/
Автор: Успенский В.А. Кузнецов Ю.М.
Теги: гидротехника вакуумные системы вакуумные насосы движение жидкостей промышленное оборудование
Год: 1973
Текст
ПРЕДИСЛОВИЕ
Из всех видов струйных аппаратов, различающихся по типу
зжектирующен струи, в книге рассмотрены две группы — паро
струйные и газоструйные, рабочими средами в которых
являются водяной пар и газ. Основными достоинствами струй
ных вакуумных насосов являются простота конструкции,
компактность, незначительный износ, возможность работы с за
соренными и агрессивными средами.
Газоструйные насосы (эжекторы), обычно выполняемые
одноступенчатыми, работают с коэффициентом эжекции больше
единицы при незначительном перепаде давлений вблизи атмо
сферного, При необходимости создания более значительных
разрежений применяют одно- и многоступенчатые пароструй
ные насосы. Они могут обеспечивать большие производитель
ности при давлении всасывания от атмосферного до 10~3 мм
рТ. СТ.
..:д|
Эти преимущества обусловили широкое распространение
паро- и газоструйных насосов в различных отраслях промыш
ленности; в технике существует целый ряд производств, прове
дение технологического процесса в которых возможно только
при условии применения струйных вакуумных насосов. Так, в
химической промышленности для удаления газа из вакуумхолодильных и вакуум-кристаллизационных аппаратов при
осуществлении процессов дистилляции, сушки и выпарки
используют в основном многоступенчатые пароэжекторные
насосы. С развитием вакуумной металлургии возникло новое
направление— метод внепечной обработки жидкого металла.
Проведение процесса дегазации металла в ковше стало воз
можным благодаря разработке и применению в промышленных
3
дегазационных установках высоковакуумных пароэжекторных
насосов большой производительности.
В книге обобщены и систематизированы результаты работы
авторов во Всесоюзном научно-исследовательском институте
металлургической теплотехники (ВНИИМТ) по теории, расчету
и конструированию паро- и газоструйных эжекторов, а также
материалы, опубликованные в отечественной и зарубежной
литературе. Разработанный метод расчета проверен на про
мышленных установках. Полученные экспериментальные дан
ные позволяют правильно выбрать конструкцию проточной
части аппаратов этого типа. Так как любая вакуумная система
помимо насоса включает вакуум-провод и откачиваемый объем,
то в книге рассмотрены режимы течения газа, методы расчета
простейшей вакуумной системы с пароьжекторными насосами
и способы измерения вакуума.
Глава I книги написана В. А. Успенским, главы II и III —
Ю. М. Кузнецовым, В. А. Успенским, глава IV — Ю. М. Кузне
цовым.
Глава
I.
ГАЗОВЫЕ ЭЖЕКТОРЫ
ДИНАМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЭЖЕКТИРУЮЩЕЙ
СТРУИ
Динамические характеристики свободной струи в настоящее
время изучены достаточно подробно и закономерности ее разви
тия известны.
В отличие от свободной струи, на всем протяжении которой
происходит подсос окружающего газа, в эжекторах процесс
перемешивания и подсос эжекгируемой среды ограничен стен
ками камеры смешения. Чем больше диаметр смесительного
участка эжектора превышает диаметр сопла, тем длиннее путь
до места соприкосновения струи со стенками и тем большее
количество эжектируемого газа подсасывается в струю.
На рис.. I показаны кривые распределения динамических
напоров в сечениях эжектирующей струи, замеренные на раз
личных расстояниях xfR] от входного сечения /—/ сопла микротрубкой Прандтля. Сопло диаметром £> t =2/?i=28,3 мм нахо
дилось на расстоянии /i = 300 мм от начала цилиндрического
смесительного участка диаметром £>з = 2Rz = 156 мм, длиной
640 мм. За смесительным участком был установлен диффузор
длиной 800 мм; отношение большого диаметра к меньшему
составляло 1,56.
Из рассмотрения полей динамических напоров видно, что до
места соприкосновения со стенками струя (сечение а — а) не
отличается от свободной струи и имеет начальный (длина х')
п основной (длина х" — х') участки. Для изучения этих полей
на начальном участке струи в безразмерных координатах
построены (рис. 2) зависимости отношения динамического
напора Л' в рассматриваемой точке сечения к динамическому
напору на оси струи Ло от отношения расстояния у от этой
точки до оси струи к расстоянию yhJ2 до оси от такой точки,
в которой динамический напор равен половине максимального
напора в этом сечении. Замеры производились на расстояниях
от сопла, равных 0,6—11,5 радиусов сопла.
5
На начальном участке, как и в свободной струе, происходит
деформация полей динамических напоров (кривые /, 2, 3 и 4);
по мере приближения к основному участку деформация полей
изменяется (кривая 5).
точки ложатся на одну кривую. Это указывает на подобие
полей динамических напоров. При этом в ближних сечениях
основного участка динамические напоры меняются от макси
мума на оси струи до нуля у ее границы; таким образом, эти
поля являются полными полями свободной струи. В последую-
*4
l,U
0,5
\
1,0
%>№ч
2,0
Рис. 3. Зависимость динамических напоров
hjho от растояния y/Hhn/2 R a основном участке
струи
Рис. 1. Схема эжектирующей струи
щих сечениях поля динамических напоров воспроизводят лишь
среднюю часть поля свободной струн.
Приведенная на рис. 3 кривая описывается уравнениями
А
-
V Ч/г ) J
[
\ Rn)
0)
или
h0
Рис. 2. Зависимость динамических напоров k/ks от расстояния
Hl'Jhj2 Д л я пяти сечений начального участка струи;
J —при /, — 1Э5 км, j;=S,5 мм, дг/i?, —0,6; 2— при /,=250 мм. 1=63,5 мм,
i'/ffi=4.'f8: 3 — при f| —300 мы, 1=ПЗ,5 мм, xlR,-8,0;
4 — при /, = 200 мм,
*-120.5 мм, -с/Д]-8,5; 5 — г, — 350 мм, л=163 мм, A 7 * I = 1 1 , 5
На рис. 3 аналогичная зависимость построена для основного
участка струи на расстояниях от сопла, равных 11,5—67 радиу
сам сопла. Замеры выполнены как при постоянном положении
сопла, так и при передвижении его вдоль оси. Все опытные
\ '
(2)
где RTp — радиус струи в данном сечении (расстояние от оси
до границы струи).
Величина yh /2 характеризует границу струи в масштабе
0,293, т. е.
р _ Ч/г
(3)
^гр
0,293
Эти уравнения справедливы как для холодной струи, так и
для горящего газового факела, т. е. для струи с переменной в
поперечных сечениях плотностью.
Количество движения в сечениях эжектирующей струн.
Замеренные поля динамических напоров позволяют подсчитать
количество движения секундной массы газов в различных сече
ниях эжектирующей струи, для которой в отличие от свободной
7
струи количество движения не остается постоянным, а зависит ходном сечении сопла можно принять равной нулю (K;2 = 0 ) .
от давления, меняющегося от сечения к сечению. На рис. 4 Тогда секундное начальное количество движения равно
(кривая 1) показано изменение давления по длине эжектора.
-Sj*L + _ G ^ e 0 8 8 КГС)
(4)
Умножая величину Ар (избыточное давление относительно
8
В
давления в начале струи) на площадь сечения F эжектора,
получим силу давления в каждом сечении FAp кгс (кривая 2). где Gi = 270 кгс/ч и G2 = 808 кгс/ч —вес соответственно эжектирующего и эжектируемого воздуха, проходящего через опреде
ленное сечение эжектора.
р,мм Sod. cm.
Полученная величина меньше значения 0,92 кгс, определен
>'
ного выше. Разницу в этих цифрах можно объяснить погреш
10
ностью в опытах, наличием некоторой положительной скорости
10
tH2 подсасываемого воздуха в плоскости выходного сечения
0
и
-III
сопла, а также некоторым нарушением равномерности поля
1 1
скоростей эжектирующего воздуха в этом сечении. Так, если
яге
принять для выходного сечения сопла распределение скоростей
1
2- L
т
по закону степени 1/7, то действительное количество движения
в—
—г
4
будет на 1,5% превышать рассчитанное значение (0,88 кгс).
0,8
•' #
На длине струи х~>х", т. е. после соприкосновения струи со
у
6,6
стенкой,
количество движения уменьшается при одновременном
** _*7 U
росте сил давления. Сумма ординат кривых изменения количе
ства движения (кривая 3) и сил давления (кривая 2) остается
ОЛ
2__|
постоянной (линия 4), т. е.
ч
S
0,2
^
яГР
\Г
4л I" hydy + FAp = const.
(5)
О
ТОО 200 J00 Ш 500 600 700 300 3001000 Х.ММ
о
t
1
:
1
1
1
i
'
О
10
20
SO
W
50
60
70 х,
Из уравнений (4) и (5) получим
-•J
%
Рис. 4. Графики изменения давления и количества движения
. по длине эжектора
Кривая 3 отражает изменение количества движения по длине
струи. Каждая точка кривой 3 получена графическим интегри
рованием соответствующего ноля динамических
напоров,
построенного в координатах hy — y (где h — динамический
напор на расстоянии у от оси). Площадь, ограниченная кривой
в указанных координатах и осью абсцисс, умноженная на
4it т. е. 4л j hydy, численно равна количеству движения в дан'
о
ном сечении. В месте соприкосновения струи со стенкой величи
на игр равна радиусу смесительного участка в этом сечении.
Кривая 3 показываег, что до момента соприкосновения струи
со стенкой (для данного опыта на длине х'' = 392 мм) секундное
количество движения массы газа остается постоянным и рав
ным 0,92. Опыт проведен при скорости истечения из сопла
©i = 115 м/с. Скорость движения эжектируемого воздуха в вы
Offl. + Ofii = 4я У hydy + FAp.
8
s
(6)
о
Экспериментальная проверка работы эжекторов показывает,
что процесс эжекции, связанный с развитием стесненной струи,
с достаточной точностью описывается уравнением импульсов (6).
Изменение динамических напоров вдоль оси эжектирующей
струи. Поля динамических напоров в различных сечениях эжек
тирующей струи позволяют определить как угол раскрытия
струи, так и изменение динамических напоров вдоль ее оси
(рис. 5). Кривая 1 представляет собой зависимость отношения
динамического напора на оси эжектора Ло к начальному дина
мическому напору h\ от расстояния х между сечением и соплом.
На начальном участке динамический напор на оси струи оста
ется постоянным. Начиная с точки С, наблюдается вначале
резкое, а затем плавное уменьшение динамических напоров.
Точка С соответствует переходному сечению, находящемуся на
расстоянии л:' = 12/?i от сопла.
Выше показано, что развитие эжектирующей струи описы
вается уравнением импульсов (6). До момента соприкосновения
струи со стенками, т. е. до сечения, находящегося на расстоя-
нии х" от сопла, давление остается постоянным. В этом случае
уравнение (6) принимает вид
2h1F1 + 2ft2F3 = 4л f hydy,
(7)
ПНТРГПЯЛ входящий в это уравнение, равен
постоянной
в е л и ч ш ' е Т ш ^ Г п ^ т а н о в к п значения ft/A, из уравнения (2) в
подынтегральное выражение
1
^*±Ч1
-Ш"}
o
°
aRrp
где
F\ и F 2 — площадь сечения для прохода соответственно
эжектируюшей
и эжектируемой струи в
плоскости выходного сечения сопла /—';
h, и h2 —динамический напор соответственно эжектирующей и эжектируемой струй в сечениях
F{ и F2.
"rp
а
/л*
J L
где В = 0,0668-коэффициент поля
Основном участке струи.
Тогда
у
.-
у
rf^=S
= 0,0668, <9)
динамических напоров на
4 Л [hydy = 4 л У % В = 4Bft0F,
(Щ
If-300
кдесь F=*nR?p — площадь сечения струи.
* Из уравнений (7) и (10) находим
4Bh0F = 2h1F1 + 2hiFi.
СО
Ести скорость эжектируемого потока в плоскости выходного
сечен?Я с о Х равна нулю («*=0; А, = 0), то для переходного
сечения, где h^h, и F = n{RU)\ получим
(12)
R'rp *= 2,Т4К1(
(13)
О
100 200 300 №
509 W
700 SQ0 990 Х,ММ
{
Рис. 5, Характеристики эжектирующей струи:
ll-hom^Hx):
2~!!h„/2-f^5~G C M /C,=/(x)
Количество движения, выражаемое правой частью уравне
ния, может быть представлено в виде
(8)
*
10
п
Кривая 2 (рис. 5) иллюстрирует изменение величины уь%)2
по длине струи. На основном участке струп при х>х' эти орди
наты в масштабе 0,293, в соответствии с уравнением (3)
характеризуют границу струи, а следовательно, и угол 9 ее
р а К р ш и я / к а к Сказано выше, длина начального участка
x'~V>R, Этой абсциссе на кривой 2 соответствует точка С с
ординатой #; о/2 = П мм - П о Уравнению (13) находим у!н(г = 0 8&-= 11 3 мм Это указывает на хорошее совпадение опытной
и расчетной величин. На расстоянии х<х, т. е. на начальном
участке, отношение /? гр к jfht/s не определяется уравнением (3),
поэтому в точке С происходит перелом кривой 2.
Г Н Абрамович, исходя нз предположения, что углы рас
крытия струи на основном и начальном участках одинаковые,
К л ? г а е т рассчитывать расстояние между с х о д н ы й сече
нием сопла и переходным сечением по формуле ах iRi -0,67
где' й = 0 , 0 7 - 0 , 0 9 - коэффициент структуры, зависящий от
основных параметров турбулентности.
Ю В Иванов на основании опытов, проведенных на различ
ных соплах, установил, что коэффициент 5 Д Ж - Г ]
2 ^
Отсюда длина начального участка x/Hi =0,67 . 0,06-1 J , y
л:'=11,2 R]. По данным И. Д. Семикина, длина начального
участка х'= 12 R\.
По тангенсу угла наклона прямого участка кривой 2 (рис.5)
определяют угол раскрытия струи на основном участке
При равенстве удельных весов эжектирующего у, и зжекти
руемого Y2 газов (yi = yz=y) ИЗ уравнений (15) и (2) получим
выражение для скорости в точке сечения, удаленной от оси на
расстояние у.
_ri_/_!Uy''V
/2Bm 1
откуда 0ЙК 10°;
7
5 ; *4
L
ЫЪ
\ «IT J
m
J
F
s'>wi
&"*
лг
здесь 9— половина угла раскрытия на основном участке струи;
х'=\2 Ri —длина начального участка; y'h /2 = 0,8 /?i — ордината
в переходном сечении; х, yha/2 —текущие координаты.
Половину угла раскрытия струи на начальном участке на
ходят из уравнения
t g e . - - 5 ^ = 0.145,
откуда 9Н = 8°15';
здесь R'rp = 2,7i Ri—радиус струн в конце начального участка
[уравнение (12)].
Из экспериментальных данных следует, что угол раскрытия
струи не остается постоянным. На длине х' начального участка
половина угла раскрытия струи меняется от 0 до 10° при сред
нем значении 9 = 8°15/.
Количество эжектвруемого газа. Основными расчетными
величинами являются количество G2 зжектируемого газа и
площадь сечения F„ смесительного участка. Обычно эти вели
чины определяются безразмерными параметрами q и т\\
<? = G3/G1 —коэффициент эжекции, равный отношению количеств
зжектируемого G2 и эжектирующего G\ газов; mi = FJF]—
отношение площади сечения Fa смесительного участка эжектора
в месте соприкосновения струи со стенкой к площади F, выход
ного сечения сопла.
Подсос зжектируемого газа происходит на участке (дли
ной х") струи до места соприкосновения ее со стенкой. Как
показывают опыты, на этой длине давление остается постоян
ным. Для участка эжектора между двумя параллельными сече
ниями /—/ и а — а (рис. 6), отстоящими одно от другого на
расстоянии х", напишем уравнение импульсов при скорости
эжектируемой струи в плоскости выходного сечения сопла,
равной нулю,
2М 7 ! = 4ВЙ0/? а
(14)
Ь;ъ
IV F*
Рис. 6. Схемы эжектора при скорости зжектируемого газа a>s в
сечении /—/:
а — при nii>0; б — п р и №-=0
В сечении струи Fa = nR2rv расход смеси
| щицах)
ц
ОсЫ = 2я J
ywydy.
(17)
Решая совместно уравнения (16) и (17), получим
(18)
или
или
(19)
—*—.
12
(в силовых еди-
(Щ
-/2Bmt
13
где
&ptR* =
FjFi=ml.
Интеграл в уравнении (19) при изменении
нуля до единицы равен
ц = уЩГ[1 от
Pi, Pa, Рз, Pi —статические давления в сечениях соответ
ственно /—/, а — а, Ш—Ш и IV—/V;
h* = pi — Р\ —напор, создаваемый эжектором;
3
р, = р 3 -f- ф.
— давление в конце диффузора;
i
е = Ш — т) 3 / ! ]2 11 ^ = 0,1286.
Ф — коэффициент восстановления давления i>
диффузоре;
Уь Yi — удельный вес эжектирующего газа соответ
ственно в сечениях /—/ и ///—///;
Y2. Y2 —удельный вес эжектируемого газа в сече
ниях соответственно /—/ и ///—///;
Том —удельный вес смеси;
(20)
о
,2
Учитывая, что расход эжектирующего газа Gi^yiW]n.R\
отношение GjG± = •• ' J
и
'-• = \ -f q, из уравнений (19) и (20)
находим
_
1+, = - ^ - ,
.
Gi + Gs
Л.
Y2Bnh
_
i+g
(23)
_L J_
Л.
откуда
mi = ~(l+q)2
= k(l+q)*.
(21)
В соответствии с уравнениями (9) и (20) коэффициент
0,0668
2-0,1266*
В конце цилиндрического смесительного участка поле ско
ростей выравнивается. В этом случае уравнение импульсов (6)
для элемента эжектора, расположенного между сечениями /—'
и Ш—Ш (рис. 6, а), имеет вид
д 2 0 2 в 2 -
Для участка струи от сопла до места соприкосновения со
стенкой получено одно из оснозных расчетных уравнений
эжектора
mY<-2(\+q)*.
(22)
Это уравнение экспериментально проверено для случая
эжекции воздуха воздухом при докритических скоростях W\
истечения струи из сопла и q>\.
УРАВНЕНИЯ ЭЖЕКЦИИ
или
2h1F1 + 2KF,-2hsF3
i = —7.
т (Pa—Pi)
2й
_ J __ V™wlm
1
Vzwlm
,
ViiOj
Yi^J и
пли
динамический напор
эжектирующеи струи
на выходе из сопла (сечение 1—/);
/Ц = —
(24)
Разделив обе части уравнения на 2/iiFy и выразив динамиче
ские напоры через скорости, получим
Для вывода основных расчетных уравнений эжекторов (см.
рис. 6) примем следующие обозначения: m = F3IFu ti=F3IF2;
s = Fi!F3;
n
^Fs(ps-Pl).
динамический напор эжектируемого газа в
Ik.
=
_1 _
2ycHffi,
3 _i_
2y
#%
(25)
Отношения скоростей
G,
Wl и
_i_ ;
Ga
w2 = —*- ;
Од + 0 2
w3 =
^
выразим через коэффициент эжекции
сечении /—/;
"з= ~2——динамический
^8
Ш—Ш;
14
напор
смеси
в
сечении
Подставив эти отношения в уравнение (25),-получим основ
ное уравнение эжекции, отражающее зависимость между
15
преодолеваемым сопротивлением hx, динамическим напором
эжектирующей струн hi, коэффициентом эжекцпл q п величи
нами т и п;
Кг
2
л
"1
1
2(1+?)»
- ^ - _ 2 ^ ^ -
(26)
та
n p H * v , = Y a = YcM
hr
2
/ii
m
2 ( 1 + ? ) « — 2q*-n
щз
(27)
КОНСТРУИРОВАНИЕ ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ
Сопло эжектора
В сопле давление эжектирующей жидкости превращается в
динамический напор h\ активной струи.
На рис. 7, а показана схема одного из вариантов сопла
газоструйного эжектора. Расходный коэффициент такого сопла,
рассчитанный по опытным данным, равен 0,827, что соответ
ствует обычной цилиндрической насадке. Более эффективно
К. п. д. эжектора
5Я?
ft*
i) = OuVi
GiVsfti
V
ft*
fti '
(28)
1
т = 2 (1 + qf
(30)
(31)
При использовании расчетных уравнений следует иметь в
виду, что величины m = F$/Fi и п — Рз/Fs характеризуют, в соот
ветствии с уравнением неразрывности потока, отношение ско
ростей эжектирующего и эжектируемого газов к скорости
штока после их смешения:
т=
~(1
w2
+ ^
"-•2- ' + т •
(32)
Рис. 7, Сопло эжектора
коническое сопло с цилиндрическим участком на конце
(рис. 7, б). Оптимальная
длина
цилиндрической
части
ic = 0,25£>. Расходный коэффициент такого сопла возрастает до
0,97—0,98.
Если в качестве эжектирующей среды используют газ или
водяные пары, то коническое сопло с цилиндрической частью на
выходе применяют при скорости истечения ниже критической,
т. е. при отношении давлений
^>*„,
Ро
где р] — давление на выходе из сопла в кгс/мэ; ра — давление
перед соплом в кгс/м2; я к р — критическое отношение давлений;
"KP = 0,528 для двухатомных газов; я к р = 0,546 для перегретых
водяных паров; якР = 0,577 для насыщенных водяных паров.
Скорость истечения газа на выходе из сопла
<зз)
Скорость эжектирующего газа в выходном сечении сопла
должна всегда превышать скорость смеси в сечении ///—///,
т. е. wo>w3, следовательно, т>\ при любом q. Величина п
нзменяется в пределах 1 > л ^ 0 .
16
! #
==•=-•-0
тогда оптимальное
соответствует величине, полученной из уравнения (22) при ана
лизе аэродинамической характеристики эжектирующей струи.
Решая совместно уравнения (27) и (29), получим
А . = _!_,
•
•а
Для определения максимальной величины к. п. д. в выра
жение (28) подставим значение hjhi из уравнения (27), затем
найдем первую производную d-^ldtn и приравняем ее нулю.
Оптимальное значение т определяется выражением
m = 2(\ + q)z — 2q*ti.
(29)
Для эжектора, в котором w2 = 0, я = 0;
значение
* т.
к
(34)
Ро
р, — расходный коэффициент;
Vo •—удельный объем газа перед соплом в м3/кг;
k — показа^ая,Б"'..адиабат.нг^"'
щ, = ц
здесь
Ч k—\
Wo
£=1,41 —для двухатомных газов при нормальных
условиях;
£=1,035 + 0,1 •* — для насыщенного пара со степенью сухо
сти х\
ft = l,135 —для сухого насыщенного пара;
k= 1,3 — для перегретого пара.
При отношении давлений—— < я кг . в сопле в кинетическую
450 т шлака. На рис. 9 изображен входной и смесительный
участки коллектора, изношенного вследствие несовпадения
осей сопла и эжектора. Сквозное отверстие в смесительном
участке образовалось после прохождения примерно 370 т шлака.
/-/
.'!-/>
о?
энергию превращается только часть полной работы расширения.
Газ расширяется до критического давления /?|ф = л кр р 0 , при
этом устанавливается скорость истечения
Дальнейшее превращение работы расширения газа в кине
тическую энергию происходит в присоединенном к сужающейся
части сопла слегка расширяющейся части. Газ или пар, пройдя
сужающуюся часть, приобретает критическую скорость w„P; с
этой скоростью он поступает в расширяющуюся часть, где
продолжает расширяться, встречая при своем движении увели
чивающиеся сечения. Угол раскрытия расширяющейся части
принимают равным 6—11°. Скорость газа в конце расширения
определяют по уравнению (34).
Площадь сечения узкой части сопла определяют по формуле
F = ... Jh__
° ^
,
{36)
Рис. 8. Коллектор гидроэлеватора для шлако-водяной смеси после удале
ния 150 т шлака (штрих-пунктирной линией показана первоначальная
форма коллектора)
KP
где
G| — в кгс/с;
фтах —• коэффициент (i|)max = 2,14 для двухатомных газов
и ij>max = 2,03 для перегретого и насыщенного водя
ного пара).
Площадь сечения сопла на выходе
JL
F 1 = - 2 l * =.££•_ Л£йЛ* .
a»i
8»i
(37)
\ Pi J
Входной участок
Входной участок, или коллектор, является одним из рабочих
элементов эжектора, в котором происходит ускорение эжектируемой среды за счет всасывающего действия эжектирующей
струи. Коллектор обычно выполняется в виде усеченного конуса.
Для определения наиболее целесообразной формы входного
участка проанализируем характер износа чугунного коллектора
гидроэлеватора, удаляющего шлако-водяную смесь. На рис. 8
показан чугунный коллектор со смесительным цилиндрическим
участком после 120 ч работы. За это Бремя пропущено около
18
Рис. 9. Коллектор гидроэлеватора для шлако-водяной смеси изношенный
из-за неправильного расположения сопла (штрих-пунктирной линией по
казана первоначальная форма коллектора)
Профиль равномерно изношенного коллектора соответствует
уравнению лемнискаты (х2+у2)г = а2(х2 — у2) при а = 1.9D.
Исследование кривой несимметричного износа дало уравнение
лемнискаты при a = 2,2D.
Таким образом, входной участок, даже если он выполнен по
произвольной кривой, после работы приобретает обтекаемую
форму лемнискаты. Следовательно, для увеличения срока
службы (достижения равномерного износа стенок) форма кол
лектора должна соответствовать уравнению лемнискаты Бернуллн при as=2D.
В эжекторе, удаляющем однофазную среду, когда износ
отсутствует, для достижения меньших потерь при входе про
филь коллектора также следует выполнять по лемнискате.
19
Параметр а может быть выбран, как указано выше, равным
двум диаметрам коллектора на выходе.
Рассмотрим схему построения профиля коллектора (шабло
на) для диаметра 1> = 70 мм (рис. 10). Через точку 0 под углом
45° к линии сопряжения коллектора со смесителем проведем ось
абсцисс Ох, на которой откладываем отрезок Й = 2 / ) = 1 4 0 ММ.
В конце этого отрезка (точка А) восстанавливаем перпендику-
Диффузор
Назначение диффузора состоит в преобразовании динами
ческого напора потока в статическое давление. Угол раскрытия
диффузора «2 и отношение площадей большего и меньшего
.сечений $ = FJFs определяют величину коэффициента восста
новления давления
Ф = 1 — Игр + 1р + £вых)>
где |гр, 1Р, £вых-—коэффициенты потерь на трение, расширение
и с выходной скоростью.
Значения этих коэффициентов определяют по формулам
0,002
sin-
/ s s _ i \;
.
/s-l
£p= sin 4
(^)
V,
t
1
2
С. А. Христианович отмечает значительное влияние дис
зора на эффективность работы эжектора и рекомендует цен
тральный угол раскрытия диффузора выбирать небольшим —
примерно 6°.
При малом значении s преобладают потери с выходной ско
ростью, а при 5>4 — потери на расширение. При угле раскры
тия более 14 поток внутри диффузора не заполняет равномерно
все сечение. В связи с этим увеличивается интенсивность вихреобразования вдоль стенок, возникают обратные токи, а величина
коэффициента ф резко падает. Значения ф можно определить
по заданным s и аа (табл. 1).
При расчете эжекторов величину ф предварительно прини
мают равной 0,8. Длину диффузора определяют из выражения
Рис. 10. Схема построения профиля коллектора со смесительным участком
диаметром D=70 мм
ляр и отсекает на нем отрезок прямой АВ, равный а. Далее из
центра 0 радиусом OS проводим дугу Вх. Из этого же центра
произвольными радиусами проводим дуги /, //, ///, IV, V, VI н
отклашваем эти радиусы.' на АВ, взяв за центр точку .4. Рас
стояния от полученных точек (/, 2, 3, 4, о и 6] до центра 0
откладываем от точки 0 на ось Ох (отрезки О—7, О—8, 0—9,
0—10, 0—11 и 0—12). Из полученных точек восстанавливаем
перпендикуляры, точки пересечения которых с дугой Вх соеди
няем с центром 0. Эти радиусы 0—13, 0--14... 0—18 пересекают
соответствующие дуги /, //, ..., VI в точках, лежащих на лемни
скате (а, Ь, с, d, е, / ) . Точка k лемнискаты, удаленная от оси
эжектора MN на расстояние, равное радиусу входного отвер
стия, является начальной точкой рабочей части коллектора.
Е точке 0 коллектор переходит в смесительный участок эжек
тора, диаметр которого предварительно определяют расчетом.
