболочка бланкета. В результате такой компоновки воз-
растает надежность вакуумной оболочки, но увеличиваются ее
объем и поверхность стенок, а также затрудняется доступ к модулям
бланкета. К недостаткам этой схемы относится, безусловно, и воз-
растание массы трития, сорбированного поверхностью.
В варианте В в полость вакуумной камеры вводятся и бланкет,
и катушки с радиационной защитой. Таким образом, весь реактор
оказывается внутри большой вакуумной камеры. При этом доступ
к бланкету и магнитной системе затрудняется, но заметно упроща-
ются условия эксплуатации вакуумной оболочки.
В табл. 12.1 приведены некоторые оценочные параметры вакуум-
ной системы термоядерного реактора ИНТОР для описанных выше
трех вариантов компоновки вакуумной камеры.
Среди рассмотренных вариантов компоновки нет предпочтитель-
ного. Реальным воплощением, по-видимому, будет некоторое ком-
промиссное решение.
Традиционная для токамаков конструкция разрядной камеры
представляет собой цельносварную тороидальную оболочку с круго-
вым или овальным сечением, которая собирается из сильфонных
секций с толщиной стенки 0,5—2,5 мм и промежуточных силовых
колец. Такая конструкция обеспечивает необходимые прочность и
электрическое сопротивление по контуру тора. В целях повышения
149
Таблица 12 1
Оценочные характеристики термоядерного реактора ИНТОР
Показатель Первая стенка с совмещении ми функциями Первая стенка с разделенными функ- циями для вариантов
А Б в
Объем откачиваемой камеры, м3, около 350 450 800 1500
Площадь поверхности стенок, м2, около 400 500 1000 2500
Предельное давление после прогрева и очистки разрядом, Па ю-7 10-6 io-5 10“4
Продолжительность откачки между рабочими импульсами, с 3—5 4—6 8—15 15—30
Радиационная, термоме- ханическая нагрузки на стенки вакуумной камеры Очень высо- кие Высокие Низкие Отсутст- вуют
Ограничения электропро- водности стенок Есть Есть Есть Есть
Масса трития, сорбиро- ванного вакуумной стен- кой в установившемся режиме, кг, около 1 • 102 1 • 102 2- 10"2 5- 102
Доступ к вакуумной камере Крайне огра- ничен Ограничен Ограни- чен Легко
эксплуатационной надежности вокруг разрядной камеры создается
охранный вакуум, который формируется либо внешней тороидаль-
ной оболочкой, либо двойным сильфоном с независимой системой
откачки. В установках со сверхпроводящей магнитной системой
оболочка охранного вакуума формируется криостатом.
12.3. ВАКУУМНЫЕ СИСТЕМЫ ИНЖЕКТОРА, КРИОСТАТА, КОМПЛЕКСА
ВЫСОКОЧАСТОТНОГО НАГРЕВА
На установке Т-15 размещено три инжектора. В состав каждого
инжектора, схема которого показана на рис. 12.3, входят вакуумная
камера, шибер с апертурой 350x900 мм, шлюзовые камеры с ионны-
ми источниками, системы откачки и напуска рабочего газа.
Внутри вакуумной камеры объемом 25 м3 располагаются: криопа-
нели, охлаждаемые гелием; азотные экраны; нейтрализаторы; откло-
няющий магнит и приемники атомов и ионов.
Разъемные соединения выполняются из термостойкой резины.
150
Рнс. 12.3 Вакуумная схема инжектора (ИИ — ионный источник)
Инжекция пучков быстрых нейтральных атомов с энергией около
102 кэВ используется в установках с магнитным удержанием для
дополнительного нагрева плазмы. Вакуумные системы инжекторов
быстрых нейтральных атомов и сильноточных протонных инжекто-
ров имеют одинаковые схемы.
Задачей вакуумных систем инжекторов является откачка потока
нейтрального газа, равного (3—5)-10“2 Па-м3/с на 1 А ионного
тока, поступающего из ионного источника. В современных инжекто-
рах ионный ток составляет около 102 А, при этом полный поток газа
равен около 10 Па - м3/с. Такая нагрузка вакуумной системы прибли-
жается к максимально возможной, и для обеспечения откачки этой
системы необходимо использование самых эффективных современ-
ных средств.
Наиболее перспективными представляются высокопроизводи-
тельные насосы поверхностного действия. Быстрота действия насо-
сов, размещаемых в вакуумной камере инжекторов, должна быть не
меньше 7,5 • 103 м3/с. Вакуумная система инжекторов секционирует-
ся на три-четыре ступени. Основной поток откачивается в области
нейтрализатора при сравнительно высоком давлении. Размеры сек-
ций (ступеней), соединительных диафрагм, каналов нейтрализатора и
экранов токоприемников, площадь поверхности и ориентация геттер-
ных и криогенных панелей определяются оптимизационными расче-
тами по уравнениям, описывающим газовые потоки в каждой секции.
151
Рабочим телом в инжекторах является протий или дейтерий, а в тер-
моядерных реакторах дополнительным компонентом становится тритий.
Основными средствами откачки, используемыми в инжекторах,
являются конденсационные, криосорбционные, испарительные гет-
терные и на основе нераспыляемых геттеров насосы. Откачка гелия
производится в основном за счет механизма криозахвата. Изучается
также возможность использования сверхзвуковой паровой струи
и пленок лития для откачки в инжекторах.
В инжекторах токамака типа ИНТОР начальное давление состав-
ляет около 10~5 Па. К вакуумной системе инжектора предъявляются
требования, соблюдение которых должно обеспечивать в ионном
источнике, нейтрализаторе и на линии инжекции эффективную ней-
трализацию ионов (минимальное рассеяние пучка из-за реионизации
не должно превышать нескольких процентов), снижение до миниму-
ма диффузии холодного дейтерия из инжектора через канал дрейфа
в разрядную камеру, минимальный поток трития из разрядной каме-
ры в инжектор, удобство замены ионного источника и ввода средств
измерения, контроля и диагностики.
Ионы могут быть эффективно нейтрализованы в нейтрализаторе,
если давление в этой области инжектора не выходит за пределы
10-2 — 10-! Па. А условие минимизации повторной ионизации и по-
тока холодного дейтерия в разрядную камеру может быть обеспече-
но при давлении, не превышающем 4 -10-4 Па.
Основным средством откачки камеры инжектора являются крио-
панели, охлаждаемые гелием до 3,8 К и имеющие быстроту дейст-
вия около 103 м3/с по водороду. Откачка шлюзовых камер в инжек-
торе установки Т-15 производится турбомолекулярными насосами
с быстротой действия по 0,3 м3/с, а камеры инжектора в режиме
регенерации криопанели — четырьмя турбомолекулярными насоса-
ми с быстротой откачки по 1 м3/с.
Поток дейтерия в инжекторе токамака ИНТОР равен около 5—
6 Па • м3/с, а удельная скорость откачки гелиевых криопанелей
составляет примерно 80 м3/(м2 • с). Таким образом, для получения
давления 4 • 10-4 Па необходима криопанель с площадью поверхности
около 200 м2. Применение дифференциальных откачных систем по-
зволяет уменьшить площадь поверхности криопанели до 40—50 м2.
Во время регенерации криопанели модули, включающие в себя тур-
бомолекулярные и механические насосы, позволяют получить фоно-
вое начальное давление около 10-5 Па с использованием прогрева
внутренних поверхностей инжектора до 200 °C в целях их дегазации.
Частота регенерации криопанели зависит от допустимого количества
дейтерия, обусловленного безопасностью в случае разгерметизации
152
инжектора, или допустимого количества трития, который проникает
из разрядной камеры в инжектор. В рабочем режиме реактора в ин-
жекторе накапливается около 1 г трития в день. Для того чтобы
избежать опасности взрыва во время аварийного прорыва воздуха
через неплотности стенки вакуумной камеры, должна быть выполне-
на дважды в месяц регенерация криопанели.
Источники ионов соединяются с инжектором через клапаны, так
что их замена не приводит к нагреву криопанели.
Рабочее давление в полости с экранно-вакуумной теплоизоляци-
ей в криостате обмоток тороидального, управляющего и вихревого
магнитных полей не должно превышать 10-3 Па. Объем криостата на
установке Т-15 равен около 350 м3, площади поверхностей
составляют: стальных 1300, медных 1000 и стеклоткани 200 м2.
В криостат помещен магнитный сердечник массой около 750 т, вы-
полненный из шихтованного железа. Допустимое натекание атмо-
сферного воздуха в криостат не должно превышать 8 • 10-7 Па- м3/с,
а гелия — 8 • 10-8 Па • м3/с.
В системе высоковакуумной откачки криостата установлено
десять блоков с суммарной быстротой действия 10 м3/с по воздуху.
Предполагается в дальнейшем установить турбомолекулярные насо-
сы с быстротой действия 2,5 м3/с, тем самым увеличив суммарную
быстроту действия откачного комплекса криостата по крайней мере
вдвое. Экспериментальная термоядерная установка Т-15 имеет ком-
плекс высокочастотного нагрева, содержащий 24 криостата, объеди-
ненных в четыре откачные группы. Каждая группа включает в себя
откачные модули на основе турбомолекулярного насоса с быстротой
действия 0,3 м3/с. На основе таких же насосов построены модули
откачки диагностической аппаратуры. В модулях в качестве насоса
предварительного разрежения используются пластинчато-роторные
насосы НВР-ЗД.
12.4. КОМПЛЕКС ВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ РАЗРЯДНОЙ КАМЕРЫ
Система откачки разрядной камеры экспериментальной установ-
ки Т-15 должна обеспечивать предельное разрежение р ~ 1 • 10-6 Па,
рабочее давление в экспериментальном режиме и удаление водорода
при отогреве криопанелей в патрубках инжекции.
Предварительная откачка разрядной камеры (рис. 12.4) осуществ-
ляется внешними средствами. До давления около 1 • 102 Па использу-
ется блок механических пластинчато-статорных насосов ВН-150-2,
до давления около 1,0 Па откачка ведется блоком сорбционных насо-
сов, в которых в качестве сорбента применяется активированный
153
Блок откачки
инжектора
тмн
тмн
тмн
Блок откачки
вакуумной
камеры
Блок откачки
криостата
Блок откачки
криогенных
систем
инжектора
Блок откачки
ионных
источников
Блок
сорбционной
откачки
Блок
форвакуумной
откачки турбо-
молекулярных
насосов
Рис. 12.4. Система откачки разрядной камеры, криостата и инжекторов экспе-
риментальной термоядерной установки Т-15
уголь. Высоковакуумная откачка разрядной камеры осуществляется
двумя откачными блоками на основе турбомолекулярного насоса с бы-
стротой действия 1,0 м3/с.
На трубопроводах всех средств откачки и диагностической аппара-
туры устанавливаются прогреваемые шиберные заслонки и клапаны
с дистанционным управлением ЭВМ, обеспечивающие блокировку
системы по вакууму.
Кроме внешних средств откачки в патрубках разрядной камеры,
к которым присоединяются инжекторы, размещены гелиевые крио-
панели. Между инжекторными патрубками и разрядной камерой
расположены заслонки, которые открываются только на период
154
инжекции быстрых нейтральных атомов для уменьшения газового
потока из инжектора в разрядную камеру.
Для вакуумной системы тороидальной камеры термоядерного
реактора характерно следующее:
— высокая нагрузка по гелию;
— наличие трития в откачиваемом газе;
— работа в условиях интенсивной электромагнитной и корпуску-
лярной радиации и затрудненного доступа для обслуживания.
Основные физические параметры плазмы, характеристики ваку-
умной камеры и средств откачки реактора ИНТОР приведены
в табл. 12.2.
Комплекс вакуумной откачки разрядной камеры реактора ИНТОР
должен откачать ее в течение паузы между разрядами (~20 с) до на-
чального давления (10-5 Па). Основной тип встроенного высоковаку-
умного насоса — криосорбционный.
Основным источником газа, который откачивает за время паузы
вакуумный комплекс, является нейтрализованная первой стенкой
плазма, т.е. не вступившая в реакцию ДТ-смесь и гелий. Дополни-
тельный поток газа в течение паузы между разрядами образуется
изотопами водорода, освобожденными первой стенкой. Удельный
поток частично освободившихся изотопов водорода при 573 К в на-
чале откачки достигает 5' 1011 м-2,с-1, затем уменьшается на два
порядка в течение нескольких секунд и в конце периода откачки
Таблица 12 2
Основные характеристики вакуумной системы
Показатель Значение
Объем плазмы К, м3 240
Концентрация частиц газа и плазмы п, м-3 1,4- Ю20
Продолжительность рабочего цикла, с 100—200
Начальное давление, Па 105
Давление во время разряда, Па 2-10~3
Состав смеси газов 47 % D, 47 % Т, 5 % Не, 0,5 % С, 0,5 % О
Эффективная быстрота откачки разрядной камеры м3/с 2- 102
Объем вакуумной камеры VK, м3 450
Площадь внутренней поверхности вакуумной камеры FB к, м2 ~104
Максимальная температура первой стенки Тк, К 623
155
Рнс. 12.5. Изменение давления в раз-
рядной камере реактора ИНТОР
в течение периода между разрядами
(q = !• 109 м~2 - с-1 — удельный газо-
вый поток в установившемся режи-
ме)
Рис. 12.6. Откачной модуль разрядной камеры реактора ИНТОР:
I — форвакуумный насос; 2 — турбомолекулярный насос, 3 — вакуумный клапан;
4 — криосорбционные насосы, 5 — клапаны соединительных трубопроводов
составляет около 109 м-2,с-1. Это насыщение должно быть достиг-
нуто после десяти циклов работы реактора.
Давление в разрядной камере реактора ИНТОР в течение периода
между разрядами (рис. 12.5) описывается выражением
< , 5эфг/ 9*Vbk
Р = [п Т~']кТ* е Гк+ —
\ Кк Зэф J дэф
(12.1)
где q — удельный поток газа; Кр — объем разрядной камеры; Кк —
объем вакуумной камеры; Гк — температура стенок вакуумной каме-
ры; п — концентрация молекул в разрядной камере.
Откачной комплекс разрядной камеры включает в себя 12 сим-
метрично расположенных относительно оси реактора откачных мо-
дулей. Каждый модуль (рис. 12.6) соединен с камерой дивертора
трубопроводами диаметром 1—1,2 м и длиной 9 м. Каждый из мо-
дулей имеет быстроту действия 50 м3/с по гелию.
156
Г л а в a 13
СИСТЕМА КРИОВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ
ТЕРМОЯДЕРНОГО РЕАКТОРА
В настоящее время сформулированы исходные требования, раз-
работана концепция вакуумной системы, предполагающая использо-
вание для откачки разрядной камеры международного термоядер-
ного экспериментального реактора комплекса откачных станций.
В различных режимах работы вакуумной системы используются
следующие насосы:
а) турбомолекулярные насосы — в режиме фоновой откачки —
откачка от атмосферного до рабочих давлений на начальной стадии,
а затем применяются криогенные насосы;
— на этапе течеискания и прогрева;
— в режиме технологической очистки поверхностей стенок раз-
рядной камеры в тлеющем разряде в гелии;
б) турбомолекулярные или криогенные насосы
— на этапе очистки поверхностей стенок в тлеющем разряде
в дейтерии;
в) криогенные насосы
— в рабочем режиме — режиме горения топлива;
— в паузе между горением топлива.
В качестве основного средства вакуумной откачки реактора
выбраны криосорбционные насосы.
В связи с геометрической сложностью, исключающей возмож-
ность использования аналитического подхода, при проектировании
вакуумной системы применялась программа численного расчета
и структурно-геометрической оптимизации откачного (вакуумного)
тракта. В основе разработанной программы лежит метод Монте-Кар-
ло в трехмерной постановке. В качестве переменных параметров
использовались геометрические характеристики откачного тракта
(форма и площадь поперечного сечения каналов, их ориентация
в пространстве, зазор между диверторной кассетой и стенкой ваку-
умной камеры и тр.); состав, поток и температура откачиваемых
газов; число насосов, работающих в режимах откачки и регенера-
ции; их быстрота действия и ее изменение по мере насыщения сор-
бента или роста толщины криоосадка. Программа использовалась
для расчета и сопоставительного анализа различных вариантов ди-
157
верторных кассет, оптимизации геометрических размеров откачных
трактов, выбора оптимальных режимов регенерации крионасосов,
анализа нештатных и аварийных ситуаций. Особое внимание уделя-
лось проблеме исключения утечек трития. Выполнялись качествен-
ная оценка характера и последствий гипотетических неисправностей
элементов вакуумной системы и анализ ее эксплуатационной надеж-
ности. В качестве критериев надежности использовались коэффици-
ент готовности вакуумной системы и вероятность ее безотказной ра-
боты в непрерывном режиме. Выявлялись критичные элементы, на-
дежность системы повышалась путем резервирования наиболее кри-
тичных элементов.
В качестве конкретного примера можно привести коэффициент
готовности системы откачки криостата, который изменяется от
0,9996 в начале эксплуатации реактора до 0,999 в конце срока служ-
бы. Вероятность безотказной работы системы в непрерывном режи-
ме в течение двух недель составляет 0,9989.
Рабочей группой по проектированию вакуумной системы ИТЭР
подготовлены информационно-технические материалы для справоч-
ника «Вакуумные технологии», входящего в комплект проектной до-
кументации по ИТЭР.
В этом справочнике обобщен мировой опыт создания и эксплуа-
тации вакуумных систем термоядерных установок.
13.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ВАКУУМНОЙ СИСТЕМЫ
Вакуумная система должна обеспечивать на выходе из дивертора
откачку общего потока смеси газов 75 моль/ч, которая включает в
себя 93,7 % ДТ-смеси и 3,3 % гелия.
При этом необходимая быстрота откачки по гелию, синтезиро-
ванному во время ядерной реакции мощностью 1000 МВт, равна
700 м3/с на выходе из дивертора.
Вакуумная система по откачке разрядной камеры реактора состо-
ит из восьми откачивающих станций, каждая из которых включает
в себя три криогенных насоса, два из которых находятся в рабочем
режиме (режиме откачки), а один — в режиме регенерации. Таким
образом, в рабочем режиме одновременно находятся 16 криогенных
насосов, а в режиме регенерации — 8 насосов.
Каждая откачивающая станция соединяется с диверторной каме-
рой двумя радиальными каналами диаметром по 2 м, которые, в
свою очередь, объединяются одним поперечным каналом диаметром
1,25 м, где и установлены три криогенных насоса.
158
— клапан открыт
м — клапан закрыт
Q — криогенный насос
в режиме откачки
ф — криогенный насос
в режиме регенерации
К вакуумным насосам линии
предварительной откачки
(обратной линии)
Сборный коллектор
обратной линии
Рнс. 13.1. Схема расположения криогенных насосов:
1—24 — номера насосов
Расчетная быстрота действия одного криогенного насоса по гелию
принята 5Н = 100 м3/с при диаметре входного патрубка, равном 1 м,
наружном диаметре криогенного насоса dH = 1,5 м и его высоте h = 3 м.
Схема расположения криогенных насосов приведена на рис. 13.1.
Общая проводимость по гелию 16 каналов откачки и 8 попереч-
ных каналов = 1245 м3/с. Согласно основному уравнению ваку-
умной техники
1 _ 1 1
Не- Не+ Не’
'эф
суммарная быстрота действия криогенных насосов
„Не Не
5нН1= нФ % = 1600 м3/с-
HL ,,Не „Не
21 эф
Соотношение длительности рабочего режима откачки и продол-
жительности режима частичной регенерации криогенного насоса
устанавливается в первую очередь из условия максимально допусти-
мого количества накопленного трития, которое не должно превы-
шать 150 г. Рабочий цикл одного крионасоса продолжительностью
120 мин включает в себя 80 мин работы в режиме откачки и 40 мин
— в режиме регенерации. За этот цикл откачиваемый газ и аргон
159
Q.
еь
Нагрев системы (5 мин)
Г/3= 40 мин
Т/24 = 5 мин
Период откачки
насоса 1
2Г/3=80мин Т= 120 мин
Период частичной
регенерации
насоса 1
t, мин
о
Рис. 13.2. Схема цикличности работы криогенных насосов:
Т — период работы, Q — количество накопленного в насосе
три ГИЯ
в количестве 12,4 моль аккумулируется в насосе. К концу этого
периода в одном насосе накапливается Qo = 17,58 г трития. С целью
избежать превышения предельно допустимого накопления трития
цикл работы соответствующих криогенных насосов откачных стан-
ций смещается на 5 мин (рис. 13.2).
Криогенный насос состоит из трех ступеней:
— первая ступень, называемая защитным экраном, охлаждается
принудительным потоком газообразного гелия при температуре Т =
= 90 К и откачивает конденсацией легкоконденсируемые примеси,
главным образом пары воды и аммиака;
— вторая и третья ступени охлаждаются потоком жидкого гелия
при Т ~ 4 К. Вторая ступень откачивает конденсацией главным обра-
зом дейтерий и тритий, в то время как третья ступень откачивает
гелий. Основным механизмом откачки гелия является криозахват
потоком распыляемого аргона. Альтернативным решением может
быть сорбция гелия на твердом адсорбенте — активированном угле.
Полный цикл работы криогенного насоса равен 2 сут, по истече-
нии которых производится режим полной регенерации. Регенерация
заключается в нагреве криогенных насосов, последующем испаре-
нии и десорбции сконденсированных и адсорбированных газов соот-
ветственно. Во время регенерации насосы отключаются от разряд-
ной камеры.
160
13.2. ОПИСАНИЕ СИСТЕМЫ ВАКУУМНОЙ ОТКАЧКИ РАЗРЯДНОЙ КАМЕРЫ
К системе вакуумной откачки разрядной камеры предъявляются
следующие основные требования:
— обеспечение фонового давления р$ < 4 • 10~5 Па, рабочего дав-
ления в конце периода горения топлива р^ < 4 • 10-3 Па при общем
потоке газов = 75 моль/ч, в том числе потоке гелия (2Не =
= 2,46 моль/ч при эффективной быстроте действия по гелию на вы-
Не а
ходе из дивертора 5эф = 700 м3/с.
Разработанная вакуумная система подлежит длительным тесто-
вым испытаниям, включающим четыре стадии по 9 мес каждая.
Длительность непрерывной работы во время тестовых испытаний
составляет 10 ч.
Краткое описание процессов откачки компонентов смеси газов
сводится к следующему:
— молекулы топлива (дейтерий и тритий) и примесей теряют
свою энергию при столкновении с холодными поверхностями пер-
вой (80 < Т} < 100 К) и второй (2,5 < Т2 < 4 К) ступеней, на которых
более 90 % из них остаются после первого соударения. Эти процес-
сы идут до тех пор, пока давление газов остается выше, чем давле-
ние насыщенного пара, соответствующее температуре криопанели.
В конце 80-минутного рабочего цикла откачки толщина твердого
криоосадка не должна превышать 1 • 10-3 мм на криопанелях первой
ступени и 6 • 10“3 мм на криопанелях второй ступени;
— на третьей ступени откачка гелия осуществляется путем так
называемого криозахвата, суть которого заключается в том, что рас-
пыляемый поток легкоконденсируемого газа — аргона захватывает
молекулы трудноконденсируемого газа — гелия и осаждается в виде
инея (криоосадка) на поверхности криопанели третьей ступени,
замуровывая при этом молекулы гелия.
Параметры криозахвата следующие.
1. Соотношение потоков распыляемого и захватываемого газов
(2Лг/(2Не = 30/1. В дальнейшем планируется провести оптимизацию
этого соотношения.
2. Давление распыляемого аргона /?Аг =1 • 104 Па, температура
ГАг = 80 К.
3. Удельная быстрота откачки гелия = 20 м3/(м2 • с).
К основным достоинствам аргонного криозахвата относятся:
— изготовление криопанелей третьей ступени из чистого металла
без каких-либо покрытий;
161
Таблица 13 1
Процессы откачки на разных ступенях криогенного насоса
Откачиваемые газы Механизм откачки Номер ступени Рабочая темпера- тура ступени, К
Примеси: Н2О, NO3 Криоконденсация 1 80—100
Примеси: N2, О2, СО2, СО, Аг, СпНт. Топливо: Н, ДТ-смесь Криоконденсация 2 2,5—4,0
Не 1. Криозахват Не на слое крио- осадка сконденсированного Аг. 2. Альтернатива: криосорбция на активированном угле или другом твердом адсорбенте 3 2,5—4,0
— простота выполнения режима регенерации;
— нечувствительность к «отравлению» другими газами;
— неограниченный ресурс работы.
Главным же недостатком этого способа откачки является то, что
включение в технологический процесс добавочного газа — аргона
требует создания дополнительной системы сепарации.
Толщина криослоя, в основном состоящего из гелия и аргона,
к концу 80-минутного цикла откачки не должна превышать 5 • 10-3 мм.
В табл. 13.1 приведены процессы откачки различных газов в сту-
пенях крионасоса.
Быстрота откачки отдельных компонентов смеси газов представ-
лена в табл. 13.2.
Теоретическая быстрота откачки при молекулярном режиме тече-
ния (р < 3 • 10“2 Па), приведенная в табл. 13.2, рассчитывается по со-
отношению
5^я= 1,15 /^ .
т Ч ц
При этом коэффициент захвата равен единице и быстрота откач-
ки будет максимально возможной. Удельная быстрота действия на
входе в насос, м3/(м2 • с),
где ан — коэффициент захвата на входе в насос.
Быстрота действия насоса определяется по формуле
о — р сУД
°Н /ВХП°Н ’
162
Быстрота откачки по компонентам
Таблица 13 2
Газ Ц, кг/моль 5*д, м3/(м2 • с) Но- мер сту- пени Темпе- ратура ступе- ни Гст. к Давле- ние ps при Тст, Па, не более Коэф- фици- ент захвата “в оУД Лн на входе, м3/(м2 • с) W м3/с Sj- =165„, м3/с
Н2О 0,018 148 1 90 IO’8 0,95 140,6 1,06 ПО 1760
d2o 0,020 141 IO’8 0,95 134,0 1,01 105 1680
NH3 0,017 153 ю-6 0,95 145,4 1,10 114 1824
СО2 0,044 95 2 4 10-8 0,95 90,3 0,68 70 1120
сн4 0,016 157 IO’8 0,78 122,5 0,93 96 1536
о2 0,032 111 IO8 0,78 86,6 0,65 68 1088
co,n2 0,028 119 IO’8 0,78 119,0 0,90 93 1488
Аг 0,040 100 IO’8 0,78 78,0 0,59 61 976
Т 0,006 257 IO-8 0,77 197,9 1,50 155 2480
ДТ- смесь 0,005 282 IO’8 0,77 217,1 1,64 170 2720
D, НТ- смесь 0,004 315 IO'8 0,77 242,6 1,83 190 3040
Н2 0,002 445 IO'5 0,77 342,7 2,59 259 4144
Не 0,004 315 3 4 — 0,42 132,3 1,0 100 1600
Г-, ВХ П
здесь гвкп = —4— — площадь поперечного сечения впускного пат-
рубка.
13.3. РЕЖИМЫ РАБОТЫ КРИОГЕННОГО НАСОСА
Режимы работы криогенных насосов, входящих в систему ваку-
умной откачки ИТЭР, приведены в табл. 13.3.
Режим захолаживания. В этом режиме клапан вакуумного кана-
ла (клапан тора), соединяющий насос с диверторной камерой, за-
крыт. Внутренний объем криогенного насоса с помощью вакуумной
системы линии предварительной откачки откачивается до давления
ниже 1 Па, и затем клапан этой линии закрывается.
Все три ступени охлаждаются до 90 К за счет циркуляции газооб-
разного гелия при температуре 80 К и давлении р = 20 • 105 Па, а за-
тем вторая и третья ступени после 1 ч захолаживания гелием при Т =
= 90 К охлаждаются вначале за счет циркуляции газообразного
163
Режимы работы насоса
Потребляемая мощность, Вт всей системы насосов (24/8), включая систему распределения при температуре, К ’Т 1 500 1300 1
© еч 1 о о о гч 1
© 00 1 о о о о о о о гч 1
1 одного насоса | «г о гч о о гч о еч
© гч о о ип 1 1 о о с о о in
о 00 о о о 00 о о 40 о о о о о о о о о
1 Максимальное количество 1 н* о | 40 о о
Ч1ГОН ‘иээкэ-Д/1 о 1 Ch on о о
‘хкнэпКхэ цэчхэЦх и иойоха оа всех о 1 еч о о
4E0W ‘инаиКхз yoadou s ваза о 1 X 7 2 « 7 х <х 2 « 7 х о
Температура ступе- ней Г^., К >х о CU о Ей о о •ч * м* о 00 о О
зХ О Ей си О X о 04 о о о 04 о 04 о 04 о о
вц V эинэхав)/ о V ь •^4 о гч X ™ о О ОО г— X о гч ОО
Положение клапанов ияыто yoH4ifoxHdBaradu киниур СП Г) еп со ^5 со ,о 'со
(2 С9 СП О со со
Процесс 1 Охлаждение (2 ч) Режим ожидания Режим откачки Частичная регенерация (40 мин) Полная реге- нерация (2 ч)
Примечание. Здесь «о» — соответствующий клапан открыт, «з» — то же закрыт; п — число рабочих циклов после полной регенерации.
*Стрелкн указывают на снижение параметров от максимального значения до минимального или на повышение значения до максимального.
164
гелия при 20 К и р = 20 • 105 Па, а далее — переохлажденного жид-
кого гелия при Т = 2,5—4,0 К.
Режим ожидания. Готовый к работе криогенный насос, изолиро-
ванный клапанами от тора и линии предварительной откачки, выдер-
живается некоторое время при низкой температуре под вакуумом.
Заметим, что при ограниченном натекании через негерметичный
регенерационный клапан накопление трития в насосе должно быть
небольшим: менее 1 г за 24 ч при давлении в торе 2 • 10-2 Па и ско-
рости натекания в одном насосе 1,8 • 10-2 м3/с.
Режим откачки. Клапан тора открыт, и газовый поток из дивер-
торной камеры поступает в насос, далее откачка идет по схеме, опи-
санной выше.
Режим частичной регенерации. Клапан тора закрыт, насос
нагревается до 80 К. Происходят десорбция газов на третьей ступе-
ни и испарение на второй ступени криогенного насоса. Эти газы
откачиваются насосами линии предварительной откачки, клапан
этой линии открыт в течение 5 мин. После откачки до давления
10 Па криогенный насос вновь захолаживается по схеме, описанной
выше. Время частичной регенерации составляет 40 мин. В каждый
момент времени с линией предварительной откачки в течение 5 мин
соединен только один криогенный насос.
Режим полной регенерации. Клапан тора закрыт. Криогенный
насос нагревается до 300 К. При этом все газы, захваченные этим на-
сосом, освобождаются и откачиваются насосами линии предвари-
тельной откачки. После откачки до давления ниже 10 Па криогенный
насос вновь захолаживается. Длительность режима полной регенера-
ции составляет примерно 2 ч.
Динамика изменения давления в криогенном насосе и температу-
ры его ступеней в режимах охлаждения, частичной и полной регене-
рации представлена на рис. 13.3.
Приведем основные причины, ведущие к аварийному режиму
работы крионасоса.
Внешними причинами являются:
— наличие давления более 10 Па в торе или на входе в дивертор
в течение длительного времени (вследствие натеканий воздуха, воды
или других компонентов);
— неисправность клапана тора;
— неисправность клапана линии предварительной откачки;
— неисправность системы насосов линии предварительной
откачки.
К неисправностям крионасосов или системы захолаживания
(охлаждения) можно отнести:
— течь внешней арматуры насоса;
165
Рис. 13.3 Изменение температуры и давления в криогенном насосе в режимах реге-
нерации и охлаждения:
а — изменение давления, б — изменение температуры в режиме частичной регенера-
ции, в — то же в режиме полной регенерации, 1 —3 — соответственно первая — третья
ступени
— течи внутреннего криогенного контура;
— течи криогенных клапанов;
— разгерметизация криопанелей;
— неисправность рефрижератора;
— неисправность систем контроля и управления;
— механические повреждения;
— трещины на внутренней поверхности вследствие термических
напряжений.
13.4. СЕПАРАЦИЯ АРГОНА
Как отмечалось выше, откачка гелия с использованием механиз-
ма криозахвата является весьма эффективной — удельная быстрота
откачки достигает 20 м3/(м2 • с). Однако введение потока добавочно-
го газа (73,8 моль/ч) требует создания дополнительной системы
сепарации аргона от смеси газов, выводимых из разрядной камеры.
Схема циркуляции откачиваемых газов и аргона в системе вакуум-
ной откачки разрядной камеры ИТЭР изображена на рис. 13.4.
Поток откачиваемого газа (75 моль/ч) на выходе из диверторной
камеры тора 1 (точка Л на рис. 13.4) поступает в систему из 16 кана-
лов откачки, по которым подается на вход 16 криогенных насосов 3,
работающих в режиме откачки. К третьей ступени этих насосов
подается газообразный аргон из буферной емкости 8, предназначен-
ной для его хранения и дезактивации. Поток смеси газов
(48,8 моль/ч) из восьми криогенных насосов 2 (точка В на рис. 13.4),
166
Отходы
Параметры потоков смеси газов в точках В и С
Точка Т, К Р, Па Q, моль/ч
дт- смесь Не н2 Аг При- меси
В 300 10 70,29 2,46 0,75 73,8 1,5
С 300 10 67,39 2,46 0,75 0,72 0,36
Рис. 13.4. Схема циркуляции откачиваемых газов
находящихся в режиме регенерации, поступает в насос криоразде-
ления 4. Насос криоразделения смеси газов, работающий при тем-
пературе примерно 30 К, захватывает аргон и другие примеси, в то
время как другие газы (дейтерий, тритий, гелий) не конденсируют-
ся и откачиваются вакуумными насосами линии предварительной
откачки 6. В блоке 7 производится очистка ДТ-смеси от гелия
и примесей.
После насыщения насос криоразделения смеси газов 5 работает в
режиме регенерации и аргон направляется в буферную емкость 8 для
дезактивации. Отметим, что хранение аргона в жидком состоянии
позволяет уменьшить объем этой емкости. После одного дня дезак-
тивации аргон возвращается в систему хранения для последующей
подачи в распылительную систему крионасосов.
При осуществлении рециркуляции аргона необходимо контроли-
ровать состав примесей в нем, чтобы избежать достижения значений
парциального давления компонентов примесей, соответствующих
давлению тройной точки при температуре подачи аргона Т = 80 К.
167
13.5. КОНСТРУКЦИЯ КРИОНАСОСА
Система криогенного обеспечения насоса и его конструкция
показаны на рис. 13.5 и 13.6. Система криогенного обеспечения на-
Рис. 13.5. Схема криогенного обеспечения крионасоса:
1 — присоединительный фланец, 2 — вторая ступень; 3 — третья ступень; 4 —
трубы для распыления аргона, 5 — защитный экран (Т - 100 К), 6 — вакуумная
оболочка; 7 — клапан тора (регенерационный клапан); 8 — первая ступень (защит-
ный экран), 9 — клапан линии предварительной откачки (выпускной клапан), 10 —
блок криогенных клапанов
168
Рис. 13.6. Трехступенчатый криогенный насос:
1 — первая ступень; 2 — вторая ступень; 3 — третья ступень; 4 — присоединитель-
ный фланец; 5 — система распыления Аг; 6 — вакуумная оболочка; 7 — ввод крио-
генных теплоносителей; 8 — раздаточный коллектор; 9 — сборный коллектор; JO-
12 — соответственно цилиндрическая, коническая, плоская части теплозащитного
экрана; 13 — вертикальные трубы подачи аргона; 14 — вертикальный раздаточный
коллектор газообразного гелия
169
coca включает в себя узлы подачи газообразного гелия на трех уров-
нях температур: 373, 90, 20 К, жидкого гелия при 2,5—4,0 К и газо-
образного аргона при температуре Т = 80 К и давлении р = 2,0 МПа
Ввод криогенных теплоносителей и аргона осуществляется через
блок криогенных клапанов 10. Для отключения криогенного насоса
от каналов откачки, соединяющих его с диверторной камерой, пред-
назначен клапан тора 7, а от линии предварительной откачки — кла-
пан 9
Конструкция криогенного насоса состоит из трех ступеней
(рис. 13.6). Первая ступень 1 выполняет совмещенные функции теп-
лозащитного экрана и ступени откачки легкоконденсируемых газов
и представляет собой набор конических колец, оптически непрони-
цаемых и расположенных горизонтально. Эта ступень охлаждается
газообразным гелием при Т ~ 80—100 К, подающимся через блок
криогенных клапанов, вертикальный раздаточный коллектор 14
к горизонтальным кольцевым трубам, припаянным к коническим
кольцам ступени. Поток гелия и ДТ-смеси с вероятностью пролета
с = 0,4 проходит через свободное пространство между коническими
кольцами первой ступени, достигает криопанелей второй и третьей
ступеней, представляющих собой набор вертикально ориентирован-
ных плоских пластин 2, 3, каждая из которых охлаждается жидким
гелием при температуре 2,5—4,0 К Затем жидкий гелий прокачива-
ется через горизонтальный раздаточный коллектор 8, набор верти-
кальных труб, припаянных к криопанелям второй 2 и третьей 3 сту-
пеней, последовательно соединенных, и собирается в сборном кол-
лекторе 9, через который гелий выводится из крионасоса.
Система распыления аргона включает в себя горизонтальные раз-
даточный и сборный коллекторы 5, 25 вертикальных труб 13 с 20-ю
распылительными профилированными соплами на каждой трубе.
Тепловая защита криогенных ступеней от вакуумной оболочки 6
состоит из трех частей 10—12, охлаждение которых осуществляется за
счет циркуляции гелия, поступающего после охлаждения первой сту-
пени. Средняя температура теплозащитного экрана равна 100 К.
Материалы элементов крионасоса. Криооткачивающие панели,
теплозащитный экран изготавливаются из алюминия, корпус насоса,
циркуляционные насосы, вакуумные и криогенные клапаны —
из нержавеющей стали. Использование нержавеющей стали умень-
шает расход гелия, однако при этом существенно увеличивается
масса криогенного насоса.
Основные характеристики крионасоса приведены в табл. 13.4.
170
Табли ца 13 4
Основные характеристики крионасоса
Показатель Корпус — вакуумная оболочка с двойны- ми стенками Первая ступень Т= 100 К Вторая (а) и третья (б) ступени, Г = 4,0 К
Охлаждающий теплоноситель Гелий,/2 = 2,0 МПа, Г= = 80—100 К а) газообразный гелий, р = 2,0 МПа, Г =4,0 К, б) жидкий гелий, р= 1,0- 105 Па, Г= 2,5^1,0 К
Диапазон рабочих температур, К 300—400 ~90 4/280
Внутренний объем, м3 10 0,035 0,01
Площадь поверх- ности, обращен- ной в вакуум, м2 23,3 25,8 23,9
Масса, кг 2200 242 182
Материал Нержавеющая сталь Алюминий или нержавеющая сталь Алюминий или нержавеющая сталь
Потребляемая мощность, кВт — 20 1,3
13.6. КОМПОНОВКА ВАКУУМНОЙ СИСТЕМЫ
Общие виды компоновки вакуумной системы ИТЭР приведены
на рис. 13.7 и 13 8 Как видно из рисунков, вакуумная система ИТЭР
171
Рис. 13.8. Компоновка вакуумной системы ИТЭР (вид сверху):
I — тор; 2 — каналы откачки; 3 — станция вакуумной откачки; 4 — сверхпрово-
дящие обмотки магнитного поля; 5 — криогенные насосы
имеет весьма значительные размеры — до 35 м в плане и в верти-
кальном разрезе перепад высот элементов этой системы достигает
несколько метров.
172
Раздел IV
ОСНОВЫ КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКИ. МЕТОДЫ
ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР
Г л а в а 14
ОСОБЕННОСТИ ОБЛАСТИ КРИОГЕННЫХ ТЕМПЕРАТУР
14.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКЕ
Самопроизвольная передача теплоты, как известно, происходит
только в одном направлении - от тел с более высокой температурой
к телам, имеющим более низкую температуру. Отсюда и возникают
трудности в охлаждении каких-либо объектов ниже температуры
окружающей среды То с, поскольку в этом случае надо отводить теп-
лоту с температурного уровня Т < Тос на температурный уровень
Тос. Такой отвод теплоты возможен только с затратой работы, что
и осуществляется с помощью специально организованного термоди-
намического цикла.
В качестве примера рассмотрим обратный цикл Карно, который
в отличие от теплосилового цикла направлен против часовой стрел-
ки. Как увидим в дальнейшем, в обратном цикле для охлаждения
объекта затрачивается работа. Цикл состоит из двух изотерм и двух
изоэнтроп. Пусть некоторое рабочее тело (рис. 14.1) изотермически
сжимается при Тос в компрессоре от р} до р2 > рх (процесс 1—2).
Теплота сжатия отводится в
Рис. 14.1. Обратный никл Карно
окружающую среду. В состоянии 2
рабочее тело имеет давление р2 и
температуру Т2 = Тос. Если теперь
произвести изоэнтропное расшире-
ние рабочего тела от давления р2
до < р2, то в соответствии
с уравнением адиабаты получим
Т3 = Т2 -ч , (14.1)
\PiJ
где к — показатель адиабаты.
Таким образом, принципиально
можно получить температуру Т3 <
< Т2 = То с. Это удается осущест-
173
вить благодаря предварительному сжатию рабочего тела при Тос
с последующим его изоэнтропным расширением. Теперь можно про-
изводить охлаждение какого-либо объекта при температуре Т3 < То с.
Такое охлаждение с помощью обратного цикла Карно осуществляет-
ся в процессе 3—4, когда рабочее тело изотермически расширяется
от состояния 3 до состояния 4. Для осуществления изотермического
расширения к рабочему телу подводится теплота q0 от охлаждаемо-
го объекта. Для того, чтобы цикл Карно замкнуть, необходимо произ-
вести изоэнтропное сжатие (процесс 4—7), при котором температура
рабочего тела повышается в соответствии с уравнением (14.1) от
Т4 = Т3 до 1\ = Тос. Таким образом, для отвода от объекта количества
теплоты q0 необходимо затратить работу, равную площади фигуры
12341 и рассчитываемую по формуле
/ = (То с - Т0)Д5. (14.2)
В соответствии с рис. 14.1 количество отведенной от охлаждае-
мого объекта теплоты равно площади фигуры 34аЬЗ, т.е.
<70 = W (ИЗ)
Тогда работа, затраченная на отвод единицы количества теплоты
с некоторого температурного уровня То на уровень То с,
/ — - ^о с
уд=4о" го
(14.4)
где 7уд — удельная работа.
Обычно отношение (То с - T^/Tq обозначают через те и называют
эксергетической температурной функцией или фактором Карно.
В соответствии с (14.4) численное значение те (или /уд) равно
работе, которую необходимо затратить в идеальном цикле для отво-
да единицы количества теплоты q0 с температурного уровня То на
уровень То с.
Из анализа уравнения (14.4) видно, что с понижением температу-
ры То затрачиваемая работа для отвода одного и того же количества
теплоты резко возрастает. При То —> 0 значение 7 —> оо.
Заметим, что изложенное выше не может служить доказательст-
вом принципа недостижимости абсолютного нуля температуры, так
как (см. (14.4)) деление на нуль недопустимо. Принцип недостижи-
мости абсолютного нуля температуры следует из третьего закона
термодинамики.
174
В реальных циклах из-за различного рода потерь удельная рабо-
та, затрачиваемая на отвод теплоты от охлаждаемого объекта, су-
щественно (в несколько раз) больше, чем определяемая по уравне-
нию (14.4).
14.2. НЕКОТОРЫЕ ОСНОВНЫЕ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ПОНЯТИЯ
И ОПРЕДЕЛЕНИЯ
В технике низких температур широко используются такие терми-
ны, как «охлаждение», «холодопроизводительность», «криостатиро-
вание» и др. Ниже приводятся некоторые определения.
Термином «охлаждение» характеризуется некоторый термодина-
мический процесс. Различают внешнее и внутреннее охлаждения.
Внешнее охлаждение сопровождается отводом теплоты от охла-
ждаемого объекта к среде с меньшей температурой. На примере
обратного цикла Карно показано, как можно получить среду с тем-
пературой ниже Тос. Процессы 1—2 и 3—4 (см. рис. 14.1) являются
примерами внешнего охлаждения.
Внутреннее охлаждение — это понижение температуры рабочего
тела при изменении каких-либо других его интенсивных параметров.
Так, например, при расширении газа в турбине с понижением дав-
ления уменьшается и его температура. Внутреннее охлаждение — ос-
нова всех низкотемпературных процессов, так как только с помощью
внутреннего охлаждения можно получить температуру ниже Тос.
На рис. 14.1 внутреннее охлаждение осуществляется в процессе 2—3.
Термин «холод» представляет собой количественную характери-
стику процесса внешнего охлаждения. Если от' какого-либо объекта
при Т < То с отвели некоторое количество теплоты q0, то можно ска-
зать, что к объекту подвели холод в количестве, равном q0. Другими
словами, холод — это количество отведенной от объекта теплоты
с обратным знаком. Поэтому количество теплоты, отведенной от
охлаждаемого объекта в единицу времени, называют холодопроизво-
дительностью. В системе СИ холодопроизводительность, как и теп-
лота, отнесенная к единице времени, измеряется в ваттах.
Технику низких температур длительное время делили на две
большие области: холодильную и криогенную. Температурная
область от Тос до 120 К относилась к холодильной, а область от
120 К до абсолютного нуля — к криогенной технике. Такое деление
является чисто условным. Принципиальных различий между про-
цессами получения холода в обеих областях температур нет, поэто-
му в последнее время наметилась тенденция к единому названию.
Предложено всю область от Тос до Т « 0 К относить к технике
низких температур. Поддержание объекта при постоянной темпера-
175
туре Т < Тос называется низкотемпературным термостатировани-
ем, а при Т < 120 К — криостатированием.
Охлаждение и термостатирование (криостатирование) обычно
осуществляются с помощью рабочих тел (хладоагентов или криоа-
гентов), находящихся в жидком состоянии.
14.3. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НЕКОТОРЫХ КРИОАГЕНТОВ
Для отвода теплоты от охлаждаемого или криостатируемого
объекта чаще всего предпочитают использовать жидкие криоагенты,
так как в этом случае достигается наибольшая интенсификация теп-
лообмена. С помощью жидкости легко поддерживать и регулировать
температуру криостатирования. Действительно, с изменением дав-
ления насыщенного пара (см. табл. 14.1) меняется и температура
кипения жидкости. Таким образом, достаточно сконденсировать газ,
а затем поддерживать неизменным давление насыщенного пара, что-
бы получить соответствующую постоянную температуру. Регулиро-
вать температуру жидкости этим способом можно в диапазоне
от критической до температуры тройной точки. Допустимый интер-
вал изменения температуры жидкости зависит от свойств вещества.
Общая закономерность для сжиженных газов такова, что с пониже-
нием критической температуры вещества уменьшается и область
существования жидкости. Однако кислород и инертные газы выпада-
ют из этой закономерности. Температуру жидкого кислорода можно
изменять почти на 36 К. Для инертных газов (Ar, Ne) характерна
узкая температурная область существования жидкости — всего око-
ло 3,5 К. Понижение температуры жидкости уменьшением давления
равновесного пара нашло широкое практическое применение.