20
=
Р«-Р,_
(3 8)
Смесительный участок
Давление в камере разрежения иа расстоянии х" от выход
ного сечения сопла до сечения, где эжектирующая струя сопри
касается со стенками, практически остается постоянным; разви
тие струи на этом участке характеризуется динамическими
свойствами свободной струи. Как видно из геометрического
построения (см, рис. 5), расстояние
x"
= Wl
D
+
°-2{glAD\
(39)
г
Де 6 £>] = .£' — длина начального участка.
21
CT
CO
to
CO
СЧ
LO
to
к
СЧ
CD
к
GO
о
О
о
Ч1'
О
Li
CO
№
ю
со
о
со
сч ее?
гFсо со
4.
I
СТ
ю
со
N.
СО
|~Ю
со
со
ю
со
со
1С
со
N
со
ч
СТ
N.
ю
со
л
со
со
сч
N.
N-
о
о
о
52
ю
со
ч-
Сч
Щ
£
1-~
СО
N . со
ю
СО
СОсо
Ч
со
о
о
о
ю
я
со
со
05
—
N.
со
со
СО
ж
N.
СО
о*
С}
о
со
О
СО
со
сч
со
ю
со
со
о
со
ID
СО
со
о"
о
чо
со
£
ID
N.
LO
N-
ID
N.
ст.
Ю
N-
?
CD
ксо
(О
N-
г^
N.
N
00
со
со
со
со
СО
N .
сч
со
со
С7>
сч
со
СО
CD
со
со
со
о
со
N.
со
о
СТ
СО
—
со
Разделив обе части уравнения (39) на диаметр D\ выходного
течения сопла, получим
_ f l - б -4- ^^-2-1А
к, - b +
2t g e
со
со
CD
N-
о
СО
ю
О
Ю
Г - СЧ
со со
CO C D
S
со
CD
LO
СО
LO
ю
СТ
о»
с5
со
CD
со
сч
СО СО
8 3
о
со
о
г-
со
о
со
о
Р.
сч
СО
СТ
LO
СП
со
о
сч
t~
сч
сч
со
о
о"
о
CD
LO
о
/40)
{V}
здесь mi^FJFt.
В условиях опыта радиус выходного сечения сопла R\=
= 14.15 мм, половина угла раскрытия струи 0=10°, а радиус
струи в сечении а — а #„ = /?з = "8 мм. Подставив известные
величины в уравнение (39), находим х" = 392 мм. При расстоя
нии от сопла до начала цилиндрического смесительного участка
/, = 300 мм струя соприкасается со стенками цилиндрического
участка на расстоянии от сопла х"—• /^= 392—300=92 мм.
Формула (40) справедлива для основного участка струи,
когда (7^0,95, а величина т\ определяется уравнением (22).
Подставив значение ms в уравнение (40), получим
—• СО
СО Ш
о
со
со г^
*'
6 , (1+?)/Г-2,74
D, - ° H
2tP
W
15 чсо
со
со со
СО CTJ
со
сч
со со
о со
ю чсо со
чю
со
со
со
сч
со
со
CD
ю
см
со
S
S
сч
сч
СЧ
ю
со
о
со
со
ст.
CD
О]
со
a
СО
N.
—
СО
со
о
N.
со
—
о
со
со
ю
in
N.
СО
LO
—
сб
oi
N.
N.
ГО
сч
со
ю
со
со
ю
N.
N.
я °
СО СО
tD
со
S
N-
1-
С71
Ч
СЛ
ID
ю
СО
СП
ID
N.
со
сч
Ю
LO
со
—
чсч
LO
см
со
ч>
—
СТ)
СО
СП
со
Ю
о
чсч
ю
со
см
ю
ю
CD
со
со
ю
сч
С-1
ю
сч
СТ
О
СО
LO
СО
см
СО
со
|~-
™ = 4(1+ ?)-1,8.
(42)
ж
о
со
Г-.
сч
о
о
со
со
СО
N.
NЧСГ)
N.
СГ)
С7>
N.
N.
S
NN-
CO
ID
CO
N
ч-
со
N-
N.
СО
N
N. СЧ
СО I - СО N .
СО СО
СО
сч
L0
X.
Ю
LO
На расстоянии х" от сопла диаметр смесительного участка
можно найти из уравнения
D2
- 7 = 2(1 + ?)',
откуда
^=1,420,(1+?).
(43)
Л. Д. Берман на основании теории свободной струи при
равномерном поле скоростей эжектирующеи струи на выходе
из сопла вывел для основного участка формулу
mi = -%- = 2,43 (1 + 9)»;
отсюда
Da = 1,560,(1+9).
(44)
Для начального участка струи при 9=5^1 Л. Д. Берман полу
чил следующие зависимости:
т1
22
'
При fl=10°
CD
в
ч
к
X
Е
—
(N
CD
О
C7J СО
со см
со со
со
ю
о
о
со
со
СО
ю
со
со
5
CO
N-
СП
СО
со
Ю
СМ
N
сч
N . ~н
CD
CO
uo
о in
со со
СО
I -
СО
Ч
1-
СП
е
U?
СО
со
ю
чсо
S2
ел
CD
со
со
I
CO
со
uO
со
OS
1
со
ео
2
a.
о
ко
со
о
(О
N.
=
sем
чсо
со
со
со
ч*
со
о
СО
to
о
О
СЧ
N-
чсо
о
LO
N.
N.
N.
со
чсо
о
со
to
г*.
I--
CO
CO
N
—
CO
en
TO
СЧ
CO
=
0,97 (1+9,149);
D a = D, у 0,97 (1+9,149) ;
(45)
23
^ = А1^(у^-,) = ^ ( 0 й - - 0 л ) ,
(4б).
где а = 0,06^-0,09 — коэффициент структуры струи.
Эффективная работа эжектора во многом зависит от поло
жения сопла относительно смесительного участка и его длины k.
При большой длине'цилиндрического смесительного участка
поле скоростей к началу диффузора выравнивается, что создает
нормальные условия его работы. С увеличением k возрастают
потери на трение. При коротком смесительном участке процесс
выравнивания потока переносится в диффузор, что лишь до
известного предела /^ не вызывает ухудшения работы эжек
тора.
В опытах, проведенных на эжекторе с цилиндрическим сме
сительным участком, К. К. Баулпным ориентировочно получены
следующие оптимальные соотношения размеров: /г/.03 = 5 при
т = 9; / 2 /£ 3 = 4 при т = 4 ; /2/Z>3 = 3,5 при т = 1 , 7 8 . При т > 4
расстояние от сопла до начала смесительного цилиндрического
участка t\ = (l~2)D3.
Проведя опыты с воздушным эжектором низкого давления,
Ы. И. Топерверх нашел, что оптимальная величина /i зависит
от длины /г цилиндрического участка. При h^OfiSD* оптималь
ное расстояние до сопла Л = (2,0-з-2,5) Й3, а при ;2 = 3,6.D3 опти
мальное расстояние /i= (0,8-^2,0) D3; в последнем случае мень
шую величину (/i = 0,8 />з) следует принимать при скоростях
выхода газа из сопла Wj<50 м/с.
Оптимальное значение расстояния от сопла до смесительного
участка определено в опытах, проведенных во ВНИИМТ на
эжекторе с цилиндрическим смесительным участком длиной
/2 = 640 мм и диаметром в месте соприкосновения струи со стен
кой Drt = Dg=156 мм. За смесительным участком был установлен
диффузор с отношением площадей s = f4/F3 = 2.44 при длине
/3 = 800 мм. Испытаны сопла трех диаметров Оь 8,1; 22.7 и
28,3 мм. Соответственно изменялась и величина т= (Dc/Di)2:
370; 47 и 30,4. Расход эжектирующего воздуха и коэффициент
эжекцип составляли: c?i = J0I кг/ч и t? = !0,5 при ш = 370;
Gi = 316 кг/ч и q=Z при т~М;
Gi = 240 кг/ч и (\ = %Ъ\ при
т = 30,4. Положение сопел изменяли перемещением их вдоль
осн. Напор hx, создаваемый эжектором, определяли по разности
давлений в сечениях IV—IV и /—/, а также Ill—Ill и /—/, что
соответствовало работе эжектора с диффузором и без диффу
зора.
Результаты опытов представлены в виде графика (рис. 11),
на котором по оси ординат отложен напор hx, а по оси обсцисс — абсолютное и относительное (в отношении к Da) значе
ния переменного расстояния t\. Кривые показывают, что при
длине смесителя / 2 =640 мм изменение расстояния U в пределах,
24
указанных в табл. 2, не оказывает заметного влияния на работу
эжектора.
Таблица
2
Расстояние 1\ в зависимости от т
/, в мм для эжектора
т
Хп
с диффузором
ЮО—300
70—320
70—400
370
47
30,4
В ММ
без диффузора
280—400
200—400
180—400
483
400
392
Ухудшение работы эжектора без диффузора с уменьшением
расстояния h ниже указанных в табл. 2 величин можно объяс
нить тем, что на оставшейся длине / см поток покидает смеси
тельный участок с невыравненным полем скоростей.
О
0,5
1,0
1,5
300
2,0
ШС,,мм
1$ UfDs
Рис. 11. Зависимость напора, создаваемого эжектором с
диффузором (сплошные линии) и без диффузора (штрихо
вые линии) от расстояния 1\ при £ , = 156 ым:
/ — при D.-S.1 мм, m=370, q-\il,5; 2 — при D, —22,7 мм, т —47,
4 = 3; S — при Di=28,3 мм, ш==30.4. <J=2.81
В эжекторе с диффузором величина hlD„ может быть
Уменьшена до 0,5 без заметного изменения напора hx.
Расстояние h + k от сопла до конца смесительного участка
зависит от длины струи х" и длины 1Сы участка смесителя, на
25
котором перемешиваются потоки после соприкосновения струи
со стенками:
/i + *s = *" + /,„,
(47)
где л:"— длина, равная в соответствии с уравнением (39) 392,
400 и 483 мм.
По данным табл. 2 и уравнению (47) находим для эжекгооа
с диффузором: lcJDa=\J + 3fi при m = 370; /CM/Da = 2,0—3,6
при т = 47; /СМ/Д, = 2,0 ч-4,1 при т=30,4.
Оптимальное расстояние /См всех трех эжекторов может
быть принято равным
/см = 2,5Da.
(48)
Для эжектора без диффузора: W£>« = 2,8 ч-3,6 при т — 370;
|'СИ/А» = 2,84-4,1 при т - 4 7 ; / см /О п = 2,75ч-4,2 при т = 30,4.
Оптимальное расстояние
/см = 3,5Da.
(49)
Отсюда следует, что расстояние h + h для эжектора без
диффузора больше, чем для эжектора с диффузором, на диа
метр смесителя D„.
Плошздь сечения и диаметр цилиндрического смесительного участка
F 3 = F^m = 0,000962-32 = 0,0308 м^;
D 3 - Dl /m
Скорость газа в конце смесительного участка
GCM
900 -j- 300
: = 9 м/с.
Wi=
Yc M 3600-f 3
1,2-3600-0,0308
Если в конце смесительного участка установить диффузор с углом рас
крытия И2=8' ) и отношением s = 2 , то коэффициент восстановления давления
(см. табл. 1) Ф = 0 , 6 9 4 . Давление за диффузором
7CMS»3
Pi = Рз + Ф — g
Задаемся величиной коэффициента эжекции (7=3. Расход эжектирующего
воздуха (в силовых единицах)
Gj = QJq = 900/3 = 300 кгс/ч.
При к*2=0 и, следовательно, я = 0 по уравнениям (30) и (31) находим
m = 2(l + ?)s = 2(l 4-3)4 = 32;
Л, = hxm •= 10-32 = 320 мм вод. ст.
Давление эжектирующего воздуха перед соплом
р 0 = I , l A i = 1,1-320 = 352 мм вод. ст.
Скорость истечения из сопла
f
19,62-320
/
1г=у
—П2—
- 8 . 4 мм вод. ст.
Скорость движения потока и число Re в нагнетательном трубопроводе
(диаметр D* = 280 мм), установленном за диффузором,
щ = KIS/S = 9:2 = 4,5
v»D 4
Re = ——— *
gr\
A.t = р 3 — Pi = 5 — (—5) = 10 мм вод. ст.
2ghx
1,2-9*
= 5 + 0 , 6 9 4 ~9—
Площадь и диаметр конечного сечения диффузора
Ft = F3s = 0,0308-2 = 0,0616 м*.
Di = 280 мм.
РАСЧЕТ ГАЗОСТРУЙНОГО ЭЖЕКТОРА
Требуется рапзсчигать эжектор (см. рис. 6,6) для отсоса воздуха; G 2 =
= 900 кгс/ч, сопротивление всасывающей сети /?|=5 ьш вод. ст., давление,
создаваемое эжектором в сечелии ///—/// (перед входом в диффузор), рз=
= 5 мм вод. ст. Напор, создаваемый эжектором без диффузора,
= 35 / 3 2 = 198 мм.
м/с;
1,2-4,5-0,28-10*
•
—~
= 84 500,
. 9,81-1,85
где tj = l,85- 10 -е кгс - с/м2—динамическая вязкость.
Соответствующий этому числу Re для шероховатых труб коэффициент
сопротивления Я,=0,022.
Длину L нагнетательного трубопровода можно определить из уравнения
U
P
LX
^ V
w
V
\
^
=
0,022.1,2.4,5 я - ,
„
л
0,28-19,62
^M975L,
где Др — сопротивление трубопровода длиной L.
При р4=8,4 мм вод. ст. 1 = 8 6 м.
Расстояние х" от сопла до места соприкосновения расширяющейся эжектнрующей струи со стенками цилиндрического участка определяем по урав
нению (42);
к" =£> 1 [4(1 + q)~ 1,8] - 3 5 [4(1 + 3 ) — 1,8] = 498 мм.
Дллиу смесительного участка от места соприкосновения струи со стен
ками до диффузора находим по уравнению (48):
/ см = 2 , 5 D S = 2 , 5 - 1 9 8 = 495 мм,
тогда
х" -Ь /См = I] + h = "
=72 знА:;
'
где Vi —удельный вес воздуха на выходе из сопла.
Площадь и диаметр выходного сечения сопла
!
F, =
= 0 О0О962 м*;
7,^3600
1,2-72,3-3600
Dj = 35 мм.
26
На
3
мм-
Расстояние /( от сопла до начала цилиндрического участка принимаем
0,5 Въ меньше х":
/j = х" — 0,5О я = 498 — 0,5-198 = 400 мм.
Тогда
h - *" + k» ~k
= 993 — 400 - 593 мм.
27
Длина диффузора
At — D,
280—198
T J J F - = 585 MH .
>*f
В эжекторе без диффузора диаметр напорной (выхлопной) трубы A t =
= 196 мм. Сопротивление, которое может преодолеть эжектор, Д р = р 3 =
= 5 мм вод. ст. Длина иапорнгой трубы
ApP a 2g
5-0,198-19,62 _
=
Xywt
0,022-1,2-92 *=
Для сравнения рассчитаем эжектор (см. рис. 6, а), работающий на прин
ципе использования скорости подсасываемой струи.
По уравнению (22):
т1 = 2 (1 + <?)2 = 2(1 + 3 ) 2 = 32.
Примем площадь F2 сечения
пя для прохода э:
эже«тируемого воздуха в пло
скости конечного течения соплаi равной Fa0.. Тогда
fs
Fs
m
п-=
—
fa
-Fa
Щ
Подставим полученное значение п в уравнение (29):
т = 2 (I + д)2 - 2 ? 2 rt = „,, _ <^% т ,
откуда
Fа = miFi = 32-0,0012 = 0,0384 м=;
Da = 221 мм.
Диаметр цилиндрического участка эжектора
D3 = Di у'т~ = 39 у А 20,5 = 177 мм;
FE=
F,m = 0,0012-20,5 = 0,0246 м2.
Продольные размеры эжектора по уравнениям (39) и (48):
Dn — 2,7iD,
221 — 2,74-39
*"-«>i +
°6-39 +
2tge
21^То^
= 580мм;
/ ем = 2 , 5 0 ^ = 2,5.221 = 552 мм;
ж" + / см = /х + /2 = 580 + 552 = 1132 мм.
Расстояние U определим из выражения
2tgf
2,g7 5
'
где «i = 15°;
*! = *" + 1 6 7 ^ 5 8 0 + 1 6 7 - 7 4 7 мм.
32
• = 20,5
'+^) ОН?)
т
20,5
= — - = 0,64.
mi
32
Динамический напор эже к тирующей струи
п=
Лх — hxm = 10-20,5 = 205 мм вод. ст.
Давление воздуха перед соплом
р 0 = 1 , 1 ^ = 1,1-205 = 225 мм вод.JCT.
2gk
I»!
, / " 19,62-205
Площадь и диаметр выходного сечения сопла
=
/ s = 1132 —747 = 385 мм.
Скорость газа в конце с мнительного участка
Осм
900 + 300
и><, =
=*
Vc»3600-f s
G,
^ З Ж -
1,2-3600-0,0246
= 11,3 м/с.
Диффузор выбираем с углом раскрытия «j=8° и отношением s=2,5. Ко
эффициент воостамвления давления в диффузоре <р = 0,766 (см. табл. 1)..
Давление 3>a диффузором
?си ^ з
1,2-11.32
р4-=Ра + Ф — "
= 5 + 0,766
б 2 — - 11 мм вод. ст.
D4 ••= D3 | / Т = 177 yr2^> = 280 мм;
Ai — A ,
/
^
Длина цилиндрического участка
Диаметр и длина диффузора
Скорость истечения из сопла
28
Плошадь и диаметр входного участка (коллектора) в месте соприкос
новения струи со стенкой
300
1,2-58-3600 - О . " " 2 " 1 '
Dj = 39 мм.
ё
2 8 0 — 177
= 735 мм.
2
Из приведенного примера видно, что эжектор, дейсияие которого осно*а1№ н,а использовании скорости эжектируемой струи ai2, может работать
"Pit
меньшем давлении газа, чем эжектор, работающий без использования
к
Орости эжектируемои струи.
29'
Следует иметь в виду, что при иных соотношениях между стои
мостями электроэнергии и пара область экономически выгодной
работы пароэжекторных насосов может сдвигаться в ту или
иную сторону.
Указанные преимущества обеспечили широкое распростране
ние пароэжекторных насосов в различных областях промыш
ленности и, в первую оче
редь, в химии и металлур- л ^
I ;
!
i
l|
Г" M
гни. Более того, разработка
таких насосов способствова 50
ла интенсивному внедрению
rV \ ' i i j !
некото 40
в промышленность
;
TSj,,
рых производств. В настоя
.
Lv
JQ
щее время пароэжекторные
TtTT ^ L ' ; i :
насосы широко применяют в 20
вакуум-холодильных,
кри
i^Xfc-J
сталлизационных
установ 10
ках, а также при проведе
]F~"
в _i_L.
нии процесса разгонки.
iS
2
3
b
1С
р.ммряиет.
Успешное развитие ва
куумной металлургии поста
вило вопрос об обеспечении Рис. \й. Зависимость эксплуатацион
ных расходов в расчете на 10 кг от
промышленных дегазацион качиваемой
смеси от давления всасы
ных установок высокопроиз
вания [21]:
водительным и надежно ра 1 — пля водокольцевого насоса; 2 — для
пароэжекторного насоса при отсасывакщ;
ботающим вакуумным обо сухого
воздуха; 3 — для пароэжекторного
50%-HOii паровозрудованием.
Проведение насоса при отсасывании
душной смеси
процесса дегазации больших
количеств
металла стало
возможным благодаря разработке и применению в вакуумной
металлургии пароэжекторных насосов. В последнее десятиле
тие появилась тенденция к внедрению пароэжекторных насо
сов на индукционных и дуговых вакуумных печах.
I>
Г л а в а I I . РАСЧЕТ И К О Н С Т Р У И Р О В А Н И Е
ПАРОСТРУЙНЫХ ЭЖЕКТОРОВ
Пароструйные эжекторы обычно применяют при необходи
мости достижения достаточно больших разрежении. Остаточное
давление около 80 мм рт. ст. может быть создано одноступенча
тым эжектором. Более глубокий вакуум получают с помощью
последовательно установленных один за другим пароструйных
эжекторов — пароэжекторных насосов. Основные преимущества
пароэжскторных насосов перед другими типами вакуумных
насосов заключаются в следующем:
большие объемные производительности (это обстоятельство
ставит пароэжекторные насосы в совершенно исключительное
положение при необходимости удаления значительного количе
ства газа; уже при расходе газа 100 кг/ч и давления всасывания
ниже 1 мм рт. ст. практически нецелесообразно применять дру
гие типы вакуум-насосов и, в частности, механические);
возможность использования бросового пара, который в
избытке имеется на большей части промышленных предприятий;
незначительные габаритные размеры, что позволяет разме
щать их в действующих цехах на весьма малых площадях;
простота изготовления, незначительный износ, возможность
работы с запыленными и агрессивными средами;
экономичность.
На рис. 12 [2IJ приведен график сопоставления эксплуата
ционных расходов для пароэжекторного и водокольцевого насо
сов. Кривые получены при условии, что стоимость 1 кВт/ч
электроэнергии составляет 4 пфеннига, 1 т пара —3 марки,
1 м3 воды— 1 пфенниг. При удалении сухого воздуха (кривая 2)
пароэжекторные насосы выгоднее водокольцевых, начиная с
остаточного давления ниже 30 мм рт. ст. При откачке паровоз
душной смеси эффективность применения пароэжекторных
насосов увеличивается; так, при удалении смеси с содержанием
50% пара пароэжекторные насосы становятся выгоднее водо
кольцевых уже при давлениях ниже 40 мм рт. ст. (кривая 3).
30
s\ H
J
|г ИМ
ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ И КОЭФФИЦИЕНТ ПОЛЕЗНОГО
ДЕЙСТВИЯ ПАРОСТРУЙНОГО ЭЖЕКТОРА
Пароструйный эжектор (рис. 13) состоит из сопла / для
расширения рабочего пара до сверхзвуковых скоростей, камеры
Разрежения а для подвода к зжектирующей струе откачивае
мого газа, камеры смешения б, где подсасывается эжектируемый газ и перемешивается со струей рабочего пара, и диффу
зора 2 для сжатия парогазовой смеси до давления на выходе.
Расширение пара до расчетного давления всасывания не
бывает изоэтропическим из-за трения и потерь тепла в сопле.
Степень расширения Е рабочего пара, равная отношению дав
ания пара перед соплом к давлению в его выходном сечении,
Колеблется от £=100 для аппаратов, откачивающих газы из
31
атмосферы, до £=1000000 для первых ступеней многоступен
чатых
насосов, работающих при давлениях всасывания до
10~3 мм рт. ст.
В камере смешения на границе эжектирующей струи проис
ходит процесс ускорения движения медленных молекул и замедРасширенае
Смеше-
статае
Рис. 13. Схема пароструйного вакуумного эжектора
Изменения, происходящие в потоке рабочего пара нагружен
ного одноступенчатого эжектора, изображаются в (— s-диаграмуе (p«c- 14 линией 0—1—1'—4. Располагаемая работа длл сжа
тия эжектируемои среды определяется разностью между кине
тической энергией рабочей струи h, и работой hi, необходимой
д л я сжатия рабочего пара до давления на выходе pi. При рас
ширении пара в ненагруженном эжекторе (расход эжектируе
мои среды равен нулю) предельной точке / " (линия 0—1"—4')
соответствует минимально возможное давление всасывания pi,
Оно достигается в том случае, если действительная работа h2,
необходимая для сжатия рабочей струи до давления на выходе
а. равна кинетической энергии рабочей струи /и. Минимальное
давление всасывания может составлять от '/яо ДО '/so абсолют
ного давления на выходе pi [29]. Однако реализация указанных
степеней сжатия в одноступенчатом пароструйном эжекторе
затрудняется условиями пуска, так как размеры проходных
сечений диффузора, рассчитанные на конечные параметры
работы, не соответствуют необходимым размерам сечений во
время пуска. Кроме того, одноступенчатые эжекторы с высокой
степенью сжатия работают при очень малых коэффициентах
эжекции и, следовательно, больших расходах рабочего пара.
Учитывая необходимость экономичности работы эжектора,
В. М. Рамм [21] не рекомендует принимать степень сжатия в
одной ступени больше 10.
ления быстрых. Это приводит к ускорению основной массы
.эжектируемого потока от входной скорости до скорости, превы
К. п. д. эжектора, как правило, не входит в расчетные урав
шающей скорость звука. В это^ нения, однако знать его величину необходимо как для понима
же время вследствие передачи ния сущности процесса, так и для получения сравнительной эко
энергии эжектируемому пото номической оценки различных типов эжекторов или сравнения
ку внешняя часть струи рабо их с другими типами вакуум-насосов.
чего пара, соприкасающаяся
Рассмотрим общие выражения для к. п. д. с точки зрения
с эжектируемым потоком, за
степени
совершенства теплового цикла, происходящего в паро
медляется, оставаясь, однако,
струйном
эжекторе. Известно, что пароструйные эжекторы
сверхзвуковой. Границей раз
имеют
низкий
термический к. п. д. — от 1 до 5%. Термический
дела между камерой смешения
к.
п.
д.
т|(
представляет
собой отношение полезной работы про
и диффузором является ска
цесса
AL
к
общему
количеству
подведенного в цикле тепла
чок уплотнения в эжектируе
мои потоке, положение кото
рого зависит от режима рабо
Щ=^ .
(50)
ты эжектора [29]. После скачка
<?под
,
Рис. 14. Термодинамический цикл па уплотнения продолжается про
Малая величина термического к. п. д. свидетельствует о
роструйного вакуумного эжектора при
увлечения
медленного невозможности превращения в механическую работу большей
нормальной работе (линия 0—1—1'— цесс
быстрым, но с этого Доли подведенного тепла. Однако к. п. д. пароструйного эжек
i) и при нулевом расходе эжектируе потока
мои среды (линия 0—1"—4')
момента начинается сжатие тора удобнее характеризовать термическим к. п. д. цикла Рен
обеих сред до давления на вы- ина, определяющим максимальную работу при условии изоходе. Этот процесс состоит в преобразовании кинетической энтропического расширения и сжатия. К. п. д. цикла Ренкина
энергии потока в потенциальную энергию дазления и не бывает в простейшей форме выражается формулой
изоэнтропическим из-за различных механических и тепловых
потерь.
Люд
32
33
Ия пиг i s ппиведена зависимость к. п. д. цикла Ренкина ДЛИ
В. М. Рамм определяет к. п. д. эжектора как отношение по
лезной работы к затраченной:
л = -£=*-;
(54)
здесь 6 — действительный расход рабочего пара на 1 кг эжектируемого газа.
Из уравнений (53) и (54) следует, что
венно возрастает.
Ч = -£-.
т. е. к. п. д. эжектора равен отношению теоретического расхода
рабочего пара к действительному. Пользуясь выражением (54),
можно сравнивать эжекторы с другими видами вакуум-насосов.
Иногда к. п. д. эжектора определяют как отношение работы
сжатия смеси L от давления р\ до ри к работе Ln, совершаемой
рабочим паром при расширении от давления рй до р,, т. е.
108рммрт.ст.
Рис. 15. Зависимость к. п. д. цикла Ренкина для
одноступенчатого вакуумного эжектора от проти
водавления, а также от температуры ( и избыточ
ного давления /i0 рабочего пара перед соплом [29.J:
/ — при (=560° С, ро=195 кгс/см ! ; 2 —пои ( = ] 8 5 ! С . Р 0 — 10,5 кгс/см'; J-—чрн (=170° С, р о - 7 кгс/см ? ; 4 — при
( = 147° С, р 0 =3,5 кгс/см-
чэ =
Рис. 16. Диапазон отно
сительных к. п. д. паро
воздушных
эжекторов
[29!
Для более точной характеристики степени совершенства
эжектора Л. С. Гаррис и А. С. Фишер [29] рекомендуют при
менять относительный к. п. д., равный отношению действитель
ной (полезной) работы, получаемой в эжекторе, к теоретически
максимальной работе, определяемой циклом Ренкина:
т,
1
ШТН
= ^ _ . _
3
=
- ^
.
(52)
34
ba—теоретический расход рабочего пара на 1 кг эжектируемого газа;
-работа
адиабатического расширения 1 кг рабочего
£•0-4
пара от давления /70 до давления р*;
Z-i-4 — работа адиабатического сжатия 1 кг эжектнруемого газа от давления pi до давления р*.
(56)
,
Z
где (1-г£>)—количество смеси на 1 кг эжектпруемого
Для теоретического процесса (г| э =1) расход пара
газа.
<57)
*-лЬга для действительного процесса
Ъ=
.
(58)
Из уравнений (56), (57), (58) следует, что
I
•Люд"
На рис. 16 показан диапазон относительных к. п. д., дости
гаемых в одноступенчатых паровоздушных эжекторах при раз
личных степенях сжатия и расходах рабочего пара от 180 кг/ч
и выше. На характеристике любого эжектора имеется точка
максимального к. п. д., соответствующая степени сжатия 4—5,
Уравнение энергетического баланса эжектора иногда можно
записать в виде [21]
b„Lo~4 = i.!-4.