При давлении, соответствующем температуре тройной точки и
ниже, получают криоагент в твердом состоянии. Из табл. 14.1 видно,
что плотность жидкостей в 600—1000 раз больше плотностей соот-
ветствующих газов при том же
давлении. Поэтому системы для
хранения и перевозки жидкостей
получаются более компактными
и легкими, чем для газообразных
веществ. Гелий занимает особое
место в криогенной физике и
технике. Роль его особенно воз-
росла в последние годы: он
широко используется для охлаж-
дения различных сверхпроводя-
щих устройств, для создания
176
<я X ч ю о X 3 * Й о Е7 У о W [ 126,25 | 150,65 33,19
Е «в S >§ Л Р*р> МПа 3,59906 | | 5,42694 | 1,31198
Теплота парообра- зования пои атмо- сферном давле- нии, кДж/кг I 199,4 | 1 4191 449,8
а криоагентов Плотность жидко- сти прн атмосфер-1 ном давлении, кг/м3 I О 00 | 1393 1 00 о
а >х о а и V X X и а X X м Г. 1 Плотность газа прн атмосферном давлении^-, j Т=273, 15 К, I кг/м3 1,25046 1 | 1,78394 j 0,089988
X ©• о ч X £ 1 ;ния жидкости, К | при давлении 1 [ тройной точки1 | 63,15 (0,01253) | | 83,81 (0,06906) | 13,95 (0,0072)
Температура кипе | при атмосферном 1 давлении 1 77,36 | 87,29 । 20,38
Вещество Азот | Аргон | Водород: 1 нормальный (75 % о-Н2
1 3,7743 0,229 0,115 5,04598 4,62042 2,65269 5,21824
ГЧ Q4 тг 00 Os
МП О 00 ГЧ О 40
1 О гч «мм 00 40
гч гч МП
04
1 873 МП 00 гч 142 426 206 500
1 ,2928 1 17846 ,1345 42895 I ,7168 1 [ 6668“ 1,635 1
О' ° О О
Ня <7?
о мч
о
о о О о с
Г"Г 1 1 1 о о, ©, р" S
гч 40 сГ
МП чо X
о X
54 04 гч in
св
Ч
V
О
X св
МП -И й с
20,2 78,8 4,21 3,19 90,18: 111,67 27,102 84,95 равное 1325 М
о °
X ~
ев ©
еп
ев X
X
X
х £
и 25 % р-Н- параводоро Воздух Гелий: 4Не 3Не Кислород Метан Неон Фтор 1 В скобк; 2 Прн дав
\п
высокого вакуума и др. Обычно под гелием подразумевают изотоп
4Не, который наиболее распространен в природе. Другой стабиль-
ный изотоп 3Не распространен крайне мало. Изотопы 3Не и 4Не
остаются жидкими при давлении насыщенных паров вплоть до абсо-
лютного нуля, что связано с их квантовой природой. Тройная точка
пар—жидкость—к/исталл у гелия отсутствует. Поэтому линии жид-
кость—пар и жидкость—кристалл не пересекаются. В твердое со-
стояние 4Не переходит при повышенных давлениях. При 7’= 2,172 К
(лямбда-точка) и давлении насыщенного пара имеет место фазовый
переход второго рода — в сверхтекучее состояние (HeI<->HeII). По
мере повышения давления этот переход осуществляется при все
более низких температурах. Линия А В (см. рисунок стр. 176) называ-
ется Х-линией, имеет отрицательный наклон и отделяет область Hell
(сверхтекучее состояние) от области Не1 (нормальное состояние).
Эта линия пересекается с линиями равновесия жидкость—пар и
жидкость—кристалл в точках, в которых сосуществуют Не! и Hell.
Свойство сверхтекучести, открытое П.Л. Капицей, проявляется в
том, что протекание через узкий капилляр или щель у Hell
происходит с полным отсутствием вязкости.
Г л а в a 15
ОСНОВНЫЕ ПРОЦЕССЫ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ
ТЕМПЕРАТУР
15.1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА И КЛАССИФИКАЦИЯ
ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКИХ МЕТОДОВ ВНУТРЕННЕГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Обобщенное уравнение первого и второго начал термодинамики
для открытых систем имеет вид
7cLs > dw + pdv - ^p(dv( + p.o/7dj*+EdP, (15.1)
i
здесь T — температура; s — удельная энтропия; и — удельная внут-
ренняя энергия; р — давление; v — удельный объем; ц, — химиче-
ский потенциал /-го вещества смеси; п — число компонентов смеси;
ц0 — магнитная проницаемость вакуума; Н — напряженность маг-
нитного поля; j — плотность тока; Е — напряженность электриче-
ского поля; Р — поляризованность диэлектрика; v — число молей
вещества, v = т/р.
Химический потенциал является обобщением парциальных тер-
модинамических функций потенциалов компонентов смеси:
-l9vJs, V,v xdvJr.V.v
здесь F, Ф — свободная энергия и потенциал Гельмгольца соответ-
ственно; U — внутренняя энергия.
Обобщенное уравнение (15.1) показывает, что понижение темпера-
туры тела при ds > О (т.е. внутреннее охлаждение) может быть достиг-
нуто путем воздействия любой из входящих в него обобщенных сил,
приводящего к изменению соответствующей обобщенной координаты.
В современной криогенной технике ведущее место занимают
процессы внутреннего охлаждения, основанные на использовании
давления (интенсивной величины) как обобщенной силы и удельно-
го объема v (экстенсивной величины), — термомеханические мето-
ды охлаждения.
Вместе с тем все более перспективными являются методы охлаж-
дения, основанные на использовании химических (£jx(dv,), магнит-
1
ных ( HdJ*) и электрических ( Ed Р) взаимодействий.
179
В холодильной технике применяются и методы охлаждения,
связанные с использованием существенно необратимых процессов,
изучаемых неравновесной термодинамикой (эффекты Пельтье,
Эттингсхаузена и их сочетания).
Химические методы охлаждения впервые появились намного
раньше механических. Охлаждающие смеси были известны еще
в античные времена и затем применялись начиная с XVI в. В холо-
дильной технике они широко использовались в адсорбционных уста-
новках, а в криогенной технике их применение началось с появления
рефрижераторов растворения (3Не —> 4Не).
Эффект Эттингсхаузена — термогальваномагнитное явление,
заключающееся в возникновении поперечного градиента температу-
ры в проводнике с током, помещенном в магнитное поле (рис. 15.1).
Эффект Эттингсхаузена обусловлен разделением траекторий носите-
лей заряда силой Лоренца. Сила, действующая на носители заряда
в магнитном поле, компенсируется созданным электрическим полем.
Более быстрые (горячие) носители заряда отклоняются к одной сто-
роне образца, а более медленные — к противоположной, что и при-
водит к возникновению градиента температуры в поперечном сече-
нии образца.
Эффект Пельтье объясняется тем, что средняя энергия носителей
тока зависит от их энергетического спектра, концентрации и меха-
низмов их рассеяния, поэтому в различных проводниках она различ-
на. При переходе из одного проводника в другой электроны либо
передают избыточную энергию атомам, либо пополняют недостаток
энергии за их счет.
Энергия электронов полупроводников (ПП) значительно превыша-
ет энергию Ферми металлов (П). Поэтому при направлении электриче-
ского тока (J*), показанной на рис. 15.2, а, спай ПП—П разогревается,
а при направлении, приведенном на рис. 15.2, б, — охлаждается.
В термомеханической системе понижение температуры получают
уменьшением давления, в термомагнит-
ной и термоэлектрической системах —
уменьшением напряженности соответст-
венно магнитного и электрического полей.
> В настоящем учебном пособии оста-
gradт новимся на рассмотрении процессов
Д X
П -А - ПП
п — ПП
Рис. 15.1. К схеме возннкнове- а) б)
ния поперечного градиента
температуры Рис.15.2. Схема эффекта Пельтье
180
S
=:
Классификация термомеханических методов внутреннего охлаждения
Процесс Дросселирование (эффект Джоуля—Томсона) | Изобарное смешение Детандирование (эффект Сименса—Клода) Выпуск (выхлоп) (эффект Джоуля) Откачка Электрогазодинамическое охлаждение 1 Десорбционное охлажде- ние (эффект Симона) Вихревое охлаждение (эффект Ранка)
Условия проведения d.S > 0, h - const, dp < 0 СЛ а о II СЛ а о Q II С о4 Л % dS > 0, dh < 0, dp<0 | dS > 0, dm < 0, dp<0, dh < 0 i j dS > 0, dm < 0, dp<0, dh < 0 dS > 0, dp< 0, dh < 0 1 d5 > 0, dh < 0? dm < 0 О V о VI о" V о" Л 3
Способ реализации Расширение при прохожде- нии через сопротивление | Смешение газов | Расширение с работой над механическими элементами Расширение с работой над газом Испарение жидкой фазы с отводом пара Расширение в электрическом поле Расширение, сопровождаю- щееся десорбцией Расширение в потоке с градиентом скорости
Использование обобщенной силы — давления Против сил взаимо- действия молекул ра- бочего тела Против внешних по отношению к рабочему телу сил । Против сил адсорбции Одной части потока рабочего тела над другой
Число рабочих тел п — о Л — еч
Группа —’ еч
181
внутреннего охлаждения только в термомеханической системе, так
как в технике низких температур наиболее широко используются
именно такие процессы. Что касается термомагнитных и термоэлек-
трических систем, то они пока используются мало из-за низких зна-
чений КПД циклов на их основе. Однако последние исследования в
этой области показывают потенциальную возможность создания вы-
сокоэффективных низкотемпературных систем, основанных на тер-
момагнитных и термоэлектрических эффектах. Такие системы на-
ходятся в настоящее время в стадии разработки.
К процессам внутреннего охлаждения, нашедшим наиболее
широкое использование в технике низких температур, относятся:
дросселирование, расширение в детандере, охлаждение сжиженных
газов вакуумированием парового пространства.
Некоторые общие характеристики трех групп термомеханических
методов охлаждения, основанных на использовании р, v, приведены
в табл. 15.1. Известные и применяемые в современных криогенных
системах термомеханические методы охлаждения могут быть разде-
лены на четыре группы по виду работы, которая производится обоб-
щенной силой в целях уменьшения температуры при минимальном
росте энтропии в соответствии со следующим неравенством:
ЭП < Т
^/8^=0
15.2. ДРОССЕЛИРОВАНИЕ (h = const)
Известный из термодинамики эффект Джоуля—Томсона широко
используется при получении низких температур. Физическая сущ-
ность этого эффекта состоит в том, что при прохождении потока —
рабочего тела (газа, жидкости, двухфазного потока) через какое-либо
устройство, суживающее проходное сечение трубопровода, изменя-
ется не только давление, но и температура проходящей среды. Дав-
ление в потоке при прохождении через такое препятствие в трубо-
проводе падает (поток расширяется), а температура в зависимости
от начальных параметров потока может уменьшаться, увеличиваться
или оставаться постоянной.
Эффект изменения температуры при бесконечно малом измене-
нии давления в процессе расширения называется дифференциаль-
на
II
Pl
“1
и.
Р2
и2
v2
w2
II
Рис. 15.3. Схема опыта Джоуля—
Томсона
I
ным эффектом дросселирования и
выражается формулой
(15-2)
где h — энтальпия при постоянном
давлении рабочего потока, h = и + pi>.
Схема опыта Джоуля—Томсона
приведена на рис. 15.3.
В опыте Джоуля—Томсона рассматривалось течение газа без теп-
лообмена с окружающей средой (80 = 0).
Согласно первому началу термодинамики в адиабатическом процессе
0 = А + Ди, но Л = p2v2 ~P\V\, &и = и2 - W], тогда 0 =р2и2 +
+ и2 - их. Откуда их + рхО] = и2 + p2v2 или h2 = hx.
Таким образом, уравнение процесса дросселирования имеет вид
h = const и справедливо как для идеального, так и для реального газов.
Адиабатное расширение газа в условиях стационарного течения
без совершения внешней работы и приращения скорости w на кон-
трольной поверхности называется дросселированием.
Следует подчеркнуть, что стационарность течения предполагает
постоянство во времени давления в каждом сечении до дросселиро-
вания и после него. А отсутствие приращения скорости течения на
контрольной поверхности не исключает возможности ее увеличения
или уменьшения внутри системы, например в дроссельном устройстве.
Для осуществления дросселирования на пути газа устанавливают
какое-либо гидравлическое сопротивление: дроссельный клапан,
заслонку, калиброванное отверстие и др.
Можно показать, что для идеального газа из условия h = const
следует, что изменение внутренней энергии равно нулю:
А, = h2, и{ +p}vx = и2 +p2v2, cvTx + RT} = cvT2 + RT2, cpT} = cpT2,
следовательно, dT = 0 (T = const) и dw = 0 (w = const).
Для реального газа из условия h = const не следует Т = const и
и = const, поскольку, когда расширяется реальный газ, увеличивают-
ся расстояния между молекулами и совершается работа против сил
притяжения между молекулами. Кроме того, работа единицы массы
реального газа pv различна вследствие разной сжимаемости газа.
Значение этой работы и предопределяет изменения внутренней
энергии и температуры реального газа при дросселировании: dh = 0
(h = const, dT > O'), du >0.
Таким образом, температура реального газа при дросселировании
может как снижаться, так и повышаться.
183
Энтальпия является функцией параметров р и Т, т.е. h = h (р, Т),
а ее полный дифференциал выражается соотношением
,, (fdh\ ,
Wp [d~PjTP'
и „ (d/i) (d/i)
Найдем частные производные тх и т- :
/р \°Р Jp
Р
"д(и + ри)~] _ С ди ) ( du Л
дТ J “( дт! +Р (drj
-‘Р 4
гэ(сУТ)-| rd(pu)) RdT
I ЭТ L + l 97J -Cl'+ ЭГ ~cv + R~cp’
L -IP L -Ip
2) 5Q = du + pdv, Tds = du + pdv, du = Tds - pdv, но h = и + pv,
откуда dw = dh - pdv - vdp, следовательно, dh = Tds + udp, отсюда,
- p( —
p \ ^P j p
Согласно третьему дифференциальному уравнению Максвелла
ds) (du) ( dh\ _(du)
Ур)т - -1 ^Jp’ Т0ГДа I dpJr~ V ~ T I ZT)p'
Принимая во внимание, что при дросселировании h = const, имеем
т
р
срАТ+[и-т[Гт
L \ Ур.
Тогда для дифференциального дроссель-эффекта Джоуля—Том-
сона можно записать, что
аА = lim
1 Г <du)
= “Н 5т
Л СД WP
(15.3)
л
Из анализа уравнения (4.7) следует:
“ RT -г Л du) TR m AT л
1) газ идеальный, и = — ,7 т— = — = v, следовательно, ДТ= О,
Р Р
т.е. для идеальных газов эффект Джоуля—Томсона не имеет места;
2) в случае реального газа результатом дросселирования может
быть как охлаждение, так и нагрев его (ДТ > 0).
184
Так как газ течет от большего давления к меньшему, то Др = р2 -
-рх < 0, а при охлаждении газа ДТ < 0, следовательно, аА > 0.
Для каждого вещества имеются области положительного и отри-
цательного дроссель-эффектов, которые разделяются инверсионной
кривой.
В термодинамике температура Тг, при которой происходит изме-
нение знака дроссель-эффекта при дросселировании реального газа,
называется температурой инверсии дифференциального эффекта
Джоуля—Томсона. А само изменение знака дроссель-эффекта назы-
вают инверсией. При Т < Tt в опыте Джоуля—Томсона газ охлажда-
ется, а при Т> Tt — нагревается. Для большинства газов Т, » То с.
Такие газы в опытах Джоуля—Томсона охлаждаются. Для водорода,
гелия 1\ « Тос и эффект Джоуля—Томсона отрицателен, т.е. газы
нагреваются (при То с > Г;).
В качестве примера на рис. 15.4 приведены кривые инверсии для
азота и гелия.
Для каждого вещества имеется верхняя температура инверсии
Гинвв. Выше этой температуры при любых давлениях дроссель-
эффект имеет отрицательное значение и, следовательно, охлаждения
рабочего тела при дросселировании происходить не будет.
Так, например, верхние температуры инверсии Гинв в для гелия,
водорода и неона составляют соответственно 42, 204 и 230 К. Следо-
вательно, при Тос охладить эти газы дросселированием невозможно.
Для того, чтобы эти газы в процессе дросселирования охлаждались,
нужно предварительно каким-либо путем понизить их температуру
Рис. 15.4. Кривые инверсии для гелия (а) и азота (б)
185
Что касается азота, аргона и ряда других газов, которые могут
быть использованы в качестве рабочих тел в низкотемпературных
установках, то их верхняя температура инверсии будет выше Гос.
Такие рабочие тела при дросселировании охлаждаются. Однако ох-
лаждение в процессе дросселирования сравнительно невелико. Так,
например, при расширении воздуха в области То с перепад давления,
равный 0,1 МПа, вызывает понижение температуры всего лишь на
0,25 К.
С понижением температуры начала дросселирования значение осА
возрастает по закону
осЛ = (а0 - ^)(273/7)2, (15.4)
где а0, b — постоянные коэффициенты.
Следует подчеркнуть, что повышение давления начала дроссели-
рования при температуре Гинв можно производить только до инвер-
сионного значения ри„„. При давлениях выше р„н_ значение ah < 0
при любых температурах. Вследствие этого интегральный эффект
дросселирования невысок. Тем не менее, из-за простоты техниче-
ской реализации такой способ охлаждения нашел широкое примене-
ние в технике низких температур.
Определим изменение температуры реального газа при дроссели-
ровании.
Введем в соотношение (15.3) величину = Р, которую
k Jp
называют температурным коэффициентом объемного расширения.
Тогда уравнение (15.3) примет вид
Соотношение (15.5) является выражением интегрального эффек-
та Джоуля—Томсона.
При расчетах низкотемпературных установок интегральный
эффект дросселирования определяют обычно по термодинамиче-
ским диаграммам.
Как видно из рис. 15.4, для того чтобы охладить газ при дроссе-
лировании, необходимо понизить температуру до значения ниже
7’инв в. Если это условие выполнено, то возникает вопрос: до какого
давления р} следует сжать газ, чтобы получить максимальный инте-
гральный эффект ДТ при известной начальной температуре То (где
То — обычно температура окружающей среды или предварительно-
го охлаждения)? Анализ зависимости дроссель-эффекта от давления
прямого потока будет выполнен далее (см. рис. 17.3).
186
15.3. ПРОЦЕСС S = const. РАСШИРЕНИЕ ГАЗА В ДЕТАНДЕРЕ
Процесс расширения газа в адиабатных условиях, т.е. без внеш-
него теплообмена, может протекать без изменения энтропии только
при отсутствии каких бы то ни было внутренних процессов трения.
В связи с этим всю убыль внутренней энергии сжатого газа можно
преобразовать в работу газа над внешними телами (-Ди = - и2 =
= А). При этом уменьшение внутренней энергии газа будет макси-
мальным (по сравнению с другими процессами при одинаковых
начальных параметрах и степени расширения). Поэтому такой про-
цесс сопровождается максимальным перепадом температуры газа.
Работа, совершаемая газом при адиабатном процессе (5 = const),
определяется соотношением: А = ut - и2 = jpdu.
Реальные процессы течения газа нельзя осуществить без трения,
поэтому процесс 5 = const является идеальным. Тем не менее его
анализ весьма существенен.
Изменение температуры в изоэнтропном процессе определяется
выражением
z Эи А _ ГиР
ckd’ Ср
(15.6)
Между соотношениями (15.5) для аА и (15.6) для as существует
зависимость
аи Ср 1 v л
а/-------7ТР----=1~ ТР’ИЛИ аЬ'-^= ^>0-
ср
Поскольку значения удельного объема v и теплоемкости ср явля-
ются положительными, то as > ah.
Наглядно более высокая термодинамическая эффективность про-
цесса детандирования по сравнению с дросселированием показана
на Т, 5-диаграмме (рис. 15.5): при идентичных начальном и конеч-
ном состояниях (р, Г) в процессе детандирования (7—5) большая
часть газа переходит в жидкую фазу, чем в случае дросселирования
(7-2).
Интересно отметить, что в области двухфазного состояния рабо-
чего тела, когда удельный объем снижается, а теплоемкость растет,
v
из соотношения as - ah = — следует, что различие между аА и as
ср
сокращается. В этом случае интегральный температурный эффект
187
I I i
J_____I_____________I___►
7 6 5 5
Phc. 15.5. Процессы дросселирова-
ния и детандирования
процессов дросселирования и рас-
ширения в детандере будет
примерно одинаковым. Однако рас-
ширение в детандере термодинами-
чески более эффективно и в двух-
фазной области температур, что
можно показать с помощью Т, S-
диаграммы (рис. 15.5). При дроссе-
лировании (процесс 1—2) холодо-
производительность процесса
криостатирования при То определя-
ется площадью фигуры 24562, при расширении двухфазного потока
в детандере — площадью фигуры 34573. Что касается температур-
ных эффектов процессов расширения, то, как видно из рис. 4.6, они
равны:
Д/1-- 2 Д71-3
Лр„_к Дрн„к
Из изложенного выше хорошо видно, что детандирование всегда
более эффективно, чем дросселирование. Однако детандер пред-
ставляет собой сложную машину, работающую в области низких
температур. Вследствие этого надежность таких машин по сравне-
нию с дроссельными устройствами существенно ниже, что необхо-
димо учитывать при создании низкотемпературных установок.
Обычно поступают так. Там, где энергетические затраты при полу-
чении и использовании низких температур имеют второстепенное
значение (небольшие ожижители и рефрижераторы), используют
дросселирование. Для средних и крупных установок применяют
расширение в детандерах. Для повышения надежности установок
предусматривают резервные детандеры. Естественно, при отрица-
тельном значении дроссель-эффекта для охлаждения газа могут
использоваться только детандеры или вспомогательные дополни-
тельные хладо- или криоагенты.
В определенных условиях, характерных для низкотемпературной
области, эффект охлаждения, получаемый дросселированием, может
достигать уровня, делающего его использование чрезвычайно выгод-
ным, в связи с чем этот процесс служит основным методом внутрен-
него охлаждения во многих эффективных холодильных и криоген-
ных системах: при малых удельных объемах v вещества и больших
его теплоемкостях (вблизи критической точки) ah —> ос5.
Отметим свойства as:
1) a5- > 0 в любой области состояния рабочего тела;
188
Рис. 15.6. Схема поршневого детандера и индикаторная диаграмма
1 — поршень; 2 — цилиндр; 3 — клапаны; 4 — механизм движения; 5 — тормозное
устройство; ВМТ, НМТ — верхняя и нижняя точки хода поршня соответственно
2) с повышением температуры дифференциальный эффект детан-
дирования (cis) растет;
3) в области более высоких давлений удельный объем газа v
ниже, чем в области низких давлений, и поэтому as падает.
Таким образом, в процессе адиабатного расширения при 5 = const
величина as- — переменная.
На рис. 15.6 изображены схема поршневого детандера и индика-
торная диаграмма. Поршневой детандер представляет собой пневмо-
расширитель с двумя клапанами: впускным и выпускным с принуди-
тельными открыванием и закрыванием.
В детандерах энергия сжатого газа преобразуется в работу и про-
цесс в той или иной мере приближается к изоэнтропному. Детандер
совершает работу в тормозном устройстве.
В поршневом детандере силы давления газа действуют на пор-
шень через механизм движения, совершают работу над внешним
тормозным устройством. На индикаторной диаграмме имеют место
следующие процессы: 6—1 — впуск газа; 1—2 — наполнение; 2—3 —
внутреннее расширение; 3—4 — выхлоп; 4—5 — выталкивание; 5—6 —
обратное сжатие. Выпускной клапан открывается в точке 3 и закры-
вается в точке 5, а впускной — в точках 6 и 2 соответственно.
15.4. ПРОЦЕСС as = const. ВЫХЛОП ИЛИ СВОБОДНЫЙ ВЫПУСК ГАЗА
ИЗ БАЛЛОНА
Выхлоп как процесс внутреннего охлаждения используется
в криогенной технике ограниченно.
Рассмотрим процесс внешнеадиабатного расширения газа при
выпуске его из какой-либо емкости. Этот процесс часто называют
выхлопом. Особенно часто он используется в низкотемпературных
газовых машинах.
189
Р1>Р2
p2= const
Рис. 15.7. Процесс внешнеадиабатио-
го расширения газа
Схема выпуска газа такова: бал-
лон со сжатым газом имеет выпу-
скной клапан, после открытия
которого газ быстро вытекает из
баллона и направляется в трубопро-
вод. При этом происходит неста-
ционарный и неравновесный адиа-
батный процесс (теплообмен со стенками исключен). Газ в баллоне
при открытии резко охлаждается, так как 8Q = 0. При расширении
газ совершает внешнюю работу в устройстве, условно показанном
на рис. 15.7 в виде поршня. Для адиабатного процесса Ди = -Лрасш,
поскольку Лрасш > 0, то Ди < 0 (процесс подобен расширению в де-
тандере).
Изменение внутренней энергии в системе Ди = и2 - иь так как
р2 = const, ТО Ди « -Р2(и2 - и1)-
Для реального газа изменение внутренней энергии определяется
по соотношению
, рТ (ЭгЛ
аи = с..аТ + — И— do,
z VdT)v
где z — коэффициент сжимаемости.
При постоянных z и cv с учетом уравнения Майера ср - cv = R
можно получить
к _ 1 / р->\ Т, л.
ТХ-Т2 = ТХ V 1-- ,или -i =------------------. (15.7)
к I PJ т2 (р-Л
1 + - (£+ 1)
Ы
Соотношение (15.7) дает вполне удовлетворительные результаты
для большинства реальных газов в области давлений, используемых
в рефрижераторах, и при температурах, далеких от критической.
Следует отметить, что снижение температуры при выхлопе мень-
ше, чем при 5 = const, при одинаковых Тх, рх и р2.
15.5. ОХЛАЖДЕНИЕ ЗА СЧЕТ ВАКУУМИРОВАНИЯ ПАРОВОГО ПРОСТРАНСТВА
Из термодинамики известно, что для чистых веществ давление
двух фаз, находящихся в равновесии, является функцией температу-
ры. Зависимость равновесного давления обеих фаз от температуры
определяется уравнением Клапейрона—Клаузиуса:
Эр_ Г*
дТ~ T(v"-v')’
(15.8)
190
т
Рис. 15.8. Схема вакуумирования (а) и Т, 5-диаграмма (б)'.
п, ж, т — паровая, жидкостная и твердая фазы состояния веще-
ства соответственно; Т — тройная точка; К — критическая
точка
где Г* — теплота фазового перехода; v', v" — удельные объемы су-
хого насыщенного пара и насыщенной жидкости.
Любое изменение давления приводит к изменению температуры
равновесных фаз. Это свойство фазового равновесия широко исполь-
зуется в технике низких температур для охлаждения жидкостей
путем снижения давления пара, находящегося с ней в равновесии.
При принудительной откачке пара жидкость охлаждается, давле-
ние падает, следовательно, температура насыщения снижается.
В этом случае жидкая фаза оказывается перегретой и начинается
процесс испарения, следствием которого является понижение ее
температуры. Процесс охлаждения идет по левой пограничной кри-
вой от точки 1 до точки 3 (рис. 15.8). Этим способом можно суще-
ственно понизить температуру жидкости.
Теплогой баланс в рассматриваемом случае имеет вид: mcsdT =
= T*dm, здесь m — масса жидкой фазы; cs — теплоемкость жидкой
фазы на линии насыщения; dm — элементарная масса откачиваемой
паровой фазы. Откуда после интегрирования получает, что соотно-
шение для понижения температуры при вакуумировании парового
Г* т2
пространства имеет вид Т2 - Т} = — In — , где т}, т2 — масса жид-
с s т 1
кости в сосуде до откачки и после откачки соответственно.
Г л а в a 16
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ СХЕМ КРИОГЕННЫХ
УСТАНОВОК (КУ)
Для функционирования криогенной системы с замкнутым циклом
кроме внутреннего охлаждения необходимы еще два других процесса.
1. Теплообмен, при котором тепловой поток q0 от какого-то
внешнего объекта охлаждения подводится к охлажденному рабоче-
му телу в криогенной системе. В системах ожижителей (класса L)
и ожижителей-рефрижераторов (класса RL) внутреннее охлаждение
связано не только с тепло-, но и массообменом, в результате которо-
го из криогенной системы выводится сконденсированная фаза.
2. Процесс повышения давления рабочего тела, посредством
Рис. 16.1. Принципиальная схема
криогенной установки с расширитель-
ным устройством:
/ — компрессор; II — теплообменник
компрессора; Ilia — дроссель; ШЬ —
детандер; IV — низкотемпературный
теплообменник; V — охлаждаемый объект
которого оно возвращается в ис-
ходное состояние. Таким путем
подготавливаются условия для не-
прерывного проведения процесса
внутреннего охлаждения. Процесс
повышения давления может про-
исходить только при условии от-
вода теплоты от рабочего тела при
Т > То с. Если температура в на-
чальной точке ниже Тос, то часть
процесса повышения давления мо-
жет идти адиабатно при AS > 0.
Следовательно, для любой
криогенной системы можно по-
строить типовую (обобщенную)
схему установки (рис. 16.1).
16.1. ИДЕАЛЬНЫЕ ЦИКЛЫ КУ
Основными задачами криогеники являются:
1) термостатирование (криостатирование);
2) охлаждение вещества или объекта;
3) конденсация или кристаллизация чистого вещества;
4) ожижение смеси газов и разделение ее на составные части.
Термостатирование. Криогенное термостатирование (криостати-
рование) — процесс поддержания постоянной температуры (в об-
192
V
Рис. 16.2. Схема обратимого цикла для термостатирования и Т, 5-диаграмма:
1— компрессор К1 для изоэнтропного сжатия; 11— компрессор К2 для изотерми-
ческого сжатия газа при Т= Toz, III — детандер Д1 для изоэнтропного расширения;
IV — детандер Д2 для изотермического расширения газа при Тх; V — камера
с криостатируемой средой
ласти Т < 120 К) в каком-либо объекте, веществе или среде. При
этом необходимо обеспечить перенос теплоты с нижнего темпера-
турного уровня Тх на верхний То = Тос. Для этого необходима крио-
генная установка.
Схема идеальной криогенной установки для термостатирования
с обратимыми процессами во всех ее элементах показана на рис. 16.2.
Детандер Д2 располагается в камере с криостатируемой средой.
Для обеспечения постоянства температуры среды в камере необхо-
димо от нее постоянно отводить теплоту и передавать ее в окружаю-
щую среду. Отвод теплоты осуществляется при помощи рабочего
тела — криоагента (N2, Не, Ne и др.).
Количество теплоты qx, Вт/кг, которое отводится в единицу вре-
мени единицей массы криоагента при Т<ТОС, называется удельной
холодопроизводительностью. Холодопроизводительность Qx = qxG,
где G — расход рабочего тела (криоагента).
Согласно первому началу термодинамики
- U = U = -T^S, - S2) + ДД4 - s3) = -(То с - - S2),
где /т1П — минимальная работа (работа идеального цикла); /min = ~/к1 -
- 1к2 + ^д1 + 1а2-
В реальных циклах совершается дополнительная работа Д/, свя-
занная с потерями теплоты реальных процессов [Д/ > (1,5—10) /т,п].
Охлаждение. Процесс охлаждения рабочего тела отличается от
процесса термостатирования тем, что температура охлаждаемого
объекта в нем снижается от Тх до Т".
193
Рис. 16.3. Принципиальная схема идеального процесса охлаждения
и Г, 5-диаграмма:
KI, К2 — компрессоры; Д — детандер; Т — теплообменник
Охлаждение можно осуществлять различными способами. Рассмот-
рим охлаждение при установившемся изобарном процессе (рис. 16.3).
Если температура охлаждаемого вещества снижается от Гх' до Г ", то
от единицы массы вещества отводится теплота в количестве
Ях = + hx ~hx ’
где /гх', h" — энтальпии охлаждаемого рабочего тела при давлении
рк и температурах Т* и Т" соответственно, следовательно,
Ях = ср(Тх - Т" ) = (с„ + R)(TK' - Т" ) = cv(TK' - Т" ) + R(T* - Т" )=
=и' - и" + p(v' - v ") = h' - h".
Л Л * ' Л Л ' А Л
Рабочее тело сжимается в компрессоре К1 (рис. 16.3) при Тос (7—2),
затем расширяется (2—3) в детандере Д при Sa = const, нагревается
(3—4) в теплообменнике Т и сжимается (4—7) в компрессоре К2 при -
Sb = const.
В данном идеальном цикле совершается минимальная работа
Anin ~ ~1к ~ А< +^д-^х — Як-
Минимальная затрачиваемая (внешняя) работа (7^,|П = -/min)
Anin = Як ~ Ях = 2"о.с(^1 _ _ (^4 _ *з) >
здесь qK = То с(5, - S2).
Ожижение. Процесс ожижения можно организовать по-разному.
Пусть первоначальному состоянию газа на Т, 5-диаграмме соответст-
вует точка 7 (рис. 16.4). Если газ вначале сжать в компрессоре до
давления р2 при постоянной температуре (процесс 7—2), а затем
расширить в детандере (процесс 2—f) при 5 = const, то можно полу-
194
2
Рис. 16.4. Принципиальная схема идеального процесса ожиже-
ния и Т, ^-диаграмма:
обозначения те же, что и на рис. 16.3
чить жидкость в состоянии, соответствующем точке f. Если оба про-
цесса необратимы, то минимальная работа для ожижения газа
^min ~ ~~
При изотермическом сжатии требуется затратить работу
/к = ^(51-52)-^!-Л2)-
При расширении в детандере газ совершает работу
(д = “ hf
Тогда минимальная удельная работа для ожижения единицы мас-
сы рабочего тела
U=?’o.c(51-52)-(/J1-/J/).
Ожижение рабочего тела можно организовать по изобарному
процессу при рх = const. Тогда газ необходимо предварительно охла-
дить (процесс 1—3), а затем сконденсировать (процесс З—f), при
этом от него необходимо отводить теплоту <?конд = - h? Этому
количеству теплоты соответствует площадь фигуры fobaf на
рис. 16.4.
Общее количество теплоты, которое необходимо отвести при
конденсации единицы массы рабочего тела в процессе 1—3—f
Ях ~ Яохл + ^конд — ^1 — fy1
Осуществить на практике идеальные циклы невозможно. Однако
они представляют большой теоретический интерес, поскольку по-
зволяют определить минимальную работу, степень совершенства и
эффективность реальных циклов.
195
16.2. СПОСОБЫ ПОНИЖЕНИЯ ДАВЛЕНИЯ ПРЯМОГО ПОТОКА
Следует отметить, что для получения криогенных температур
методом внутреннего охлаждения в ступени с расширением
рабочего тела в дросселе или детандере (рис. 16.5) требуется
создавать очень высокие давления прямого потока.
Рассмотрим два метода понижения перепада давления Ар = рт-
-р„, реализуемого при внутреннем охлаждении в криогенной уста-
новке, здесь рт — давление прямого потока; рп — давление обратно-
го потока.
Каскадный метод. Принцип этого метода показан на Т, 5-диа-
грамме (рис. 16.6), здесь То — самая низкая температура, достигае-
мая системой; Гос — температура окружающей среды, в которую
системой отводится теплота. В интервале температур от Тос до То
можно использовать не один, а несколько обратных циклов. Циклы
должны быть взаимосвязаны так, чтобы в каждом цикле отводилась
Рис. 16.5. Принципиальные схемы и
а — с дросселем, б — с детандером
Т, 5-диаграммы идеальных циклов:
196
Рис. 16.6. Принципиальная схема и
понижения перепада давления
Т, 5-диаграмма каскадного метода
теплота от расположенного под ним (по температурам) и передава-
лась тому, который находится выше (для наглядности нечетные цик-
лы сделаны условно несколько шире, а четные изображаются штри-
ховыми линиями). Естественно, что при этом циклы должны «пере-
секаться», т.е. низшая температура вышележащего цикла должна
быть ниже, чем высшая температура нижележащего. Разумеется, что
эти циклы находятся при этом в тепловом контакте между собой.
Без этого передача тепловых потоков между циклами невозможна. В
самом верхнем цикле каскада отводится теплота (<?ос) в окружаю-
щую среду. В каждом из этих циклов каскада используется такой ме-
тод внутреннего охлаждения и такое рабочее тело, чтобы обеспечить
наиболее экономичные параметры при наименьших Ар в указан-
ном интервале температур. Для наглядности рассмотрим в каскаде
циклы Карно.
Рабочие тела подбираются так, чтобы они в каждом цикле
на нижнем уровне температур конденсировались.
Впервые каскадный метод был применен в низкотемпературной
технике швейцарским физиком Р. Пикте в 1877 г. в установке для
получения жидкого кислорода.
197
Недостатками этого метода являются:
1) требуется целый ряд рабочих веществ;
2) компрессоры должны работать при температуре ниже Гос,
в результате чего существенно повышаются требования, предъявляе-
мые к их надежности в целях обеспечения необходимого ресурса
работы.
В настоящее время этот метод в криогенной технике в чистом
виде не применяется. Он используется в сочетании с другими (с ре-
генерацией).
Регенеративный метод. В низкотемпературных системах регене-
рация теплоты впервые была использована в 1857 г. Сименсом, а
практически реализована в 1895 г. независимо друг от друга Линде
и Хэмпсоном. Сам же метод был разработан в 1816 г. Стирлингом.
Если детандер заменить на дроссель, то процесс внутреннего
охлаждения пойдет по линии /г4 = const (7—5), т.е. холодопроизводи-
тельность такой установки будет меньше, чем установки с детанде-
ром (площадь фигуры 5'6сЬ5' меньше, чем площадь фигуры 56са5).
Поясним схему, представленную на рис. 16.7. Поток рабочего
тела в состоянии, соответствующем точке б, поступает в регенера-
тивный теплообменный аппарат (ТА), где нагревается до температу-
ры Тос (точнее до Т7 < Тос), затем газ сжимается до давления р2
в компрессоре с одновременным отводом теплоты q0 с в окружаю-
щую среду. Далее рабочее тело проходит через ТА, в котором охлаж-
Рис. 16.7. Принципиальная схема рефрижератора, работающего по циклу Лииде
198
дается до ТА, при этом теплота т
qp переносится от прямого по-
тока к обратному.
При регенеративном мето-
де достигается существенное
сужение интервала давления
\р = рг~Р\ при том же перепа-
де температуры ДТ= Тос - TQ.
Покажем это на Т, 5-диаграмме
с использованием дросселя
(рис. 16.8).
Как хорошо видно из диа-
граммы, применение метода
s
Рис. 16.8. Т, 5-диаграмма при дросселиро-
вании с регенеративным теплообменником
(/—3—4—5—1) и без него (1—3'—5—1)
регенерации позволяет существенно снизить перепад давления
(ру>:> РзУ- этом и заключается эффект использования метода
регенерации.
Способ регенерации широко используется в криогенной технике
для достижения криогенных температур. Он применяется как в отдель-
ности, так и в сочетании с другими способами.
Недостатком метода является то, что газ, имеющий отрицатель-
ный дроссель-эффект, при работе по схеме с дросселем нельзя скон-
денсировать.
Структурная классификация схем криогенных установок. Ра-
нее было показано, что любая криогенная система наряду с основ-
ным процессом внутреннего охлаждения должна включать в себя
еще три процесса. Каждый из этих процессов осуществляется в со-
ответствующей ступени. Здесь термин «ступень» используется для
обозначения подсистемы, являющейся частью криогенной системы.
Рассмотрим процессы, происходящие в этих ступенях.
1. Ступень подготовки рабочего тела (СПТ), в которой осущест-
вляются сжатие газа с одновременным отводом в окружающую сре-
ду выделяющейся при этом процессе теплоты, а также последующая
очистка от примесей и осушка от водяных паров.
2. Ступень предварительного охлаждения (СПО) рабочего тела
от Т > То с до температуры начала окончательного процесса внутрен-
него охлаждения. Эта ступень может быть регенеративной, каскад-
ной или комбинированной.
3. Ступень окончательного охлаждения (СОО), в которой реали-
зуется один из процессов внутреннего охлаждения.
199
Рис. 16.9. Структура крио-
генной установки в общем
виде
4. Ступень использования результатов
внутреннего охлаждения (СИО) в виде холода
(класс R) либо жидкого криоагента (класс L).
Блок-схема криогенной системы, вклю-
чающей в себя в общем виде четыре ступени,
приведена на рис. 16.9.
Элементы представленной структурной
схемы характерны для любой криогенной ус-
тановки.
Если параметры потока в сечениях А—А и
Б—Б не меняются, то такие установки назы-
ваются стационарными.
Реальные процессы в криогенной системе
сопровождаются тепловыми потерями, по-
этому приходится сжимать рабочее тело до
давления, большего теоретически необходи-
мого. Реальный процесс расширения в детан-
дер^ проходит с ростом энтропии.
16.3. ПРОЦЕСС В СПО С РАСШИРЕНИЕМ ПОТОКА В ДЕТАНДЕРЕ
Криогенная установка, работающая по циклу Линде, не может
быть термодинамически эффективной при температурах ниже 80 К.
Это объясняется тем, что теплоемкость сжатого газа больше тепло-
емкости при низком давлении. В результате чего разность темпера-
тур на «холодном» конце регенеративного теплообменника [при
ДГ3_7 = 3—5 К на «теплом» конце (см. рис. 16.7)] может достигать
АТ] 6 = 40—60 К. Это приводит к тому, что температура точки 4
возрастает до Т4<, процесс расширения начинается при более высо-
кой температуре, что ведет к снижению холодопроизводительности
криогенной установки или даже к невозможности перехода при
внутреннем охлаждении в жидкую фазу.
Поэтому, если требуется получить температуру Т < 80 К, в схеме
установки необходимо предусматривать дополнительное охлаждение
прямого потока перед его расширением в СОО. Такое охлаждение
(охлаждаемые СПО) производят с помощью или вспомогательных
криоагентов, или расширения части прямого потока в дополнительно
установленных детандерах (что связано с усложнением конструкции
криогенной установки, но при этом КПД ее повышается).
В данном случае дополнительное охлаждение прямого потока
обеспечивается расширением в детандере части основного потока
200
Рис. 16.10. Схема использования регенерации теплоты для по-
лучения низких температур и Т, 5-диаграмма
рабочего вещества (рис. 16.10). Прямой поток газа в количестве 1 + тд
поступает в ступень при температуре Т2 и давлении р2. Этот газ
охлаждается до температуры (р2 = const). Затем в этой точке из
прямого потока осуществляется отбор части газа лгд, которая затем
расширяется в детандере, — происходит внутреннее охлаждение час-
ти потока тд. Порция тд, дополнительно охлажденная в детандере
до температуры Ту, вводится в обратный поток в сечении, располо-
женном ниже теплообменника Т2. Тем самым достигаются повыше-
ние холодопроизводительности обратного потока и дополнительное
понижение температуры прямого потока.
Следует отметить, что доля газа тд, отводимого в детандер, влия-
ет на значение коэффициента ожижения (долю жидкой фазы в двух-
фазном потоке, образовавшемся после ступени окончательного охла-
ждения — дросселя) сложным образом: вначале при увеличении та
коэффициент ожижения х растет, а затем — уменьшается. Это объ-
ясняется различными характерами изменения дроссельного потока и
энтальпии (в точке перед дросселем) при увеличении отбора газа
в детандер.
201
Г л а в a 17
МЕТОДИКА РАСЧЕТА И ОПТИМИЗАЦИИ ПАРАМЕТРОВ
РАБОЧЕГО ТЕЛА В КРИОГЕННЫХ УСТАНОВКАХ
17.1. СХЕМА РАСЧЕТА ГЕЛИЕВОГО РЕФРИЖЕРАТОРА
С ПАРАЛЛЕЛЬНЫМ ВКЛЮЧЕНИЕМ ДЕТАНДЕРОВ
Для режима ожижения в качестве исходных данных задаются хо-
лодопроизводительность установки и условия выдачи сконденсиро-
ванного продукта (при атмосферном или повышенном давлении).
Для рефрижераторного режима задаются холодопроизводительность
и температурный уровень криостатирования. Кроме этого, в зависи-
мости от выбранной схемы принимаются дополнительные исходные
данные, число которых зависит от конкретной схемы.
Рассмотрим методику расчета применительно к схемам, пред-
ставленным на рис. 17.1 и 17.2.
Пусть требуется рассчитать установку (рис. 17.1), работающую
в рефрижераторном режиме.
Исходные данные для расчета. Холодопроизводительность
установки составляет Qo, Вт, на температурном уровне То, К.
В качестве дополнительных исходных данных принимаем:
1) изотермический КПД компрессора т|из =
2) адиабатные КПД детандеров Лад1 = г1ад2 = 0J5;
3) температура поступающего после холодильника компрессора
газа Т2 = 300 К;
4) разность между температурами потоков на уровне Т2 = Тос, а
также на уровнях выхода газа из детандеров определяем по уравнению
лгт„ =
где ХГт п — разность между температурами прямого и обратного
потоков; Тп — температура обратного потока; а = 0,03—0,05 — по-
стоянный коэффициент;
5) теплоприток через изоляцию рассчитываем как часть холодо-
производительности установки на соответствующем уровне: #из =
= (0,05—0,07) АЛ';
6) гидравлическими сопротивлениями аппаратов в первом при-
ближении пренебрегаем.
В рассматриваемой схеме криогенной установки СПО является
трехступенчатой (азотная ванна V — первая ступень, детандеры VII
и X — вторая и третья ступени соответственно).
202
Рис. 17.1. Схема гелиевого рефрижерато-
ра (ожижителя) с параллельным вклю-
чением детандеров и Т, 5-диаграмма:
I — компрессор; II — теплообменник ком-
прессора; III — теплообменник «гелий-
азот»; IV, VI, VIII, IX, XI, XII, XIV — тепло-
обменники «гелий-гелий»; V — азотная
ванна; VII, X — параллельно включенные
детандеры; XIII, XV — дроссели, в которых
осуществляется внутреннее охлаждение;
XVI — емкость для разделения паровой и
жидкой фаз, а также хранения криогенной
жидкости; XVII — низкотемпературный
теплообменник; У — подпитка газообраз-
ным гелием (отбор жидкого гелия)
Расчет сложных схем криогенных установок целесообразно про-
водить в направлении «снизу-вверх», начиная с нижнего темпера-
турного уровня. Перед расчетом установок необходимо определить
температурные уровни включения детандеров, т.е. значения темпе-
ратур на выходе газа из детандеров. На основе предварительно про-
веденных расчетов и оптимизации гелиевых ожижителей и рефри-
жераторов, а также практической реализации установлено, что
диапазон оптимальных температур прямого потока гелия после Д2
203
9 16
О 5
<----
XVII
Рис. 17.2. Схема гелиевого рефриже-
ратора (ожижителя) с последователь-
ным включением детандеров и Т, S-
диаграмма:
VII, X — последовательно включенные
турбодетандеры; XVIII — теплообмен-
ник «гелий-гелий»; остальные обозна-
чения те же, что и на рис. 4.20
довольно узок Т]5 = 8—12 К. Температуру гелия после z-го детанде-
ра определяют по уравнению Капицы:
T. = 'Jt^TK, (17.1)
где п — число ступеней СПО (и = 3 — азотная ванна плюс два де-
тандера); / — порядковый номер ступени предварительного охлаж-
дения по ходу прямого потока; Тп — температура газа на выходе из
последнего (нижнего) детандера. В нашем случае Тп = Т15 = 8—12 К.
204
При расчете схема криогенной установки разделяется на контуры
а—d (см. рис. 17.1). Основой для выбора расчетных контуров явля-
ется возможность определения температур потоков на их границах.
Уравнение энергетического баланса контура а для 1 кг массы га-
за, поступающего на дросселирование, имеет вид
^ + 4о + 4из =^15’ (17-2)
откуда
7о = h\5 - Й8 - <7из =Д/гт -?из> О7’3)
где <?и'3 — теплоприток к контуру а, который принимаем как долю
от изотермического дроссель-эффекта А/г3 = /?8- - /г8,
q„3 =(0,05—0,07)А/гт'; А/гн' =hs>-h{5—величина недорекуперации.
По (17.3) можно найти значение удельной холодопроизводитель-
ности q0, если известно давление рт прямого потока. Давление
обратного потока рп однозначно определяется температурой крио-
статирования То.
В первом приближении рт находится из условия максимального
значения q™™. Значения А/гн' и q^3 , входящие в уравнение (17.3),
можно рассчитать независимо от рт и рп. Значение А/гт' сильно
зависит от рт. Следовательно, максимальное значение q0 можно
вычислить по уравнению
/Э(Д/гт)\ /Э/г8
дРт JT~ I дРт AWm
Графически изменение А/?т
с ростом давления рт проил-
люстрировано на рис. 17.3.