(53)
где
(55)
Ъ=
— -
(59)
т. е. к. п. д. эжектора представляет собой отношение действи
тельного количества подаваемой эжектором смеси к теоретиче
скому ее количеству.
Работу эжекторов можно сравнивать с помощью коэффи
циента т]э. Если эжекторы работают с одинаковыми параметра
ми пара и поддерживают одинаковое давление всасывания, то
з качестве критерия экономической оценки работы сравнивае
мых типов пароэжекторных насосов может служить суммарный
расход пара, отнесенный к 'количеству эжектируемого газа.
Из выражений (55) и (59) получаем
35
Рассматривая процесс в эжекторе и анализируя источники
потерь на отдельных этапах сжатия, В. М. Рамм нашел следую
щее выражение для к. п. д. эжектора:
„ =
ЪаЬ
(б
Величину -Па В. М. Рамм называет «внешним» к. п. д. эжек
тора и определяет ее как
Л 0 = %%%.
(62)
где
Гц —к. п. д. сопла;
iia — «внешни?!» к. п. д. камеры смешения;
Т|3 —к. п. д. диффузора.
Из формулы (61) следует, что при отсутствии потерь (ii 4 =l)
к. п. д. эжектора не может превышать 0,5, стремясь к этому
значению при бесконечном возрастании Ь.
Дифференцируя по Ь выражение (61) и приравнивая первую
производную нулю, можно определить оптимальное значение b
для реального процесса ( ц а < 1 ) :
Оптимальному значению Ь соответствует максимум к. п. д.
эжектора, причем с уменьшением ца максимум сдвигается в
сторону более низких значений Ь. Практически величина ц
составляет 0,2—0,3.
Таким образом низкий к. п. д. и большой расход пара — не
отъемлемые недостатки пароэжекторных насосов.
ана д №. Казанским, В. П. Блюдовым. Детальное растизиг.L,rae процессов в отдельных элементах проточной части
смотре
ктора (сопло, камера смешения, диффузор)
является
3
тпинством методов первого направления, вносящим, однако,
л ьшие усложнения. В то же время ряд допущений настолько
окает точность, что громоздкость этих методов становится
неоправданной.
Отличительная черта другого направления — отказ от деоттьной оценки процессов в отдельных частях проточной части
лектора и применение в расчете газодинамических функций
?7 20 23]. Расчетные уравнения выводят для установления
зависимости между геометрическими и газодинамические пара
метрами в двух основных сечениях эжектора /—/ и III—III.
Исследователи, придерживающиеся второго направления, не
точько выводят расчетные уравнения, но и, используя современ
ные достижения газовой динамики, объясняют на этой основе
физическую сущность процессов в пароструйном эжекторе (пре
дельные режимы) исследуют переменный режим (характеристи
ку) как одноступенчатого эжектора, так и многоступенчатого
насоса, определяя наиболее экономичный (предельный) режим.
Кроме этого, второе направление базируется на определенном
экспериментальном материале, что коренным образом отличает
его от первого направления. Для установления геометрических
параметров проточной части эжектора используют опытные
соотношения, а в теоретические зависимости вводят ряд эмпи
рических коэффициентов. По этой причине методы второго
направления пригодны лишь для расчета тех режимов и
конструкций эжекторов, для которых известны необходимые
эмпирические величины.
Учитывая сложность газодинамических процессов в сверх
звуковом эжекторе, авторы третьего направления — эмпириче
ского—отказываются от выводов громоздких расчетных урав
нений. Эмпирическая методика расчета, основанная на резуль
татах
исследования большого количества
пароструйных
эжекторов, наиболее полно разработана Впгандом. Он устано
вил, что расход пара в эжекторе зависит от трех величин: р0,
Pi и р^ Для практических целей удобнее выражать расход пара
в
зависимости от соотношений между этими величинами, а
именно, от степени расширения E = pjpi пара в сопле и степени
сжатия г = р4/р1 парогазовой смеси в эжекторе. Следовательно,
коэффициент эжекции, равный отношению расхода эжектчруемой парогазовой смеси к расходу рабочего пара,
g3 = f{E,e).
(64)
ОБЗОР ТЕОРИИ И РАСЧЕТА
Несмотря на внешнюю простоту устройства пароструйного
эжектора (см. рис. 13), происходящие в нем термо- и газодина
мические процессы сложны и до сих пор не выяснены полностью.
Изучению особенностей этих процессов посвящено большое
количество экспериментальных и теоретических работ как
зарубежных, так и отечественных исследователей. Основная
задача исследований —создание метода расчета и конструиро
вания пароструйных эжекторов.
В настоящее время существуют три направления в расчете
пароструйных эжекторов. Одно из них основано на раздельном
рассмотрении процессов расширения, смешения и сжатия с
детальной количественной оценкой потерь на каждом этапе.
Для описания происходящих процессов используют обычные
термодинамические зависимости истечения газов и паров. Такая
Из этого выражения следует, что геометрически подобные
теория впервые изложена Каула и Робинзоном применительно эжекторы при одинаковых рабочих условиях имеют одинаковые
к эжекторам конденсационных установок паровых турбин. Ряд рабочие характеристики. Функциональная зависимость (64) гра
ценных дополнений к ней затем был сделан А. А. Радцигом и фически представлена на диаграмме (рис. 17). Эту диаграмму
М. И. Яновским. В дальнейшем теория была развита и система37
36
используют для расчета эжекторов, удаляющих чистый пар,
паровоздушную смесь любого содержания или воздух. Диа
грамма дает несколько заниженные коэффициенты эжекции,
что приводит к увеличенным расходам рабочего пара на сту
пень. По данным В. М.. Рамма, запас по расходу пара составляет
20—30%, что обуславливает весьма надежную работу рассчи
танных эжекторов в производственных условиях.
/>,=•
Gi+G3
(66)
3600-199
/
где
i>4
2
£кр И Fz — в м ;
G] и Gy — расход соответственно рабочего пара и эжектируемой смеси в кгс/ч;
ро и р4 —- абсолютное давление пара перед соплом
и смеси за диффузором в кгс/см2;
о 0 и и4 — удельный объем рабочего пара перед соплом
и смеси на выходе из диффузора (принимают
как для насыщенного пара при давлениях р0
и РА) В м3/кт;
ф'—поправочный множитесь, зависящий от £ и
в (рис. 18).
Некоторое уточнение методики В. М. Рамма выполнено
С. И. Вильдером [4] в Гипронефтемаше.
Оно касается в основном вопро
-*=\
сов, связанных с выбором числа
-\%А
>,-^f—-ts
ступеней и расчетом промежуточ
ных конденсаторов. Интересная по
/
\i~3 —i
\
\
/
пытка обобщить результаты испы
1»,
_Г
таний пароструйных эжекторов кон
/
денсационных установок предпри
\ *
'*,
нята работниками Калужского тур
| /
бинного завода [28].
1 л
Достоинством эмпирических ме
тодов является простота расчета и
7
надежность, а недостатком — огра
ниченность их применения в диапа 1,710,7
0,9
<Р
яя
зонах исследованных конструкций
и режимов эжекторов. Наибольший
интервал
охватывает
методика Рис. 18. График для определе
ния Ф' по значениям е и Е
В. М. Рамма (см. рис. 17 и 18),
справедливая до степени расшире
ния £ = 2000—5000. Для обычных давлений рабочего пара эта
методика 10—42 кгс/см2 позволяет рассчитывать ступени до
Давлений всасывания около 2 мм рт. ст.
щ
km
хд
Рис. 17. Диаграмма для определения коэффициента эжекции qs [21]
Диаграмма составлена для эжекторов с диаметром ци
линдрического участка диффузора 10—100 мм. При больших
диаметрах необходимо увеличивать расчетное значение сте
пени сжатия е на 5%. Не рекомендуется выполнять цилиндри
ческий участок диффузора диаметром больше 250 мм. При
степени расширения £ < 1 0 работа эжектора неустойчива.
Если £ < 5 0 и е<1,4, то следует увеличивать расчетное значе
ние е на 3—6°/о.
При определении основного геометрического параметра
эжектора £кр/Рз (ЛФ — площадь критического сечения сопла,
£з — площадь сечения цилиндрического участка диффузора).
В. М. Рамм исходит из того, что в обоих сечениях достигаете::
критическая скорость истечения, равная местной скорости зву
ка. Это позволяет использовать простые термодинамические за
висимости
J\ P =
q
^ - . — ;
3600-203 Л/
—
у щ
38
(63)
ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ УРАВНЕНИЯ
Введем дополнительно следующие индексы и обозначения
(рис. 19).
Индексы: г — эжектируемый газ перед камерой разрежения;
п
— эжектируемый пар перед камерой разрежения; э — эжектиРуемая парогазовая смесь перед камерой разрежения (для се
чений ///—III и IV—IV будут встречаться сложные индексы
39
типа 3-г или 3-п, это означает, что данная величина относится
соответственно только к газовой или паровой составляющей
смеси в указанном сечении).
Обозначения: Т (или t) —температура; а —скорость звука;
i —энтальпия, s — энтропия; i? — газовая постоянная; т— вре
мя; JV —скорость откачки; е=р 4 /р]—степень сжатия эжекто
ра; Б3=рз/|°1—степень сжатия эжектора без расширяющейся
необходимости принимать известные допущения при расчете
пароструйного эжектора и отражается на точности получаемых
результатов. Уравнение сохранения энергии, записанное в виде
уравнения теплового баланса для двух основных сечений эжек
тора /—/ и III—III (см. рис. 19), дает возможность построить
расчет без использования сложных термодинамических выра
жений в степенной зависимости от показателя адиабаты k и
тем самым значительно упростить расчет:
к
<V„ + Grcpti3 + G„t„ = (G1 + GD) i, + Grcplt3 + ( d -f GJ ^ - . (67)
i
| 1
а
&
Ш
бг\ 1с„
В левой части уравнения (67) не учтена кинетическая энер
гия эжектируемого потока, причем принято, что рабочий пар
в сопле расширяется из адиабатного заторможенного состояния.
Скорость парогазовой смеси w3 в конце цилиндрического
участка диффузора может быть меньше, больше или равна
местной скорости звука аз:
Щ = М&,
(68)
где Мг— число Маха в сечении ///—///.
Для сечений эжектора /—/ и IV—IV уравнение сохранения
энергии может быть записано в упрощенном виде
СЛ + Grc?It3 + Gnin = (Gx + Ga) U + GTc?rtt.
Рис. 19. Схема к расчету эжектора
части диффузора; е.4~рЛрз — степень сжатия расширяющейся
части диффузора; E = /Wpi — степень расширения пара в сопле;
</r=<jr/G| — коэффициент эжекции по газу; qa~GalG\— коэф
фициент эжекции по пару; qb=qa+qc — суммарный коэффи
циент эжекции; m = F 3 /F? —отношение площади сечения ци
линдрического участка диффузора к расчетной площади вы
ходного сечения сопла (основной геометрический параметр
эжектора); $ = F\IF\ — степень расширения сопла; Л —тепло
вой эквивалент работы; ф,—скоростной коэффициент сопла;
«р — коэффициент восстановления давления в диффузоре; с р —
удельная теплоемкость при постоянном давлении; су — удельная
теплоемкость при постоянном объеме;
Процессы, происходящие при смешении эжектируемого и
эжектирующего потоков, описываются с достаточной для при
кладных целей точностью уравнениями сохранения энергии,
импульсов сил и сохранения массы.
В пароструйных эжекторах, откачивающих газ или паро
газовую смесь, сжатие смеси сопровождается изменением аг
регатного состояния пара (льдистый или влажный — сухой на
сыщенный — перегретый) и показателя адиабаты. Это приводит
40
(69j
Уравнение импульсов сил применительно для элемента
эжектора, расположенного между сечениями /—/ и ///—III,
имеет вид
^ +
P l
F ^ ^
g
+G
>)w» +PsF3 + hidF + L^
g
(70)
P
где LTp —сил трения.
Давление на участке струи от выходного сечения сопла до
места соприкосновения струи со стенкой диффузора (сечение
а—а) принимается постоянным и равным Р\.
Так как второй член левой части уравнения (70):
PiFa-piFa + (Fa-FJPl,
т
о можно записать
а,^,
^
+ 0э)ю
' = Л (р3 - ft) -f [ PidF - ft (Fa -F3)+ L7p. (71)
Второй член правой части уравнения (71) отражает реак
цию конической части диффузора, которая противодействует
Давлению в камере смешения на кольцевое сечение Fa—F$
(третий член правой части уравнения). Сумма этих членов ха41
свойств водяного пара. Рассмотрим случай, когда пар
i сопле ступени расширяется до температур ниже 0° С. Пара
метры состояния пара на линии насыщения для температур от
) до —105° С приведены в табл. 3, а зависимость давления насыцеиия от температуры на рис. 20.
IJLU
растеризует пристеночный эффект и может быть определена
экспериментально в сумме с потерями на трение Lm:
Sn-JlPldf-Pl^a-^.H-irp.
(72)
Величину 2л можно определить
напора через коэффициент °С#:
в долях от создаваемого
р,мм/нг.ст.
f
V
Ол _ (0^+0^, ^
в
р
^ _
!
Ы0С = = = = =
j
-Л
-
•
.
— —1—1
—
2
, jfL-J
.
г
XВ=:=-~Щ = а4
^^^^^^^Ш
J-
-М-
i=
у
-Щ^ -----"
_|
-4*
_^
^£
- L. _tfM~' ^ ^
fi ^^^Й-\~^ТТ^^+Т-\
^ — ~
~
—
l£ ~
Т Т Л 1 *i
'glSffilffi^^^
~ bf—| i T i
(75)
S
где 8 Э =1-Ч.
Уравнение сохранения массы для любого сечения эжектора
имеет вид
Gal^Gt+Ga+Gt.
(76)
Основные расчетные уравнения записаны з предположении,
что поля давлений и скоростей в сечениях I—/ и III—III рав
номерны, в действительности этого нет. Опыты, проведенные в
МЭИ на воздушных эжекторах, показывают, что эпюра скорост
ного поля в сечении III—III при работе на предельном (расчет
ном) режиме приобретает неравномерность, свойственную вяз
кой жидкости при околозвуковых скоростях, и приближается к
квадратичной параболе. Эти данные позволили А. В. Робожеву
подсчитать коэффициент, учитывающий неравномерность поля
скоростей в сечении III—III, и ввести его в уравнение импульсов
сил.
В уравнение (75) для учета неравномерности скоростного
поля введен коэффициент бэ, определяемый экспериментально
при фактических эпюрах скоростей в сечениях 1—1 и III—III.
РАСЧЕТ СОПЛА
Количество энергии, вносимой в ступень пароэжекториой
установки, определяют из расчета сопла. Обычно сопло рассчптынают по диаграмме i s или термодинамическим табли-
•
7
или в долях от начального количества движения эжектирующей
струн через коэффициент £:
S „ = - ^ .
(74)
S
Опыты показывают, что определение потерь s отношении к
количеству движения эжектирующей струн дает более универ
сальную зависимость, которая остается справедливой при рас
четном и переменном режимах работы эжектора.
"Учитывая выражение (74), запишем уравнение (71) в сле
дующем виде:
6
1
__ _
vt
E
r —• — —^
CTJ^
.— t= — — •- ^ - -
: .1 ^
——
~~ ~~2
„ — — . _ _ *~ —
^
L LL
зк "ш~
-1". " - ^ = : г - - Ш ~ = - = - - = ^ - -
*^^ЩЖИ
^ШШШшшшш
1 -яда -90 -ее -73 -во -so -ад -до -zg -to c,°c
Рис. 20. Зависимость p=f(0 Для водяного пара
в области низких давлений [26]
I
Площадь выходного сечения сопла Л и скорость W\ пара
конце расширения можно определить по известным уравне
нии
Ft
Яв. ;
» 1 = 9116<p1/"Ai* ,
•де
(77)
Wi
(78)
ф] — скоростной коэффициент сопла (для сопел с боль
шой степенью расширения принимают <рi =0,95);
Л^* —располагаемый перепад тепла при адиабатическом
расширении пара с давления ро до давления р1 в
ккал/кг (линия 0—/ад на рис. 21).
43
42
Энтальпия расширившегося в сопле пара (точка /аД)
:ад.
ir=»i+/i*P;
~-~н — см ^- <л «> — rf-г-. — i r t o ^ - ^ - o i ^ - o ^ ' O t o e j G G
«ОтР СО <М — 0 0 0 ) t O t ^ | ^ . i ^ i O L O - 4 l - 4 " C O f O ^ C - j i ^ J - ^
со со со со со со слцтТсч <м CN c ^ c ^ V i c N C - i см £->£•! <м <М <М~
я
к
Ч
н
KCOCOO>CJOCi^^CSlrtt^lDONI--0>Q>00-H
t C r ^ t D O - ^ - ^ C T K N — OCTiCOt-~t£?lO-^COC-l — — О Л
'^нтТ^тГ-грЧ-'чрЧнтф'тТ-сОСОСОСОСОСОСОсОсОСОСОС^
о оо оо оо оо оо оо оо оо оо оо сс "^ о о о о ^ о о о о
о
11
i
!
т
т
,
ч
,
-т
иЭ1 --1 --|" -'Г--1 --сососо1^-1--ь-ч>-г^£Осдс01Д>отг ^г' *'
ф '£) ф О (D (О (О Ф Щ О Ю ' ^ ф (О (О i^ Ф <0 ^ fO ^ 'fi
- , *. - * - - „ - - - - *cq —< C7>tD СЗ О Ф — <£
СЧ — O l S ( D * M O t O O f l 4 > I O - - * *
f
! fI II I II II II ! ! [ ! M
lI I I
-^,op_i s.r tt ca .^c _)
4 CI
J )СЛ
T СOО S
Г -oО ™ - (' О
Фо Й
Ь ^1
ю — со. .— t^ сос£
-.
rah-MDiOfiot—
I
озда-з-соаюхи — c-i<oo<
iiigiiiiisiiiiiiisiiii
ЦЩЦЦЦЦЦЦЦи!
Й
здесь
(I —энтальпия льда на нижней пограничной кривой;
г, — скрытая теплота испарения льда;
ад
х 1 — степень льдистости пара в выходном сечении
сопла.
Значения i\a г определяют по табл. 3 в зависимости от
давления пара в конце соп- .
ла pi.
• О № Ю Щ С О О • * 00 СО Ю 1>> Ю тр CS| СЛ t O <N < ) СО 0 0 ^ С-.
*iOtO<Ot-COO^O--C-H^TfiOtC»^CjDCOa^O——Q
i-^coiOE^-a)-^Tp^coocM4rtoiWO(MTtHtT-fO"— о
lCOt-Ot^-a>-^Tr , COqOOCOiO^O^-^T^tDC<JOC>*iOt)LnuMj^L^o<ptoto^-t^i^-r^i^cocococoaia)cr>Oi
i
в
us — со" в) см* i o — сч" i o — CN" 4- r-T — o l « ю " — — <м •*• to
too
О О Й О Ю , Ю О Й О Ю О Ю О Ю О Ш О Ю О
-H—0}Q>CCCOI"-[-*.
г
_
I I
Адиабатический
процесс
(линия 0—/ад) характеризует
ся
постоянством
энтропии
So = s3ib, поэтому при известных
параметрах пара перед соплом
Ро, to, io и s0
величину х\л
можно найти из уравнения
s\*=s\+(S\-s\)x\\
(80)
В уравнении (80) значения
энтропии на верхней S\ и ниж
ней si пограничной кривой бе
рут также из табл. 3 в зависи
мости от давления р,.
Действительный
процесс Рис. 21. Графическое изображение
истечения (линия 0—1) сопро процесса в сопле в диаграмме
i—s
вождается потерей скорости
на трение и вследствие этого
возрастанием энтропии. Потери энергии в сопле йе можно
найти через скоростной коэффициент <р,:
где £i = I—ф2! — коэффициент потери энергии (£]=0,1 при <pi =
= 0,95).
Энтальпия пара в точке 1
ii=iT+he,
(82)
но ii=i{+xir], поэтому
X, =
'l — h
(83)
Удельный объем льдистого пара на выходе из сопла в усло
виях действительного процесса истечения определяют по
•формуле
f i - 0 — x^vi + xfiu
44
(79)
(84)
45
где v'i и V\" — удельный объем льда соответственно на ниж
ней и верхней пограничной кривой.
Если принять удельный объем льда (см. табл. 3) V\ =
= 0,0019 MS/KI\ TO уравнение (83) без особой погрешности
можно записать в виде
:'х = * Я
(85)
Определив удельный объем пара у, и адиабатический пере
пад Н\л = i0—iT , по уравнениям (77) и (78) находим расчет
ную площадь выходного сечения сопла F? искорость wi.
Динамический напор эжектирующей струи
Зная степень расширения сопла ф, можно определить дей;*
ствительную площадь его выходного сечения
.,
Л = &FP.
Площадь критического сечения рассчитывают
муле
2
по
Щ
фор"'
;
.
Vt
j
Основной геометрический параметр эжектора т можно най
ти из уравнений неразрывности потока, записанных для сече
ний эжектора /—/ и III—III:
G1 + Gn + GT = y^w3Fs;
откуда
,
д
№ + Оп + Д г > т ^ а а ( 1 +
+
JJW^
(89)
Удельный объем смеси в сечении ///—///
у( =
(90)
^ - —
Ра
здесь газовая постоянная смеси
АСи
46
G^B + CRn + GrKr
Ox+Gn + Or
а3 = К Ш Т
(92)
г;ри параметрах состояния смеси в сечении III—III.
В формуле (92) показатель адиабаты
*3 =
~
.
с
(93)
рсм
Последнее уравнение получено с учетом термодинамических
соотношений ср — cv = AR и k = cpjcB.
Удельная теплоемкость смеси
(1 +fln) + cPrfr
/941
C
PCM-
d + Gn + Gr
l + ft. +
fr
'
Решая совместно уравнения (91), (93) и (94), получим
ь =
!
.
I + Яя + ?г
(90
(95)
1 Л й г д г + Д п (1 + -?п)
Срг?г + С р п ( 1 + <?п)
Для ряда расчетов можно применить приближенную
мулу
. = ^ A + (i + gn)fa.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНОГО ГЕОМЕТРИЧЕСКОГО
ПАРАМЕТРА ЭЖЕКТОРА
л
Скорость потока вэ3 В конце цилиндрического участка можно
найти по формуле (68) через число маха М3 и местную ско
рость звука
фор
(96)
Давления в начале р 3 и конце р 4 расширяющейся части диф
фузора взаимосвязаны соотношением
ра = Р*-У?~-
(97)
Коэффициент (р восстановления давления в диффузоре зави
сит от угла раскрытия а 2 и отношения площадей s = FJFs (см.
табл. 1). При малом значении s наблюдаются большие потери
энергии с выходной скоростью, тогда как при s > 4 преобладают
потери на трение и расширение. Центральный угол раскрытия
диффузора аг не следует брать больше 14°, так как при этом по
ток внутри диффузора неравномерно заполняет все сечение, уве
личивается вихреобразование вдоль стенок и коэффициент ф
уменьшается. Малый угол сс2 (менее 6°) приводит к чрезмерному
увеличению габаритных размеров диффузора. Определим основ
ной геометрический параметр т при значении <р = 0,8.
Из уравнений (97), (68) и (92), учитывая, что
Рз
Г.
"•сы' 3
а
\"
47
преобразуем уравнение импульсов сил (75) к виду:
получим
А =
В*—?.
+
(99)
Рз
2
Ps
fin
HQ0)
{<Ji 4- On + Gr) Кем
Подставляя в уравнение (100) выражение (91) для # с „, по
лучим
i+—^—
0+?д)Лв
Температуру парогазовой смеси в конце цилиндрического
участка определяем из уравнения теплового баланса (67). Раз
делив все члены этого уравнения на Gu получим
Aw\
Ч + </Л + ЯтСРА = qjpA + С + Я.) h + (I + Ца + Яг) ~~ • ('02)
Преобразуем последний член уравнения (102), воспользовавЧ
шись формулами (68), (91) и (92):
'
, Aw\ <l+q« + q,)AksgTsMl[Rn(l+qn) + Rrgr]
(1+
',T,f>¥
=
=
2Нг Г б з ~ ( 1 + ^ + ?г)-^-1
L
*J_ .
(Ю4>
m
По величине рз и объему V смеси находим парциальное дав
ление водяных паров:
P3^V-(Gl
+ Gn)RnT;
p3V = (G1 + Gn + Gr)RwT,
где V и Т — объем и температура смеси.
Или
Ра—п _
(°i + Gn)
= р1 +
2B(i+qn+qr)
=
A - ^ - [R„ (I + qn) + RnqT] (273 + « .
Тогда уравнение (102) примет вид
Основной геометрический параметр m определяют в сле
дующем порядке. Задаются несколькими значениями коэффи
циента эжекции q0, для которых по формулам (95), (99),
(101) определяют соответственно показатель адиабаты кг, Д е
ление смеси р3 в конце цилиндрического участка диффузора и
парциальное давление пара рг-п в этом сечении. Параметры со
стояния смеси в сечении III—III рассчитывают по уравнению.
(103), находя по термодинамическим таблицам свойств водя
ного пара такие значения /3 и tz при давлении р 3 - п , при поста
новке которых уравнение (103) превращается в тождество. По
известным параметрам состояния смеси, используя выражения
(91), (92), (68) и (90), определяют соответственно газовую по
стоянную Rctl,, местную скорость звука а3, скорость смеси Доз и
удельный объем v3. Зная параметры состояния пара и смеси
в сечениях / - / и III-III
для принятых коэффициентов
эжекции, из уравнения (89) находят величину т . По формуле
(104) определяют несколько значений (по числу заданных коэф
фициентов эжекции qa) давления р3, которое отличается от
давления смеси в конце цилиндрического участка, определенного
по уравнению (99). Такое расхождение объясняется тем, ч т о
задаются произвольными значениями коэффиицентов эжек
ции q3.
Для определения коэффициента эжекции, удовлетворяющего
всем расчетным уравнениям, строят зависимость давления Рз о т
коэффициента эжекции q3; на полученной кривой находят точку,
ордината которой равна давлению р3, полученному из уравне
ния (99). Абсцисса этой точки дает искомый коэффициент эжек
ции, для которого и определяют окончательно основной гео
метрический параметр в описанном порядке.
Расчетные формулы (89) —(104) выведены в предположении,
что пар в конце цилиндрического участка диффузора (сечение
"1—1Щ находится в перегретом состоянии. Необходимым ус
ловием для этого является неравенство
Ва > ВТ,
k3M\
= Я£РА + 0 + <7n> h + Л -^-[R*
Принимая во внимание, что
(105)
где
(1 + Яи) + «rfJ (273 + у . (103)
в
В?* = grcprtr
им
4- ( 1 + Яа) & + Л *£- [Rn (1 +
+ Rr qt](27Z + tf).
48
< 106 >
о - 4 + qJa -f 9гС Р л,
йп)
+
(107)
49
Из уравнения (102) следует, что наибольшему коэффициен
ту эжекции соответствует наиболее низкая температура паро
газовой смеси в сечении III—III. Поэтому неравенство (105)
достаточно проверить лишь для наибольшего из заданных ко
эффициентов эжекции.
На рис. 22 приведены зависимости от числа Маха М3 харак
теристик одноступенчатого эжектора: степеней сжатия пара
и конце цилиндрического участка диффузора. Величину 6s onделялн на основании опытных данных расчетным путем из
уравнения (75).
Диапазон изменения принятых в опытах коэффициентов
эжекции qr с 0 до 0,412 охватывает большую часть случаев ра
боты пароструйных эжекторов с высокой степенью сжатия.
Б этом диапазоне изменения коэффициента эжекции коэффи
циент б3 изменяется от 0,724 до 0,784, или всего на 8%, что
указывает на улачный способ выражения величины б3 в долях
от начального количества движения эжектируюшей струи.
Переход смеси через скорость звука в горловине диффузора
(0,9<А/з<1,0) сопровождается резким изменением характери
стики эжектора. Пни этом возможны два режима работы эжек
тора как по создаваемому разрежению (кривая 3), так и по ко
личеству отсасываемого воздуха (кривая 5). Эжектор нужно
рассчитывать тяким образом, чтобы безразмерная скорость /Из
в конце цилиндрического участка диффузора была меньше
ли равна 0,9. При Л^з = 1,0 нельзя гарантировать работу
жектора с расчетной степенью сжатия.
Экспериментальная проверка уравнения (69) показала хоошую сходимость результатов опытов и расчетов. Потери
епла в области малых значений коэффициента эжекции qr<
;0,08 составили 0,3% (при более высоких температурах протеающей через эжектор паровоздушной смеси). При увеличении
коэффициента эжекции qr с 0,1 до 0,412 эти потери не превыша
ли 0,15% от вносимого в эжектор тепла. Таким образом, тепло
вые потери в эжекторе малы и при составлении уравнений со
хранения тепловой энергии для любого сечения эжектора их
можно не принимать во внимание.