Значение А/гт с ростом рт
увеличивается до некоторой
максимальной величины Длт .
Точка, соответствующая А/г™ах
(при фиксированном положении
точки 8'), находится на макси-
муме изоэнтальпы при темпера-
туре Т8. Изобара рт, проходя-
щая через эту точку, соответст-
(П.4)
Рис. 17.3. Зависимость изотермического
дроссель-эффекта Дйт от давления прямо-
го потока рт
205
- max
вует тому давлению, при котором в установке обеспечивается qa .
„ max
Заметим, что q{) не может являться критерием термодинамическо-
го совершенства установки. Таким критерием служит эксергетиче-
ский КПД Т|е или удельный расход энергии на отвод единичного теп-
лового потока qG при заданной температуре То. Эти характеристики
рефрижератора будут приведены ниже.
Таким образом, значение рт, соответствующее qa , выбирается
в качестве первого приближения давления прямого потока, затем
по (17.3) определяется значение д0.
Из энергетического баланса контура b находится количество газа
тд2, поступающего в детандер Д2 при условии, что на дросселирова-
ние идет 1 кг массы газа:
(1+тед2)/гб + ^из +(1 +«д2)/г15 = /28 + (1 +mJ]2)hi7 + mn2h7. (17.5)
В (17.5) неизвестны дад2, h7, q"3 . Значение энтальпии h7 опреде-
ляется с использованием заданного адиабатного КПД детандера
(рис. 17.1):
(17.6)
h1~h15
Пад- л7-а15,
Для решения (17.6) применяют метод итераций или графический:
задают значение температуры Т7, находят энтальпии h7, /г15. и со-
поставляют правую часть уравнения с левой. Соблюдение равенства
означает, что Т7 выбрано правильно. Если равенство не соблюдает-
ся, задают новое значение Т7 и расчет повторяют. Теплоприток
к контуру b
q”3 = (0,05-0,07)(Л7 - й15).
Из уравнения энергетического баланса контура с находят количе-
ство газа, поступающего в первый детандер:
(1 + отд1 + тид2)/г4 + (1 + тид1 + гид2)/г17 + q"
= (1 + тд1 + ?ид2)/119 + (1 + тид2)/16 + П2Д1А5.
Неизвестные значения Т5, q^” находятся аналогично значениям
Т7 и q"3 контура Ь.
(17.7)
206
Для определения количества жидкого азота т ж, поступающего
N2
на предварительное охлаждение, необходимо составить уравнение
энергетического баланса для контура d:
(1 + лгд1 + ma2)h2 + mN h ж + (1 + тд1 + отд2)Л19 + q" =
2 iN2
= (1 + тД1 + тид2)/г4 + (1 + 7ИД1 + т2)Л20 + wN h r. (17.8)
Z 1>2
После нахождения параметров потока во всех необходимых точ-
ках схемы определяют эксергетический КПД установки по соотно-
шению
где /ид, /р — идеальная и реальная удельная работа, затрачиваемая на
криостатирование. Идеальная работа определяется по уравнению
(17.9)
а реальная работа, затрачиваемая при отводе q(), имеет вид
(Р = (1 + тед1 + /ид2) Л ^Гос 1п(ри/р„)-/д, (17.10)
‘ИЗ
где Т]из = 0,6 — изотермический КПД компрессора; — индивиду-
альная газовая постоянная; /д — полезно используемая работа рас-
ширения газа в детандерах:
Zfl = /al + Z«2 = ~ МПэм + ™д2(^ ~ МПэм. (17-П)
здесь г|эм = 0,8 — КПД электромеханической передачи. Работу рас-
ширения газа в детандерах часто не используют для получения элек-
троэнергии из-за сложности преобразования механической энергии
в электрическую с необходимыми для электрической сети парамет-
рами. В этих случаях /д = 0, а механическую нагрузку для детандера
создают газодувка или масляный насос, в которых тем не менее
совершается полезная работа.
После определения т]е задают другое значение рт (несколько
max ч
меньшее, чем рт, соответствующее qQ ) и расчет повторяют.
Затем строят график зависимости Т]е =f(Pn) и выбирают необходи-
тах с-
мое значение рт, которое может соответствовать Г|е или быть
207
несколько меньшим, например, исходя из условий подбора реаль-
ного компрессора.
Схема примера расчета и оптимизации по давлению будет по-
строена по методике, аналогичной вышеописанной. На рис. 17.2
представлена принципиальная схема криорефрижератора с двумя
последовательно включенными детандерами.
17.2. ПРИМЕР РАСЧЕТА ГЕЛИЕВОГО РЕФРИЖЕРАТОРА (ОЖИЖИТЕЛЯ)
С ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНЫМ ВКЛЮЧЕНИЕМ ДЕТАНДЕРОВ
Задание. Рассчитайте гелиевый рефрижератор холодопроизводительностью
500 Вт при температуре 4,5 К. Рефрижераторы с такой характеристикой отно-
сятся к установкам большой холодопроизводительности. Эти установки созда-
ют по схемам, подобным приведенной на рис. 17.2 (с турбо детандерами).
Дополнительные исходные данные: Т2 = Гос = 300 К; изотермический
КПД компрессора Г)из = 0,6; адиабатные КПД детандеров Т]Щ1У11 = г)адХ = 0,75;
температура кипения азота в ванне V равна 78 К; температура гелия на выходе
из азотной ванны Т4 = 80 К; температура гелия на выходе из детандера X Г16 =
= 12 К; температуру гелия на выходе из детандера VII определяем по уравнению
(17.1), которое в данном случае имеет вид
Так как имеется три ступени охлаждения (азотная ванна и два детандера), то
п = 3, т.е. азотная ванна включена вместо первого детандера. Тогда в соответст-
вии с методикой Капицы детандер VII в схеме (см. рис. 17.2) является второй
ступенью, а детандер X — третьей. Следовательно, температура на выходе из
детандера VII
Г23 = \300 12,02 = 36 К, a ДТ9_ 16 = aTi6 = 0,05Т16, откуда Т9 = 1,05Т16 =
= 12,6 К.
Из уравнения энергетического баланса контура а, задавая давление прямого
потока рт = 2,0 МПа для гелия, поступающего на дросселирование в количестве
1 г/с, находим значение q0 из уравнения
/19 + 9из +<7о = /г1б>
откуда
Чо = Л16“ ^9~Чю
Потерю теплоты через изоляцию <?и'3 принимаем равной 5 % холодопроизво-
дительности, т.е. <?и'3 = 0,05Д/гт; /г16 = 75 Дж/r, /г9 = 62 Дж/r, следовательно,
1,О59о = /г16 - /г9,
Из уравнения энергетического баланса контура b находим количество гелия,
поступающего на расширение в детандеры:
М1 + тд) + (1 + тд)й16 + тд/г,3 + q^ = (1 + тд)Л21 + h9 + тд1г5 + тдк25.
208
Принимаем
<7И" = 0,05тид[(Л5 - Л23) + (Л25 - Ml
Тогда
= ^21 +^9-^4 -^16
тл h^-h2i + 0,95(/г16 + Л23 - й5 -/г25)'
Неизвестные значения энтальпий h5 и h25 определяем с использованием
адиабатных КПД детандеров и Т, 5-диаграммы:
^5 ~ ^23 _ ^25 ~ ^16
Л ад VII _ h -h ’ ^адХ _ h _h ’
"5 "23 "25 "16'
h5 = 245 Дж/г; h25 = 115 Дж/г.
Значение h2] находим следующим образом. Разность температур ДТ4 _ 21 =
= аТ->, отсюда -—Т. = —7- '80 = 76,2 К. Затем по давлению обратного
2 21 1 + а 4 1,05
потока и температуре Т21 находим, что /г21 = 410 Дж/г.
Количество гелия, поступающего в детандеры,
= __________410 + 62-435-75_________
тд 435-410 + 0,95(75 + 200-245- 115) ’ Г С'
Из уравнения энергетического баланса контура с находим количество жид-
кого азота, необходимого для предварительного охлаждения гелия в прямом
потоке:
(1 + ma)h2 + q" + (1 + /пд)Л2х + т h26 = (1 + ?пд)Л4 + (1 + ma)h22 + т rh21,
N2 N2
откуда
_ (1 +"»д)[(/г2 + /г2|)-(/г4 + /г22)] + ди';
N2 ^27 " ^26
Разность температур прямого и обратного потоков на «теплом» конце схемы
ДТ2 _22 = ДТ2 _27 принимаем равной 8—10 К. Тогда значение теплопритоков к
контуру с определяем по соотношению
?из = wN2a(^27 ~ ^2б) •
Для расчета необходимого количества жидкого азота получаем соотношение
_ (1 +^д)[(/»2-|-/г21)-(/г4-|-/г22)]
(1-а)(/г27-й26)
Следовательно, можно рассчитать расход азота:
т ж= ^’68)[(^75п\4’0)-<435+ 1525)1 =0,196г/с.
N* (1 -0,05)-225
209
Эксергетический КПД установки
?0Те
Пс ^/nmRT\n(pm/p„)(\+тд) + т I
n2 n2
12,4 • 65,7
= 0,18,
— • 2,078 • 300 In (2/0,15)( 1 + 0,68) + 0,196 • 1,2
0,6
где / ж = 1,2 кВт • ч/кг — удельная работа, затрачиваемая на получение жидкого
N2
азота; хе = (Гос- T,,)/TQ. Далее задаем новое значение давления прямого потока и
расчет повторяем до определения максимального значения г)е. После этого при-
ступаем к расчету машин и аппаратов.
Разделу
КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ ТЕРМОЯДЕРНЫХ
УСТАНОВОК И РЕАКТОРОВ
Г л а в а 18
ТИПОВАЯ СИСТЕМА КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ (СКО)
ИНЖЕКТОРОВ БЫСТРЫХ НЕЙТРАЛЬНЫХ АТОМОВ
18.1. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ СКО ИНЖЕКТОРА
Система криогенного обеспечения инжекторов быстрых ней-
тральных атомов типа ИРЕК, предназначенных для дополнительного
нагрева плазмы, должна захолаживать и криостатировать криопане-
ли и радиационные экраны инжекторов.
Основные технические характеристики СКО инжектора ИРЕК
приведены ниже:
Масса криопанелей, кг..............................380
Объем криопанелей, м3..............................0,5
Масса теплозащитных экранов, кг...................3280
Объем теплозащитных экранов, м3....................0,5
Криостатирование криопанелей производится жидким гелием
при Т = 3,8—4,2 К.
Режим работы СКО характеризуется следующими временными
показателями:
— время захолаживания экранов и криопанелей около 12 ч;
— криостатирование криопанелей и экранов осуществляется
в течение не менее 120 ч;
— криопанели до температуры 22 К отогреваются примерно за
30 мин, а время полного отогрева составляет около 12 ч.
Криостатирование криопанелей, охлаждение экранов осуществ-
ляются в режиме естественной циркуляции теплоносителя. Жидкий
гелий подается через сепарационный резервуар, где поддерживается
необходимый уровень криоагента и равновесное давление, соответ-
ствующее заданной температуре криостатирования.
211
Рис. 18.1. Циклограмма тепловых нагрузок гелиевых криопаиелей (—)
и теплозащитных экранов (— • —)
Тепловая нагрузка криопанелей QK, как это показано на рис. 18.1,
имеет циклический характер. При этом средняя нагрузка за цикл
длительностью 130—330 с составляет около НО Вт. Теплоприток по
криовводам инжектора достигает 40 Вт.
Тепловая нагрузка теплозащитных экранов £>тзэ также носит цик-
лический характер с теми же временными показателями, но при этом
максимальная тепловая нагрузка на уровне температур жидкого азо-
та достигает 40 кВт, а средняя — 12 кВт.
18.2. ОПИСАНИЕ СТРУКТУРЫ СКО ИНЖЕКТОРА
Блок-схема системы криогенного обеспечения представлена на
рис. 18.2. Условно СКО можно разделить на подсистемы:
— гелиевого обеспечения (СТО);
— азотного обеспечения (САО).
Система хранения, компримирования и очистки газообразного
гелия включает в себя ресивер, состоящий из четырех баллонов,
четыре поршневых гелиевых компрессора типа 302-НП-6/30 с уст-
ройством для маслоочистки, два газгольдера низкого давления
объемом 6 м3 каждый, а также шесть блоков низкотемпературной
очистки. В целях форсирования работы к каждому поршневому ком-
прессору параллельно подключен запасной насос типа 1ВУВ-45/150.
В состав СГО входят два блока охлаждения 7 и 2 на базе криоген-
ных гелиевых установок КГУ-150/4,5, теплообменный блок 4, блок
криостатирования инжектора 5, резервуар-накопитель жидкого гелия
3 РЦВГ-1,25/0,7, система отогрева криопанелей инжектора, разнооб-
разная криоарматура.
Температура криостатирования криопанелей инжектора лежит в
диапазоне 3,5—4,2 К. Как видно из рис. 18.3, блок криостатирования
212
Дренаж гелия в газгольдер
Рис. 18.2. Блок-схема системы криогенного обеспечения типового инжектора
нейтральных атомов:
7, 2 — блоки охлаждения на базе криогенных гелиевых установок КГУ-150/4,5;
3 — резервуар-накопитель жидкого гелия РЦВГ-1,25/0,7; 4 — теплообменный блок;
5 — блок криостатирования инжектора; 6, 7 — криопанели инжектора; 8 — резер-
вуар-накопитель жидкого азота РЦВ-63/5; 9 — система отогрева криопанелей
инжектора
работает по бездетандерному циклу и включает в себя ступень пред-
варительного охлаждения до температур жидкого азота. В качестве
основного источника холода используется вводимый извне при 4,5 К
жидкий гелий.
В блоке криостатирования расположены теплообменники 1, 2, 5,
оперативный резервуар 4, резервуар-накопитель 8 и сепаратор 6,
который соединен трубопроводами с криопанелями инжектора 7 и
образует контур естественной циркуляции гелия. Пары гелия из
сепарационного бачка при давлении (0,4—1,0) • 105 Па откачиваются
эжектором 3, в который в качестве рабочего подается прямой поток
гелия при давлении (15—25) • 105 Па и температуре 5—7 К.
Система отогрева криопанелей инжектора содержит циркуляци-
онную газодувку 1Г-22-50-4А, рекуперативный теплообменник,
панельный подогреватель и фильтр очистки, она обеспечивает цир-
куляционный отогрев криопанелей до температуры Т = 20 К, крио-
статирование их при этой температуре в процессе обезгаживания и
последующий отогрев до температуры окружающей среды.
213
В газгольдер
Рис. 18.3. Схема блока криостатирования инжектора:
1,2,5 — теплообменники «гелий-гелий»; 3 — эжектор; 4 — оперативный
резервуар гелия; 6 — сепаратор; 7 — гелиевые панели инжектора; 8 —
резервуар-накопитель
Криогенные гелиевые установки КГУ-150/4,5 блоков охлаждения
при автономной работе системы используются в качестве основного
источника холода в режимах охлаждения системы до рабочих тем-
ператур и заполнения ее жидким гелием.
В рабочем режиме криостатирования криопанелей одна из уста-
новок КГУ-150/4,5 обеспечивает подпитку жидким гелием блока
криостатирования инжектора. Технологическая схема КГУ-150/4,5
построена по холодильному циклу Клода, схема которого показана
на рис. 18.4.
Холодопроизводительность КГУ-150/4,6 равна 150 Вт при темпе-
ратуре 4,5 К. Установка позволяет регулировать холодопроизводи-
тельность в заданном диапазоне за счет изменения числа оборотов
привода поршневых детандеров.
Применение высокоэффективной экранно-вакуумной теплоизоля-
ции криотрубопроводов, соединяющих сепаратор с криопанелями,
а также экрана, охлаждаемого жидким азотом, снижает уровень теп-
214
Рис. 18.4. Схема цикла Клода и изображение процессов в Т, 5-диаграмме:
/, IV—VII — теплообменники «гелий-гелий», II — теплообменник «гелий-азот»;
III— азотная ванна блока охлаждения КГУ-150/4,5; VIII — сборник жидкого гелия;
IX — поршневой детандер; X — блок осушки и очистки; XI — компрессор, XII —
ступень окончательного охлаждения — дроссель
лопритоков до 0,05 Вт на 1 м длины трубопровода. Без использова-
ния такого экрана теплопритоки были бы выше на порядок.
Криогенная система азотного обеспечения состоит из резервуара-
накопителя РЦВ-63/5, системы отогрева азотных экранов, инжекто-
ров и криоарматуры.
18.3. РЕЖИМЫ РАБОТЫ СКО ИНЖЕКТОРА
В работе СКО имеются следующие режимы: подготовка к работе;
захолаживание криообъектов сначала до температур жидкого азота,
а затем до рабочих температур; заполнение криообъектов жидким
гелием; криостатирование криопанелей; отогрев системы.
При подготовке системы к работе необходимо очистить внут-
ренние полости оборудования, работающего при «гелиевых» тем-
пературах, от воздуха и заполнить их чистым газообразным гелием
методом «полоскания». На этом этапе производится двукратное
215
вакуумирование рабочих полостей системы с последующим их
заполнением газообразным гелием.
Окончательная очистка рабочих полостей перед их заполнением
жидким гелием обеспечивается циркуляцией гелия, прошедшего
низкотемпературную адсорбционную очистку от примесей воздуха
в процессе охлаждения оборудования до температур жидкого азота.
Захолаживание криопанелей до этих температур производится про-
качкой гелия, охлажденного в рекуперативных теплообменниках
«гелий-гелий» 2, «гелий-азот» 1 и азотной ванне 3 теплообменного
блока (рис. 18.5).
Расход гелия при захолаживании составляет 120 кг/ч, средняя
холодопроизводительность Qo = 7—8 кВт, а время захолаживания
в этом интервале температур равно примерно 3 ч.
Схема подключения блока криостатирования к теплообменному
блоку аналогична схеме, описанной выше (см. рис. 18.3).
Блок криостатирования захолаживается подачей гелия в магист-
раль обратного потока. Расход гелия регулируется таким образом,
чтобы в процессе захолаживания перепад температур в конструкци-
ях блока не превышал 50 К, а скорость охлаждения не была выше
1 К/мин. Требуемые параметры гелия обеспечиваются путем смеши-
вания «теплого», прошедшего через теплообменник «гелий-азот», и
«холодного», поступающего из азотной ванны теплообменного
блока, потоков.
Рис. 18.5. Схема захолаживания криопанелей ин-
жектора от 300 до 90 К:
1,2 — теплообменники «гелий-азот» и «гелий-гелий»
соответственно, 3 — азотная ванна, 4 — криопанели
216
Рис. 18.6. Зависимость холодопроиз-
водительности КГУ-150/4,5 от темпе-
ратуры возвращающегося из объекта
гелия
КГУ-150/4,5 в обвод дроссельнс
Захолаживание криопанелей от
температур жидкого азота до рабо-
чих можно производить путем
непосредственной подачи в объект
жидкого гелия. При этом на охлаж-
дение затрачивается около 0,15 м3
гелия. Более рационально осуще-
ствлять захолаживание криопане-
лей в этом диапазоне температур
с помощью КГУ-150/4,5, работаю-
щих в рефрижераторном режиме.
Гелий из объекта в интервале тем-
ператур 90—10 К возвращается в
й ступени ниже теплообменника V
(см. рис. 18.4, точка 9).
Зависимость холодопроизводительности КГУ-150/4,5 от темпера-
туры возвращающегося из объекта гелия показана на рис. 18.6. При
параллельной работе двух КГУ-150/4,5 время охлаждения криопане-
лей от 90 до 20 К составляет около 1 ч.
Для обеспечения равномерного охлаждения криопанелей от 18 до
4,5 К в работу включается эжектор 3 (см. рис. 18.3), увеличивающий
кратность циркуляции гелия через криопанели в 5—6 раз по сравне-
нию с расходом гелия, подаваемого из блока охлаждения. В начале
процесса ожижения гелия эжектор отключается.
После того, как криопанели охладились до 4,5 К, система будет
работать в устойчивом режиме. Холодопроизводительность в этом
режиме равна 150 Вт, при этом происходит заполнение системы
гелием со скоростью около 0,04 м3/ч при работе двух установок. При
заполнении сепарационного бачка б (см. рис. 18.3) до номинального
уровня процессы охлаждения и заполнения считаются законченны-
ми, после чего одна установка КГУ-150/4,5 переключается на режим
криостатирования криопанелей при Т = 4,5 К, а вторая — на режим
ожижения, обеспечивающий блок криостатирования жидким гелием.
Заполнение криопанелей жидким гелием производится в течение
времени, несколько превышающем 10 ч.
Г л а в a 1 9
СИСТЕМА КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ТЕРМОЯДЕРНЫХ УСТАНОВОК
19.1. СКО БОЛЬШИХ ТОКАМАКОВ
Создание больших экспериментальных термоядерных установок
YET-60, TFTR, «Токамак-15» (Т-15), успешное испытание сверхпрово-
дящих магнитных систем (СМС) являются важнейшими этапами на
пути разработки опытного демонстрационного энергетического реак-
тора. Эти современные термоядерные установки относятся к числу
наиболее крупных в мире. Остановимся на некоторых их параметрах,
взяв за основу установку Т-15. Внешний радиус тороидальной рабо-
чей камеры Т-15 равен примерно 4 м, а внутренний — 0,7 м.
СКО токамаков обеспечивает захолаживание и криостатирование
сверхпроводящей обмотки тороидального поля (СОТП), сверхпрово-
дящих магнитов типа ЭЦР генераторов, основанных на использовании
электронно-циклотронного резонанса, системы СВЧ-нагрева плазмы,
криоконденсационных панелей инжекторов быстрых нейтральных
атомов, комплекса криорезистивных и криогенных устройств.
Сверхпроводящая обмотка тороидального поля Т-15 образована
24 блоками, общая масса которых равна примерно 250 т. Каждый
блок в свою очередь состоит из 12 галет, параллельно подключен-
ных к гелиевому коллектору. Обмотка представляет собой сверхпро-
водящую шину из сплава Nb3Sn, которая заключена в медную
матрицу прямоугольного сечения с размерами 18x6,5 мм. Длина об-
мотки каждой галеты равна 340 м, а общая длина обмоток СОТП —
122 400 м. Гелий циркулирует по двум параллельным каналам диа-
метром 3 мм. Все 24 блока СОТП подключены параллельно к обще-
му гелиевому коллектору. Разряды в плазме осуществляются
импульсами длительностью по 5 с и более с интервалами между
импульсами около 10 мин. При этом в СОТП возникают тепловыде-
ления, которые согласно расчетам достигают 160 кДж за импульс.
Как показывают расчеты, средняя тепловая нагрузка с учетом внеш-
них теплопритоков равна примерно 1200 Вт. Для снятия этой нагруз-
ки при температуре 4,5 К требуется расход жидкого гелия более
200 кг/ч.
Криостатирование сверхпроводящих магнитов СВЧ-нагрева в
Т-15 осуществляется погружением их в криостаты с жидким гелием
вместимостью 45 л. Общая масса всех 24 магнитов равна 1,2 т.
218
Установка Т-15 оснащена двумя инжекторами быстрых нейтраль-
ных атомов. Криопанели системы криовакуумной откачки инжекто-
ров криостатируются методом естественной циркуляции двухфазно-
го гелия, кипящего при пониженном давлении и температуре 3,5 К
(см. гл. 18).
Как видно из вышеописанного, система криогенного обеспечения
больших токамаков представляет собой сложный комплекс, к кото-
рому предъявляются весьма высокие требования по надежности
и стабильности рабочих параметров.
19.2. ОПИСАНИЕ СТРУКТУРЫ И РЕЖИМОВ РАБОТЫ СИСТЕМЫ
Система криогенного обеспечения экспериментальной термо-
ядерной установки Т-15 состоит из СТО и САО. Система гелиевого
обеспечения работает по двухконтурной схеме. Принципиальная
схема СТО Т-15 показана на рис. 19.1.