На рис. 23 приведены характеристики ступеней трехступенча
той пароэжекторной установки, полученные на основании расче
тов по балансовым уравнениям с использованием результатов
испытания. Как следует из этих кривых, расчетному значению
коэффициента эжекции каждой ступени (для первой ступени
q% =0,33, для второй q% =0,24, для третьей ql =0,337) соответ
ствует значение безразмерной скорости в конце цилиндрического
участка диффузора Af s ^0,9. Сравнивая кривые, можно заме
тать, что при одинаковых степенях сжатия е коэффициент эжекипк qs отдельных ступеней насоса не является постоянной вели
чиной, а увелипчвается с понижением давления всасывания сту
пени. Поэтому высоковакуумные ступени значительно эконо
мичнее ступеней, работающих в области повышенных давлений
всасывания. Эта же особенность работы многоступенчатых пароэжекторных насосов может быть отмечена при анализе экспери
ментального материала, полученного Вигандом.
Интересны кривые, характеризующие величину 6з. Коэффи
циент i% уменьшается при одном и том же значении qa с умень
шением номера ступени. Следовательно, можно сделать прйк-
(
Рис. 22. Характеристики одноступенчатого эжектора
в расширяющейся части диффузора г^р^рз
(кривая / ) , в
эжекторе без расширяющейся части диффузора e3-ps/p> (кри
вая 2) и в эжекторе g.=ptlpi (кривая 3); степени расширения
сопла -b = t\IF\ (кривая 4); коэффициента эжекции qr—GrjG\
(кривая 5). При постоянном расходе пара (принятом в прове
денных опытах) кривая 5 характеризует и увеличение количе
ства отсасызаемого воздуха. Кривая 6 относится к коэффициен
ту 6з- Последний учитывает долю количества движения эжектирующей струи, использованную на создание полезного напора
и сообщение потоку скорости w%, которую он приобретает
50
51
тически важный вывод — коэффициент б3 следует выбирать с
учетом условий работы ступени: для высоковакуумных ступеней
нужно принимать 63 = 0,70-^0,73, а для низковакуумных 63 =
= 0,74-^0,78.
Таблица 4
Значения углов конусности сопла и диффузора паро
струйного эжектора
Угол в градусах (см рнс 19)
а,
6 — 30
10
12 — 30
6—10
12 — 24
18°55'
10-16
«.
6—8
6 —8
5— 7
а = 50°
а = 4-н5°
445'—6*42'
5-6
Автор
" • !
7—10
8
7—10
6—10
8—10
A.M. Казанский
Г. А. Ароне
B. П. Блюдов
C. С. Берман
Е. Я. Соколов
6-8
5=42'
10-12
А. В. Робожев
В. М. Рамм
Г. Г. Шкловер
и др.
раскрытия сопла а с 12 до 30° не оказывает существенного
влияния на характеристику пароструйного эжектора. Качест
венная работа эжектора в основном зависит от размеров вы-
,0,0U Ц08 0,12 ЦП 0,20 0,7b 0,28 0J2
0J5 0,40 $
Рис. 23. Характеристики трехступенчатой пароэжекторной установки (кривые /, 2 и 3 — соответ
ственно для первой, второй и третьей ступеней)
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ
Основные расчетные формулы не позволяют определить все
размеры проточной части пароструйного эжектора. Поэтому осе
вые размеры и углы раскрытия конических частей ступени
выбирают на основании эмпирических зависимостей. Как уже
отмечено, сверхзвуковой одноступенчатый эжектор состоит из
сопла, камеры разрежения, камеры смешения и диффузора.
Сопло. Сопло эжектора рассчитывают по формулам адиаба
тического истечения пара. Задачей расчета является .опреде
ление площадей критического и выходного сечений сопла. Уг
лом раскрытия расширяющейся части а. обычно задаются. Су
ществует довольно широкий диапазон рекомендованных раз
личными авторами значений этого угла (табл. 4).
На рис. 24 приведены зависимости А, Б, В степени сжатия
эжектора от коэффициента зжекции для групп сопел, испытан
ных при различных диаметре D] выходного сечения и давлении
пара ро. Как видно из приведенных кривых, изменение угла
.52
Рис. 24. Зависимость характеристики одноступенча
того эжектора от угла раскрытия сопла а:
1 — при а=12°; 2 — при а-18°; 3 — при а-Ж;
А — при Di=- 3 2 мм, р„-30 кгс/ом"; Б — при D,-3S мм. Р„=24 кгс/см г ;
!
В — при А - 3 2 м», Ра-24 кгс/см
ходного сечения сопла. Так, эжектор с соплами группы В ра
ботает в срывном режиме, в то время как эжектор с соплами
группы Б создает довольно высокую степень сжатия. Такой ре
зультат объясняется изменением диаметра выходного сечения
5?
сопел, который в первом случае был равен 32 мм, а во втором —
25 мм. Для характеристики сопел воспользуемся величиной -О
(отношение действительной площади выходного сечения сопль
Fi к расчетной Ff, определяемой из условия полного расшире
ния пара в сопле с давления ра до давления />]). С этой точкч
зрения при давлении пара 24 кгс/см2 сопла группы В характе
ризуются величиной f}=*3, в то время как сопла группы Б рабо-
# во всем диапазоне изменения коэффициента эжекции остается
меньше единицы, причем максимум степени сжатия наблюдается
при ч) = 0,6. Кривые 3 получены при абсолютном давлении пара
30 кгс/см2 для эжектора с выходным диаметром сопла 32 мы.
С изменением коэффициента эжекции дР от 0.03 до 0,15 степень
сжатия е уменьшается с 24 до 12 прн одновременном увеличе
нии •& от 0.4 до 0,7. При <?5=Ю,15 резко уменьшается степень
сжатия и •& становится больше единицы. Таким образом, наи
большая степень сжатия достигается в случае, когда расчетный
режим характеризуется значением #=0,64-0,7.
В табл. 5 (последняя строка) приведены расчетные значения
степеней расширения сопел некоторых типов эжекторов, приТаблица 5
Осевые размеры (в мм) и степень расширения сопел пароструйных эжекторов
некоторых типов
0,10
0,15
0,20
54
h)0,
ilt + h)i'D,
a
170
70
237
173
1,67
5,82
4,25
3,95
5.92
9,77
0,872
9,717
313
70
417
274
1,44
6,58
4,36
2,26
5,8
8,84
0,484
0,531
42
18
63 J 130,5 193,5 1,50
395 90
129,5 2,19
3,11
5,0
4,61
7,19
0,428
0,54
II
II
50
26
50
105
280
171
330
276
1,0
4,04
5,6
6.58
6,6
10,62
0,72
1,32
I
II
III
92
46
22
40
265
165
140
80
321
186
97
123
586
351
237
203
2,88
3,59
6,36
2.00
3,43
4,04
4,41
3,07
6.37
7.63
10,77
5,07
0,415
0,515
0,634
40
17,7
67
103
Nc
I
И
I
II
72
31
104
204
Э-1-Б,
25-Э-1
I
II
ЭП-2-400
ЭП-3-600
/ — при D,=42 мм,
Ро-24 кгс/см ! ; 2 — при Di=2b мм.
ро=24 кгс/см 1 ; J — при £>Е-32 МИ, р<>=>3<) кгс/см-
тают со степенью расширения &<1. Увеличение давления пара
с 24 (группа В) до 30 кгс/см2 (группа А) привело к увеличе
нию расхода пара через сопла группы А. Степень сжатия Е
резко возросла, а величина -& уменьшилась. При <?г^0,15 коэф
фициент # < 1 . Характер кривых, приведенных на рис. 25, по
зволяет не только проследить изменение степени сжатия при
установке на эжектор сопел с различными диаметрами выход
ного сечения, но и узязать изменение степени сжатия со степенью
расширения сопла. Кривые /, 2 получены при давлении пара
24 кгс/сма для эжектора с выходным диаметром сопла 42 мм
(кривые 1} и 25 мм (кривые 2). Из сравнения этих кривых
видно, что при Z>i=42 мм и 0=^7 (кривые I) эжектор не мо
жет обеспечить приемлемую для практических целей степень
сжатия, в то время как при Z>i = 25 мм эжектор работает с до
статочно высокой степенью сжатия. Степень расширения сопла
I JO,
1,
%г
Рис. 23. Зависимость степени сжатил f (сплош
ные линии) и степени расширения О (штрихопые
линии) от коэффициента эжекции qt, диаметра Di
выходного сечения сопла и абслоютиого давления
перед соплом ро одноступенчатого эжектора:
i,+h
!,
яе
0,05
Номер
ступе
ни
cs
Тип эжектора
п3
меняемых на электростанциях. Давление за эжектором было
принято одинаковым для всех типов и равным 1,05 кгс/см2. Из
табл. 5 видно, что почти все эжекторы (за исключением второй
ступени эжектора типа ЭП-2-400) имеют значительно недорасширенные сопла -&=0,415-н0,872, причем сопла первых ступеней
характеризуются, как правило, меньшим значением О, чем сопла
последующих ступеней. Следовательно, в процессе наладки
эжекторов опытным путем установлена необходимость примене
ния недорасширенных сопел.
Исследуя влияние площади выходного сечения и угла рас
крытия сопла на работу высоковакуумной ступени, А. Б. Цейт55
лин нашел, что наилучшая характеристика получается при
значении 0^9,4 и а ^ 19° (рис. 26 и 27). Физическую сущность
того, что вакуумные эжекторы, работающие с большими степе
нями расширения пара, следует конструировать со значительнорэ,ммрт.ст.
Рис. 26. Зависимость [26] давления всасывания р„
эжектора от отношения FJFKD при постоянных пре
дельной нагрузке и противодавлении Z>KP=2,5 мм;
to= Ь70° С; р 0 =0,5 кгс/смг; расчетное расширение
сопла F,/FMI = IQ50):
/ — при «=-19°; г —при а=30"; 3 — при а = №
недорасширенными соплами (#=Э,4), он объясняет следующим
образом. При работе пароструйных эжекторов с давлениями
всасывания 0,10—0,01 мм рт. ст. расчетные степени расширения
Ps,*tMpm.cm.
Рис. 27. Зависимость [26] давления
всасывания р э эжектора от угла
раскрытия сопла а при постоян
ных предельной нагрузке и проти
водавления (D„ p =2,5 MM; D,=
=54 мм; ( 0 =170°С; р и =0,5кгс/см 2 )
и-Ж2
2
О
15
25
35 <х. град'
пара в сопле достигают десятков и сотен тысяч. При такнх сте
пенях расширения пара расчетные длины сопел оказываются на
столько большими, что неизбежно возрастают потери скорости
потока и, следовательно, резко уменьшается скоростной коэф
фициент сопла ф). Применение недорасширенных сопел позво
ляет сохранить значение <pi в обычно принимаемых пределах.
Так при т>=0,4 получено (pi = 0,96.
Для обычно применяемых давлений рабочего пара и низких
давлений всасывания расчетный диаметр критического сечения
56
сопла высоковакуумных ступеней получается очень неболь
шим. В этом случае для увеличения размеров сопла принимают
пониженное давление пара. Иногда для небольших производительностей применяют пар с избыточным давлением ниже
) кгс/смЯ
При давлениях всасывания ниже 1 мм рт. ст. на работу сопла
существенно влияет пограничный слой. По данным работы [261,
при давлении всасывания 10~2 мм рт. ст. примерно 50% пло
щади критического сечения сопла перекрыто пограничным сло
ем, вследствие чего фактический расход через сопло оказы-
Рис. 28 Сопло (а), камера разрежения {б, в) и камера смешения (г)
эжектора
еается почти вдвое меньше расчетного. Следовательно, влия
ние пограничного слоя необходимо учитывать при конструирова
нии сопел высоковакуумных ступеней.
Диаметр паропровода Da (рис. 28, о) рассчитывают по ско
рости пара, которую принимают равной 25—30 м/с. Диаметр
сопла D' может быть равен или меньше Dn- Если D'<Dn, то
переход с одного размера на другой выполняют плавным. На
паропроводе при малых диаметрах сопла Z)^ (менее б мм) уста
навливают защитную сетку с общим живым сечением, превы
шающим в 10 и более раз площадь критического сечения сопла.
Длину I выбирают в зависимости от того, насколько выходное
сечение сопла должно быть удалено от диффузора. Свободным
размером в данном случае является цилиндрический участок
с диаметром D'. Сужающуюся часть сопла выполняют в виде
конуса с углом сужения «' = 30^-40°. Длину критического уча
стка сопла /кр принимают равной £>кр, а затем при окончатель
ной обработке доводят до половины диаметра DKP с получени
ем плавного скругления в местах перехода на конус.
Камера разрежения. Исходным размером при конструирова
нии камеры разрежения является диаметр DT1> всасывающего
трубопровода, скорость дая эжектируемои смеси в котором не
должна превосходить 60 м/с. Простые и вполне приемлемые кон
струкции камеры разрежения изображены на рис. 28, б и в , для
которых диаметр D2 равен диаметру всасывающего трубопро
вода Dw.
57
Камера смешения и диффузор. Диаметр камеры смешения
D'K (рис. 28, г) принимают равным диаметру камеры разреже
ния t>2. -Переходная часть от диаметра D'K к диаметру DK^
^0,9/>',[ должна быть плавной а отшлифованной. Для проверки
правильности выбранного диаметра DK следует рассчитать ско
рость эжектируемой смеси в кольцевом сечении F между диа
метром DK и наружным диаметром сопла D',:
w
F
~ ^ ,
(108)
где иэ — удельный объем эжектируемой смеси на входе в каме
ру разрежения при давлении ps.
Скорость эжектируемой смеси wF, по данным В. М. Раммз,
не должна превосходить 90 м/с.
Опыты, проведенные во ВНИИМТ на эжекторах, работаю
щих со степенью расширения пара в сопле £=^300 и степенью
сжатия s s 6 , показали хорошие результаты при значении сн =
работу эжектора. По данным В. М. Рамма, оптимальные ре
зультаты получают при Z>4= (1,6—2,0) AJ. Площадь выходного
сечения диффузора следует рассчитывать при условии, что ско
рость смеси Wi составляет 60—80 м/с.
Осевые размеры. Длина цилиндрического участка диффузо
ра зависит от конструкции камеры смешения; это следует из
анализа экспериментальных данных, полученных различными
исследователями. Например, для эжекторов с развитой кониче
ской частью камеры смешения рекомендуют брать длину / 2 =
= D3. Ряд отечественных исследователей, изучающих эжекторы
•с ускороченной конической частью камеры смешения, предлага-
р,ммрт.ся>.
Рис. 29. Зависимость [26] давления
всасывания от угла раствора диффу
зора «I при постоянных предельной
нагрузке и противодавлении (О к р =
=2,5 мм, Л = 5 4 мм, / Л = Ш 7 мм.
D 3 =100 MM, Z>4=150 мм, / г =350 мм,
/3=5Й5 мм, 4 = 170° С, р 0 =0,5 кгс/см2)
*
J
6
7
3
а„град
= 10-=-13°. В. М. Рамм [21] рекомендует принимать конусность
1 : Ш(а! = 5°42'), причем при £ < 2 0 и е < 2 выбирают конус
ность 1 : 12 (aj=4°45'), а при Е>500 и е>7—1 : 8,5 (ai = 6°42').
По данным А, Б, Цейтлина, наилучшую характеристику высо
ковакуумной ступени получают при «i=6'°45' (рис. 29).
А. В. Робожев рассматривает два участка, соответствующие
двум различным процессам в эжекторе: первый участок — до
сечения а—а и второй участок — между сечением а—а и вход
ным сечением горловины диффузора. Первый участок А. В. Ро
божев рекомендует выполнять с большим углом раскрытия (до
50°) для обеспечения свободного доступа эжектируемой среды
к рабочей струе, а второй участок — с малым углом <xi=4—5°
для снижения до минимума потерь на входе в диффузор [20].
Рекомендованные различными исследователями углы конусности
диффузора указаны в табл. 4.
При конструировании расширяющейся части диффузора
(принимая s = FA/FS и угол аг) всегда можно подобрать тлкое
значение коэффициента восстановления давления ф (см. табл. П,
чтобы оно было больше или равно принятому значению гр=0,8.
Увеличение коэффициента <р по сравнению с принятым улучшает
58
Рис. 30. Номограмма для определения длины d [21]
ют принимать длину цилиндрического участка ; 2 =(6ч-8)£>з
[20, 23]. Обычно при конструировании камеры смешения (а
значит, и выборе длины h) учитывают характер струи в ме
сте соприкосновения ее со стенками камеры. При сверхзвуко
вом потоке необходим конический входной участок камеры
смешения; в этом случае принимают наименьшую длину ци
линдрического участка. Если скорость потока во входном сечении
камеры смешения близка к звуковой или ниже ее. то лучше
работает диффузор с длинным цилиндрическим участком. *
Оптимальное значение расстояния 1\ В. М. Рамм рекомен
дует определять из номограммы (рис. 30) в зависимости от
•степени сжатия эжектора е и степени расширения пара в
сопле Е.
А. В, Робожевым на основании опытов выведены следую
щие эмпирические зависимости для определения необходимей
Длины Ц (см. рис. 19) и диаметра смешанной струи Da паро
струйных эжекторов конденсационных установок паровых тур
бин [201:
/^ЗЖУ^Г,
D „ - 0 , 0 +1,23 У ^ А -
(ЮЭ)
(!10)
59
Желательно, чтобы Da= (1,0-М, 1)Z>3. Формулы (109) и
(ПО) справедливы при 0,1<? э <0,5 и l2- (8-:-12) Dz. Для двух
ступенчатых эжекторов, работающих на электростанциях, полу
чены опытные зависимости [28]:
для первых ступеней
/' = 0,019
+ 5O)D»
(111)
ния этих длин к диаметру цилиндрического участка £>3 ука
заны в табл. 5, из которой видно, что первые ступени эжекторов
выполняют с цилиндрическими участками hlDz—1,00-^2,88, а
вторые и третьи ступени имеют /2Д)з = 2,194-6,58. Расстояние от
сопла до конца цилиндрического участка у первых ступеней
(7]-г/2)Д5з = 4,61-=-6,60 также меньше, чем у второй и третьей
ступеней (/i + / 2 )/D 3 = 7,194-10,77.
для вторых ступеней
/'=0,25(JJL--8)D,.
(112)
Эти выражения получены при а! = 5-ь6°, a 2 =10~12°, i K =
= 6D3, l3 = 4Di и /3 = (4-7-6)Дз.
Используя основные положения современной теории турбу
лентных струй, М. И. Путилов [191 нашел, что относительное
оптимальное расстояние l\—l\jDs от выходного сечения сопла
до начала цилиндрического участка камеры смешения зависит
от коэффициента эжекции и геометрических параметров струй
ного аппарата, т. е.
Т
'•
КО. 072 + 0,104<ь-0,268
^гс
VK
7Г'
„IQI
(
}
где
С = 0,27 —опытная константа для началь
ного участка струи;
F\ = F-JFKS, Fz^Fs/Fxp-—геометрические параметры струй
ного аппарата.
С помощью номограммы (рис. 31), построенной по форму
ле (П3),_ можно быстро определить оптимальное значение рас
стояния ;,=/i/Z>3. Например, для струйного аппарата с геометри
ческими параметрами Fi//="„p= 1,5, /уЛф=10,0 при коэффициен
те эжекции <?э= 1,375 оптимальное относительное расстояние
11=Шз = 2,7.
Формула (113) проверена для пароструйных аппаратов с ци
линдрическими камерами смешения длиной, равной шести диа
метрам. Камеры имели входной конический участок с закруглен
ной входной кромкой. Геометрические параметры исследован
ных аппаратов / y F B p = 4,88-=-34,l, f,/F K P = l,0-=-2,02; абсолютное
давление рабочего пара 9 и 13 кгс/см2, температура 280—310° С.
Эжектируемой средой является пар с абсолютным давлением
1,4; 1,7; 2 кгс/см и температурой 210—250° С. Максимальный
коэффициент эжекции изменялся от 0,73 до 2,04. Эжектируемый
пар подвергали сжатию до абсолютного давления 1,65—
2,80 кгс/см2. Совпадение опытных значений Г] с теоретическими
кривыми, рассчитанными по формуле (113), хорошее.
Размеры I, и 12 для пароструйных эжекторов, работающих
на электростанциях, изменяются в широких пределах. Отноше60
Рис 31. Номограмма для выбора оптимального
hIDi [19]
отношения
Влияние осевых размеров эжектора на его работу изучали
и во ВНИИМТ [13, 14]. Эксперименты проверены на одноступен
чатом эжекторе с конической камерой смешения, работавшем
со сверхзвуковой скоростью потока при входе в диффузор.
Кривые, построенные по результам опытов (рис. 32), характери
зуют изменение степени сжатия эжектора от давления пара
перед соплом при различных длинах цилиндрического участка
k. Расход воздуха во время опытов поддерживали постоянным
и равным 57,6 кг/ч. Из рассмотрения полученных кривых сле
дует, что для каждой длины h существует предельное давле
ние р0. С уменьшением давления пара ниже предельного сте
пень сжатия резко падает. Большой длине к (равной 3Z>3, 4Р 3
и 6D3) соответствует несколько больший интервал давлений,
в котором эжектор работает с высокой степенью сжатия. В интеввале избыточных давлений пара 23—29 кгс/см2 наибольшая
степень сжатия Б = 7,59-Ь7,20 достигается при / 2 ^2D 3 или
При проведении опытов по изучению влияния длины цилинд
рического участка I» на работу эжектора одновременно изме61
няли и общую длину h + h. на которой происходит смешение и
выравнивание потоков. Представляют интерес опыты с пере
движением сопла в осевом направлении. В этом случае величину
h~\-k изменяли за счет перемещения сопла к диффузору, а дли
ну к поддерживали постоянной и равной 63,6 мм (около 2D 3 ).
Опыты проводили при постоянном избыточном давлении пара
/?о = 23 кгс/см2.
i
|
V...
g*?*£V=
/
J
1
у
i
9-1
LZ
!
. л/
в-
15
i
1
I
;
17
19
Г1
:
21
1
*
I
|
1
,
'
i1
23
Г
i
^ • p i
/
!
I
r4-U
::
1
r--2
1
O-J
i
1
1
i л-4
i
!!
25
1
•
р0,«Щ'сн*
Рис. 32. Зависимость степени сжатия эжектора & от избы
точного давления пэра ра перед соплом и длины цилинд
рического участка 1%:
; _ при г,=63,5=2Сч /, + /j=IODj; 2 — при ^=05,3 мм=ЗД 1р l< + li"
« П О , - з~—пви ti=V27 MM=4f>3. l,+h**\2D,;
4 — при ( s - l K « I I »
= 6D;, /, + ls«14£>j
На рис. 33 сплошными линиями показана зависимость сте
пени сжатия эжектора от коэффициента эжекции qP для трех
положений сопла: /, =—6,6, / ' — 1 7 , 8 и /' = 64,5 мм {знак минус
соответствует случаям, когда сопло вдвинуто внутрь камеры
смешения). Как видно из этих кривых, при расчетном значении
коэффициента эжекции <;г^0,187 наибольшая степень сжатия
(кривая 1).
е = 9,46 достигается при /'=—6,6 мм, 1, + к&Ьйз
Изменение суммы /i + /« как в сторону увеличения до 1О03, так
и в сторону уменьшения до 7,6£>з приводит к снижению созда
ваемого эжектором напора. Видимо, оптимальное значение рас
стояния U + k для одноступенчатых эжекторов, работающих
со степенью сжатия £>4, находится в пределах (8—10)Z>3. Рас
стояние /i=(7,3-r7,5)0з и л и '| + 'з= (8,3~8,5)0з определяют из
номограммы (см. рис. 30) по параметрам работы эжектора с
расчетным коэффициентом эжекции. Дальнейшее исследование
многоступенчатых эжекторов показало, что оптимальное значе
ние расстояния h можно с достаточной точностью определять из
этой номограммы.
При работе эжектора с соплом, удаленным от камеры сме
шения на расстояние (" = 64,5 мм, /i-f/гда 1О0з, были измерены
62
давления и температуры в трех сечениях цилиндрического уча
стка длиной ("2 = 63,6 мм (в начале, середине и конце). Расстоя
ние между сечениями составляло 21,8 мм. На основании заме
ров расчетным путем были определены числа Маха и степени
сжатия в этих сечениях цилиндрического участка. Кривые 4, 5
и 6 (сплошные — е, штрихорые — М), относящиеся соогветст-
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
уг
Рис, 33. Зависимость степени сжатия е при различном
/' (сплошные линии) и числа Маха М при ('=64,5 мм
(штриховые линии) от коэффициента эжекции 1т:
I — при ('= —8.6 мм, 1,+h^SD.-.: 2 — при ('=. —I7.S мм (|+/;**7.60 ( ;
$ — при ('=64,5 мм, £| + |.е=1(Шз; 4, 5, и — соответственно в на
чале, середине и конце цилиндрического участка
веино к началу, середине и концу цилиндрического участка, по
казывают, что в нем происходит интенсивное сжатие паровоз
душной смеси. Характерно, что в исследованном режиме эжек
тор работает с достаточно высокой общей степенью сжатия
(кривая 3) при числе Маха в конце цилиндрического Участка
меньше единицы (штриховая кривая 6).
Влияние положения сопла относительно диффузора на ха
рактеристику и относительный к. п.д. одноступенчатого паро
струйного эжектора хорошо иллюстрируется зависимостями,
приведенными на рис. 34 и 35. Верхние кривые на рис. 34 от
ражают изменение давления сжатия для соответствующих точек
нижних кривых. Кривые 6 соответствуют наибольшему расстоя
нию от сопла до диффузора, кривые / — наименьшему, а кри
вые 2—5 — промежуточным положениям сопла. Из рис. 34 сле
дует, что с увеличением расстояния между соплом и диффузо
ром расход эжектируемого воздуха при постоянном давлении
63
всасывания на рабочей ветви характеристики (пологий участок)
возрастает, тогда как противодавление и степень сжатия умень
шаются. Если расстояние между соплом и диффузором прибли
жается к минимально возможному (кривые 2, 1), то умень
шение производительности эжектора не сопровождается ростом
противодавления или степени сжатия, С другой стороны, если
фиксированном положении сопла вызывает увеличение степени
сжатия, а также приводит к росту давления всасывания нена
груженного эжектора. Влияние расхода рабочего пара на про
изводительность зависит от давления всасывания. С увеличе
нием расхода рабочего пара производительность падает в об
ласти малых давлений всасывания и растет в области повы-
pt,MMpm.cm.
р^ммрт.ст.
wo
50
о
1
юо%
200 \'300%
р,,ммрл!.ст.
А / 1/ }
20
/
{
W
А
с*^
15
/
10
5
О
Рис. 34. Зависимость противодавления
pt и давления всасывания Pi от производительности одноступенчатого эжектора при различном положении сопла [29]
Рис. 35. Зависимость давления
всасывания р\ от относительного
к, п. д. при различном положении
сопла одноступенчатого эжекто
pa [29]
50
109
150
290 250
&})Нг/ч
Рис. 36. Зависимость противодавления р4 и
давления всасывания pi от производительности
G, от ноет у пен ч а то го эжектора при различном
относительном расходе пара [29]
сопло слишком удалено от диффузора, то при давлениях, близ
ких к давлению всасывания ненагруженного эжектора, работа
аппарата становится неустойчивой (кривые б).
Кривые изменения относительного к. п. д. эжектора (см.
рис. 35), соответствующие шести кривым на рис. 34, показы
вают, что максимальное значение к. п. д. на каждой кривой до
стигается лишь в одной точке вблизи перегиба соответствую
щей характеристики. Наибольший к. п. д. достигается при не
котором среднем положении сопла. Следовательно, для каж
дой совокупности параметров (расход пара, производитель
ность, степень сжатия), задающих режим работы эжектора,
имеется оптимальное положение сопла.
Характеристику пароструйного эжектора можно изменять,
меняя расход рабочего пара (рис. 36). Каждая кривая на
рис. 36 представляет собой линию, соединяющую при задан
ном расходе рабочего пара оптимально возможные режимы при
переменном положении сопла. Из рассмотрения графика сле
дует, что, как правило, возрастание расхода пара при любом
шейных давлений всасывания. Таким образом, для эжекторов
любых размеров в области повышенных давлений всасывания
можно получить большие расходы эжектируемого воздуха, если
увеличить расход рабочего пара. Это дает возможность снижать
капитальные затраты за счет уменьшения размеров насоса, но
приводит, в свою очередь, к увеличению эксплуатационных
расходов.
Из приведенных на рис. 34—36 зависимостей следует: хотя
требуемый расход воздуха при заданных давлениях всасывания
и сжатия может быть получен при многочисленных комбинаци
ях положений сопла и расходов пара, лишь при единственном
оптимальном соотношении этих параметров обеспечивается
требуемая производительность при минимальном расходе ра
бочего пара.
В табл. 6 приведены основные данные для расчета и конст
руирования проточной части ступени пароэжекторной уста
новки, Остановимся лишь на некоторых моментах, уточняющих
выбор указанных в таблице величин.
64
3
Зэк. Ж
65
Таблица
Основные данные для расчета и конструирования проточной части
пароструйного эжектора (рнс. 19 и 28)
Рекомендуемые значения параметров
Сопло
Угол а ' = 3 0 - 4 0 °
Длина I (см. рис. 28)
Длина / R p = 0,5 DKP
Угол а= 12—20°
Камера разрежения
Скорость щ = 50 м/с
Тип камеры (см. рис. 28, а, б) . .
Диаметр камеры £>2 = D TP
. . . .
Камера смешения
Скорость wF до 90 м/с
Диаметр D'K~ D a
Диаметр £ > к < 0 , 9 D'K
Угол 0^ = 6—13°
Диффузор
Скорость ша = 50—60
Диаиетр D4 > 1,6 D3
Угол а 3 - 6 — 1 0 0
Эмпирические коэффициенты
Число Маха М$ ~ 0,9
Степень расширения сопла !l (см. рис
37)
Коэффициент ф = 0,8
Коэффициент 6з = 0 , 7 0 - 0 , 7 8 . . .
Осевые размеры
Длина (i = 2 D 8
Расстояние /i (см. рис. 30)
Примечание
До D KP
До 40
До 60
Допускаются другие варианты
До 1.1 £>ТР
При Е > 500 и е > 6—a.t = 10-ИЗ"
при Е < 20 и в < 2—щ =. 6 - 9 "
До 90
0,85—90
См. табл. 1
При р ! < 0 , 0 3 кгс/см2
6S = 0 , 7 0 - 0 , 7 3 ;
при / ? > 0 , 0 3 кгс/см2
б3 = 0 , 7 4 - 0 , 7 8
четном режиме, то следует принимать меньшее значение 12; и,
наоборот, если режим работы не постоянен по откачиваемому
газу, то принимают большее значение длины /2.
При конструировании проточной части следует уделять осо
бое внимание обработке и соосности всех частей ступени, так
как от этого в значительной степени зависит эффективность и
надежность работы мно
гоступенчатой пароэжекторной установки.
У
Материалы для изго
товления сопел, корпу
0,8
сов насоса и конденсато
ров выбирают в зависи
мости от вида откачивае
0,6
мой среды [4].
./
Эжекторы для •откач
пи /
ки воздуха, водяного па
Р
150
300
Ш
ЬОО р,ммрпг,ст.
ра и любых газов, не вы
зывающих быстрой кор Рис. 37. Зависимость степени расшире
розии стали, выполняют ния сопла <& от давления всасывания
из углеродистой стали,
ступени pi
чугуна. При содержании
в воздухе или
водя
ных парах фенола, сероводорода или других умеренно агрес
сивных веществ, а также агрессивных газов и паров (содержа
щих продукты жирных кислот и др.) материалом для эжектора
может служить коррозионностойкая сталь. Сильно агрессивные
газы и пары, содержащие продукты низкомолекулярных жирных
кислот (муравьиной, уксусной и т. д.), откачивают эжекторами,
выполненными из кислотостойкой стали.
Иногда для откачки сильно агрессивных паров применяют
фарфоровые эжекторы, а также эжекторы из специальных ста
лей с антикоррозионным покрытием.
(1,5—3,0>D3
При Е > 1000 и в > 6—^ = (8—9)D3
Степень расширения сопла г> в зависимости от давлени
всасывания ступени pi определяют по графику (рис. 37). Кри
вая построена на основании анализа расчета степеней расшп
рения сопел пароструйных эжекторов, работающих на электрс
станциях, данных А. Б. Цейтлина по высоковакуумным ступе
ням и экспериментальных исследований, проведенных в>
ВНИИМТ.
Длину цилиндрического участка h нужно выбирать с учето:
условий работы ступени. Если ступень работает в строго рас
се
3*
Рабочим давлением называют давление, создаваемое в отка
чиваемой камере данным насосом при определенном количест
ве удаляемых газов.
Коэффициент полезного действия насоса представляет собой
отношение энергии Эп, расходуемой на совершение полезной ра
боты сжатия газа от давления всасывания до атмосферного дав
ления, к полной энергии Э, подведенной к насосу:
n = Js.m
<U5)
Э
Г л ав а I I I . М Н О Г О С Т У П Е Н Ч А Т Ы Е
П А Р О Э Ж Е К Т О Р Н Ы Е УСТАНОВКИ
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
НАСОСОВ
ПАРОЭЖЕКТОРНЫХ
Вакуумные насосы характеризуют предельным вакуумом
производительностью, скоростью откачки, рабочим давлением
всасывания и коэффициентом полезного действия.
Предельным вакуумом насоса называют минимальное оста
точное давление, которое может быть создано в герметичной
вакуумной системе. Предельный вакуум определяется равно
весием между количеством газа, удаляемым насосом, и коли
чеством газа, возвращающимся из насоса в систему. Для парозжекторных насосов предельный вакуум является обычно вто
ростепенной величиной, так как основное назначение таких
устройств — откачка возможно больших количеств
газа,
т. е. работа в области максимальной производительности,
Производительностью вакуумного насоса называют коли
чество газа, удаляемого насосом в единицу времени при дан
ном давлении всасывания. Обычно производительность G из
меряют в л-мк рт. ст./с, л • мм рт. ст./с, м 3 -мм рт. ст./с и т. д.
При предельном вакууме эффективная производительность
равна нулю.
Скоростью откачки насоса NH называют объем газа, удаляе
мого из откачиваемой системы в единицу времени при данном
давлении всасывания. Скорость откачки характеризует объемную производительность насоса и измеряется в л/с, м3/с и т. д.
С производительностью насоса скорость откачки связана соот
ношением
*н = — ,
где р э —давление газа при входе в насос.
68
(114)
Эти величины приняты в вакуумной технике для характери
стики любого насоса. Рассмотрим теперь характеристики пароэжекторных насосов.
Ступени пароэжекторных насосов, как правило, выполняют
сверхзвуковыми. Это означает, что рабочий пар вытекает из
сопла со сверхзвуковой скоростью, а смешанный поток, посту
пающий в диффузор, имеет среднюю скорость, которая равна
или превышает скорость звука. С термодинамической точки
зрения преобразование сверхзвуковой скорости потока в дозву
ковую должно осуществляться в диффузоре, представляющем
собой обращенное сопло Лаваля.
В свободной струе между выходным сечением сопла и сече
нием струи в месте соприкосновения ее со стенкой диффузора
имеется ядро потока, двигающегося со сверхзвуковой скоро
стью, и пограничный слой, на периферии которого скорости по
тока близки к нулю [7]. В результате интенсивного перемеши
вания частиц ядра и периферии в диффузоре поля скоростей
выравниваются. Скорость частиц в ядре потока уменьшается, а
на периферии увеличивается. Вследствие этого толщина при
стеночного дозвукового слоя уменьшается, достигая на некото
ром расстоянии от входного сечения диффузора минимального
значения, определяемого вязкостными свойствами газа. Таким
образом, в цилиндрическом участке диффузора создается зона,
почти целиком заполненная потоком, который двигается со
сверхзвуковой скоростью. При подобном режиме работы сту
пени изменение давления за диффузором не может переда
ваться в обратном направлении {так как возмущения в сверх
звуковом потоке против течения не передаются) и влиять на
процесс в камере смешения.
Дальнейшее развитие потока происходит по-разному и за
висит от величины противодавления. При небольшом противо
давлении поток, проходя через сложную систему скачков уп
лотнений и волн разрежения, становится дозвуковым L20J.
С ростом противодавления средняя скорость смеси, протекаю
щей через диффузор, постепенно уменьшается. При некоторой
величине противодавления средняя скорость в диффузоре сни
жается настолько, что зона, заполненная сверхзвуковым пото
ком, исчезает, и пристеночный дозвуковой слой становится боль69
шим. Тогда через этот дозвуковой слой возмущения переда
ются против течения, и изменение противодавления вызывает
существенные изменения протекания процесса в камере сме
шения.
Основной характеристикой пароэжекторных насосов яв
ляется зависимость давления всасывания рэ от производитель
ности G3. Производительность обычно измеряют в кг/ч. Харак
теристика пароэжекторного насоса (рис. 38) состоит из двух
участков, соответствующих двум
рассмотренным режимам работы.
Переход с одного участка на дру
гой определяется тем, является ли
действительное
противодавление
первой ступени насоса рА больше
или меньше ее предельного проти
водавления р\пр- На рабочем уча
стке а характеристики повышению
расхода эжектируемого газа соот
ветствует сравнительно небольшое
возрастание давления всасывания;
на перегрузочном участке б срав
нительно небольшое возрастание
Рис. 38. Характеристика па
расхода газа приводит к рез
роэжекторного насоса
кому увеличению давления всасы
вания.
Точка перехода рабочего участка в перегрузочный характе
ризуется нарушением сверхзвуковой зоны, в диффузоре первой
ступени и соответствует предельному режиму работы насоса;
в этой точке действительное противодавление р* равно предель
ному р4пр- Предельному режиму соответствует максимально
возможная при заданном давлении всасывания объемная произ
водительность (скорость откачки) и наиболее экономичный ре
жим работы. Однако этот режим является неустойчивым, так
как при незначительном возрастании Ga по сравнению с G9np
насос переходит на перегрузочный режим работы, при котором
возможны пульсации давления в камере смешения первой сту
пени и повышенный переток водяных паров из насоса в отка
чиваемый объем. В связи с этим рабочая производительность
насоса должна быть меньше предельной. Точка перегиба харак
теристики является расчетной точкой, для которой и проекти
руют пароэжекторный насос.
КОНСТРУКЦИИ
Как уже отмечено, степень сжатия одноступенчатого эжек^
тора обычно не принимают больше 10. При этом одноступенча
тый эжектор, работающий с выхлопом в атмосферу, может
70
создавать вакуум до 90%. Для достижения более глубокого ва
куума применяют многоступенчатые пароэжекторные установки,
состоящие из последовательно соединенных ступеней. При такой
схеме каждая последующая ступень должна удалять не только
газ, откачиваемый первой ступенью, но и рабочий пар пред
шествующей ступени. Во избежание этого между каждыми
двумя ступенями устанавливают конденсатор. В пароэжектор
ных установках глубокого вакуума
наиболее часто применяют баромет"вР
рические конденсаторы смешиваю% ^
щего типа. Число ступеней паро- — М |
эжекторной установки определяет^IJjся величиной необходимого ваку
ума.
Для получения остаточного дав
ления 0,05 кгс/см2 применяют двухи трехступенчатые установки со
степенью сжатия в одной ступени
соответственно 4,6 и 2,8 (рис. 39).
При достижении
давления 0,05
кгс/см2 можно применить баромет
рический конденсатор, давление в
котором не превышает давление на
сыщения водяного пара, при темпе
ратуре охлаждающей воды на вы
ходе из конденсатора. Для большей
части районов СССР температура
воды в летнее время не превышает
25° С.
Если принять, что вода нагре
вается на 5° С, то температура
воды из первого барометрического
конденсатора составит 30° С, а дав
ление насыщения водяных паров Рис. 39. Схема двухступен
при этом будет равно 0,0431 кгс/см2, чатого пароэжекторного на
£26]:
т. е. меньше давления в конденса J — первая соса
ступень; ? — вторая
2
торе (0,05 кгс/см ).
ступень;
3 — барометрический
смешивающего ти
Для достижения остаточных дав конденсатор
па;
4 — сливная
барометриче
5 — выхлопная тру
лений 1,0—0,1 мм рт. ст. ступень с ская труба;
ба; ft — гндрозатвор
давлением 0,05 кгс/см2 дополняют
двумя или тремя ступенями без промежуточных конденсаторов.
На рис. 40 в диаграмме ( — $ показаны приблизительные диапа
зоны работы различных ступеней современных многоступенча
тых пароэжекторных насосов.
На рис. 41 приведена схема вакуумной системы с пароэжекторным насосом, применяемым компанией Юнайтед Стейтс
Стил (США) в установках вакуумной обработки металла при
отливке крупных слитков.
71
i,«xa/Tfc
Насос изготовлен и поставлен фирмой Эллиот на следующие
условия:
Скорость разливки стали в т/мин . . . .
Молекулярная масса откачиваемого газа .
Объем откачиваемого газа при давлении
0,6 мм рт. ст. и температуре 25Х в
м^/мин
Давление в камере во время разливки в
мм рт, ст
Давление в камере перед разливкой в
мм рт. ст
Избыточное давление рабочего пара в
кгс/см а
Температура охлаждающей воды в "С . •
1,0
1,2
;,4
7,6
i}s
2,0
2,? s,Kxafl/Ki0C
Рис. 40. Диапазоны работы ступеней пароэжекторных
вакуумных насосов в t'—s-диаграмме (29]
+ 11700
Рис. 41. Схема вакуумной системы с пароэжекторным насосом фирмы Эллиот
(США) д л я дегазации стали в струе:
1~ВЛКУУЫПЗЯ
камера; 2 — промежуточный ковш- 3
ч, о. а — соответственно первая, етоиая, тпетья н чет
вертая ступени насоса; 5, 7 - соответственно первый
к второй барометрические конденсаторы; 9 —эчсгаустср; 10 — трубопровод выброса газа в атмосферуII ~ барометрический колодец
10
19,3
28,31
0,6
0,2
8,8
30
Насос четырехступенчатый. Первые две ступени работают
без конденсации пара. Промежуточные конденсаторы установ
лены после второй и третьей ступеней. Четвертая ступень, как
и эксгаустер, выбрасывает парогазовую смесь в атмосферу.
Суммарный расход пара на насос 3500 кг/ч (1-я ступень —
306 кг/ч, 2-я ступень— 1490 кг/ч, 3-я ступень —468 кг/ч, 4-я
ступень — 350 кг/ч, эксгаустер — 886 кг/ч). Количество охлаж
дающей воды, поступающей в первый барометрический конден
сатор, составляет 2500 л/мин, а во второй —510 л/мин. С ва
куумной камерой насос соединен трубопроводом диаметром
900 мм,
В СССР разработаны и успешно внедряются на металлурги
ческих предприятиях пароэжекторные насосы отечественного
производства. Ниже приведена эксплуатационная характери
стика пятиступенчатого пароэжекторного насоса НЭВ-Ш0Х1
(рис. 42):
Производительность по газу при давлении
1 мм рт. ст. в кг/ч
Расход охлаждающей воды при 28°С в м 3 /ч
Расход рабочего пара при давлении
15 кгс/сма в кг/ч
100
180
2200
Насос оборудован тремя барометрическими конденсаторами
смешивающего типа, которые установлены после второй, треть
ей и четвертой ступеней. Диаметр трубопровода, соединяющего
камеру с насосом, 600 мм. За первым конденсатором основного
насоса установлен пусковой двухступенчатый насос произво
дительностью 1800 кг/ч с барометрическим конденсатором. Про
изводительность пускового насоса довольно велика. Это позво
ляет снижать давление в откачиваемой камере от атмосферного
до 100 мм рт. ст. за 1—2 мин и, следовательно, значительно со
кратить время откачки камеры до рабочего давления 1 мм рт. ст.
Ускорение откачки системы особенно важно, если сталь дегази
руется в ковше, так как создание вакуума в этом случае
можно начать только после помещения ковша с металлом в гер
метически закрытую камеру.
73
Пароэжекторные насосы (см. рис. 41, 42) с барометрически
ми конденсаторами наиболее надежны в эксплуатации. Однако
применение барометрических конденсаторов требует размеще
ния их на высоте 10—11 м. Высоту расположения конденсаторов
Производительность по газу в кг/ч
Рабочее давление в мм рт. ст. . .
Давление рабочего пэра Б КГС/СМ4
Температура рабочего пара в °С .
Суммарный расход пара в кг/ч . .
Расход охлаждающей воды в м3/ч
125
1
9
180
4370
140
Насос четырехступенчатый. Во время вакуумирования 60 т
мартеновской стали фактическое давление в вакуумной камере
находиться в пределах
1—3 мм рт. ст. Несмотря
на то, что опыт примене
ния насоса с поверхност
ными конденсаторами в
данном случае дал поло
жительные результаты, к
применению поверхност
ных конденсаторов в ус
тановках для вакуумной
обработки металла сле
Вода
дует подходить осторож
но из-за возможности за
бивания их содержащей
ся в откачиваемых газах
пылью.
При расчете много
ступенчатых
установок
прежде всего следует вы
брать число ступеней и
распределить между ни
ми давления. Для распре
деления давлений по сту
пеням можно принимать
степень сжатия во всех
Рис, 43. Схема пароэжекторного насоса
со смешивающими конденсаторами [21]:
ступенях одинаковой:
ест = 1 е
Рис. 42. Схема пароэжекторного
насоса
НЭВ-100X1:
1—5 — ступени основного насоса; в, 7 — ступени пускового на
соса-, S—10 — первый, второй и третий барометрические конден
саторы основного насоса; II — промежуточный конденсатор пу
скового насоса
можно значительно уменьшить, если воду и конденсат удалять
из сливных труб конденсаторов центробежным
насосом
(рис. 43). Насос становится еще более компактным при исполь
зовании поверхностных конденсаторов,
Ниже приведены расчетные параметры пароэжекторного
насоса (рис. 44) с поверхностными конденсаторами, предназна
ченного для вакуумирования стали в ковше емкостью 60 т:
74
(116)
J — сосуд с поплавковым клапаном; 2 — цент
робежный насос; 3 — сдвоенный барометриче
ский конденсатор
где г — число ступеней;
е — общая степень сжатия пароэжекторной установки.
Однако от такого распределения часто приходится отказы
ваться, так как давление перед первым конденсатором должно
быть согласовано с температурой охлаждающей воды. В усло
виях ограниченного расхода пара оптимальное количество сту
пеней следует определять на основании технико-экономических
расчетов. Но и в этом случае при окончательном выборе числа
ступеней необходимо учитывать сложность компоновочной схе
мы установки и условия эксплуатации, так как на основании
технико-экономических расчетов можно получить неприемлемо
большое количество ступеней.
75
Рис. 44, Схема пароэжекторного насоса с поверхно
стными конденсаторами:
I — н а е м н а я камера; 2 — вакуум-провод; 3. 4. 6, S - соот
ветственно первая, вторая, третья и четвертая ступени на
соса- S 7 — соответственно первый и второй поверхностные
конденсаторы; 9 — конденсатные бачки; 10 — конденсатны ( 1
насос; II — паровой коллектор; 12 — трубопроводы охлаж
дающе!! воды
воздух
Обработавший пар
1 Охлаждающая ^ - ^ ^
— вода
_ j Огяа/кдающвя
~8ада
Воздух
ОтраЬвтаВший
— пар
Рис, 45. Схема смешивающих конденсаторов:
Тепло пара, отработавшего в ступени насоса, обычно отво
дят в конденсаторах. В соответствии с принципом действия кон
денсаторы разделяют на смешивающие и поверхностные. В сме
шивающих конденсаторах теплообмен происходит благодаря не
посредственному контакту и смешению обоих теплоносителей.
В поверхностных аппаратах пар и вода разделены промежуточ
ной твердой стенкой, участвующей в процессе теплообмена и об
разующей поверхность охлаждения.
В вакуум-насосах химической промышленности и установках
вакуумной обработки металла наиболее распространены смеши
вающие промежуточные конденсаторы. По направлению движе
ния пара и воды конденсаторы этого типа разделяются на пря
моточные (рис. 45, а) и противоточные (рис. 45, б). По принципу
действия конденсаторы также можно разделить на два типа.
В одном из них, наиболее распространенном, пар конденси
руется от непосредственного соприкосновения с охлаждающей
водой, разбиваемой на отдельные мелкие струйки или капли
(см. рис. 45). Во втором, эжекторном или струйном, типе кон
денсатора пар конденсируется на поверхности одной или не
скольких мощных струй воды, движущихся с большой скоро
стью (рис. 46).
Основным преимуществом смешивающих конденсаторов по
сравнению с поверхностными той же производительности явля
ется простота и компактность устройства п, вследствие этого,
значительно более низкая стоимость. Кроме того, благодаря не
посредственному контакту конденсируемого пара с охлаждаю
щей водой температуру последней на выходе можно довести в
противоточяых конденсаторах почти до температуры насыщения
водяного пара при соответствующем давлении, т. е. свести к
минимуму недогрев воды. Поэтому кратность охлаждения и ко
личество охлаждающей воды при одной и той же температуре
парогазовой смеси на входе (том же абсолютном давлении в
конденсаторе) могут быть значительно меньше, чем у поверх
ностных конденсаторов. Смешивающие конденсаторы более
удобны в эксплуатации, почти не требуют ухода и контроля и
могут, что особенно важно, работать на воде, содержащей агрес
сивные вещества. Расход энергии на удаление воздуха в сме
шивающих конденсаторах несколько выше, так как следующая
за конденсатором ступень должна удалять помимо газа, содер
жащегося в паре, и воздуха, попадающего через неплотности,
воздух, выделившийся из охлаждающей воды; в I л воды при
20° С содержится приблизительно 25 мг воздуха (рис. 47).
При сопоставлении прямо- и противоточных смешивающих
конденсаторов необходимо учитывать различие в распределе
нии парциальных давлений пара рП и газа рг, а также темпера
туры парогазовой смеси / c , t и вытекающее из этого различие в
необходимой кратности охлаждения и производительности сле
дующей за конденсатором ступени насоса. Парциальное давле-
я —прямоточного; б — противоточного
77
Вода
Вода
S,*?/M*
ЗИО
t -
Рис. 47. Зависимость коэффи
циента у растворимости возду
ха водой от температуры при
давлении 1 кгс/смг
Рис. 46. Схемы эжекторных
струйных конденсаторов;
а — одноструйпый; 6 — многострун
ный
нас
Лар+газ
"*
Рис. 48. Графики распределения парциальных
давлений и температур в прямоточном (а) и про
тивоточном (б) смешивающих конденсаторах
дне газа р'т в смеси возрастает по мере конденсации пара и до
стигает максимума р"т на противоположном от входа парогазо
вой смеси конце конденсатора (рис. 48). Соответственно в этих
местах снижается до минимума парциальное давление пара рп
и температура парогазовой смеси (См, которая из-за хорошего
контакта с водой лишь немно
го превышает температуру во
ды. При одинаковых темпера
турах *см и С к и одинаковых
давлениях Рк в конденсаторах
температура охлаждающейся
воды на выходе tK в прямоточ
ном конденсаторе будет ниже,
чем в противоточном. Следо
вательно, нагрев воды At —
= t"tt—I' в противоточном кон
денсаторе выше, а недогрев
б/ = /нас—t"K до температуры
насыщения водяного пара (нас
при давлении Рк меньше; соот
ветственно меньше и кратность Рис. 49. Зависимость массы паровоз
смеси, удаляемой с I кг сухо
охлаждения п, равная отноше душной
го воздуха, от температуры и абсо
нию расходов конденсируемого
лютного давления смеси
пара и охлаждающей воды.
Наиболее существенным параметром является температура
^"см удаляемой из конденсатора парогазовой смеси. В прямо
точном конденсаторе при прочих равных условиях эта величина
близка к температуре воды на выходе t"K; поэтому для ряда рас
четов можно принимать t"см = *"к- В противоточном конденсато
ре значение t"t.a должно быть несколько выше температуры ох
лаждающей воды на входе t'K. Чем выше температура отсасы
ваемой паровоздушной смеси при неизменном давлении в кон
денсаторе, тем больше содержится в ней несконденсированного
пара (рис. 49), поэтому в прямоточном конденсаторе объем
удаляемой паровоздушной смеси больше, чем в противоточном,
и соответственно должны быть больше размеры конденсатора и
расход пара следующей за конденсатором ступени насоса. Тео
ретически температура паровоздушной смеси, покидающей противоточный конденсатор, должна быть равна температуре ох
лаждающей воды на входе t'v. Практически вследствие малой
теплопроводности воздуха его температура на выходе несколько
выше температуры воды на входе. По данным ряда исследова
телей
^м=4 + 4+ 0,1(Гс-4).
(П7)
В, М. Рамм приводит эту эмпирическую зависимость в не
сколько иной записи:
4 = ^ + 4 + 0,1(^-4).
(П8)
79
Таким образом, протнвоточные конденсаторы в тепловом от
ношении более совершенны, чем прямоточные.
Для интенсификации процесса конденсации необходимо уве
личивать площадь взаимного соприкосновения пара и воды. Это
достигается подачей воды в конденсатор через сопла (вода распыливается под действием разности давлений в водяной камере
и рабочем пространстве конденсатора)
или последовательным стенанием во
ды с одного дырчатого противня на
другой. Оба метода применены как
для прямоточных, так и протпвоточных конденсаторов. Дырчатые тарел
ки могут быть выполнены в виде сег
ментов, дисков или колеи.
Протнвоточные конденсаторы обыч
но выполняют в виде барометриче
ских, т. е. с отводом конденсата и во
ды через барометрическую трубу; ча
сто их называют конденсаторами вы
сокого уровня (рис. 50) в отличие от
конденсаторов низкого уровня, рабо
тающих в паре с насосом. В химиче
ской промышленности протнвоточные
барометрические конденсаторы с сегРис. 50. Смешивающий конденсатор барометриче
ского типа:
^T^w
/ — гидрозатвор; 3 — барометрическая труба; 3 — люк;
4— корпус конденсатора; 5 — распределительный цилиндр
для волы: 6 — труба для выравнивания давления; 7 —
труба для отвода воздуха; £ — ловушка для воды;
9 — TpvOa отвода воды
ментными полками приняты в качестве стандартных. Вода в та
ких конденсаторах стекает через борта и отверстия в горизон
тальных полках. Основные параметры барометрических конден
саторов конструкции НИИХИММАШа при абсолютном давле
нии 0,1 кгс/см2 приведены в табл. 7Исходной величиной для определения производительности
конденсатора может служить скорость потока ayKl в нижней ча
сти конденсатора, рассчитанная на его полное сечение, или ско
рость водяного пара wt- в зазоре между корпусом конденса
тора и полкой. Например,
Таблица 7
Основные параметры барометрических конденсаторов, конструкции
НИИХИМАШа [24]
Внутренний
диаметр
конденсатора
D ъ мм
Средняя скорость потока
й нижней части конденсатора
в м/с
полное сече
ние конден
сатора)
WK} (в за
зоре между
корпусом
и полкой)
объемная в м'/ч
500
До 23
До 47
До 16 000
До 1 000
600
16—24
28—43
16 000—25 000
1 000—1 600
800
14—22
34—54
25 000—40 000
1 600—2 500
1000
14—23
38—62
40 000—64 000
2 500—4 000
1200
16—25
39-61
64 000—100 000
4 000—6400
ЮОООО—160 000
6400—10000
160 000—250 000
10 000—16 000
1600
14—22
ность надо привести к условиям, указанным в табл. 7, исходя
из того, что для нормальной работы конденсатора должно со
блюдаться условие
pw^
C0 nst,
=
(120)
где р — плотность водяного пара в кг/м3.
Таким образом для каждого барометрического конденсатора
при различных остаточных давлениях
_Отабл
ЗДеСЬ Сгабл
80
массовая в кг/ч
34-54
2000
сч
где G — количество пара, поступающего в конденсатор, в м3/с;
D — внутренний диаметр конденсатора в м.
Если в рассчитываемом барометрическом конденсаторе абсо
лютное давление рф0,\
кгс/смг, то заданную производитель-
Производительность по п а р у
И
Ртайл
у
(121)
Ррэсч
ираеч —
производительности барометрического
конденсатора в кг/ч при абсолютном давлении соответственно
р = 0,1 КГС/СМ2 И ^4^0,1 КГС/СМ2; ртабл И ррасч — ПЛОТНОСТИ ВОДЯ
НОГО пара в кг/м3 соответственно при р=0,1 кгс/см2 и рф
=^0,1 кгс/см2.
81
Таблица 8
Основные размеры в мм [24] барометрических конденсаторов (см. рис. 51)
Расход охлаждающей воды
Q = G- 1п~Св'к
,
Размеры конденсатора с внутренним диаметром
(122)
Размеры
_ энтальпия поступающего в конденсатор пара;
— удельная теплоемкость воды.
Температуру откачиваемой паровоздушной смеси определя
ют по формуле (П8). Диаметр барометрической трубы нахо
дят из уравнения расхода, принимая скорость течения воды в
трубе ш б =0,5^0,6 м/с. Общую высоту И6 в м барометрической
трубы (см. рис. 50) рассчитывают по выражению
где
ia
Св
".-'». 3 w+v( 1 + ^ + E S ) + 0 A
(123)
б к _ разрежение в конденсаторе в мм рт. ст.;
j96 —диаметр барометрической трубы в м;
1 н £ _ коэффициенты соответственно трения и местного
сопротивления.