Источниками холода являются криогенная гелиевая установка 4
— ожижитель гелия ОРГ-ЗОО-1800/4,5 производительностью 800 л/ч
и два гелиевых рефрижератора 5, 6. Для криостатирования СОТП 9,
помещенных в криостат 8, используется блок криостатирования 5 —
гелиевый рефрижератор РГ-2000/4,5. В криоконденсационные пане-
ли инжекторов 15 подача жидкого гелия обеспечивается рефрижера-
тором РГ-700/3,5, входящим в блок криостатирования 6.
Гелиевые рефрижераторы работают по дроссельному циклу. За
счет дополнительного ввода жидкого гелия расход его обратного
потока превышает расход прямого на 6 %.
Остановимся несколько подробнее на описании схемы работы
СКО Т-15, изображенной на рис. 19.1. Гелий после сжатия в ком-
прессоре 2 до давления 2,5 МПа поступает сначала в блок осушки и
маслоочистки, а затем в ступень предварительного охлаждения, где
он проходит через змеевик, установленный в азотной ванне.
Газ после охлаждения до температур жидкого азота подвергается
адсорбционной очистке от примесей воздуха и затем в точке А рас-
пределяется на три потока:
один поток подается для дальнейшего охлаждения и ожижения
в первый контур СКО — в ожижитель гелия ОРГ-ЗОО-1800/4,5;
два потока направляются в рефрижератор 5 блока криостатирова-
ния 9 СОТП 8 и рефрижератор 6 системы криостатирования криопа-
нелей инжектора 15. Гелий, ожиженный в ОРГ-ЗОО-1800/4,5, посту-
пает в рефрижераторы 5 и 6, а также в блок криостатирования 8.
Сверхпроводящие обмотки тороидального поля 9 охлаждаются
потоком двухфазного гелия, который подается через раздаточный
коллектор 18 эжектором 13. Заданная температура циркулирующего
219
Рис. 19.1. Принципиальная схема системы гелиевого обеспечения Т-15
220
гелия достигается в змеевике, установленном в гелиевой теплооб-
менной ванне 11. Далее гелий поступает в раздаточный коллектор
18, проходя по каналам обмоток СМС 9 из сбросного коллектора 19,
затем подается в ванну 10, где происходит разделение фаз возврат-
ного гелия: пары его возвращаются в ожижитель 4, а жидкая фаза
остается в теплообменной ванне 10.
Следует обратить внимание на важную деталь СКО Т-15. Ввиду
того, что система криотрубопроводов весьма разветвлена, в целях
подачи в криообъекты гарантированного количества жидкого гелия
в трубопровод 20 из ожижителя 4 поступает весь дроссельный поток
(жидкая и газообразная фазы). После раздачи гелия по криообъектам
5, 6, 8, 16 газообразный или двухфазный гелий возвращается в сбор-
ник ожижителя 7.
В СКО Т-15 концевая ванна рефрижератора 5 совмещена с бло-
ком 12, предназначенным для подвода электропитания, ввода и рас-
пределения жидкого гелия по объектам криостата 8.
Циркуляционные эжекторы двухфазного 13 и закритического1 14
гелия обеспечивают его необходимый расход. Криостатирование
СОТП может быть осуществлено либо двухфазным гелием (при этом
давление потока на входе в СОТП будет составлять 0,18—0,2 МПа),
либо закритическим гелием с
давлением на входе 0,8 МПа.
Кроме того, в состав СКО Т-15
входят газгольдер 1, предназна-
ченный для сбора из обратных
линий и хранения при нужном
давлении газообразного гелия,
ресиверы 3, блок сверхпроводя-
щих магнитов системы СВЧ-на-
грева 17.
На рис. 19.2 приведена рабо-
чая характеристика циркуляци-
онного эжектора.
Под коэффициентом инжек-
ции понимается отношение мас-
совых расходов инжектируемого
и рабочего Gp потоков, а под
степенью сжатия — разность
давлений потока до эжектора и
после него: Др = рс- рп.
Рис. 19.2. Зависимость коэффициента
инжекции от степени сжатия потока
для циркуляционного эжектора
1 Давление и температура гелия превышают соответствующие параметры критической
точки.
221
Ступень предварительного охлаждения, использующая в качест-
ве криоагента жидкий азот, две турбодетандерные ступени и одна
ступень поршневого детандера образуют четырехкаскадный цикл
охлаждения ожижителя ОРГ-ЗОО-1800/4,5, который потребляет до
350 кг/ч жидкого азота, 1,2 МВт электрической мощности, обеспе-
чивая охлаждение и криостатирование криообъектов Т-15. Давле-
ние гелия на входе в КГУ составляет 2,3—2,5 МПа, а расход его —
4800 м3/ч. Ожижитель ОРГ-ЗОО-1800/4,5 имеет довольно широкий
диапазон возможностей. Установка может работать не только в
режиме ожижения, но и в рефрижераторном, а также смешанном
(при различном соотношении ожижительной и рефрижераторной
нагрузок) режимах.
Как было описано выше, подача гелия в криопанели инжектора
обеспечивается за счет естественной циркуляции двухфазного гелия,
для чего сепараторы приподнимают относительно панелей на высо-
ту 4 м. Температура жидкого гелия в сепараторах РГ-700/3,5 поддер-
живается на уровне 3,5 К. Эта равновесная температура обеспечива-
ется путем понижения давления в этих сепараторах за счет откачки
паров гелия из них эжектором.
Рабочие характеристики рефрижераторов РГ-2000/4,5 и РГ-700/3,5
представлены на рис. 19.3.
Рис. 19.3. Характеристики блоков криостатирования:
а — РГ-2000/4,5, б — РГ-700/3,5, Q — холодопроизводительность, Y — подпитка
жидким гелием в долях от основного расхода прямого потока гелия, Gnp — массо-
вый расход прямого потока
222
Все криообъекты Т-15 захолаживаются одновременно сначала га-
зообразным гелием, охлажденным в азотной ванне ступени предва-
рительного охлаждения ОРГ-300-1800/4,5, а затем двухфазным и
жидким гелием. В СКО Т-15 используются высококомпактные витые
трубчатые оребренные проволокой теплообменники, компактность
их достигает 1660 м2/м3.
Схема азотной криогенной системы (АКС) Т-15 изображена на
рис. 19.4.
За счет использования установки обратной конденсации
(рис. 19.5) АКС является замкнутой, т.е. не имеет потерь азота, что
очень важно, принимая во внимание большое его потребление.
Основные параметры установки обратной конденсации следую-
щие: 1) давление азота, сжатого компрессорами, 3,2 МПа; 2) расход
Рис. 19.4. Принципиальная схема азотной криогенной системы Т-15:
I — установка обратной конденсации азота, 2 — оперативная емкость, 3 — емкость-
переохладитель, 4 — эжектор, 5 — турбокомпрессор, 6 — центробежные насосы, 7
— резервуары для хранения жидкого азота, 8 — газгольдер, 9 — система СВЧ-на-
грева, 10 — многорежимный блок охлаждения, 11 — установка Т-15
223
чивает автоматические
Рис. 19.5. Принципиальная схема установки об-
ратной конденсации азота, входящей в состав
АКС Т-15:
I — турбокомпрессор; II, III — первая и вторая ступе-
ни турбодетандера; IV—VII — теплообменники,
VIII— дроссель, У— подпитка обратного потока газо-
образным азотом
потока азота через первый детандер 6700 м3/ч
при давлении 0,7 МПа и температуре ПО К
на выходе из него; 3) азот, поступающий во
вторую детандерную ступень, расширяется
в ней до 0,13 МПа и охлаждается при этом
до 80 К.
Система криогенного обеспечения Т-15
компонуется по блочному принципу, обеспе-
режимы захолаживания и криостатирования.
19.3. О ВЫБОРЕ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ СОТП
По условиям работы, уровню требований, с точки зрения совре-
менной технологии, надежности сверхпроводящая обмотка торои-
дального поля является, по-видимому, одним из наиболее ответст-
венных и сложных узлов термоядерной установки в целом.
При этом решение проблемы в известной мере состоит в обеспече-
нии возможно более высокой интенсивности теплоотдачи от стенок
каналов сверхпроводящей шины к теплоносителю. Естественно, что
гидравлические потери в циркулирующем потоке теплоносителя
должны быть в разумных пределах, и вместе с тем должна быть
обеспечена гидравлическая устойчивость этого потока.
В настоящее время для отвода теплоты, выделяющейся в СОТП
термоядерных установок, могут быть рекомендованы два в некоторой
степени эквивалентных способа криостатирования сверхпроводника:
— циркуляцией закритического гелия;
— циркуляцией двухфазного гелия при невысоком паросодержании.
Выбор способа охлаждения определяется следующими тепловы-
ми нагрузками в СОТП:
— стационарной, достигающей 900 Вт;
— переменной составляющей, повторяющейся примерно 1 раз
в 600 с и равной 160 кДж;
— аварийной, имеющей место в случае срыва плазменного шнура
за счет протекания индуцированного в обмотках тока и достигаю-
щей 1000 кДж.
Как уже отмечалось выше, циркуляционная система СОТП весь-
ма разветвленная и довольно сложная для гидравлического расчета.
224
Эта система, кроме совокупности каналов сверхпроводящих шин,
включает в себя гелиевую обвязку, контуры охлаждения корпусов
блоков СОТП и опорного цилиндра.
Принимая во внимание сложность циркуляционной системы,
отсутствие достаточного опыта эксплуатации такого рода гелиевых
систем, весьма перспективным представляется способ охлаждения
СОТП закритическим гелием как более гидравлически устойчивый.
Недостатком такого охлаждения является относительно низкий
коэффициент теплоотдачи, не превышающий 1000 Вт/(м2 • К), при
экономически целесообразных гидравлических потерях в пределах
0,05—0,07 МПа.
Теплоотдача к двухфазному с невысоким паросодержанием пото-
ку гелия в 2—3 раза выше, чем к закритическому. С ростом давления
теплоотдача двухфазного потока приближается к теплоотдаче закри-
тического гелия. Однако этот способ охлаждения имеет серьезный
недостаток, заключающийся в возможности возникновения кризиса
кипения. Критическая плотность теплового потока для гелия нахо-
дится в пределах 2000—3000 Вт/м2 при давлении 0,13—0,15 МПа.
Кризис кипения сопровождается переходом от пузырькового режима
кипения к пленочному. Теплоотдача при этом на порядок и более
снижается, вследствие чего стремительно растет температура стенок
каналов и сверхпроводящая шина выходит из состояния сверхпрово-
димости сначала на ограниченном участке. Локальное нарушение
условий сверхпроводимости приводит к довольно быстрому разо-
греву всей сверхпроводящей шины. Применение двухфазного гелия
в качестве криоагента особенно целесообразно в тех случаях, когда
тепловые нагрузки не превышают критических значений. В этом
случае средний перепад температур гелия и стенок каналов сверх-
проводящей шины будет не более 0,5—1 К. Расчетным путем со-
трудники РНЦ «Курчатовский институт» показали, что при этом
обеспечивается более устойчивый режим работы СОТП и в случае
срыва тока плазмы по сравнению с закритическим гелием.
Таким образом, использование двухфазного гелия в СОТП явля-
ется весьма перспективным. Необходимая кратность циркуляции по-
тока двухфазного гелия в СОТП Т-15 обеспечивается использовани-
ем струйного насоса-эжектора, коэффициент инжекции которого ра-
вен 1,67 при общем расходе жидкого гелия через обмотки СОТП
1500 кг/ч, а циркуляционный расход при этом составляет 900 кг/ч.
Столь значительный расход гелия позволяет обеспечить неболь-
шое паросодержание в потоке в стационарном режиме при давле-
нии 0,1—0,15 МПа. Кроме того, при таком расходе за время паузы
между разрядами в Т-15 весь гелий в обмотках успевает полностью
смениться.
225
2, Вт
5
4
з
2
1
о
Рис. 19.6. Распределение тепловой
нагрузки в СОТП после разрядного
импульса в зависимости от времени:
п — номер галеты
Ранее отмечалось, что СОТП
Т-15 состоит из 24 блоков, а каж-
дый блок имеет 12 параллельно
подключенных галет. В корпусах
блоков выполнены каналы для
циркуляции охлаждающего гелия.
Однако число этих каналов не
столь велико, чтобы полностью
обеспечить отвод тепла, выделя-
ющегося в корпусе блока. Часть
этого тепла будут воспринимать
галеты, имеющие плотный кон-
такт с корпусами блоков. При этом
естественно ожидать, что крайние
галеты будут находиться в наибо-
лее неблагоприятном тепловом режиме, что и подтвердили расчеты,
проведенные в РНЦ «Курчатовский институт». Результаты этих рас-
четов приведены на рис. 19.6. Как следует из рисунка, тепловая
нагрузка крайних галет сразу же после импульса в 3,5 раза превыша-
ет нагрузку центральных галет. В последующем происходит вырав-
нивание тепловых нагрузок. Можно ожидать, что ввиду большого
расхода жидкого гелия СОТП окажется устойчивой к такой тепловой
неоднородности. Это собственно и подтвердили испытания.
Схема криостатирования СОТП выполнена в расчете на возмож-
ное применение обоих способов охлаждения: и двухфазным, и за-
критическим гелием. Именно с этой целью в СКО Т-15 установлены
эжекторы для двухфазного и закритического гелия.
В Японии и Западной Европе успешно в течение ряда лет были
испытаны сверхпроводящие обмотки токамаков, аналогичных по
своим параметрам Т-15.
Г л а в a 20
СИСТЕМА КРИОГЕННОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ МЕЖДУНАРОДНОГО
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ТЕРМОЯДЕРНОГО РЕАКТОРА
20.1. ОБЩЕЕ ОПИСАНИЕ СИСТЕМЫ
Одним из ключевых требований, предъявляемых к криогенной
системе, является обеспечение устойчивой работы в условиях пуль-
сирующего характера тепловой нагрузки, являющегося следствием
колебаний индукции магнитного поля, производства нейтронов и др.
Нестационарные процессы в плазме приводят к изменениям тепло-
вых нагрузок, следовательно, система криогенного гелиевого обес-
печения должна справляться с колебаниями общей тепловой нагруз-
ки, изменяя расход жидкой фракции теплоносителя (гелия) в рефри-
жераторе. Сглаживание пульсаций тепловой нагрузки, поддержка
устойчивого функционирования в широкой области режимных пара-
метров плазмы, снижение затрат за счет использования стандартных
комплектующих являются основными задачами при разработке
криогенной системы ИТЭР.
Криогенная система ИТЭР включает в себя три части: станцию
для производства жидкого гелия, систему криораспределения и
криолиний, подсистему жидкого азота.
Блок-схема криогенного обеспечения ИТЭР показана на рис. 20.1.
Оборудование криогенной системы следующее:
— криогенная станция, состоящая из четырех одинаковых крио-
генных блока-ожижителя гелия (КГУ-О-Р);
— компрессорная станция для газообразного гелия;
— система внешней очистки газообразного гелия;
— емкости для хранения теплого при температуре 300 К и давле-
нии 1,8 МПа и охлажденного до 80 К гелия;
— два одинаковых «холодных» блока для гелия при температуре
80 К, связанные с двумя дополнительными холодными блоками для
жидкого азота, использующегося для охлаждения гелия;
— компрессорная станция в контуре газообразного гелия с темпе-
ратурой 80 К;
— подсистема жидкого азота с двумя идентичными блоками для
ожижения и хранения азота;
— компрессорная станция для газообразного азота.
227
Рис. 20.1. Блок-схема криогенного обеспечения ИТЭР:
1 — гелиевые криогенные установки КГУ-О-Р (4 шт.); 2 — холодные гелиевые
блоки (2 шт.); 3 — вспомогательный контур для охлаждения гелия до 80 К; 4 —
емкость для хранения жидкого гелия; 5 — хранилище газообразного гелия; 6 —
две идентичные криолинии между криогенной станцией и реактором; 7 — стан-
ция очистки и компримирования Нег; N*, Не” — жидкие азот и гелий; Нег —
газообразный гелий
Оборудование криогенных гелиевых установок размещается
в двух зданиях.
Три «теплых» емкости для газообразного гелия при давлении
1,8 МПа, один «холодный» резервуар при 80 К и баллоны для гелия
с низким давлением, а также танк для жидкого азота размещаются
с внешней стороны здания криогенной станции. Емкости для тепло-
го гелия используются для сбора его из криогенных элементов реак-
тора во время их отогрева. Танк для холодного гелия с давлением
1,8 МПа применяется для сбора его из катушек тороидального поля
в период разряда.
Тепловые нагрузки различных элементов реактора ИТЭР и
расходы жидкого гелия приведены ниже:
Расход жидкого гелия для охлаждения сверхпроводников, кг/с.0,1
Статическая тепловая нагрузка магнитной системы, кВт....11,5
Осредненная пульсирующая тепловая нагрузка магнитной
системы, кВт............................................13,1
228
Тепловая нагрузка, кВт:
циркуляционных насосов гелиевого контура...............12,3
холодных компрессоров1..................................6,2
крионасосов тора, инжекторов..............................4
Расход жидкого гелия на охлаждение в период регенерации, кг/с. , 0,06
Тепловая нагрузка других потребителей криоагента2, кВт......0,9
Общая тепловая нагрузка, кВт.................................48
Общий расход Неж, кг/с.....................................0,16
Суммарная тепловая нагрузка конструкций с жидким гелием рав-
на 48 кВт, для чего в рефрижераторе требуется вырабатывать
0,16 кг/с жидкого гелия при следующем цикле работы в разрядной
камере (при обеспечении 100 %-ной надежности):
/п = 1800 с — продолжительность паузы;
/р = 400 с — продолжительность разряда.
Основным потребителем криогенных жидкостей является маг-
нитная система, которая включает в себя 18 катушек тороидального
поля, 6 катушек полоидального поля в совокупности с катушками
коррекции и магнитных механических структур, а также криостат.
Жидкий гелий с расходом 0,1 кг/с требуется для охлаждения основ-
ных токовых катушек. Общая тепловая нагрузка магнитной системы
складывается из тепловых притоков от системы тепловой защиты,
находящейся при температуре 80 К, и по тепловым мостам опорных
узлов за счет теплопроводности, а также из осредненных, теплопри-
токов за счет электромагнитных потерь и ядерного нагрева. Послед-
ние составляют внутреннюю, пульсирующую тепловую нагрузку.
Криогенные системы ИТЭР сконструированы так, чтобы была обес-
печена устойчивая работа криогенного оборудования.
Крупным потребителем криопродуктов является система вакуум-
ной откачки токамака, которая включает в себя десять крионасосов
первичной вакуумной системы, четыре крионасоса инжектора пучка
быстрых нейтральных частиц и два крионасоса криостата.
Криогенный гелиевый комплекс состоит из четырех одинаковых
криогенных гелиевых установки, каждая из которых имеет холодо-
производительность 18 кВт. Подобные КГУ эксплуатировались в
Европейском центре ядерных исследований (ЦЕРН), таким обра-
зом, можно считать, что технологическая база для их изготовления
имеется.
Гелиевый контур при Т = 80 К и подсистема жидкого азота.
Поток сжатого гелия при Т = 80 К используется для активного охла-
1 Компрессоры холодного гелия работают при 4,3 К и используются для охлаждения маг-
нитной системы.
2 Системы инжекции быстрых нейтральных атомов, пеллет-инжекции топлива и гиро-
тронов.
229
ждения элементов тепловой защиты (тепловых экранов). В номи-
нальном режиме работы температура гелия на входе в теплозащит-
ный экран равна 80 К, а на выходе из него — 100 К. Жидкий азот ис-
пользуется для предварительного охлаждения до 80 К гелия, посту-
пающего в теплозащитные экраны.
Подсистема жидкого азота вместе с гелиевым контуром при Т =
= 80 К предназначена для охлаждения следующих конструкций ИТЭР:
— вакуумной камеры и элементов тепловой защиты, находящих-
ся внутри криостата;
— узлов крепления магнитной системы и вакуумной камеры;
— шевронных экранов и системы тепловой защиты крионасосов;
— элементов тепловой защиты всех линий передачи криоагента и
криотрубопроводов;
— системы предварительного охлаждения гелия до 80 К, как это
требуется в криогенном цикле гелиевых рефрижераторов;
— внешней системы очистки гелия.
Схема контура охлаждения гелия до 80 К вместе с подсистемой
жидкого азота и гелиевыми рефрижераторами показана на рис. 20.1.
Гелиевый контур охлаждения до 80 К включает в себя два одинако-
вых холодных гелиевых блока и два вспомогательных блока с жид-
ким азотом. Если один гелиевый блок или вспомогательный азотный
блок находится на обслуживании, другой будет охлаждать элементы
тепловой защиты с более высокой температурой на выходе (120 К).
Такая конструкция обеспечивает очень высокий уровень надежности
магнитной системы при низкой температуре, несмотря на возмож-
ные сбои в функциональной работе криооборудования.
В каждом блоке гелиевого контура при 80 К из рефрижератора в
теплообменник подается обратный поток гелия для охлаждения по-
ступающего гелия от 310 до примерно 103 К, при этом обратный по-
ток нагревается от 100 до 307 К. Разность температур между пря-
мым и обратным потоками в теплообменнике равна 3 К. Окончатель-
ное охлаждение потока гелия от 103 до 80 К имеет место во вспомо-
гательном блоке теплообменника с жидким азотом.
Тепловая нагрузка гелиевого контура при 80 К в номинальном ре-
жиме работы и в режиме откачки вакуумных объектов приведена в
табл. 20.1.
Подсистема азотного рефрижератора действует по закрытому
(замкнутому) циклу. Два азотных рефрижератора (ожижителя) холо-
допроизводительностью 450 Вт каждый включены в криогенный ком-
плекс токамака. Конструкция азотного рефрижератора является
общепринятой, аналогичной используемой в воздухоразделительных
установках. Азотная подсистема включает в себя также два танка для
230
Таблица 20.1
Тепловая нагрузка подсистемы жидкого азота, кВт
Потребитель Нормальный режим Режим откачки вакуумных объектов
Элементы тепловой защиты и узлы крепления криогенного оборудования токамака 385 740
Элементы тепловой защиты:
всех криогенных линий 50 50
криогенных насосов 40 20
Подсистема жидкого азота для гелиевых рефрижераторов 280 70
Общая тепловая нагрузка всех элементов 755 880
Общая холодопроизводительность азотного рефрижератора 830 950
жидкого азота вместимостью по 50 м3 в целях обеспечения большей
устойчивости криогенного комплекса к скачкам тепловых нагрузок.
Система криораспределения. Система криораспределения обес-
печивает охлаждение вынужденным потоком магнитной системы и
криогенных вакуумных насосов с помощью холодных циркуляцион-
ных насосов. Последние насосы способны обеспечить циркуляцию
больших потоков гелия через криогенные конструкции ИТЭР, значи-
тельно превышающих потоки, которые производят криогенные рефри-
жераторы. Холодные циркуляционные насосы размещены в пяти
отдельных вспомогательных холодных блоках (ACBS). Система крио-
распределения включает в себя также два одинаковых концевых крио-
генных блока (CTCBS), которые необходимы для конечного охлажде-
ния до 4,6 К потока закритического гелия основных токовых катушек.
Холодные компрессоры входят в систему криораспределения.
Они обеспечивают температуру 4,3 К в ванне кипящего гелия всех
вспомогательных холодных блоков магнитной системы и размеща-
ются в блоках холодных компрессоров (ССВ).
Все холодные блоки системы криораспределения установлены
внутри основного здания токамака. Каждый холодный блок соеди-
нен протяженными криолиниями и кольцевым криогенным трубо-
проводом с несколькими холодными концевыми устройствами
(СТВ) или блоком холодных клапанов (CVBS) каждого индивидуаль-
ного потребителя. Эти холодные концевые блоки и блоки холодных
клапанов принадлежат системе индивидуальных пользователей.
Принцип подготовки типовых холодных блоков магнитной систе-
мы описан ниже. Каждый холодный блок включает в себя два цирку-
ляционных насоса. При использовании двух насосов обеспечивается
231
Параметры холодных компрессоров и насосов
Таблица 20.2
Оборудование Расход гелия, кг/с Перепад давления, МПа Потребляемая мощность, кВт Тепловая нагрузка теплообменников в холодных блоках, кВт
Насосы кожуха и структур тороидального поля 4,5 0,04 1,9 17,42
Насосы катушек тороидального поля 3 0,12 6,0 6,35
Насосы катушек коррекции по- лоидального поля 2 0,1 2,2 4,26
Насосы центрального соленоида 2 0,1 2,2 5,05
Насосы системы вакуумной откачки тора 2,4 0,05 1,3 4,0
Холодные компрессоры 2,2 0,0158 6,2 —
избыток расхода криоагента, в то время как одного насоса недоста-
точно. Каждый насос оборудован электродвигателями с переменной
частотой вращения и работает с подачей, равной 50 % номинальной.
Номинальный расход гелия может быть достигнут, когда один из
двух насосов будет остановлен.
Расход гелия и перепад давления, необходимые для работы
гелиевых циркуляционных насосов и холодных компрессоров, а так-
же тепловая нагрузка теплообменников каждого холодного блока
приведены в табл. 20.2.
Два типа высокорасходных насосов с регулируемой частотой вра-
щения электродвигателей были разработаны со следующими пара-
метрами: G = 1,5 кг/с, р = 0,12 МПа и G = 2,5 кг/с, р = 0,05 МПа.
соответственно. Эффективность использования насосов принимает-
ся равной 0,8. Насосы устанавливаются в соответствии со схемой,
приведенной на рис. 20.1.
Холодные компрессоры сконструированы для работы в условиях
магнитного поля. Эти компрессоры сжимают пары гелия при Т = 4,3 К
и давлении насыщения ps = 0,1089 МПа до давления ps = 0,1247 МПа
при соответствующей температуре Ts = 4,5 К.
Система криогенных линий и трубопроводов. Система крио-
генных линий и трубопроводов, размещенная внутри корпуса тока-
мака, включает в себя следующие элементы:
— трубопроводы, соединяющие изолированные вспомогательные
блоки с блоками холодных компрессоров и двумя концевыми криоген-
ными устройствами холодных блоков;
232
— две криолинии и два полукольцевых трубопровода, снабжаю-
щих гелием девять холодных концевых блоков катушек тороидаль-
ного поля;
— криолинию и два трубопровода для снабжения гелием 11 холод-
ных концевых блоков катушек полоидального поля и коррекции;
— две криолинии для снабжения трех блоков холодных клапанов
магнитных структур;
— две криолинии от концевых криогенных устройств блоков
холодных клапанов, снабжающих два блока холодных клапанов сис-
темы тепловой защиты при 80 К;
— криолинию и два трубопровода для обеспечения шести блоков
холодных клапанов криостата;
— криолинию и трубопровод, снабжающие четыре блока холод-
ных клапанов крионасосов системы откачки инжекторов нейтраль-
ных пучков;
— криолинию для снабжения одного блока холодных клапанов
крионасосов криостата;
— четыре криолинии и четыре трубопровода для снабжения 20
блоков холодных клапанов крионасосов тора;
— четыре коротких криолинии для связи изолированных вспомо-
гательных холодных блоков магнитной структуры с двумя концевы-
ми криогенными устройствами холодных блоков и двумя танками с
жидким гелием.
Криолинии и кольцевые трубопроводы, соединяющие изолирован-
ные вспомогательные холодные блоки с концевыми криогенными
устройствами холодных блоков и блоками холодных клапанов каждо-
го индивидуального потребителя криопродукта, размещены вокруг
криостата токамака на трех различных уровнях корпуса токамака,
в частности выше уровня концевых криогенных устройств (базовый
уровень — ниже уровня концевых криогенных устройств). Общие
виды криолиний и трубопроводов изображены на рис. 20.2 и 20.3.
С целью минимизировать расходы криогенных жидкостей и габа-
риты всех криолиний и трубопроводов в ограниченной области во-
круг токамака в проекте использованы следующие принципы:
— конструкции криолиний и трубопроводов упрощены, нет хо-
лодных клапанов или датчиков температуры и давления, устанавли-
ваемых на криолиниях или трубопроводах (все клапаны, датчики
размещены в соответствующих блоках);
— трубопроводы расположены на минимальном расстоянии друг
от друга, равном 50 мм, в целях использования сварки (резки) при
монтаже или ремонте;
— только сварные соединения элементов применяются при созда-
нии секций криолиний и трубопроводов;
233
6.
7
8
Рис. 20.2. Расположение блоков криораспределения и криолиний на уровне хо-
лодных конечных устройств:
1 — фидеры холодных концевых устройств, 2 — холодные концевые устройства,
3— криолиния для потребителей, 4 — криолинии систем тепловой защиты, 5 —
емкости для жидкого гелия, 6 — концевые криогенные блоки, 7, 72 — система шин,
8 — вспомогательные холодные блоки, 9 — криолиния вспомогательных холодных
блоков, 10 — криолиния катушек полоидального поля, 11 — блок холодных клапа-
нов, 13 — холодный блок, 14 — криолинии для крионасосов инжекторов быстрых
нейтральных атомов, 15 — криолиния криостата реактора
— минимальное число вакуумных оболочек (защит) предусмат-
ривается в трубопроводах. Вакуумная защита применяется только
между трубопроводами и изолированными вспомогательными
холодными блоками.
Типовая конструкция трубопровода для магнитной системы была
сконструирована на основе двух полукольцевых трубопроводов
катушек тороидального поля. Эти два трубопровода заканчиваются
двумя криолиниями, ведущими к изолированным вспомогательным
холодным блокам. Трубопроводы тороидального поля и трубопроводы
других катушек содержат несколько секций прямых труб длиной 10—
15 м и несколько секций коротких изогнутых труб (1,5—2,2 м), кото-
рые соединяются с кольцевым трубопроводом.
234
2
3
Рис. 20.3. Схема криолиний ниже уровня концевых криогенных блоков:
1 — фидеры холодных концевых устройств, 2, 6, 8 — система шин, 3 — криолиния
для потребителей, 4 — криолиния для катушек полоидального поля, 5, 9 — криоли-
нии для катушек тороидального поля, 7 — криолиния криостата, 10 — холодные
концевые устройства
Рис. 20.4. Поперечное сечение кольцевого трубопровода:
1 — две трубы для подачи/возврата жидкого гелия при
Т = 4,5 К, d = 80 мм, 2 — труба для подачи основного
потока гелия при Т= 4,5 К, d = 40 мм, 3 — ребро, обес-
печивающее тепловой контакт гелиевой трубы при Т =
= 80 К с оболочкой тепловой защиты, 4 — многослой-
ная суперизоляция, 5 — внешняя оболочка вакуумной
теплоизоляции, Т = 300 К, d = 406 мм, 6 — две трубы
подачи/возврата гелия при Т = 80 К, d = 40 мм, 7 —
оболочка тепловой защиты при Т - 80 К
Поперечное сечение трубопровода тороидального поля приведе-
но на рис. 20.4. Этот трубопровод включает в себя пять холодных
труб. Одна из двух труб, предназначенная для гелия с температурой
80 К, присоединена к алюминиевой оболочке в целях ее активного
охлаждения.
Каждая секция прямых труб имеет сильфонную секцию для компен-
сации термических удлинений трубопроводов, одну фиксированную
опору и несколько скользящих упоров для направления сильфонов.
Внутренняя конструкция секции изогнутых труб идентична кон-
струкции секции прямых труб. Каждая секция изогнутых труб имеет
одну фиксированную опору. Холодные трубы оборудованы силь-
фонной секцией в целях компенсации термических удлинений.
235
Некоторые элементы конструкции трубопровода тороидального
поля использованы в криолиниях и трубопроводах других магнит-
ных систем ИТЭР, а также в крионасосах тора и инжектора быстрых
нейтральных атомов. Различие заключается в том, что подводящие
(отводящие) трубопроводы крионасосов тора имеют внутри три хо-
лодные трубы, а трубопроводы инжектора и криостата — по шесть
холодных труб.
В систему криолиний входят также две идентичные линии по 100 м
длиной для соединения гелиевых установок криогенного комплекса
с главным корпусом токамака, в котором установлены концевые
криогенные устройства холодных блоков.
20.2. ОПИСАНИЕ КОНСТРУКЦИЙ ОТДЕЛЬНЫХ СИСТЕМ
«Теплые» газовые компрессоры. Винтовые компрессоры явля-
ются основной конструкцией рефрижератора-ожижителя гелия.
Один компрессор имеет три агрегата первой ступени сжатия от р =
= 0,1 МПа до р = 0,36 МПа, два агрегата компрессора второй ступе-
ни сжимают гелий до 1,9 МПа. Компрессор оборудован двумя сепа-
раторами для очистки гелия от масла, используемого в компрессоре
для смазки, и охлаждается водой. Малое количество оставшегося
в гелии масла после сепаратора второй ступени отделяется тремя
фильтрами и, наконец, абсорбируется активированным углем. Два
гелиевых винтовых компрессора используются в холодном гелиевом
контуре при температуре 80 К.
Два центробежных компрессора применяются в подсистеме жид-
кого азота. Компрессоры гелиевого ожижителя снабжены осушите-
лями гелия в контуре при 80 К.
Криогенные гелиевые установки — ожижители-рефрижера-
торы (КГУ-О-Р). Конструкция ожижителя гелия основана на моди-
фицированном модуле ожижителя ЦЕРНа холодопроизводительно-
стью 18 кВт при рабочей температуре Го = 4,5 К. В схеме модуля
(рис. 20.5) предусмотрена ступень предварительного охлаждения
жидким азотом с циклом на трех уровнях давления Не. Ожижитель
гелия состоит из первой ступени предварительного охлаждения жид-
ким азотом, нескольких теплообменников, охлаждаемых обратным
потоком, и четырех холодных гелиевых турбин—детандеров.
Гелиевый ожижитель L-образной формы (рис. 20.6) состоит из
двух вакуумных цилиндров (вертикального и горизонтального).
Вертикальный цилиндр диаметром 4 м и высотой 9 м включает
в себя все гелиевые теплообменники. Горизонтальный цилиндр
диаметром 3,5 м и длиной 12 м содержит все холодные турбины,
криогенные клапаны и азотную ванну.
Гелиевый контур при 80 К включает в себя два вертикальных
холодных блока высотой по 8 м и два вспомогательных блока с жид-
236
Рис. 20.5. Криогенная гелиевая установка КГУ-О-Р и Г, 5-диаграмма
Рис. 20.6. Общий вид модуля КГУ-О-Р (прототип КГУ-О-Р ЦЕРНа)
237
ким азотом высотой по 5 м. Все эти блоки имеют стандартную
(общепринятую) конструкцию.
Вертикальный блок состоит из теплообменников, охлаждаемых
обратным потоком Не. Вспомогательный блок включает в себя азот-
ную ванну и гелиевый теплообменник, погруженный в эту ванну.
Подсистема жидкого азота оборудована двумя вертикальными
холодными блоками высотой по 10 м и двумя детандерами. Эти бло-
ки также имеют стандартную конструкцию, аналогичную конструк-
ции воздухоразделительных установок.
Типовые вспомогательные холодные блоки магнитной систе-
мы. Все вспомогательные холодные блоки магнитной системы име-
ют одинаковую конструкцию. Вертикальное поперечное сечение
вспомогательного холодного блока катушек тороидального поля
показано на рис. 20.7, этот блок включает в себя следующие элементы:
• вертикальноориентированную цилиндрическую вакуумную
оболочку 1 с выводами общего трубопровода 5 и двух криолиний
катушек тороидального поля 6;
Рис. 20.7. Поперечное сечение вспомогательного холодного блока кату-
шек тороидального магнитного поля
238
• два циркуляционных гелиевых насоса 7 (на рисунке показан
только один);
• ванну с жидким гелием 2;
• теплообменник для закритического гелия пластинчатого и ореб-
ренного типа 3, погруженный в гелиевую ванну 2;
• холодные клапаны 4;
• криогенные датчики и нагреватель как имитатор нагрузки.
Контроль постоянной тепловой нагрузки гелиевого ожижите-
ля. Испытания на ИТЭР начнутся с экспериментов с водородной,
а затем дейтериевой плазмой при минимальной тепловой нагрузке
и пониженном уровне пульсации в плазме. Затем будут проведены
эксперименты с тритием также при сниженном уровне тепловых
нагрузок в течение разрядного импульса в плазме и при сниженных
значениях силы тока в плазме или увеличенных интервалах времени
(паузах) между разрядами.
Гелиевый ожижитель сконструирован так, чтобы обеспечить
необходимую потребность в несколько уменьшенной холодопроиз-
водительности по сравнению с номинальной в течение первых
нескольких лет. Рабочие характеристики ожижителя по производст-
ву жидкого гелия соответствуют изменениям рабочих параметров
пульсирующей плазмы, включая следующее: один период продол-
жительностью несколько часов при параметрах плазмы, соответст-
вующих максимальной тепловой нагрузке, и следующий период в
несколько часов при сниженных пульсациях параметров плазмы.
При уменьшенных пульсациях плазмы часть жидкого гелия, произ-
веденного ожижителем, накапливается в танке для хранения жидко-
го гелия в целях последующего его использования в режимах с мак-
симальной тепловой нагрузкой. Эти рабочие режимы циклически
повторяются.
Предусмотрена следующая упрощенная процедура подготовки
системы криогенного обеспечения токамака к рабочим режимам раз-
ряда в плазме:
• проводится проверка уровня жидкого гелия в ванне каждого
вспомогательного холодного блока. Если объем гелия больше 20 м3,
возможны режимы с максимальной тепловой нагрузкой. Если же
объем жидкого гелия меньше 20 м3, то в течение 4—10 ч допускают-
ся режимы в плазме при уменьшенной тепловой нагрузке до тех пор,
пока объем жидкого гелия в танке не превысит 20 м3;
• согласно разработанным сценариям исследований в плазме те-
пловая нагрузка в серии разрядных импульсов фиксируется, при
этом скорости вращения валов холодных циркуляционных насосов и
холодных компрессоров (следовательно, и расход гелия) регулиру-
ются, оставаясь постоянными в последующих разрядах в плазме;
239
• уменьшение холодопроизводительности ожижителя достига-
ется снижением рабочего давления прямого потока от 1,8 до
1,3 МПа.
Одним из наиболее трудновыполнимых требований для гелиево-
го ожижителя является теплосъем высоких пульсирующих тепловых
потоков, возникающих в сверхпроводящих катушках магнитной сис-
темы, поскольку обычные ожижители обеспечивают устойчивый
режим только при небольших колебаниях тепловой нагрузки.
Для сглаживания пульсаций тепловой нагрузки разработана спе-
циальная процедура охлаждения. Каждый вспомогательный холод-
ный блок оборудован байпасным клапаном, который пропускает
часть потока гелия, нагретого в магнитной системе, и возвращает его
в катушки, минуя теплообменник в ванне с жидким гелием. Эта про-
цедура контроля основана на периодическом открытии и закрытии
байпасного клапана в целях регулирования температуры закритиче-
ского гелия в теплообменнике вспомогательного холодного блока.
Во вспомогательный холодный блок входят следующие дополни-
тельные клапаны и регуляторы (см. рис. 20.7):
• контрольный клапан для обеспечения постоянного уровня
жидкого гелия в ванне каждого вспомогательного холодного блока
при текущей тепловой нагрузке;
• регулятор скорости вращения валов (подачи) холодных ком-
прессоров и циркуляционных насосов для жидкого гелия в соответ-
ствии с ожидаемой тепловой нагрузкой;
• контрольный клапан для регулировки массового расхода;
• регулятор электрического нагревателя для обеспечения посто-
янной тепловой нагрузки в ванне с жидким гелием в случаях сниже-
ния ее за счет потока закритического гелия из магнитной системы;
• холодный клапан для поддержания постоянного давления
паров гелия на входе в холодный компрессор. Благодаря работе это-
го клапана постоянный поток гелия возвращается в холодный ком-
прессор даже в случае, когда тепловая нагрузка в ванне с жидким
гелием поднимается выше значения, на которое настроен холодный
компрессор.
При проектировании системы криогенного обеспечения ИТЭР бы-
ло выполнено компьютерное моделирование процесса охлаждения
катушек полоидального и тороидального магнитных полей, криоста-
та вместе с корпусом катушек с обеспечением контроля активного ох-
лаждения и использованием байпасных клапанов. Для моделирова-
ния охлаждения использовался код VINCENTA, версия 4.2. Этот код
позволяет исследовать переходные процессы при решении тепловой
240
и гидродинамической задач, получать профили температур, термиче-
ские сопротивления между различными слоями катушек и магнитных
структур. Он моделирует (в пространстве и во времени) неоднород-
ное распределение тепловых нагрузок, возникающих вследствие вих-
ревых токов и ядерного нагрева в катушках и магнитных структурах.
В этот код были включены модели криолиний, гелиевых вводов,
теплообменников вспомогательных холодных блоков, байпасных
клапанов, предназначенных для активного сглаживания пульсаций
тепловой нагрузки, а также гелиевых циркуляционных насосов.
Контроль активного охлаждения осуществляется повторными
открытием и закрытием байпасного клапана при циклически
повторяющемся росте температуры гелия на входе в проводник или
увеличении тепловой нагрузки в проводниках катушек тороидально-
го магнитного поля. Необходимость использования кода VINCENTA
для анализа контроля активного охлаждения объясняется тем, что
код позволяет точно выбирать возможный рост температуры провод-
ника и гарантировать, что она не выйдет за установленные пределы.
Результаты численных теплового и гидравлического моделирова-
ний контроля за охлаждением показали, что температура проводни-
ков катушек тороидального, полоидального магнитных полей и
криостата не достигает максимального значения. Однако рабочая
температура холодного гелиевого компрессора должна жестко под-
держиваться на уровне 4,3 К.
Так, например, на рис 20.8 показаны результаты моделирования
тепловых процессов для самого крупного элемента магнитной систе-
мы — катушки тороидального магнитного поля с кожухом. Были
сравнены два различных процесса охлаждения: 1) без сглаживания
Рис. 20.8. Эволюция обшей тепловой нагрузки катушек тороидального маг-
нитного поля:
а — без активного контроля и регулирования охлаждения, б — с использованием
системы активного контроля и регулирования,------общая тепловая нагрузка
гелиевого ожижителя,-------осредненная тепловая нагрузка
241
пульсаций тепловой нагрузки; 2) с использованием системы
активного контроля за охлаждением. Как видно из рис. 20.8, а, теп-
ловая нагрузка гелиевого ожижителя изменяется в течение каждого
импульса в плазме от 20 до 30 кВт, если система активного контроля
не используется. Использование системы активного контроля и регу-
лирования (рис. 20.8, б) приводит к тому, что практически постоян-
ная нагрузка (25 кВт) устанавливается в гелиевом ожижителе уже
после третьего импульса.
20.3. ПРОЦЕДУРА ОХЛАЖДЕНИЯ ИТЭР ОТ 300 ДО 4,5 К
Сценарий охлаждения ИТЭР главным образом определяется
охлаждением магнитной системы. Процесс охлаждения подразделя-
ется на две стадии: 1) от 300 до 80 К; 2) от 80 до 4,5 К.
В течение первой стадии температура гелия на входе постепенно
снижается со скоростью 0,4—0,5 К/ч. Скорость охлаждения опреде-
ляется допустимым значением механических напряжений. Посте-
пенное охлаждение обеспечивается потоком сжатого гелия из ожи-
жителя. Анализ переходных процессов охлаждения магнитной
системы показал, что наибольшее гидравлическое сопротивление из
всех конструкций ИТЭР имеют катушки тороидального магнитного
поля. Градиент температуры вдоль проводника катушек достигает
40 К в процессе охлаждения со скоростью 0,5 К/ч. Катушки полои-
дального поля, криостат, другие элементы магнитной системы и эле-
менты тепловой защиты при 80 К охлаждаются по той же схеме, что
и катушки тороидального поля, так как все элементы магнитной сис-
темы должны быть одновременно охлаждены, чтобы обеспечива-
лось тепловое равновесие. Схема постепенного охлаждения основа-
на на регулировании температуры потока гелия посредством соот-
ветствующего долевого смешения теплого и с температурой 80 К
потоков гелия. В этом цикле охлаждения гелий, проходя через
катушки, возвращается в теплообменник ожижителя, а холодный
азот — в подсистему жидкого азота. При этом подсистема жидкого
азота работает в наиболее эффективном рефрижераторном режиме.
Холодопроизводительность подсистемы жидкого азота может быть
существенно увеличена в режимах пиковой тепловой нагрузки.
Общая холодопроизводительность подсистемы жидкого азота для
охлаждения магнитной системы вместе с элементами тепловой
защиты и узлами крепления равна 900 кВт (см. выше). Как ожидает-
ся, продолжительность первой стадии охлаждения ИТЭР не превы-
сит 20 дней.
Закритический гелий используется для охлаждения ИТЭР на вто-
рой стадии — от 80 до 4,5 К. Постепенное снижение температуры
циркулирующего гелия обеспечивается уменьшением доли газооб-
242
разного гелия, имеющего температуру 80 К (потока гелия, охлаж-
денного в азотном теплообменнике). Холодный клапан, входящий
в блок холодных клапанов ожижителя, регулирует расход обратного
потока гелия через теплообменник ожижителя, обеспечивая тем
самым необходимый уровень температуры. На этой стадии охлажде-
ния потребление жидкого азота такое же, как и в оптимальном режи-
ме работы модуля с жидким азотом при температуре 4 К.
Ожидается, что продолжительность второй стадии охлаждения
не превысит 7 дней.
Процедура возвращения (отогрева) охлажденного ИТЭР в теплое
состояние обратна процедуре охлаждения. Скорость нагрева от 80
до 310 К не должна превышать 0,5 К/ч.
20.4. ПЕРЕКАЧКА ГЕЛИЯ В ХОЛОДНЫЙ РЕЗЕРВНЫЙ ТАНК В ПЕРИОД РАЗРЯДА
Примерно 5 МДж энергии будет выделяться внутри радиальных
пластин и в кожухах 18 катушек тороидального магнитного поля в
период разряда. Выделение этой энергии имеет нестационарный
характер, результатом чего является рост температуры радиальных
пластин катушек тороидального поля от 4,5 до примерно 50 К в
течение 15 с. Вследствие этого роста температуры из 18 катушек
тороидального поля и их кожухов выталкивается 40 и 12 м3 гелия
соответственно.
С целью избежать потерь гелия в атмосферу в состав гелиевой
системы ИТЭР включен танк для хранения газообразного гелия вме-
стимостью 700 м3. Этот танк охлаждается до 80 К, устанавливается
на расстоянии 60 м от корпуса токамака и связан с магнитной систе-
мой через систему трубопроводов.
Код VINCENTA (версия 4.2) был использован и для анализа про-
цесса перекачки гелия в холодный резервный танк. В основу анализа
была положена энергия разряда, имеющая место в конце фазы чет-
вертого импульса в плазме. Регулирующие клапаны холодных кон-
цевых устройств и блока холодных клапанов открываются, когда
давление гелия достигает 1,6 МПа.
Главной целью этого переходного анализа по перекачке гелия из
танка в рефрижератор является определение необходимого диаметра
протяженной гелиевой подающей линии. Диаметр этой линии выби-
рается из условия ограничения давления гелия (~2,5 МПа) в крио-
генном трубопроводе и гелиевом циркуляционном насосе.
Приведем основные результаты анализа.
• Подающая (подводящая) линия должна обеспечить макси-
мальный расход гелия, равный 140 кг/с, в первые 15 с после начала
первого разрядного импульса. Затем расход экспоненциально дол-
жен уменьшаться до нуля в течение последующих 130 с.
243
• Длина подающей (подводящей) линии равна 60 м, диаметр —
300 мм.
• Диаметры двух параллельных в форме полукольца 100-метро-
вой длины трубопроводов, которые соединяют концевые криогенные
устройства вспомогательных холодных блоков катушек тороидаль-
ного поля с общей подающей (подводящей) линией, составляют
100 мм.
• Трубопровод кожуха катушки тороидального поля, соединяю-
щий блок холодных клапанов кожуха с подводящей линией, имеет
диаметр 150 мм и длину 40 м.