Условие, необходимое для удаления воды из барометриче
ского конденсатора самотеком, записывается так:
где
здесь
рь — максимальное барометрическое давление в
м вод. ст.;
др __ сумма сопротивлений движению воды в баро
метрической трубе при максимальном расходе
в м вод. ст.;
pRmtn — минимальное давление в конденсаторе в
м вод. ст.
В табл 8 приведены размеры барометрических конденсато
ров конструкции НИИХИММАШа (рис. 51). Конструкции раз
работаны для количества (в кг/с) отсасываемого воздуха
0ЕОЗД = 0,000025 (Q + G)+ 0.01G.
(125)
Эта формула учитывает количество воздуха, выделившегося
из воды и проникшего через неплотности. Изучение работы про
межуточных конденсаторов многоступенчатых пароэжекторных
насосов показывает, что основное количество газа попадает в
конденсатор с отработавшим в предыдущей ступени насоса па
ром; в общем случае это количество газа значительно превос
ходит количество воздуха, определяемого по формуле (125).
В связи с этим возможность применения конденсаторов конст
рукции НИИХИММАШа в схемах пароэжекторных насосов
следует в каждом случае проверять дополнительным расчетом.
При расчете конденсатора основными определяемыми разме
рами являются внутренний диаметр и высота. Диаметр конден
сатора определяют по максимальному количеству пара, кон82
Толщина стенки аппарата 5 . .
500
5
600
800
1000
1200
1600
2000
500
6
650
6
750
8
1000
10
1250
950
835
5080
2350
1100
935
5680
2600
1200
1095
6320
2975
1450
1355
7530
3200
1650
1660
8500
3450
500
400
500
400
600
500
800
600
800
800
1700
1350
1900
1350
2100
1400
2300
1450
2300
1550
5
Расстояние между осями и ло
вушкой:
Кл
675 725
К»
Высота установки Нк
. . . . 4300 4550
Ширина установки Т
1300 1400
Диаметр ловушки:
D,
400 400
D,
Высота ловушки;
1440 1440
Расстояния между полками:
Условные проходы штуцеров:
1 (для входа пара)
. . .
2 (для входа воды) . . . .
3 (для входа парогазовой
220
260
320
360
390
260
300
360
400
430
200
260
320
380
440
250
320
400
475
550
300
400
480
575
660
400
500
640
750
880
500
650
800
950
1070
300
100
350
125
350
200
400
200
450
250
600
300
800
400
80
100
125
150
200
200
250
125
)50
200
25
200
25
250
300
25
400
25
80
100
125
150
200
250
50
70
80
100
200
250
50
50
70
70
80
100
4 (для барометрической тру6 (для входа парогазовой
7 (для выхода парогазовой
8 (для барометрической тру
бы)*
25
200
150
80
* Нэ ловушка?:.
П р и м е ч а н и е . Для всех, указанных в таблице конденсаторов расстояние от верхней
полки до крышки аппарата о = 1300 мм: расстояние от нижней полки до днища аппарата
г = 1200 мм.
денсирующегося в единицу времени. Для того чтобы избежать
чрезмерного возрастания сопротивления пара и уноса паром
капель воды, С. С. Берман рекомендует принимать среднюю ско
рость пара в сечении конденсатора, не занятом тарелками, до
35 м/с, а в нижнем сечении с тарелками до 55 м/с. Виганд
определяет диаметр противоточного смешивающего конденса
тора исходя из скорости пара 12 м/с. С. И. Вильдер принимает
диаметр промежуточных барометрических конденсаторов паро
эжекторных вакуум-насосов равным шести диаметрам цилинд83
рического участка диффузора ступени насоса, устанавливаемой
перед конденсатором.
Высота конденсатора определяется условиями теплообмена
пара с водой. При капельном разбрызгивании воды обычно ис
ходят из значений объемной напряженности рабочего простран
ства конденсатора, которую принимают на основании данных о
работе аналогичных конструкций. При струйном течении воды
где
F — условная поверхность охлаждения конденсатора,
равная общей поверхности струек воды, диаметр
которых принимают равным диаметру отверстий в
полках, в м2;
Gi + Ga — количество поступающего в конденсатор пара
в кг/ч;
Gn' — количество несконденсированного водяного пара в
смеси, выходящей из конденсатора, в кг/ч;
k — средний эмпирический коэффициент теплопередачи
в ккал/(м 2 -ч- С);
4м', ?см"—температура парогазовой смеси соответственно на
входе и выходе из конденсатора в °С;
'к', tK" — температура охлаждающей воды соответственно до
и после конденсатора в X .
По данным С. И. Вильдера, для смешивающих конденсато
ров с шестью сегментными тарелками при остаточном давлении
в конденсаторе р к = 50 мм рт. ст. — £ = 350 ккал/(м-ч-°С), а при
р,; = 200 мм рт.ст, — £ - 7 0 0 ккал/(м-ч-°С).
Указанные значения коэффициента теплопередачи действи
тельны только для конденсаторов с внутренним диаметром
Z)~6Z)3 при температурных режимах, определяемых зависимо
стями
4=^ + 0,33(4-0;
4 = 4+1,
Рис, 51. Барометрические конденсаторы конструкции НИИХИММДШа [24]:
я — аппараты диаметром 500 и 600 ми; б —аппараты диаметром 800—2000 мм
по условиям теплообмена в присутствии неконденсирующихся
газов рассчитывают температуру, на которую вода нагревается
на каждой тарелке и в промежутках между тарелками, опре
деляют количество тарелок, а следовательно, и высоту конден
сатора. Строгое проведение такого расчета может быть осуще
ствлено при наличии экспериментальных данных. Получена [4]
эмпирическая формула для определения условной поверхности
охлаждения противоточных конденсаторов смешения
F> ""fr**: 0 .
азе)
(127)
(128)
где t,-^' принимают равной температуре насыщения водяного
лара при давлении рк (для первого барометрического конденса
тора W > V + 1 0 ) .
Зависимости (127) и (128) следует рассматривать как ус
ловные в применении только к расчету поверхности охлаждения
по формуле (126). Если диаметр конденсатора выбран больше
6Z)j, то указанные выше значения коэффициента следует умно
жить на 6D3/D.
Расход охлаждающей воды определяют из соотношения
Q^600
С + С
*
"-°"
,
(129)
Количество газа, отсасываемого каждой ступенью пароэжекторной установки, складывается из количеств газа, поступивше
го в первую ступень из откачиваемого объема, G/; воздуха,
выделившегося в конденсаторе из охлаждающей воды, GT" (в слу
чае смешивающих конденсаторов); воздуха, поступившего через
неплотности, Gr'". Последнюю величину можно принять [21]
равной 0,1—0,2 кг/ч на I м длины находящихся под вакуумом
прокладок.
ft ('« + *« " ' к - О
:84
85
Величину Gr в кг/ч обычно определяют из условия, что 1 л
ьоды при температуре 20" С содержит 25 мг воздуха, т. е.
Gr* = 0,025Q,
(130)
где Q — расход охлаждающей воды в м3/ч.
В. М. Рамм [21] учитывает лишь количество воздуха, выде
лившегося из воды, и принимает его равным 0,10—0,25 кг на
1 м3 воды. Таким образом, количество воздуха возрастает от
первой ступени к последней и определяется соотношением
GT = G'r + G'r.
-сжатия и низком давлении всасывания. Кроме того, в работе
возможны нарушения при изменении даьленяя и температуры
воды, а также соотношений между количествами эжектируемых
пара и газа. Поэтому эжекторные струйные конденсаторы не
получили распространение в схемах многоступенчатых пароПар. ,
эжекторных насосов.
(131)
Расход охлаждающей воды
Q =
ем <б.+ад
(132>
Газ, откачиваемый из конденсатора, содержит водяные пары,
количество которых можно определить по формуле
Ga=G
* гР "
(133)
#п{Рк— Ра)
где р,: —давление в конденсаторе;
рп —давление насыщения пара при температуре ^>Температуру удаляемой из конденсатора парогазовой смеси
4 определяют по эмпирической формуле (118). Количество па
рогазовой смеси, удаляемой ступенью насоса из конденсатора,
G9 = Gr + G„.
(134>
Эжекторные конденсаторы представляют собой одну из раз
новидностей смешивающих конденсаторов. В эжекторном кон
денсаторе (см. рис. 46) охлаждающая вода, подаваемая отдель
ным насосом, вытекает из сопла (сопел) с большой скоростью
сплошной струей. Пар, соприкасаясь с наружной поверхностью
струи, конденсируется, а воздух и другие неконденсирующиеся
газы увлекаются струей за счет трения о ее наружную поверх
ность. Струя нагретой воды с увлекаемым ею газом поступает
в диффузор, где энергия скорости превращается в напор, не
обходимый для выброса нагретой воды, конденсата и воздуха
в атмосферу. Поскольку процессы конденсации пара и увлече
ния газа требуют различных количеств воды, то оба эти про
цесса будут происходить в эжекторном конденсаторе при усло
вии, что он работает с наибольшим расходом воды. На практике
пароэжекторные насосы применяют для удаления значительных
количество газа и, следовательно, определяющим условием, как"
правило, является условие эжекции. Расчет показывает, что для
осуществления эжекции требуется в несколько десятков раз
большее количество охлаждающей воды, чем в обычных смеши
вающих конденсаторах, особенно при значительных степенях
Рис. 52. Водоструйный конденеатор эжектора:
Рис. 53. Двухступенчатый эжектор с
водоструйными конденсаторами:
/ — Диффузор
ступени эжектора;
2 —водяная камера; 3 — труба
I — гндрозатвор; 2 — бак-сепаратор; 3, 6 —
конденсатор соответственно первой и вто
рое ступени; 4, 5 — соответственно первая
и вторая ступень; Г —сливные трубы
Однако наряду с обычными конденсаторами смешения мно
гоступенчатые пароэжекторные установки могут быть оборудо
ваны водоструйными конденсаторами. В таких устройствах рас
ход воды определяется .из условия конденсации, а возникающий
при этом эжекционный эффект улучшает работу всей установки.
Водоструйные конденсаторы более компактны, чем обычные сме
шивающие конденсаторы. К числу недостатков следует отнести
несколько больший расход охлаждающей воды. Этот недостаток
проявляется лишь в случае затруднений с водой, так как общие
затраты энергии на насос из-за значительного эжекционного
эффекта в водоструйном конденсаторе не возрастают.
На рис. 52 приведена схема водоструйного промежуточного
конденсатора, прошедшего экспериментальную н промышлен87
ную проверку [15]. Он состоит из водяной камеры 2 с восемью
отверстиями диаметром 6 мм, наклоненными под углом 65° к
горизонтали, и трубы 3 (внутренний диаметр 100 мм, длина
1100 мм). Замеры температуры по длине трубы 3 показали, что
на расстоянии 1000 мм от камеры 2 конденсация пара пол
ностью заканчивается, а процесс конденсации сопровождается
значительным эжекционным эффектом.
В двухступенчатом эжекторе с водоструйными конденсато
рами (рис. 53} газ по трубе с внутренним диаметром 150 мм
поступает в первую ступень 4 эжектора, где сжимается до аб
солютного давления 0,15—0,20 кгс/см2. Отработавший в первой
ступени пар конденсируется в водоструйном конденсаторе 3.
Бак-сепаратор 2 высотой 1000 мм и внутренним диаметром
426 мм служит для погашения скорости смеси и отделения газа
от воды. Влажный газ из сепаратора 2 поступает во вторую
ступень 5 эжектора, где сжимается до атмосферного давления.
Конденсация пара происходит в водоструйном конденсаторе 6,
который по конструктивному исполнению не отличаеття от кон
денсатора 3 первой ступени. Сливные трубы 7 подведены к
гидрозатвору /. Внутренний диаметр сливных труб 7 равен
100 мм. Для приведенного ниже предельного режима работы
эжектора общая степень сжатия, приходящаяся на два водо
струйных конденсатора, составляет 1,2.
Основные параметры режима работы двух
ступенчатого эжектора с водоструйными
конденсаторами [15]:
Давление всасывания в кгс/см2
Производительность по воздуху Б кг/ч . .
Температура воды перед водоструйными
конденсаторами ввС
Параметры рабочего пара:
давление (абсолютное) в кгс/смг . . .
температура в °С
расход в кг/ч
Первая ступень:
давление воды в кгс/см2
расход воды в ма/ч
Вторая ступень:
давление воды в кгс/см*
расход воды в м3/ч
0,03
65
,нас _
'к
/
'к
£,кг/,
I
*2
I I
2
• ^
-Jrf
1,0
*
5
б
т-10!а,кз/н
Рис. 54, Зависимость степе
ни сжатия .водоструйного
конденсатора первой ступе
ни Ев от расхода воды:
) — при G - 5 2 кг/ч, С| = 18Йкг,'ч;
1— при О =40 кг/ч, С.|=2$2кг/Ч
||
Ы
s: JГ№
6
ч
I
2
10'
10-'2
4 6 №~}2
I
* 6SW°Z
4
esw'p^upmcm.'.
Рис. 55. Зависимость [26] расхода рабочего
пара на 1 кг/ч откачиваемого сухого возду
ха в многоступенчатом пароэжекторном
насосе от давления всасывания в расчет
ной точке (температура воды 30° С, давле
ние пара 7 кгс/смв)
Величину k' определяют в зависимости от коэффициента
зжекнии дГ по приближенной формуле
k'=l+2qT.
(136)
10
22
400
520
1,05
5,5
1,35
2,55
На рис. 54 приведена зависимость степени сжатия водоструй
ного конденсатора первой ступени эжектора от расхода охлаж
дающей воды. Как видно из представленных кривых, на степень
сжатия водоструйного конденсатора существенное влияние ока
зывает количество газа, содержащегося в отработавшем паре.
Для водоструйного конденсатора с ограниченной длиной кон
денсации, равной 9—10 диаметрам трубы-конденсатора, расход
охлаждающей воды можно определять так:
о,«.-. f)
где се — удельная теплоемкость воды;
tTc — температура насыщения водяных паров при давлении
в конденсаторе р к ;
к' — эмпирический коэффициент, учитывающий повышен
ную кратность охлаждения и ограниченную длину
трубы-конденсатора.
т
Поверхностные конденсаторы применяют в схемах многосту
пенчатых пароэжекторных насосов при откачке чистых и не
агрессивных газов. Известны случаи применения поверхностных
конденсаторов в установках вакуумной обработки металла.
Основное достоинство поверхностных конденсаторов—-возмож
ность работы на любой высоте, что позволяет в большинстве
случаев более компактно разместить насос в действующих це
хах. Поверхностные конденсаторы рассчитывают по обычным
методам, принятым для этих аппаратов.
ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Важными эксплуатационными показателями, по которым
оценивают работу пароэжекторного насоса, являются расходы
пара (в кг/ч) и воды (в м3/ч) на 1 кг откачиваемого воздуха.
В табл. 9 приведены данные, характеризующие изменение рас
ходов рабочего пара и охлаждающей воды в зависимости от
давления всасывания насоса.
89
Таблица
Расходы пара и воды на I кг откачиваемого воздуха {21]
9
Значения показателей при давлении
всасывания насоса в мм рт. ст
Характеристика пароэжекторного насоса в значительной
степени зависит от состава откачиваемой парогазовой смеси.
в,м>/,
Рис. 57, Зависимость расхода воды Q
и пара G на 1 кг/ч откачиваемого
сухого воздуха от давления всасыва
ния пятиступенчатого насоса при раз
личных температурах воды [26]
Показатели
10
38
24
1,7
1.0
Расход пара в кг
Расход воды в м3
29
19
1.2
0,75
25
17
0,95
0,63
21
14
0,65
0,45
12,5
0,55
0,37
30
13
10
0,21
16
12
8
4
0
г
V Ьй°с
-ч. г^^ Ь -—
Рис. 58. Зависимость [26j расхода па
ра на одноступенчатый эжектор от
давления пара (расчетное давление
ро=7 кгс/смг)
П р и м е ч а н и е . Данные приведены для температуры воды 20° С н абсолютных дав
лении рабочего пара 3 кгс/см 8 (числитель) и 6 кгс/см'(значенатель).
Как видно из табл. 9 и графиков (рис. 55, 56), необходимые
расходы пара и воды сильно возрастают с уменьшением давле
ния всасывания. Зависимость расхода пара и воды от темпера-
160
120
S0
0,м%
\v
\
V->o
с
k0
я
6
•>
ю1
6
It
•>
10"
6
It
н
4
, '
0,2 0,Ь 0,6 0,8р3,ММрт.с/>,.
ч
9
11
1}
Пра,чк/см}
pt,MMpm.cm
: - = i = f S.H
-
56. Зависимость [26] расхода охлаждаю
воды на 1 кг/ч откачиваемого сухого воз
в многоступенчатом пароэжекторном на
от давления всасывания в расчетной точ
ке (температура воды 30° С)
туры воды особенно сильно сказывается лри работе насоса с
давлением ниже 1 мм рт. ст. (рис. 57). Расход пара на ступень
зависит и от давления рабочего пара, уменьшаясь с его возра
станием (рис. 58). Однако преимущества большего давления
теряются при работе ступеней с низким давлением всасывания,
так как в этом случае могут получиться практически неприем
лемые размеры сопел.
90
7
На рис. 59 приводится характеристика насоса при работе на
паровоздушной смеси. Рабочий участок характеристики, корот-
10 2 2 4 6 !0~'2 4 6810*2 * бр3,тртхт.
Рис.
щей
духа
сосе
5
Ш «
10
15
20
25
JO
6s,xe/¥
Рис, 59. Характеристики пароэжекторного на
соса при работе на паровоздушной смеси [21]
кий в случае откачки воздуха, значительно удлиняется с ростом
содержания пара в смеси. Предельная производительность при
работе насоса на чистом паре в десятки раз превышает предель91
ную производительность при работе на воздухе. Угол наклона
перегрузочных участков характеристики также изменяется.
Существенное влияние на работу пароэжекторного насоса
оказывают температура откачиваемого газа и противодавление
насоса. Сравнительно небольшое увеличение противодавления
(рис. 60) приводит к резкому возрастанию давления всасывания
насоса. С повышением температуры газа производительность
z
№
Ш
1Бд
120
80
f
А
7^
L
90
N -*
^
^Ы,
Ч ^SJT
85
>чО
SO
I
75
О
96
95
Л
100 р
*/р*мХ
'tptni'"
Рис. 60. Зависимость дав
ления всасывания паро
эжекторного насоса от
противодавления в про
центах от расчетных зна
чений [26]
ч
70
О
100
200
300
400
°£
Рис. 61. Зависимость производитель
ности пароэжекторного насоса (в про
центах от производительности при
20° С) от температуры эжектируемого воздуха и водяного пара [30]
насоса уменьшается. Уменьшение производительности состав
ляет приблизительно 5% на каждые 100°С повышения темпе
ратуры по сравнению с величиной производительности при 20° С
(рис. 61).
При проектировании многоступенчатых пароэжекторных на
сосов работа всех ступеней в расчетной точке должна быть
полностью согласована, т.е. давление всасывания последующей
ступени не должно превышать противодавление предыдущей
ступени. Характерным размером ступени насоса является диа
метр всасывающего трубопровода (патрубка камеры разреже
ния), который определяют из условия допустимых скоростей в
линии всасывания. С понижением давления всасывания ступени
расход пара на 1 кг откачиваемого газа уменьшается. Поэтому
для ступеней с низким давлением всасывания может быть до
стигнуто такое положение, когда расчетное критическое сечение
сопла становится настолько малым, что нормальная работа сту
пени вследствие роста потерь на трение и сильного влияния
пограничного слоя в сопле практически невозможна. По этой
причине существуют минимально допустимые размеры ступеней
при давлениях всасывания ниже 1 мм рт. ст. (рис. 62). Опреде92
v
r i l l
60
е ? ,%
1
ленный по графику минимально допустимый диаметр всасываю
щего патрубка камеры разрежения в полной мере характери
зует минимальные размеры сопла
и' диффузора, так как диаметр р},ммрт.ст.
всасывающего патрубка зависит от
количества эжектируемого газа и,
следовательно, устанавливает пре 500W'
дельно возможный при данном дав
лении
всасывания
коэффициент
эжекции (расход рабочего пара).
Применение ступеней с минималь 100
ными или близкими к ним разме
рами существенно снижает к- п. д.
50
~
ступени, а значит и коэффициент
эжекции.
\
Максимально допустимые раз
меры ступеней пароэжекторного на
W
соса не установлены в достаточно
полной степени. Ступени с диамет
5
ром цилиндрического участка диф
0 125 250 375 400 мм
фузора больше 250 мм применять не
Рис. 62. График для опреде
рекомендуется [21].
минимального диамет
Для ряда практических расче ления
ра всасывающего патрубка
тов степень сжатия ступени паро высоковакуумных пароэжек
эжекторного насоса при давлениях торных установок (29] но
давлению всасывания
всасывания и сжатия сухого возду
ха в диапазоне от 5 мм рт. ст. до
атмосферного можно определять по приближенным формулам
Блэтчли [29]:
?1.
= 0,8 р4 = 5,0р°-"0;
(137)
<7Г = 0,5 р 4 = 10,lp?.so3;
9г
= 0,4
Pl=
13.87/»?'"1.
Формулы (137) получены при абсолютном давлении рабочего
пара 8 кгс/см2.
В химической промышленности применяют четырех- и пяти
ступенчатые пароэжекторные насосы. Промышленностью вы
пускаются насосы пяти типоразмеров (табл. 10).
Как видно из табл. 10, максимальная производительность
насосов невелика. Самый крупный из них способен удалять
20 кг/ч сухого воздуха. Для удаления больших количеств газа
можно использовать пароэжекторные насосы, разработанные в
Гипронефтемаше (табл. II).
93
Продолжение табл. II
Т а б л и ц а 10
Значения показателя для аасоеа марки
Технические характеристики пароэжекторных вакуум-насосов,
применяемых в химической промышленности [3]
Показатель
Значения показателе!! для насоса
марки
С о
0JK
Показатсл ь
Производительность по сухому воздуху в
кг/ч
Рабочее давление в мм рт. ст
Число ступеней .
Давление рабочего пара (избыточное) в
кгс/см*
. .
Расход сухого насыщенного пара в кг/ч . .
Габаритные размеры в мм:
длина
ширина
высота.
Масса в кг
СО п
(Do
ВН-5
ВН-ю
1,0
1
5
2,5
1
5
5,0
10
4
10
10
4
20
10
6
35
5
90
5
70
5
140
2,5
200
1300
750
1250
225
1175
700
2700
465
820
548
2230
293
994
752
2589
310
1723
1000
2350
1058
я»
т о
СОФ
ВН-20
ВН-2,5
БН-]
сё
Число ступеней
Количество откачиваемых паров
в кг/ч:
неконденсирующихся . . . 65
конденсирующихся . . . .
Рабочее давление в мм рт. ст. . 5
Противодавление (абсолютное)
в кгс/см8
- 1,05
Давление рабочего пара (избы
10
точное) в кгс/см*
Расход рабочего пара в кг/ч , . 740
Температура охлаждающей во
ды в ; С
. 27
65
Расход воды в м3/ч
2260
Масса
45
25
30
36
44
10
125
75
44
250
150
40
400
240
40
600
400
40
1,05
1,05
1,2
1,2
1.2
1,05
10
430
10
630
10
900
10
1800
10
3000
11
4000
28
32
42
1800
25
40
1400
25
80
2300
25
125
3200
25
150
4300
12
750
П р и м е ч а н и е . Вакуум-насосы ЭПМ5&Х 175, ЗЭ2О0Х4О, З Э 4 0 0 х * 0 . 3 9 6 4 0 x 4 0 ,
II З Э Ю 0 0 Х 4 0 снабжают смешивающими конденсаторами, остальные типы вакуум-насосов,
указанных в таблице, — поверхностными конденсаторами.
Таблица
I'
Технические характеристики пароэжекторных]вакуум-насосов,
разработанных в Гипронефтемаше [3]
РАСЧЕТ ЭЖЕКТОРА
Значения показателя для насос* марки
Показатель
О
со
Хх
Си
с-
5
5
10
2
3
ей
Давление рабочего пара (избыРасход рабочего пара в кг/ч . .
Температура охлаждающей во
ды в 'С
94
[Л
1П
Сю
{Гил
СП —
£0-
4
3
2
2
3
10
2
3
10
1
5
10
1
10
10
5
95
10
11
95
43
12
175
1 05
1.2
1,05
1,2
1,05
1,2
1,3
10
250
10
260
10
180
10
140
10
70
10
105
10
205
25
25
1940
25
25
1940
25
20
1320
25
И
990
25
4
380
25
6
380
28
6
670
съ —
Число ступеней . . . . . . . .
Количество откачиваемых паров
в кг/ч;
неконденсирующихся . . .
конденсирующихся . . . .
Рабочее давление в мм рт. ст. .
Противодавление (абсолютное)
л—
1£]
Требуется рассчитать и оконетрумровать первую 'Ступень четырехступен
чатой пароэжекгорргой установки.
Исходные данные для расчета:
количество ступеней г = 4 ; давление всасывания «асоса />э=0,5 мм рт. ст.;
давлений (абсолютное) на выходе из четвертой ступени р^ =1,0! кге/смг;
степень сжатая установки е=р4 /рг,= 1485; средняя степень сжатия, приходящаяся на одну ступень, ес = у 1485=6,21; температура охлаждающей
воды на входе в конденсаторы ( К =5°С; давление (абсолютное) в первом
барометрическом конденсаторе р„=0,03 кгс/см2; степени сжатия: первой и
второй ступени е 1 - п =р к /р э =44,2, третьей и четвертой ступени e i " - i v =
=
РА 1Рк —33,8, первой ступени (принимают) е г =8, второй ступени г п =
=44,2:8=5,52, третьей ступени (принимают) е 11Г =5,9, четвертой , ступени
е Г У =33,8: 5,9 = 5,73; температура эже-ктяруемого воздуха 4=30°С; произво
дительность по сухомv воздуху С г =21 кг/ч; параметры рабочего пара: р„^.
= 10 кгс/см2, („=220°С, 10=686,5 ккал/кг, so= 1,624 ккал/(кг- °С), У 0 =
= 0,22] м3/кг.
Расчет сопла. Так как энтропия 5* л =«о=1,624 ккал/(кг- г С) меньше эн
тропии $i =2,389 ккал/'(кг' с С) на верхней пограничной кривой (см. рис. 21,
точка / " ) , то пар в конце сопла будет льдистым. Параметры пара в конце
сопла при адиабатическом расширении найдем по формулам (80) и (79),
95
Для прннятыч значений коэффициента эжекции по уравнению (95) на
ходим показатель адиабаты паровоздушной смеси в конце цилиндрического
участка Диффузора
подставив значения1 S, =2,389 ккал/(кг • °С), s, —0,3387 ккал/(кг-°С), г, = 677,22 м;ал/кг и i'1 = 9l,89 ккал/кг при давлении pt=6,8 кгс/смг; температура
пара при этом давлении ^=24,3° С.
И« = —
1
s*
1
1,624 — (—0,3387)
— = -'-"-' —•'—
"•- = 0,718;
2,389-(-0,3387)
s'
8
,r= — 91,89 + 677,22-0,718- 390,6 ккал/кг.
— ?* - 9 1 , 5 - 0 , 9 5 / 6 8 6 , 5 —390,6 = 1495 м/с.
Потери тепла в сопле (см. уравнение (81)]
ftc = (1 — 0,952) (686,5 — 390,6) = 29,6 ккал/кг.
Энтальпию пара в конце сопла с учетом потерь рассчитаем по фор
муле (82):
«! = 390,6 + 29,6 - 4 2 0 , 2 ккал/кг.
Рз
Рз
Рз-п = , ,_5г£г
;ГТ~ = .1+0,622?,.
. - ™~ •
Для выбранных коэффициентов эжекции получаем Рз—п ^33,8 кгс/м2;
/>"- п =30,4 кгс/мг; р!3Чп =27,6 кгс/м2.
Температуру смеси в конце цилиндрического участка диффузора опре
делим из уравнения (103) при <?п=0:
677,22
Удельный объем насыщенного пара
•
R
^^T^
ы,
!_
<?г39.27 + 47
'
'
427(0,24^ + 0,45)
Парциальное давление пара в конце цилиндрического участка диффузора
находим по выражению (101) при qe=0:
Степень льдисгсюти пара в конце дейстштельного расширения [см. вы
ражение (83)]
420,2-(-91,89)
х, =
= 0,756,
1
1
«& + *«
" сргдг + срП
где Яг = 29,27 кгс- м/(кг- °С) —газовал постоянная воздуха;
Срг=0,24 ккал/(кг-°С) —удельная теплоемкость воздуха при посто
янном давлении;
ср п=0,45 ккал/{кг-°С) —удельная теплоемкость водяного пара при
постоянном давлении;
Л = 1/427 даал/(|кгс• м) —тепловой эквивалент работы.
Подставив в полученное выражение значения коэффициентов эжекции Я»
для гр'С-х стулемей, получим: & 3 = '>331; &з =1,336; k;i =1,341.
Давление рз смеси в конце цилиндрического участка находим по фор
муле (99), причем принимаем значения ф = 0,8, л!з=0,9 (см. табл. 6); под
ставляя в формулу найдеяные величины ^з, получаем />з=38,01 вге/м2; Рз
=37,96 кгс/м3; p j " =37,92 кгс/м2.
Действительную скорость истечения пара из сопла при <р[=0,95 определим
по формуле (78):
Щ — 91,5фх Уi0
1_Л
47-248,7
=
—
М13
<•> + ?rCpr* 9 -ftWs ~h: - Л - £ - </?„ + qvRr) (273 + t3) = 0.
= 1'17 мз/кг.
Pi
6,8
где ftn = 47 кгс-м/(кг-°С) —газовая постоянная водяного пара; Т,=
= 273+1,.
Удельный объем льдистого паря на выходе из сопла определим по урав
нению (85);
Расчетные формулы (95), (99), (101) и (103) выведены в предположе
нии, что пар в конце цилиндрического участка находится в перегретом со
стоянии. Для подтверждения правильности этого предположения достаточно
проверить неравенство (105) для 'наибольшего из заданных коэффициентов
эжекшш, т. е. для i?jj, = 0,6. По данным работ [ 18), при парциальном давле
нии пара Рз-п=27,6 кгс/м2 находим ('з =593 ккал/кг, t"ac = — 9,Ь2°С. Тогда
»! - 0,756-1717 =•- 1297 м^/кг.
Динамический напор эжектирующей струи [см. выражение (86|]
1495"
= 88 кгс/м2.
19,62-1297
Определение основного геометрического параметра ступени. Для определения основного геометрического параметра первой ступени зададимся тремя
значениями (верхние индексы) коэффициентов эжекцщ: <?э=0,2; q} =0,4;
Я, =
B g " = ? r < W r +Ъ+Л
1
= 0,6.0,24 (—9,62) + 593 + — :
96
:
(273 + / « ' ) =
(47 + 29,27-0,6)(273 — 9 , 6 2 ) =
= 613,3 ккал/кг;
4" =0,6.
Принимая во внимание, что для первой ступени О п =0, а значит и <?и=0,
получим 9,1 = 0,2; ^ ' = 0 , 4 ; </'гП =0.6.
1
Здесь и далее в расчете параметры пара на линии насыщения взяты
не из табл. 3. а из работы [18].
" Г " № + М
В 0 = !0 + q:cprt3 = 686,5 + 0,6.0,24-30 = 690,8 ккал/кг.
Так как Ba>B'^sc, то пар в сечении ///—/// при любом из заданных
коэффициентов эжекции будет находиться в перегретом состоянии.
4
Зек. 233
97
При значенпш коэффициента эжекции <7[.'=0,2 уравнение (103) имеет вид
2
1 331 0 9
686,5 + 0,2-0,24.30 —0,2-0,24(1—,'' ——'-'—(47,0
669,7 — 0,J147/J— /] = 0.
Это уравнение решаем 'методом последовафельтого приближения. Подби
раем т.акое значение температуры t3n энтальпии (*з > "Р" которых уравнение
превращается в тождество.
Зависимость энтальпии перегретого пара от температуры можно выра
зить формулой
*s ~i~ci>invs—*•!
).
где Cj,,„ — средняя удельная теплоемкость перегретого пара при изменении
температуры от ("ас до tt,
Энтальпия сухого насыщенного пара г"3 я температура насыщения / " а с
зависят от давления р3-„.
При /) 3 _ п =33,8 кгс/м2 находим i" a e = —7,46°С.
4 = 5 9 4 ккал/иг. Пусть / 3 =100°С и с„ т =0,446 ккэл/(кг-°С), тогда
^ = 5 9 4 + 0,446 [100 — (— 7,46)] = 6 4 2 , 2 ккал/кг.
Подсташв значения температуры / 3
вого баланса, получим
и
энтальпии 4 ъ уравнение тепло
669,4—0,1147-100—642,2 = 669,7 —653,7 > 0 .
Пусть (.|=140°С, г|>га=0,448 кжал/(кг-X), тогда
/ ' = 594 + 0,448 1140 — (— 7,46)1 = 660,1 ккал/кг;
669,7 —0,1147-140 —650,1---669,7—676,2 < 0 .
Пусть ( 3 '=|29°С, с р т =0,447 ккал/(кг -°С), тогда
/' = 594 + 0,447 [129 - ' ( - 7 , 4 6 ) ] = 655,0 ккал/кг;
669,7—0,1147.129 — 6 5 5 , 0 = 6 6 9 , 7 — 6 6 3 , 8 = 0,.
Таким образом, уравнению (103) при коэффициенте эжекции <7Г=0,2
удовлетворяет температура t3=i29'C и энтальпия ('з =655 ккал/кг.
Для коэффициента эжекции <jr -=0,4 уравнение (103) примет вид
669,1 — 0 , 1 7 0 3 ( ^ — 4 ' = 0.
Решая его разобранным способом, получим tl$=llf?C,
Для коэффициента эжекции qr =0,6 находим
668,4 — 0,22614" — 4 ! ' = 0
98
и ( ' " = 106Т, 4 " =
1 + fr '
Подставляя сюда значения ? г , получим /? с ' м =44,04 кгс • м/(кг • °С>,
R^=41,93 к г с - м / ( к г - ° С ) , ff^' =40,35 кгс • м/(кг • " С).
Местная скорость звука при параметрах состояния смеем в сечении
III—II! (см. выражение (92)]
Произведя преобразования, получим
=
1 + Тг
+ 29.27-0,2) X
х(273 + ;') = о.
h
Газовая постоянная смеси {см. уравнение (91)] при <7п=0
__ Дп + ?гРг _ 4 7 + 2 9 , 2 7 ^ г
13'=649,2 ккал/кг.
644
. 6 ккал/кг,
аа = /9,81ft 3 R CM (273 + i 3 ).
отсюда а 3 1 = 4 8 1 м/с> в " =463 м/с, а 3 " =448 м/с.
Скорость паровоздушной см'ееи определ.нвд по уравнению (68);
цу3 = 0,9a s ,
откуда «4=433 м/с, а>3' =417 м/с, да"' =403 м/с.
Удельный объем смеси [см. формулу (90)]
*«7з
44,04.402
Pi
38 01
= 466 м3/кг;
>
1
Из = 430 м=/кг и и 3 " = 403 м 3 /кг.
3«ая параметры состояния смеем в оечеяим ///—///, по уравнению (89)
определяем величину
„
"зЧ
466-1495
аналогично т ' [ = 1,663, /и 1 ' 1 =1,843.
По формуле (104) рассчитываем давление ом|еси
2Н.
p\ = Pi +
я1
433
2-88 Го,73 — (I + 0 , 2 )
1495
= 6,8 +
—
1,485
аналогично р" =42,78 кгс/мг; р\и =35,35 кгс/мг.
Для определения действительного коэффициента эжекции, удовлетво
ряющего всем расчетным уравнениям, строим зависимость давления р 3 от
коэффициента эжекции t/r=Gr/G, (рис. 63); на грйфик« находим точку А с
ординатой 38 кгс/м2, которая соответствует действительному давлению смеси
в сечении ///—///. определенному по уравнению (99). Абсцисса этой точки
дает искомый коэффициент эжекции <?г=0,525, для которого и проводим окон
чательное определение основного геометрического размера.
По формулам (95), (99) и (101) определяем * 3 = 1,340, р 3 =37,93 кгс/мг,
Рэ-л = 28,6 кгс/мг.
Уравнение (103) записываем в виде
668,7—0,2052( 3 — i 3 ^ 0 ,
откуда / Э =109°С, i'3 = 649,9 ккал/кг.
4*
99
Газовую постоянную смеси, удельный объем, местную скорость звука
и скорость омееи рассчитываем по формулам соответственно (&1), (90), (92)
и (68): Я с н =40,9 кгс-м/(кг-°С), £>3=412 м3/кг, <ь=449 м/с, и>3=404 м/с.
Величину m=F-JF\ определим по уравнению (89):
Диаметр паропровода Dm принимаем равным 16 мм. Скорость при этом
составляет !2,2 м/с. Диаметр одада D' (см. рис. 28) принимаем равным диа
метру прнсоединенного паропровода DB. Длина сужающейся частя сопла при
о'=30°
« , - ( 11 +0,525) 4 1 2 - 1 4 9 5 ^ , , 7 9 .
^
' 1297.404
Из уравнения импульсов сил (104) находим давление смеси в сече
нии ///—///:
Г
404 -]
2-t [ 0 , 7 3 - 0 + 0,525) —
]
р 3 = 6,8= 38,04 кгс/ма.
1,79
,'
Г
NX
tip
l\
?/?
Рис. 63. Зависимость давления р 3
в конце цилиндрического участка
диффузора первой ступени от ко
эффициента эжекции qr
1
0,1
0,2
0J
4*
0,5 - Чг
ределениого из выражения (9&). Этот факт указывает на увязку результатов
расчета по основным уравнениям.
Расход рабочего пари в nepi&ofi ступени
G1 = Gr/(/r = 21/0,525 = 40 кг/ч.
Расчетная площадь выходного сечения сопла
GlVl
4C1297-I0*
= 0,963-10* мм^.
FP = ЗбООш!
3600-1495
Площадь сечения и диаметр цилиндрического участка
F3 = mFf=
1,79-0,963 10* = 1,725-10* MM2,D 3 = 148 мм.
Конструктивное выполнение проточной части. Площадь м диаметр кри
тического сечения сопла [см. формулу (88)]
40-106
= 8,13 мм*, £ ) К Р = 3 , 2 ММ.
' кр —
10-10*
2,03-3600
0,221
Для учета влияния пограничного слоя увеличим площадь критического
сечения на 30%. В этом случае DKp=3,7 мм.
Действительная площадь выходного сечения сопла в соответствии с урав
нением (87):
f 1 = = 0,4-0,963-10* = 0,386.10* мм* и О = 70 мм.
Степень расширения сопла ft находим по графику (см. рис. 37).
D
' ~
™
16-3,7
—^-^М=23Ш-
^=
Длину критического сечения / в р после окончательной обработки сопла
принимаем равной 3 мм. Длина .расширяющейся части сопла при а=30 а
,
Р1-РКР
70-3,7
/ с =
=
ШМЫ
- = ^
^
-
Полученная из уравнения импульсов сил величина р3=38,04 кгс/м2 не
значительно отличается от необходимого давления смеси рз=37,93 кгс/мг, оп-
to
D
2tg
—
Размер ' выбираем после определения осевых размеров при компановке
сопла с камерой разрежения.
Выбираем тип камеры разрежения (см. рис 28, и). Диаметр всасываю
щего трубопровода определяем из условия, что скорость эжектируемого воз
духа в нем -^ э =50 м/с, а
RrT9
29,27(273 + 30)
„ э = _Х^.
' — 2 ^ - 1 = 1304 м^/кг;
=
Pi
6,8
Grfl3
21-1304.100
F™
" °= » 5 Г 3600-50 = 0,152.10» ^ . D ^ W - .
Диаметр камеры разрежения принимаем (см. табл. 6 я рис. 28) равным
диаметру всасывающего трубопровода £> 2 =D T p =440 мм, а входной диаметр
камеры смешения D'K=D~. Тогда Д,=0,9£>\,=0,9 • 440=396 мм; й=0,3£>„=
=0,3-396=119 мм; ^=0,25 DK = 0,25 -396=99 мм. Площадь кольцевого сече
ния F между диаметрам-и £>,;=396 мм и О,' =1,03 £>i +1 = 1,03 • 70+1 = 73 мм.
F = 0,785 [ D ^ — ( о ; ) 2 ] =0,785(3962 —732) = 0,119 м*_
Скорость воздуха в кольцевом сечении
Grv3
21.J304
""
=
ЗЪОУ ~
3600.0,119 =
6 3 8 М/С
'
-
Длина сужающейся части диффузора при а[ = 13° (см. рис. 19)
DK — D3
396 — 148
' к - —
~= п„ ,,, « 1 0 8 7 мм.
^ « L
2-0- 4 4
К
2
При конструировании расширяющейся частя диффузора зададимся углом
a-j-9° и отношением площадей s='Fi/Fa=4. Коэффициент восстановления дав
ления (р (ем. табл. 1) равен 0,8256. Диаметр выходного сечения диффузора
Df = D 3 / S = 148 у Т = 296 мм.
Длина расширяющейся части диффузора
D4 — » 3
/s =
296—I48
=
^Г Т15^87 = 940мм-
100
101
Расстояние от сопла до начала цилиндрического участка принимаем рав
ным 8DS, т. е. / | = 8 - 148 = 1184 мм, а длину цилиндрического участка —/ 2 =
= 1 5 £>з=222 мм. Положение сопла относительно диффузора определяется
величиной /'=/,—/ к = 1184—1087=97 мм.
Скорость выхода паровоздушной смеси из диффузора ступени можно
найтл, если будут шаеспны параметры состояния смеси в сечении IV— IV.
Параметры состояния смеои в конце диффузора найдем из уравнения теп
лового баланса, оэсмвленного для сечений /—/ :и IV—IV:
U + ?Н>*э — Wprtt — *4 — 0+
<7г) А —
яодведен пар давлением (абсолютным) 10 кгс/м2 и температу
рой 220° С
Отработавший в ступенях насоса пар конденсируется в водо
струйных конденсаторах, состоящих из водяных камер 3, 7 и
труб 4, 8, и частично в воздухоотделителях 5, 9.
= 0.
Для решения этого уравнения рассмотренным методом .выразим скорость
смеси «>4 через 'температуру /4:
Wa =
.
SptVs
В этой формуле известны вое величины, кроме темпера/туры U:
404.40,9 (273+ М
-' = — Г 5 ^ - ^
=
0 1843(273+
'
^
Парциальное давление пара в сечении IV—IV
Р4 П =
-
1 + I W = 1+ 0,622-0,525 = 4 '
КГФ
*-
При р(-п=41 кгс/м2 находим iA =595,1 ккал/кг и (" а с =—5°С, Преобра
зуем последний член уравнения теплового баланса
(1 1 + | ? г
^
'
)Д^^
2g
( К
1 +
^
0 525)^Л843(273 + ^
• '
427-2-9,81
^
<273 + ^
161600
,
После гтодстачовки ,в уравнение теплового садзнса получим
(273 4- /,)*
Рис. 64. Схема четырехступенчатого пароэжекторно
го насоса:
здесь
'4 = i\ + cm (U - fHac) =525,1 + 0,45 (t, + 5).
Решая балансовое уравнение, получим * 4 =159°С; i4 =668,9 ккал/кг.
Подставим найденные значения U и Ц в исходное уравнение
690,3—20,07 — 668,9— 1,15 = 0.
Последний член балансового уравнения, составленного для сечений эжек
тора /—/ и IV—IV, очень мал. Этот факт позволяет для большей части
практических расчетов записывать балансовое уравнение без учета послед
него члена,
Скорость паровоздушной смеси на выходе из диффузора
ю4 - 0 , 1 8 4 3 ( 2 7 3 + 159) = 79,7 м/с.
Схема четырехступенчатого пароэжекторного насоса, рассчи
танного по разработанной методике, приведена на рис. 64.-На
сос состоит из четырех последовательно соединенных ступеней
1, 2, 6, 10, к которым от общего паропровода диаметром 100 мм
102
I, 2, 6, 10 — соответственно первая, вторая, третья, четвер
тая ступени насоса; 3, 7, / / — водяные камеры ?оотиетстственно первой, третьей и четвертой ступени; 4 — труба
(диаметр 200 мм); 5. 9 — воздухоотделители соответственно
второй н третьей ступени; S — труба (диаметр 100 мм);
12— сливные трубы; 13 — гндрозатвор
Водоструйные конденсаторы третьей и четвертой ступеней
выполнены по схеме, показанной на рис. 52. Водоструйный кон
денсатор второй ступени (см. рис. 64) имеет аналогичную кон
струкцию; отличие состоит в том, что водяная камера 3 имеет
40 отверстий, а внутренний диаметр трубы 4—200 мм. Принятая
схема компоновки насоса позволяет сконденсировать основную
часть пара в трубах 4, 8 до входа в воздухоотделители 5, 9.
Кроме того, процесс струйной конденсации сопровождается
зжекционным эффектом, что, в свою очередь, благоприятно ска
зывается на работе насоса.
103
Характеристика экспериментального насоса — зависимость
давления всасывания первой ступени от расхода воздуха —
имеет точку перегиба {рис. 65), которая делит кривую на ветвь
а (рабочий участок характеристики) и ветвь б (перегрузочный
участок). Давление всасывания насоса измеряли манометром
Мак-Леода, который был прирэ,ммрт.ст.
способлен для работы с возду
хом, содержащим легко кон
Х
J
денсирующиеся пары. Резуль
±
6-L
1
таты испытыния дали хорошее
_ /
совпадение с расчетными дан
ными. Расхождение порядка
f
V
6% по производительности и
вакууму объясняется тем, что
f „ - -°
_|
при малых расходах пара в
о —"*
первой ступени на участке от
общего паропровода до сопла
0
5
ГО 15 20 &},кг/ч
первой ступени температура
снижалась
Рис. 65. Характеристика четырех пара значительно
ступенчатого насоса
(приблизительно на 20—25°С
по сравнению с расчетной).
В табл. 12 приведена энергетическая характеристика насоса
при предельной производительности 19,8 кг/ч, соответствующей
точке перехода рабочего участка характеристики в перегрузоч
ный. Для сравнения показателей работы экспериментального
насоса с данными по пароэжекторным насосам, применяемым
за рубежом, в этой же таблице дана энергетическая характе
ристика пароэжекторного насоса фирмы Эллиот (США).
1
t
Таблица
Энергетическая характеристика пароэжекторных насосов
12
Значения показателя для
Показатель
эксперимен
тального на
соса
Рабочее давление в мм рт. ст
3
Давление рабочего пара {абсолютное) в кгс/см . .
насоса фир
мы Эллиот
0.54
19.8
10
583
0,60
106
9,8
3500*
3
17.1
29.5
0,87
30
180
33,0
1,70
Температура охлаждающей воды перед насосом в
* С учетом количества пара (886 кг/ч), направляемого в эксгаустер.
Примечание.
104
Оба насоса — четырехступенчатые.
В качестве критерия для экономической оценки сравнивае
мых типов насосов может быть принят суммарный расход пара
на 1 кг откачиваемого газа. Как видно из табл. 12, эксперимен
тальный насос имеет характеристику, сопоставимую с характе
ристиками аналогичных установок, работающих в сталеплавиль
ной промышленности за рубежом.
РАСЧЕТ ЭЖЕКТОРА ПРИ БОЛЬШИХ
КОЭФФИЦИЕНТАХ ЭЖЕКЦИИ
Расчетные формулы, выведенные во второй главе, справед
ливы для случая, когда пар в сечении ///—III находится вперегретом состоянии. Для многоступенчатой пароэжекторной
установки это условие, как показывает расчет по уравнению
энергетического (теплового) баланса, выполняется, так как от
дельные ступени работают со степенями сжатия больше 2 или,
что аналогично, с умеренными п малыми коэффициентами эжекцип. Однако для промышленных установок (пневмотранспорт,
вентиляция и т.д.) часто требуется рассчитать аппарат с малой
степенью сжатия и большим коэффициентом эжекции. В этом
случае может оказаться, что пар в конце цилиндрического участ
ка диффузора находится во влажном состоянии.
Влажный пар представляет собой двухфазную жидкость, со
стоящую из сухого насыщенного пара и частичек влаги, равно
мерно распределенных в паре. Влажный пар характеризуют
степенью сухости
Х
< 138 >
=7ПГ7^'
<Jn + GB
где Gn и С?Е — количество соответственно паровой и жидкой
фазы.
Свойства влажного пара гораздо сложнее свойств перегре
того пара, для которого две из переменных р, v, t однозначноопределяют третью по уравнению состояния pv = RT. Для влаж
ного пара эта зависимость нарушается, так как давлению р
соответствует вполне определенная температура насыщения *нао,
а удельный обьем vx может иметь при этом любое значение
от v" до v' в зависимости от степени сухости х.
Энтальпия влажного пара
/х = * ' + « .
(139>
Учитывая формулу (139), уравнение сохранения энергии в
тепловой форме для сечений /—/ и III—III запишем так:
4 "г- Ч£р& Л- q„in = ( 1 + ?п) (г'з + rsx3) + qrcprt™ +
•>
-И1+? п +<?гМ^-.
(140)
105-
Давление р& смеси в конце цилиндрического участка диффу
зора можно найти по уравнению (99), в котором величину kZl
как и выше, определяем по формуле (93). В последней удельную
теплоемкость смеси и газовую постоянную найдем из выражений
Ср
{
™~
О+*)*, + *
'
RCM « 0+*0*Л, + *«Гт
l)
j _
(143)
<?г<>г+(1+9п)*«<>п
p3-nV=(G1
находим из
+ Gn)x3RnT3;
PtV=l(Gl+G,)x,
+
(149)
Рз
а а»1 и »i находим при расчете сопла.
Из уравнения импульсов сил (75) находим, что
Р. - А + — *
<? Г Лг+(1+?п)*1Д П
Парциальное давление пара в сечении III—III
условия
"см' з
и, =
(И2)
Подставляя эти значения в уравнение (93), получим
£п 0э =
где
— •
('50)
m
Обозначим левую часть уравнения (147) через В0, т.е.
В0 = i"0 + fcCpA -Iflu'n.
051)
нас
правую
|ую через
через В"
оз , т. е.
ВГ = (I + qn) (h + rsx3) + qrcpjr
X Л ^
GIW„T,.
3
2
Тогда
+ О + Я, + <7Г) X
[Kn*3<' + <7n) + g r Rrl , 2 7 3 _L /нас\
V
3
( l + f t i ) * , + *r
' '
Тогда неравенство
Bt<Bf
Рз
[(1+4т,)*з + <7г]Ясм '
'
Подставляя в формулу (144) выражение (142) для # е м , на
ходим
1+
£Е*Е—
I 1 + In) X3Rn
л3=]/^
с М
ГГ.
(146)
Преобразуем последний член правой части уравнения (140),
воспользовавшись формулами (142), (68), (146), тогда уравне
ние (140) примет вид
'о + WpA + Я А *= О + ?п) ('з + ' Л ) + qjpjg*
+
+ <!+?„ + Яг) ^ Р ' * • * < ' + «*> + **H (273 4- t r ) .
2
(1 -Нп)*з + <?г
(147)
'
при д:з=1 будет означать, что пар в сечении III—/// влажный.
Из уравнения (147) следует, что наименьшему коэффициенту
эжекции соответствует наиболее высокая температура смеси.
Поэтому неравенство (153) достаточно проверить для наимень
шего из заданных коэффициентов эжекции. Если
(154)
для наибольшего из заданных коэффициентов эжекции, то пар
в конце цилиндрического участка перегретый.
Основной геометрический размер определяем в следующем
порядке. Задаемся несколькими значениями коэффициента эжек
ции. Величины J? CH , k3 и рз-m рассчитываемые по уравнениям
(142), (143) и (145), в отличие от аналогичных величин для
перегретого пара, являются функцией степени сухости пара *зПоэтому для каждого из заданных коэффициентов эжекции
<?э принимаем несколько значений степени сухости х3. По фор
мулам (143), (99) и (145) находим показатель адиабаты ks,
давление смеси р3 и парциальное давление пара р3-п Для од
ного из заданных коэффициентов эжекции q3. По формуле (152)
г, нас
Величину m определяем из уравнения
« = [(l+fln)*. + ? p ] - u a - ,
(153)
В0>В£<
Скорость ws смеси определяем по формуле (68) через число
Маха М3 и местную скорость звука
106
/]52)
(148)
определяем несколько значении величины оз
для каждого из
заданных значений х^. Строим график функции BTQ =f(Xz) и
по нему находим значение дг3 при условии 5о=Йзис- Это значе
ние степени сухости пара и будет искомым для заданного коэф107
фициента эжекции. Таким же образом определяем параметры
состояния пара /3, /"ас и х3 для остальных коэффициентов
эжекции.
Далее проводим расчет так же, как и для случая с перегре
тым паром. Определяем по формуле (148) величину т, а иа
уравнения импульсов сил (150) — давление рз- Строим график
p3 = f(g$)- Искомый коэффициент эжекции находим по этому
графику при условии, что значения рз, рассчитанные по уравне
ниям (150) и (99), равны.
Пример. Требуется рассчитать и сконструировать пароструйный эжектор
для откачки воздуха при следующих условиях: количество эжекгируемопу
воздуха Gr = 2000 кг/ч, температура эжектируемого воздуха / Э =20°С, сопро
тивление системы Д/?='230 мм рт. ст., барометрическое давление ръ=745 ми
рт. -ст., противодавление (абсолютное) pt—[fi5 кгс/ом2. Параметры пара перед.
соплом: ра=8 игс/см2, 7 0 =170 а С, i'o=661,5 ккал/кг, s 0 = 1,592 ккал/(кг-"С),
f u =0,245 м3/кг.
Абсолютное давление в камере разрежения эжектора
р6 — &р
745 - 230 л
Расчет сопла. Так как s f =1,592 ккал/{кг-°С) меньше значения S| —
= 1,788 ккал/(кг-°С), взятого при давлении насыщения (абсолютном) р,=
=0,7 кгс/см2, то пар в конце сопла будет влажным. Параметры пара в конце
сопла при адиабатическом расширении рассчитываем по формулам (80| и
(79), в которых s,'=0,283 ккал/(кг-°С), г,=545,6 ккал/кг, i J =89,5 ккал/кг
находим из ! термодинамических таблиц [5] при абсолютном давлении р\ =
=0,7 кгс/см :
1,592 — 0,283
х*,л = —
•
= 0 869;
1
1,788 — 0,283
^ д = 8 9 , 5 + 545,6-0,869 = 564,5 ккал/кг.
Потери энергии в сопле рассчитываем по формуле (81):
Ав = (1 - 0 , 9 7 » ) ( 6 6 1 , 5 - 5 6 4 , 5 ) = 5,8 ккал/кг.
Энтальпия пара [см. выражение (82)]
^ = 564,5 + 5,8 = 570,3 ккал/кг.
Степень сухости пара [см. формулу (83)]
570,3 — 89,5
545,6
Удельный объем определяем по уравнению (85):
Pi = 0,88-2,41 = 2 , 1 2 м^/кг.
108
Определение основного геометрического параметра. Основной геометри
ческий параметр эжектора, работающего со степенью сжатия 2>е>1,5, сле
дует определять при значении безразмерной скорости Л43=0,8-Ь0,7. Если
« ^ 1,5, то JM 3 =0,6. Коэффициент 6з при е < 3 изменяется в пределах 0,78—0,82.
Зададимся следующими значениями коэффициентов эжекции g r =0,S;
. ^ = 1 , 0 ; ^ ' = 1 , 2 ; ^ ' = 1,4; „ / = 1,6.
Количество вносимого в эжектор тепла в соответствии с выражением
(151) при работе с наименьшим коэффициентом эжекции
В„ = 661,5 + 0,8-0,24-20 = 665,3 ккал/кг.
Показатель адиабаты смеси найдем по формуле (143) при условии, что
.пар в сечении ///—III сухой насыщенный:
1
"
0,8-29,27 + 47
~ 427(0,8-0,24 + 0,48)
=1,325.
Давление смеси (абсолютное) в конце цилиндрического участка диффу
зора (см. формулу (99)] при Л13 = 0,6
Степень сжатия эжектора
б = р 4 ' р х = 1,05:0,7= 1,5.
Действительная скорость истечения £см. уравнение (78)] при
BI, = 91,5.0,97 V 661,5 — 564,5 = 875 м'с.
Динамический напор эжектирующей струи [см. выражение (86)]
875s
Я,1 =
—
= 18350 кгс/м2.
19,62-2,12
cpi=0,97
р. =
п
1,05
•
0,8-1,325-5-0,62
= 0,88 кгс/см*.
Парциальное давление пара (абсолютное) рассчитаем по уравнению (145)
при х3=\:
О 881
р._а = '
= 0,588 кгс/см3.
№ п
1 + 0,622-0,8
Из термодинамических таблиц находим, что этому значению рз-п соот
ветствуют параметры t"ac =84,9" С и J 3 =633,3 ккал/кг. Количество тепла, вы
носимого из сечения III—ill при .* э =] [см. выражение (152)]:
1,325.0,6а
Bfc = 633,3 + 0,8-0,24-84,9+ • ' - - ~
(47 + 29,27-0,8) (273 +
2-427
+ 84,9) = 663,7 ккал/кг.