• Максимальное давление гелия внутри 18 обмоток катушек то-
роидального поля равно 12 МПа. Однако максимальные давления на
входе в регулирующие клапаны катушки тороидального поля и ее
кожуха соответственно составляют 2,5 и 2,0 МПа.
• Охлаждение катушек тороидального поля в первые 12 с после
начала разрядного импульса осуществляется благодаря активному
термическому контакту между «горячей» радиальной пластиной и
«холодным» проводником катушек. Однако доля дополнительной
энергии не превышает 10 % общих тепловыделений (общей отводи-
мой энергии) и составляет 5 МДж. Эта дополнительная энергия
практически не влияет на повышение давления в подающей линии.
20.5. ОХЛАЖДЕНИЕ КАТУШЕК ТОРОИДАЛЬНОГО ПОЛЯ
ПОСЛЕ БЫСТРОГО РАЗРЯДА
В результате быстрого разряда и сопутствующего ему выделения
энергии температура катушек тороидального поля и их кожухов повы-
шается до 50 К. При этом необходимо организовать охлаждение
в целях снижения температуры этих элементов до рабочего уровня.
Разработан специальный процесс охлаждения обмоток и кассет
(кожуха) катушек тороидального поля и параллельно установленных
катушек полоидального поля. Задачей этого процесса является мак-
симальное снижение времени охлаждения. Процесс охлаждения раз-
деляется на два этапа:
1) охлаждение от 50 до 10 К. На этой стадии гелиевый ожижи-
тель работает с максимальной холодопроизводительностью, равной
72 кВт;
2) охлаждение от 10 до 4,5 К осуществляется закритическим гели-
ем. На этой стадии гелиевый ожижитель работает с максимальной
производительностью (по жидкому гелию), составляющей 0,2 кг/с.
На первом этапе охлаждения часть вырабатываемого холода (око-
ло 20 кВт) требуется для поддержания катушек полоидального поля
при температуре 4,5 К, а другая часть (52 кВт) расходуется для охла-
ждения обмоток и кассет катушек тороидального поля. Массы охла-
244
ждаемых 18 катушек и их кожухов равны 1,71 и 1,84 т соответствен-
но. При этом 25 кВт холода требуется для охлаждения катушек
и 27 кВт — для охлаждения кожухов (кассет).
В начале второго этапа охлаждения тепловая нагрузка ожижителя
ниже 72 кВт, хотя при этом поток гелия через обмотки и кассеты
катушек возрастает. На этой стадии гелий накапливается в холодном
танке и повторно ожижается для заполнения каналов охлаждения
катушек и кассет тороидального поля закритическим гелием с тем-
пературой 4,5 К и давлением 0,5 МПа. Требуется также 20 кВт холо-
да для обмоток полоидального поля и криостата.
Анализ тепловых и гидравлических переходных процессов позво-
лил определить время охлаждения катушек тороидального поля при
установленной постоянной тепловой нагрузке ожижителя-рефриже-
ратора 25 кВт. Массовый расход гелия при этом изменяется от
максимального до минимального.
На основе использования кода VINCENTA (версия 3.9) получено
также следующее:
время охлаждения катушек тороидального поля от 50 до 10 К
составляет 28 ч;
требуется 12 ч для заполнения жидким гелием с температурой
4,5 К резервуара вместимостью около 40 м3, если производитель-
ность гелиевого ожижителя равна 0,1 кг/с.
Ожидается, что время охлаждения кассет катушек тороидального
поля будет таким же, так как массы этих двух элементов примерно
одинаковые.
Принимая во внимание вышеизложенное, следует считать, что
весь период охлаждения катушек и кассет тороидального поля будет
составлять от 2 до 2,5 дней.
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ И ЗАДАНИЯ (ПО РАЗДЕЛАМ)
Раздел I
1. Что такое явления переноса?
2. Дайте определение процессам диффузии, вязкости и теплопроводности.
3. Опишите особенности процессов переноса в высоком вакууме.
4. Каков характер зависимости коэффициента диффузии от давления?
5. Как изменяется теплопроводность с уменьшением давления в системе?
6. Каковы особенности внутреннего трения при высоком вакууме?
7. Как зависит динамическая вязкость от давления?
8. Каковы собенности теплопередачи в разреженном газе?
9. Какова зависимость коэффициентов переноса от температуры?
10. Напишите формулу для критерия режима течения газа в вакууме.
11. Что такое проводимость элемента вакуумной системы?
12. Что такое поток газа?
13. Как рассчитывается проводимость короткой трубы?
14. В чем заключается основное различие течений газа в длинной трубе и в диа-
фрагме (отверстии)?
15. Как зависит проводимость элементов вакуумной системы от давления в об-
ластях низкого, среднего и высокого вакуума?
16. Что такое эффективная быстрота действия?
17. В чем заключаются особенности расчета времени откачки влажного воздуха?
18. На каких принципах основано действие вакуумных насосов?
19. Каковы физические основы молекулярной откачки?
20. Каковы две принципиальные схемы молекулярной откачки?
21. Чем объясняется избирательность молекулярных насосов при откачке газов
с различной молярной массой?
22. Надо ли устанавливать высоковакуумную ловушку на входе в молекулярный
насос?
23. Что такое сорбция?
24. Перечислите виды сорбции.
25. Какими эффектами определяется физическая адсорбция?
26. Напишите уравнение для энергии взаимодействия двух молекул.
27. В чем различие между физической адсорбцией и хемосорбцией?
28. Чем обусловлено наличие двух минимумов на кривой потенциальной энер-
гии взаимодействия молекул?
29. Почему энергия активации многоатомной молекулы при сорбции меньше
энергии диссоциации?
30. Какой из эффектов взаимодействия является основным для полярных мо-
лекул?
31. Объясните механизм ожижения инертного газа.
32. Как Ленгмюр обосновал возможность процесса адсорбции?
33. Почему процесс адсорбции экзотермический? Дайте обоснование.
246
34. От каких факторов зависит время пребывания молекулы газа на поверхности
адсорбента?
35. Опишите стадии процесса сорбции молекул газа адсорбентом.
36. Что такое изотермы и изостеры сорбции?
37. Напишите гиперболическое уравнение изотермы адсорбции (изотермы Лен-
гмюра).
38. Что такое удельная сорбционная емкость?
39. Каков механизм поглощения молекул газа адсорбентом?
40. Объясните механизмы откачки геттерно-ионных насосов.
41. Какого предельного давления можно достичь при откачке воздуха геттерным
насосом?
42. Каков механизм откачки инертных газов в геттерно-ионных насосах?
43. В чем заключается катодная откачка?
44. Опишите механизм откачки газов в магнитноразрядном насосе.
45. Какова зависимость удельной быстроты дейцствия крионасоса от толщины
криослоя?
46. Каковы оптимальные параметры формирования криослоя газового конденсата?
47. Как влияют примеси на сорбционную емкость газового конденсата?
48. В чем заключается механизм криозахвата?
49. Перечислите способы охлаждения теплозащитных экранов.
Раздел II
1. Опишите схему высоковакуумной установки с масляной откачкой.
2. Каковы особенности схемы высоковакуумной установки с безмасляной откачкой?
3. Опишите схему высоковакуумной установки с турбомолекулярной откачкой.
4. Назовите способы прогревания элементов сверхвысоковакуумных систем.
5. Какова технология подготовки сверхвысоковакуумных систем?
6. Каково назначение клапана-дросселя в форвакуумной части вакуумной сис-
темы?
7. С какой целью в высоковакуумной системе предусмотрена байпасная линия?
8. Сравните характеристики высоковакуумных систем с масляной и безмасля-
ной откачкой.
9. Приведите возможные схемы расчета площади поверхности криопанели.
10. Укажите рекомендуемые значения коэффициентов использования высоко- и
форвакуумных насосов.
11. Каково соотношение между давлением газа вблизи криопанели и равновес-
ным давлением адсорбированных газов?
12. Как можно определить сорбционную емкость адсорбента?
13. Приведите схему теплового расчета крионасоса.
14. Как выполняется расчет расхода криоагента, потребляемого крионасосом?
15. Приведите возможные схемы криопанелей и способы их охлаждения.
16. Перечислите способы уменьшения теплопритоков к криопанели и теплоза-
щитным экранам.
17. Чем определяется эффективность теплозащитного экрана?
18. Каковы режимы работы криогенных насосов?
19. Какими факторами определяется минимальное рабочее давление в системе?
20. Какие конструктивные материалы рекомендуются к применению в высоко-
вакуумных системах?
21. Какова технология получения неразборных вакуумных соединений из раз-
личных материалов?
247
Раздел III
1. Назовите параметры вакуумных систем термоядерных установок различных
поколений.
2. В чем заключается суть диверторной откачки?
3. Какие средства вакуумной откачки можно использовать в ТЯУ и реакторах?
4. Что такое первая стенка?
5. Какие особенности вакуумных систем в установках с первой стенкой с со-
вмещенными и раздельными функциями?
6. Опишите варианты компоновки модуля блока откачки разрядной камеры.
7. Перечислите режимы работы вакуумной системы ТЯУ.
8. Приведите структуру основных элементов вакуумной системы ТЯУ.
9. Опишите структуру и состав вакуумной системы инжектора быстрых ней-
тральных атомов.
10. Каковы основные параметры вакуумной системы ИТЭР?
11. Дайте схему крионасоса ИТЭР.
12. Опишите механизмы откачки смеси газов в крионасосе ИТЭР.
13. Каковы режимы работы крионасоса ИТЭР?
14. Приведите схему сепарации аргона.
Раздел IV
1. Что такое охлаждение? Назовите виды охлаждения.
2. Дайте понятия холода и холодопроизводительности.
3. Каковы теплофизические свойства криоагентов и особенности свойств гелия?
4. Напишите обобщенное уравнение первого и второго начал термодинамики.
5. В чем заключается физический смысл термодинамического и химического
потенциалов?
6. Что такое термомеханические методы охлаждения?
7. Что такое дросселирование?
8. Дайте понятие дифференциального дроссель-эффекта. Укажите область его
положительных значений.
9. Сравните термодинамическую эффективность дросселирования и детанди-
рования.
10. Напишите уравнение изменения температуры криоагента при детандировании.
11. Перечислите способы понижения давления прямого потока в криогенной ус-
тановке.
12. Какова основа для выбора расчетных контуров криогенной установки?
13. Приведите схему расчета давления прямого потока.
14. Как выполняется оптимизация параметров криогенной установки?
Раздел V
1. Какие основные параметры СКО инжектора?
2. Пиведите блок-схему СКО инжектора.
3. Каков способ охлаждения КП инжектора?
4. Опишите структуру СКО больших токамаков.
5. Сравните параметры СКО при охлаждении СОТП двухфазным и закритиче-
ским гелием.
6. Опишите основные параметры СКО ИТЭР
7. Какова структура системы криолиний в ИТЭР?
8. Приведите схему конструкции кольцевого турбопровода ИТЭР.
9. Каковы особенности КГУ-О-Р ИТЭР?
248
ЛИТЕРАТУРА
1. Вакуумная техника: Справочник / Е.С. Фролов, В.Е. Минайчев,
А.Т. Александрова и др.; Под общей ред. Е.С. Фролова, В.Е. Минайчева. М.:
Машиностроение, 1992.
2. Розанов Л.Н. Вакуумная техника: Учебник для вузов. М.: Высшая школа,
1990.
3. Глазков А.А., Саксаганский Г.Л. Вакуум электрофизических установок
и комплексов. М.: Энергоатомиздат, 1985.
4. Хэфер Р. Криовакуумная техника. М.: Энергоатомиздат, 1983.
5. Бродянский В.М., Семенов А.М. Термодинамические основы криогенной
техники. М.: Энергия, 1980.
6. Расчет криогенных установок: Учебное пособие для холодильных и техно-
логических вузов / Под ред. С.С. Будневича. Л.: Машиностроение, 1979.
7. Теория и расчет криогенных систем: Учебник для вузов / А. М. Архаров
и др. М.: Машиностроение, 1978.
8. Проект ДЕМО. Основы концепции демонстрационного термоядерного реак-
тора ДЕМО. Ч. II. М.: РНЦ «Курчатовский институт», 1993.
9. Technical Basis for the ITER-FEAT Final Design Report. 2001. P. 21.
249
предметный указатель
Адсорбция 40
Бародиффузия 5
Блок криостатирования 222, 228
Быстрота откачки 32
— удельная 72
Вакуум высокий 9
- низкий 9
- средний 9
Вакуумно-технологические
требования 148
Внутренняя энергия 44, 179
Время релаксации 5
- жизни ионов гелия 136
Выхлоп 189
Вязкость 5,12
-динамическая 13
Газовый конденсат 77
Газонатекание 118
Газопроницаемость 118
Геттер 58
- нераспыляемый 141
Давление равновесное адсорбирован-
ных газов 98
Демонстрационный реактор (ДЕМО) 3
Десорбция 43
Детандирование 187
Диверторная откачка 137
Дифференциальное уравнение Макс-
велла 184
Дифференциальный
дроссель-эффект 184
Диффузия 5
Идеальные циклы 192
Изостеры (изоники) сорбции 44
Изотермический дроссель-эффект 205
Изотермы сорбции 44
Изотопы водорода — дейтерий, три-
тий 139, 140
Инжектор быстрых нейтральных ато-
мов 15, 211
250
Кинетика накопления гелия 136
Комплекс высокочастотного
нагрева 150
Концентрация молекул 19
— равновесная 7, 136
Коэффициент адсорбируемости 74
- аффинности 99
- диффузии 92
- захвата 81
- линейного расширения 122
- регенерации 92
- теплоотдачи 11
- формы зерна 92
КПД эксергетический 207
- электромеханической передачи 207
Кривая инверсии 185
Криоагент 176
Криогенная техника 173
Криогенные гелиевые
установки 229, 237
Криозахват 161
Криолиния 234, 235
Криоосадок 77
Криопанель 81
Криостат 150
Манометр Баярд-Альперта 66
Международный термоядерный экс-
периментальный реактор 3, 291
Молекулярная откачка 31
Насос вакуумный Геде 31, 35
- геттерно-ионный 53, 59
- геттерный 58
- Зигбана 36
- ионный 56
- криогенный (крионасос) 83, 162, 168
- криосорбционный 75, 77
- пароструйный (диффузионный) 84
- поверхностного действия 53, 151
- сорбционный 54
- турбомолекулярный (Беккера) 37, 38
- Хольвека 35
- цеолитовый 55
Обезгаживание 121
Окклюзия 40
Откачка безмасляная 87
- криогенная 71
- конденсационная 71
- масляная 84
- турбомолекулярная 88
Откачной модуль 156
Охлаждение внешнее 175
- внутреннее 179
Первая стенка 147
— с разделенными функциями 149
— с совмещенными функциями 147
Подсистема азотного обеспечения 212
- гелиевого обеспечения 212
Потенциал взаимодействия 49
- Гельмгольца 179
-химический 179
Принципы вакуумной откачки 29
Проводимость 16
- диафрагмы (отверстия) 16
- длинной трубы 16, 18
- короткой трубы 17
Работа удельная 174
Разрядная камера 147, 153
Расход объемный 20
Реактор 134
Рефрижератор 203, 204
Сверхпроводящие обмотки торои-
дального поля 224
Свободная энергия 44, 179
Сепарация 167
Система криовакуумной откачки 157
- криогенного обеспечения 168, 211,
220
- криораспределения 231
Скачок температур 12
- скорости 11
Скорость средняя арифметическая 6
— квадратичная 17
- формирования слоя 79
Сорбция 40
Спай несогласованный 123
Спай согласованный 122
Средняя длина свободного пробега 6
- кинетическая энергия молекулы 10
Температура инверсии 185
Теорема об изменении кинетической
энергии 16
Тепловая защита 90
- развязка 111
Теплоемкость 10
Теплозащитные экраны 112
Теплопроводность 5, 10
Теплота адсорбции 44
Термодиффузия 5
Течение вязкостное 15
-молекулярно-вязкостное 15
- молекулярное 15
- со скольжением 15
Токамак 3, 152
Трение внутреннее 12
Уравнение адсорбции гиперболичес-
кое 45
- - БЭТ 47
— Генри 74
— Фрейндлиха 74
- Дубинина—Радушкевича 99
- Дэшмана 22
- Смолуховского 22
Условия нормальные 9
Число Кнудсена 15
Электродиффузия 5
Энергия взаимодействия молекул 48
Энтропия 44, 179
Эффект Джоуля 181
- Джоуля—Томсона 181
- Пелтье 180
- Ранка 181
- Сименса—Клода 181
- Симона 181
Эффекты физического взаимодейст-
вия 48
Явления переноса 5
251
ОГЛАВЛЕНИЕ
ПРЕДИСЛОВИЕ 3
Раздел I. ОСНОВЫ ВАКУУМНОЙ ТЕХНИКИ 5
Гла ва 1. Физические процессы в вакууме. Явления переноса 5
1 1 Общие положения 5
1 2 Приближенное обобщенное математическое описание явлений
переноса 6
1 3 Диффузия газов 7
14 Перенос тепла 10
1 5 Вязкость 12
Гла ва 2. Течение газа в вакууме 15
2 1 Общие положения 15
2 2 Вязкостный режим течения 16
2 3 Молекулярный режим течения 17
2 4 Молекулярно-вязкостный режим течения 23
2 5 Примеры расчета проводимости 24
2 6 Расчет времени откачки 25
Глава 3. Принципы вакуумной откачки. Молекулярная откачка 29
3 1 Принципы вакуумной откачки Классификация вакуумных
насосов 29
3 2 Основы молекулярной откачки 31
3 3 Конструкции молекулярных насосов 35
Глава 4. Процессы на поверхности твердых тел. Сорбция 40
4 1 Общие положения 40
4 2 Гиперболическое уравнение изотермы адсорбции 45
4 3 Механизм поглощения молекул газа адсорбентом 48
4 4 Время адсорбции 51
Глава 5. Насосы поверхностного действия (НПД) 53
5 1 Классификация НПД 53
5 2 Сорбционные насосы 54
5 3 Ионные насосы 56
5 4 Геттерные насосы 58
5 5 Геттерно-ионные насосы 59
252
Глава 6. Криогенная откачка 69
6 1 Криоконденсационная откачка 70
6 2 Криоадсорбционная откачка 73
6 3 Криосорбция на газовых конденсатах 77
6 4 Конструкции высоковакуумных криогенных насосов 81
Раздел II. ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ВАКУУМНЫХ СИСТЕМ 84
Глава 7. Типовые вакуумные системы 84
7 1 Высоковакуумная установка с масляной откачкой 84
7 2 Комбинированная вакуумная система 86
7 3 Высоковакуумная система с безмасляной откачкой 87
7 4 Высоковакуумная установка с турбомолекулярной откачкой 88
Глава 8. Методика расчета и проектирования криовакуумных насосов
(КВН) 90
8 1 Структурная схема КВН 90
8 2 Схема проектного расчета КВН 91
8 3 Пример проектного расчета крионасоса для откачки
гелий-водородной смеси 103
Глава 9. Конструктивные особенности крионасосов ПО
9 1 Конструкции криопанелей (КП) ПО
9 2 Теплозащитные экраны Тепловая изоляция 112
9 3 Режимы работы криогенных насосов 116
Глава 10. Некоторые вопросы высоковакуумной технологии 118
10 1 Конструктивные материалы высоко- и сверхвысоковакуумных
систем 118
10 2 Неразборные вакуумные соединения 122
10 3 Разборные вакуумные соединения 127
Раздел III. ВАКУУМНЫЕ СИСТЕМЫ ТЕРМОЯДЕРНЫХ УСТАНОВОК
(ТЯУ) И РЕАКТОРОВ (ТЯР) 134
Глава 11. Особенности вакуумных систем ТЯУ 134
111 Основные параметры вакуумных систем 134
112 Выбор средств вакуумной откачки 138
Глава 12. Структура и состав вакуумных систем ТЯУ 145
12 1 Структура вакуумных систем 145
12 2 Компоновка и технологическая подготовка разрядной камеры 147
12 3 Вакуумные системы инжектора, криостата, комплекса
высокочастотного нагрева 150
12 4 Комплекс вакуумной откачки разрядной камеры 153
Глава 13. Система криовакуумной откачки термоядерного реактора 157
13 1 Общая характеристика вакуумной системы 158
13 2 Описание системы вакуумной откачки разрядной камеры 161
13 3 Режимы работы криогенного насоса 163
253
13.4. Сепарация аргона...................................166
13.5. Конструкция крионасоса.............................168
13.6. Компоновка вакуумной системы.......................171
Раздел IV. ОСНОВЫ КРИОГЕННОЙ ТЕХНИКИ. МЕТОДЫ
ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР....................................173
Глава 14. Особенности области криогенных температур............173
14.1. Общие сведения о криогенной технике................173
14.2. Некоторые основные термодинамические понятия
иопределения.............................................175
14.3. Теплофизические свойства некоторых криоагентов.....176
Глава 1S. Основные процессы для получения низких температур....179
15.1. Общая характеристика и классификация термомеханических
методов внутреннего охлаждения...........................179
15.2. Дросселирование (h = const)........................182
15.3. Процесс S = const. Расширение газа в детандере.....187
15.4. Процесс as= const. Выхлоп или свободный выпуск газа
из баллона...............................................189
15.5. Охлаждение за счет вакуумирования парового пространства ... 190
Глава 16. Общие принципы построения схем криогенных
установок (КУ).................................................192
16.1. Идеальные циклы КУ.................................192
16.2. Способы понижения давления прямого потока..........196
16.3. Процесс в СПО с расширением потока в детандере.....200
Глава 17. Методика расчета и оптимизации параметров рабочего тела
в криогенных установках........................................202
17.1. Схема расчета гелиевого рефрижератора с параллельным
включением детандеров.................................202
17.2. Пример расчета гелиевого рефрижератора (ожижителя)
с последовательным включением детандеров............- 208
Раздел V. КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ ТЕРМОЯДЕРНЫХ УСТАНОВОК
И РЕАКТОРОВ....................................................211
Глава 18. Типовая схема криогенного обеспечения (СКО) инжекторов
быстрых нейтральных атомов.....................................211
18.1. Основные параметры СКО инжектора...................211
18.2. Описание структуры СКО инжектора...................212
18.3. Режимы работы СКО инжектора........................215
Глава 19. Система криогенного обеспечения экспериментальных
термоядерных установок^........................................218
19.1. СКО больших токамаков..............................218
19.2. Описание структуры и режимов работы системы........219
19.3. О выборе теплоносителя для охлаждения СОТП.........224
254
Глава 20. Система криогенного обеспечения международного
экспериментального термоядерного реактора......................227
20.1. Общее описание системы ............................227
20.2. Описание конструкций отдельных систем..............236
20.3. Процедура охлаждения ИТЭР от 300 до 4,5 К..........242
20.4. Перекачка гелия в холодный резервный танк в период разряда. . 243
20.5. Охлаждение катушек тороидального поля после
быстрого разряда.........................................244
Контрольные вопросы и задания (по разделам)....................246
Литература.....................................................249
Предметный указатель...........................................250
Учебное издание
Комов Александр Тимофеевич
ВАКУУМНЫЕ И КРИОГЕННЫЕ СИСТЕМЫ
ТЕРМОЯДЕРНЫХ УСТАНОВОК И РЕКТОРОВ
Учебное пособие по курсу
«Вакуумные, криогенные и сверхпроводящие системы »
Редактор Н.Н. Сошникова
Художественный редактор А.Ю. Землеруб
Технический редактор Т.А. Дворецкова
Корректор В.В. Сомова
Набор и верстка выполнены на компьютерах Издательства МЭИ
Оператор В. В. Пак
ЛР№ 020528 от 05.06.97
Подписано в печать с оригинала-макета 24.11.2003. Формат 60x90 /16
Бумага офсетная № 1. Гарнитура «Таймс». Печать офсетная.
Усл. печ. л. 16,0. Усл-кр. отт. 16,5. Уч.-изд. л. 14,3.
Тираж 200 экз Заказ 271 С-018.
Хдательство МЭИ, 111250, Москва, Красноказарменная ул., 14
ия ЦНИИ «Электроника», 117415, Москва, просп. Вернадского, д. 39