Так как В 0 >3 3 н а с , то пар в конце цилиндрического участка диффузора
при q\ =0,8 будет находиться в перегретом состоянии. Проведя аналогичные
расчеты для .остальных значений коэффициента эжекции (табл. 13), видим, i
что при <7г>1,0 пар в сечении HI—III влажный.
Параметры .состояния смеси в сечении III—III определим из уравнения
теплового баланса. Для перегретого пара (q\ = 0 - 8 ) методика определения 13
и |'3 аналогична рассмотренной. Параметры состояния смеси при влажном
паре определим следующим образом. Задаемся несколькими значениями сте
пени сухости пара х3, например, 0,8: 0,9 и 1,0.
Для каждого из принятых выше коэффициентов эжекции определим по
три значения показателя адиабаты k3, давления смеси />3 и парциального
109
Т а б л и ц а 13
Результаты определения состояния пара в сечении 111—III при различных
значениях коэффициента эжекции
Значения параметров при qr
Параметры
Количество тепла, поступив
шего в эжектор, В0 в
Показатель адиабаты смеси
0,8
1 .0
1Л
i Л
1.6
665,3
666,3
667,3
668,2
669,2
1,325
1,330
1,332
1,338
1.340
0,588
0,542
0.507
0,471
0,441
84,9
82,9
81,2
79,4
77,8
633,3
632,4
631,7
631,0
630.4
Парциальное давление пара
(абсолютное) в смеси р^_„
давления рз-п по уравнениям соответственно (143). (99) и (145). Находим
три зкачемия В н а с по формуле (152) и строим график зависимости В"ас —
=f{xs)< 'на котором находим точку с ординатой В 3 —В0 (рис. 66). Абсцисса
этой точжи соответствует искомому значению *з, которое в 'соответствии с
температурой <з определяет состояние пара и смеси в сечении III—III. Ре
зультаты расчетов сведены в табл. 14.
Зная параметры состояния пара и смеси в двух основных сечениях для
выбранных коэффициентов эжекции, определяем газовую постоянную /?См,
местную скорость звука а3, скорость смеси w$, удельный .объем щ и основ
ной геометрический раэлиер ш по уравнениям соответственно (142), (146),
(68), (149) и (148). Принимая коэффициент бэ=0,82, находим из уравнения
импульсов вил (150) пять значений давления смеси р%- Значение р% при ко
эффициенте эжекции Цт =1,0 незначительно отличается от иеебходимого дав
ления смеси рз (табл. 15), найденного по формуле (99), и поэтому в даль
нейшем уточнении нет необходимости.
Расход рабочего пара на эжектор
Gj = Gr/qr = 2000/1,0 = 2000 кг/ч.
Температура насыщения па
c
ра tf
вX
Энтальпия сухого насыщен
ного пара i'3" в ккал/кг . .
Количество тепла, выносимо
го из сечения, В"ас в
Состояние пара с смеси
Примечание.
ции р „ = 0 , 8 Э кгс/ем*.
663,7
667,4
675.1
678,9
671.6
. . Перегре Влажный Влажный Влажный Влажный
тый
Расчетная площадь выходного сечения сопла
Fp1 =
Площадь сечения и диаметр цилиндрического участка диффузора при
т = 5,01
Fj, = mFP = 5,01.1,34.10» = 6,71.10* мма; D 3 = 92,5 мм.
Абсолютное давление смеси при всех значениях коэффициента эжек
Данные к расчету степени сухости при
Значения параметров при
Таблица
пяти Значениях коэффициента эжекции
14
коэффициенте эжекции qr и степени сухости х3
г -1,6
в|У~1.4
^ " - 1 , 2
«"-'.О
Параметр
2000-2,12
-10«= 1,34-Юз мм2.
3600-875
о!-0,Е
0.S
Количество тепла, поступившего в эжек
тор, Во в ккал/кг
Показатель адиабаты смеси fes
Парциальное давление пара (абсолютное)
в смеси р э _п в кгс/см1
Температура насыщения пара / 3 в °С . .
Энтальпия воды при температуре кипения
в ккал/кг
Скрытая теплота парообразования т3 в
ккал/кг
Энтальпия пара is в ккал/кг
Количество тепла, выносимого из сече
ния III—III, Bfc в ккал/кг
Примечание.
ПО
0,9
I ,0
0.99Г
о,а
0,9
1.0
0.992
0,8
0,9
1 .0
0,£
о,г
0.9
1 .0
0,982
665,3
1,325
666,3
1,334 1,332 1,329 1,330
6 67,3
1,338 1,335 1.332 1,332 1,341
0,588
87
0,495 0,520 0,542 0,540
80,6 81,8 82,9 82.8
0,456 0,481 0.507 0,502 0,421 0,448 0.471 0,467 0,393 0,418 0,441 0,437
78,6 79,9 81,2 81,0 76,6 78,2 79,4 79,1 75,0 76,5 77,8 77,5
80,6
81.8
82.9
82,8
78,6 79,9 81,2
81.0
76,6
668,2
1,340 1,338 1,338 1,344
78,2
79,4
79,1
75,0
669,2
1,342 1,340 1.340
76,5
77,8
77,5
634,3
550,9 550,1 549,5 549,6
521,6 576,8 632,4 630,8
552,1 551,3 550,5 550,6 553,3 552,4 551,6 551,8 554,3 553,5 552,6 552,8
520,6 575,9 631,6 628,0 519,6 575,2 631,0 624,1 519,0 574,5 630.4 620,5
665,2
555,7 611,4 667.4 666,0
559,1 615,0 671,6 667,6 562,2 618,7 675,1 668,1 565,8 622,2 678,9 668,9
Абсолютное давление смеси p s = 0 , 8 S кгс/см'
Ш
Т а б л и ц а 15
Данные к расчету коэффициента эжекции
Значения параметров при д
Параметр
О,?
Степень сухости пара х3
Показатель адиабаты смеси k3
Температура смеси (3 в "С
Абсолютная температура Т в "К
Газовая постоянная й г м в кгс-м/(кг-^С) . .
Местная скорость звука аа в м/с . . . . .
Скорость смеси ws в м/с
Удельный .объем v3 в м*/кг
.
m = FJF\
Давление смеси р3 (абсолютное), рассчитан
ное по уравнению импульсов сил в кгс/см1
Примечание.
I .0
1 ,2
1 .4
1,6
0,997 0,992 0,987 0,982
1,325 1,330 1,332 1,338 1,340
87,0 82,8 81,0 79,!
77,5
360,0 355,8 354,0 352,1 350,5
39,2 38,0 37,3 36,6 36,0
428
415
411
407
420
257
249
247
244
252
1,60
1,43
1,53 1,50 1,46
4,63 5,01 5,45 5,84
6,26
0,931 0,879 0,832 0,791 0,759
Абсолютное давление смеси р 3 =>0,88 кгс/см а .
Конструктивное выполнение проточной части эжектора. Площадь критиче
ского сопла [см. формулу (88)]
2000-10»
в;«с,ккал/кг
FKP
=
Длину (кР после окончательной обработки сопла принимают равной 12 мм
Длина расширяющейся части при о=12 3
34,6 — 24,7
1с
2.0,105
=47'1ммДлину / выбираем по конструктивным соображениям при компоновке
сопла с камерой разрежения после определения соевых размеров.
Диаметр всасывающего трубопровода определяем из условия, что ско
рость воздуха в нем ю э =50 м/с и
29,27-293
= Il22MVKr:
* = -™5~
fm
=
J — при
<7"-1.0;
г —при
от
^ " =1,2; 3— при
, 1 V _= 1,4; 4— при 1.,v_
^ = 1.6
1(2
3
- 1 0 4 »»*; A n P = 1 3 1 мм.
«/С.
Длина расширяющейся части диффузора
'3=
185 — 92,5
2-0,0787
=587мм"
Расстояние 'i=5,9 £*э определяем из номограммы (см. рис. 30) при усло
вии, что £=11,4 и е = 1,5. Длину цилиндрического участка h принимаем рав
ной 20 э . Суммарное расстояние
Диаметр сопла D' принимаем
равным диаметру паропровода D»
Длина сужающейся части сопла
при а'=40°
,
76 — 24,7
iс =
--^- = 70,5 мм.
2.0,364
'
Оа = £ > 3 у Т = 9 2 , 5 / 4 " = 185 мм.
Площадь сечения паропровода
при скорости пара 30 м/с
Рис. 66. Зависимость величины В
степени сухости пара х$\
1 35
Для расширяющейся части диффузора примем угол аг=9 а и отношение
площадей s = 4. Коэффициент восстановления давления в диффузоре ф (см.
табл. 1) равен 0,8256. Диаметр входного течения диффузора
0,7.1,34.103 = 937 мм2;
D[ = 34,6 мм.
_ 2000-0,245-10й
=
"=
3600-30
3
= 4530 мм ; Dn = "6 мм.
=
Скорость воздуха в кольцевом сечении F
200Q-1,22
W
F = 3600-9,86
•>*„„ п ' « 1 0 3 = 6 9
= 478 мм2; D KP = 24,7 мм.
f1
=
Выбираем тип камеры разрежения, показанной на рис. 28,6. Диаметр ка
меры разрежения D2 принимаем равным DTp, а входной диаметр камеры
смешения £»К=А>- В этом случае Он=0,9 D'K =0,9- 131 = 118 мм; ft=0,3 D K =
=0,3-118=35 мм, /„=0,25 £^=0,25-118=29 мм. Длина сужающейся части
при а] = 4°50у
118 — 92,5
Л, =
—-— = 302 мм.
2-0,0422
Площадь кольцевого сечения между диаметрами 0 „ = 118мм н О | ' =
= 36,6 мм
f = 0,785(118* —36,6") = 9,86.10-3 м 2 ,
3600
Действительную площадь вы
ходного сечения сопла находим
по уравнению (87);
"
2000-1,22. Ю«
3600^50
^ 4 - / 2 •= 546 + 185 = 731 мм.
Положение сопла относительно диффузора определяется расстоянием
(' = *! — 1К = 546 — 302 = 244 мм.
Проточная часть эжектора, сконструированного по рассчитанным разме
рам, показана на рис. 67.
5
Зек. 283
£13
яри заданном давлении всасывания и значение геометрического
параметра Рз/^кр. обеспечивающего реализацию найденного ко
эффициента эжекции. Зависимость отношения площадей выход
ного и критического сечений сопла F}/Fv.p от давления вса
сывания рз определяют по кривым, приведенным на рис. 69.
Проточную часть конструируют в соответствии с методикой,
изложенной в работе 123].
Рие. 67. Проточная часть рассчитанного эжектора
Пример. Требуется рассчитать пароструйный эжектор, удаляющий паро
воздушную см«ь при
температуре 89° С н абсолютном давлении р3—
=0,7 кгс/см2 (/ l l s c =89,45°C). Расчетное противодавление эжектора (абсолют
3
ное) 1 кгс/см . Расход откачиваемой смеси G 3 =300 кг/ч. Рабочий пар — сухой
насыщенный; параметры пара: pa^Q кгс/см2, / 0 =i58°C, f<>=0.32 м3/кг.
Количество пара в 1 кг смеем
Рэ^п/см*
/U Ъ1С/см>
=' 7
о,Ц
0,7
ZJf^
1Р
1 М«,
1
У ъ у*я
/У
2
}</
, »
0,3
4
и'
F,
где рп=0,688 кгс/см2 —парциальное давление пара (абсолютное) при тем
пературе эже к тируемой смеси 89° С.
Содержание воздуха в удаляемой смеси
Gr = ( l — d ) G 3 ^ ( l — 0 , 9 7 3 ) 3 0 0 = 8,1 кг/ч.
=W
V
/25
81
гуг0
0,1
0,8
1,6
2,k
3,2
40
V fr
Рис. 68. Зависимость давления всасывания рэ от ко
эффициента эжекции Q;,, давления перед соплом рц и
отношения F'/Fxp ДЛЯ пароструйных эжекторов, ра
ботающих с противодавлением 1 кгс/см2 [9]
Пароструйные эжекторы, удаляющие насыщенную паровоз
душную смесь при абсолютном давлении всасывания от 0,2 до
0,9 кгс/см2, можно рассчитывать по методике, изложенной в
работе [9]. Теоретические зависимости (рис. 68, 69) получены
для эжекторов, работающих при
*/ц
расходе воздуха в отсасываемой
\
смеси от 0,5 до 100 кг/ч. Темпера
\
тура удаляемой
паровоздушной
\
смеси на 0,05—1°С ниже темпера
туры насыщения при давлении вса
\
i
сывания. По графику, приведенно
\
му на рис. 68, устанавливают до
\
Г"£'
стижимый
коэффициент эжекции
**—**
t §Ь—-
1
*
ч.
0,2
114
г
0,1
fi£•age м*
0,6
0,Sp,^c/c»!
0,973 кг.
^*р
г/
0,5
o,62 2 °A88— ^ - О - 6 " . ,
0,622-J*_
Ь ^
Рис. 69.
Зависимость геометрического
параметра сопла F\/FKp от давления вса
сывания р3 и давления перед соплом р„ [9]
Из графика (ом. рис. 68) по заданному давлению всасывания ря—
=0,7 кгс/см3 и абсолютиому давлению рабочего пара ро=6 кгс/см2 опреде
ляем достижимый коэффициент эжекции £ э =1,4 и значение геометрического
параметра FaIFHP = ]5. По другому графику (см. рис. 69) находим геометри
ческий параметр сопла Л// ; и р =2,15.
Расход рабочего пара
G, = GJg-, = 300/1,4 = 214 кг/ч.
Площадь критического сечения сопла (9]
Gi-10'
/
v0
414-10* ,
/ М 2
годного сечения сопла
Диаметр выходного
О, = D l i p l /
~ J _ = 9,4 / 2 Л 5 = 13,8 мм.
HP
Диаметр цилиндрического участка диффузора
D 3 = D K P "J/' - - ^ = 9 , 4 / 1 5 = 36,4 мм.
Конструктивные размеры проточной части эжектора следует определять
на основании рекомендаций, изложенных в работе (23].
Различают последовательное и параллельное соединение под
водящих коммуникаций. Общее сопротивление последовательна
соединенных трубопроводов (например, разного диаметра)
Pel — Рэп
Q
2сум
Сопротивление отдельных участков трубопровода
Z1 _ .
Poi — Р-л . „ „ Раз — Ръъ .
. - _
, Z2 —
, . . . , * „
Рш ~
Ры
следовательно,
Г л а в а IV. РАСЧЕТ ВАКУУМНОЙ С И С Т Е М Ы
С П А Р О Э Ж Е К Т О Р Н Ы М И НАСОСАМИ
И И З М Е Р Е Н И Е ВАКУУМА
Суммарная проводимость
1
РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ ГАЗА В ВАКУУМ-ПРОВОДАХ
^1
При течении газа через вакуум-провод на его концах уста
навливается разность давлений pv — p3, обусловленная сопротив
лением трубопровода. Разность давлений, отнесенную к количе
ству протекающего газа
и,
РУ~Р?
(155)
называют сопротивлением вакуум-провода, а обратную величи
ну — проводимостью или пропускной способностью
U =
-^Г.
N„ =
Vff„
U + NH
<158>
Из этого выражения видно, что скорость откаЧки камеры
меньше скорости откачки насоса вследствие сопротивления при
соединительного трубопровода.
116
(160)
/=[
При параллельном соединении трубопроводов общее сопро
тивление системы
ру — Рэ
^сум
где
Осуи
<?еум = (?i + Gg + . • . + Ga.
Сопротивление отдельных трубопроводов
(156)
где />•„ —давление на выходе из откачиваемого объема;
рэ — давление газа при входе в насос.
Если производительность G измеряется в л-мкм рт. ст./с
или л-мм рт. ст./с, а давление —соответственно в мкм рт. ст. или
в мм рт. ст., то проводимость трубопровода — в л/с.
Уравнение неразрывности G = const для двух сечений трубо
провода можно записать в следующем виде:
NxPv = U(pv-p3)=
JVHp3,
(157)
где NK и А/д —скорость откачки камеры и насоса.
Решим уравнение (157) относительно/VK:
1
Vi
сум
z =
(159)
zcyM = Ч + Ь + • • - + *я = 2 **•
z
l —
Ра — Р з
~
. , _
» г2 —
РУ — РЭ
Pv — Pr,
~
отсюда
_L.
=
_L + _ L + . . . + _!_=_!_.
(161)
Суммарная проводимость
(162)
Сопротивление элементов вакуумной системы зависит от ре
жима течения газа. В вакуумной технике обычно рассматривают
несколько режимов течения: турбулентный, ламинарно-вязкостный, молекулярно-вязкостный и молекулярный. Первые два ре
жима хорошо известны и подробно рассмотрены в гидродина
мике. Молекулярно-вязкостный режим характеризуется меньшим
влиянием внутреннего трения газа на характер течения и воз
никновением теплового движения отдельных молекул. По своему
характеру молекулярно-вязкостный режим является промежу117
точным между ламинарно-вязкостным и молекулярным режи
мами течения. Молекулярный режим в отличие от молекулярновязкостного характеризуется хаотическим движением не комп
лексов молекул, а отдельных молекул.
Как известно^ переход от турбулентного режима к ламинар
ному определяется критерием Рейнольдса. При Re>2200 поток
турбулентный, а при Re<1200 — ламинарный. В интервале
чисел 1200<Re<2200 находится переходная область. Критерий
Рейнольдса может быть выражен через производительность и
диаметр трубопровода. В этом случае условия возникновения
двух различных режимов течения воздуха при 20° С можно
записать следующим образом [26]:
турбулентный режим
G>2-104
(163)
ламинарно-вязкостный режим
О2-10Ч
где G — производительность, равная произведению объемного
расхода на давление, в л-мкм рт. ст./с;
d — диаметр трубопровода в см.
Если переход от турбулентного режима к ламинарно-вязкостному характеризуется соотношением между диаметром d и
производительностью G, то переход от ламинарно-вязкостного
режима к молекулярно-вязкостному и молекулярному характе
ризуется соотношением между диаметром и средним диавлением р.
Для воздуха при 20° С [26]:
ламинарно-вязкостный режим
pd > 500;
молекулярно-вязкостный режим
15<pd<500;
(164)
молекулярный режим
pd< 15,
где р — в мкм рт. ст.,
d— в см.
Изучение работы пароэжекторных насосов показало, что при
давлении всасывания до 10~3 мм рт. ст. может возникать турбу
лентный или ламинарно-вязкостный режим. Турбулентный ре
жим возможен при больших производительности*. Так, при рас
ходе воздуха G = 500 кг/ч и давлении 0,1 мм рт. ст. для возник
новения турбулентного режима необходимо, чтобы диаметр
трубопровода d<4380 мм, а при G=100 кг/ч —d<875 мм.
Соотношения (163), (164) для круглых трубопроводов выпол
няются с точностью до 10%.
118
ПРОПУСКНАЯ СПОСОБНОСТЬ ВАКУУМ-ПРОВОДОВ
Проводимость круглого вакуум-провода при турбулентном
режиме определяют из предположения об изотермичности про
цесса по уравнениям для сжимаемой жидкости. При 2200<Re<
<200000 можно с достаточной степенью точности использовать
закономерность, экспериментально установленную Блазиусом и
подтвержденную опытами Никурадзе:
G =
^
Pv.
fh
•
<165>
Переходя к пропускной способности, получаем
Ц=.
l0r h
.<*>~Pfh
"
(166)
О наличии турбулентного режима можно судить по следую
щим соотношениям:
(167)
Рэ>15б5-£=;
(168)
В формулах (165) —(168) размерности всех величин в си
стеме CGS : G — производительность в см 3 -бар/с; U — проводи
мость в см3/с; (А — динамическая вязкость в пз; р — плотность
(при давлении 1 бар=7,5-10 - 4 мм рт.ст. и температура отка
чиваемого газа) в г/см3; г и / — радиус и длина трубопровода
в см; рР и ра — давление в бар; k — показатель адиабаты.
Неравенства (167) и (168) показывают, что падение давле
ния в трубопроводе не должно быть большим, чтобы не созда
вались большие скорости газа; в то же время давление не
должно быть слишком низким, так как тогда течение газа не
примет турбулентной формы. Скорость газа на всей длине тру
бопровода не должна превышать 0,6—0,7 скорости звука.
Для воздуха при 20°С плотность р = 1,276-10—9 г/см3 и д.=
= 1,81-Ю-4 пз. Тогда
U = 228
f /,
" <P«-P») V '-
l'!'(P*-pSh
(169)
где
U — в л/с;
г и / — в см;
pv и р3 — в мкм рт. ст.
Количество газа, протекающего через трубопровод в лами
нарном режиме, определяется как силами трения, так и силами
инерции, развивающимися при ускорении частиц вследствие рас119
ширения газа. Для расчета проводимости круглого трубопровода
в ламинарно-вязкостном режиме О. Е. Майер вывел уравнение
U = - 2 * - -*L±£L.
;
(170)
здесь й — диаметр трубопровода в см; остальные величины
имеют те же размерности, что и в формулах (165)-—(168).
Для воздуха при 20° С формулу (170) можно записать так:
U = 0,182 2-р,
(171)
Пример. Требуется рассчитать вакуумную систему для удаления из ка
меры G=100 кг/ч воздуха при давлении р=0,\ мм рт. ст. и температуре
/ - 2 0 ° С. По конструктивным соображениям удо&нее всего расположить насос
на расстоянии 50 м от камеры.
Удельный объем воздуха при давлении 0,1 мм рт. ст.
R(t + 273)_ ^ 29,27,293 =
р
1,36
следовательно
_ с ^
3600
=
где р= ~JL7,—"—среднее давление в трубопроводе в мкм рт.
/ и d— длина и диаметр трубопровода в см;
U — в л. с.
Из выражений (170) и (171) следует, что пропускная спо
собность круглого трубопровода в ламинарно-вязкостном режи
ме пропорциональна четвертой степени диаметра и зависит от
•среднего давления в трубопроводе.
РАСЧЕТ ВАКУУМНОЙ СИСТЕМЫ
С ПАРОЭЖЕКТОРНЫМИ НАСОСАМИ
Расчет системы на заданную производительность
При расчете системы на заданную производительность обыч
но известно количество газов, удаляемых из системы в единицу
времени, и рабочее давление. Расчет выполняют в следующем
порядке:
определяют скорость откачки системы;
выбирают схему и размеры присоединительного трубопровод
да между откачиваемой камерой и насосом;
определяют режим течения газа и по соответствующим фо
мулам рассчитывают проводимость соединительных коммун
каций;
определяют необходимую скорость откачки насоса из уравне!
ния (158) и уточняют его расчетные данные. Необходимо, чтоб*!
I
!20
ст./с
Скорость откачки камеры
/VK
р
100
Б соответствии с соотношением (163) турбулентный
если d<GJ2- 106 или tf<875 мм. Так как точность этого
тяет 10%, то диаметр трубопровода, при котором поток
булентным, должен быть равен приблизительно 750 мм.
воздуха в трубопроводе такого диаметра
Ш =
Вакуумная система с пароэжекторными насосами состоит из
насоса, откачиваемого объема (камеры) и вакуум-провода, сое
диняющего камеру с насосом. Вакуумную систему рассчитывают
с целью выбора схемы, определения пропускной способности
соединительных коммуникаций, выбора арматуры и уточнения
данных для расчета насоса. В большинстве случаев расчет сво
дится к решению двух основных задач: 1) расчета системы на
заданную производительность при заданном рабочем давлении
всасывания; 2) расчета времени откачки системы до заданного
давления.
лг£>лгв.
10О-вам.№
м3,мкм
3600
= 1,75.10' л-мкм рт. ст./с.
.режим возможен,
неравенства составвоздуха будет тур
Скорость движения
А . = Л5_^398м/с.
F
0,440
Скорость раоп рост ранения звука для воздуха (ft = 1,4}
а = 20,1 /Т
= 2 0 , 1 / 2 9 3 - 3 4 4 м/с.
Таким образом, при турбулентном режиме нельзя откачивать 100 кг/ч
воздуха, так как скорость течения .а этом случае должна быть оверхзвуПринимаем диаметр трубопровода rf=I200 мм. Так как ptf=IO0-120>
>500 мкм рт. ст.-см, то режим течения вязкостный [см. соотношение (164}].
Проводимость трубопровода 'в вязкостном режиме определяем по форму
ле (171):
Л» _
1204
U = 0,182-у- р = 0,182 — — 100 = 7,55-10' л/с.
Скорость течения воздуха
w = —— =
F
= 155 м/с или ю = 0,45а.
1,13
Скорость откачки насоса определим из формулы (158):
Nн
175
^JML_
U-~NK
- | 0 6 ' 7 ' 5 5 - 1 0 ^ 2 28-10» л /с.
7,55-105-1,75-10»
Производительность насоса
_JV£3600_=22^3600_=
иэ
~~
у
_
6300
Так как N* должна быть больше N„, то принимаем G%= 140 кг/ч.
121
Скорость откачки насоса можно уменьшить, если выполнить параллель,
ный подвод воздуха по двум трубопроводам диаметром 1200 км к двуц
лароэжекторным насосам.
Скорость воздуха в каждом из трубопроводов
w =
=
= 77,4 м/с или w — 0,225о.
2F
2.1,13
Скорость откачки каждого из насосов
NKU
0,875-105 • 7,55.10 s
= 0,989.10' л/с.
Nv =
=
U — NK
7,55.10 s —0,875.105
Расход воздуха
с
98,9-3600
„„ „
' = -б¥о-=56'5кг/ч-
С учетом запаса принимаем расчетную производительность каждого на
соса равной 60 кг/ч. Суммарный расчетный расход воздуха в этом случае
составит 120 кг/ч.
квазистационарным. При этом допускают, что в целом в системе
режим нестационарный, но в трубопроводах — мало отличаю
щийся от стационарного. Таким образом, под квазистационар
ным режимом понимают такой режим, при котором давление
газа на концах трубопровода изменяется со временем, но про
пускная способность трубопровода в каждый данный момент
времени может быть определена без существенной погрешности
по формулам стационарного режима в функции от давлений
газа на концах тпубопровода.
По данным Г. А. Тягунова, режим течения газа можно счи
тать квазистационарным в следующих случаях: 1) количество
газа в вакуум-проводе пренебрежимо мало по сравнению с ко
личеством газа в откачиваемом объеме; 2) скорость движения
газа из системы настолько мала, что разностью давлений на
концах вакуум-провода можно пренебречь по сравнению с абсо
лютной величиной давления в трубопроводе.
Математически условие квазистационарности течения запи
сывают так:
Расчет времени откачки системы до заданного давления
При расчете вакуумных систем часто требуется найти время
т, за которое насос определенной характеристики может отка
чать камеру объемом V от начального давления (обычно ат
мосферного) р / до некоторого заданного р„", или определить
1
7
3
v
f
1 л«
I
/
/Pv
ft
Рис. 70. Схема
простейшей
вакуумной системы:
I — откачиваемый объем (камера);
2 — вакуум-провод; 3 — насос
расчетные данные пароэжекторного насоса, который должен
обеспечить откачку объема V за время т в заданном интервале
давлений.
Прежде чем перейти к выводу расчетных зависимостей для
определения времени откачки простейшей вакуумной системы
(рис. 70) до заданного давления, рассмотрим характер течения
газа в этот период времени. Очевидно, что в этом случае мы
имеем дело с неустановившимися процессами в вакуумной си
стеме и, следовательно, с нестационарными режимами течения
газа в вакуум-проводах. Приведенные в предыдущих разделах
этой главы формулы, строго говоря, пригодны лишь для стацио
нарных режимов, характеризующихся постоянством давлений во
времени. Такое состояние вакуумных систем при откачке ни
когда не наблюдается. Расчет вакуумных систем при нестацио
нарных процессах довольно затруднителен. Поэтому в практике
прибегают к упрощениям, полагая режим в вакуумных системах
где
V — объем камеры в л;
/V„ и U —скорость откачки камеры и проводимость вакуумпровода в л/с;
FI — объем вакуум-провода в л.
Соотношение (172) выполняется при
~ < 1
(173)
либо при
~<Л-
(174)
Неравенство (173), очевидно, должно соблюдаться при не
слишком большом ——, чтобы систему можно было рассмат
ривать как систему «с сосредоточенными постоянными». При
выполнении неравенства (174) весь трубопровод можно рас
сматривать как часть откачиваемой камеры. Если в соотноше
нии (172) поменять знак неравенства на противоположный, то
оно будет являться условием неприменимости принципа квази
стационарного рассмотрения задачи.
При квазистационарном течении газа характер распределе
ния давлений по вакуум-проводу можно определить из условий
неразрывности стационарного потока в предположении, что в
каждый момент времени количества газа, удаляемого из отка
чиваемой камеры, протекающего через любое сечение трубо
провода и поступающего в насос, равны, т.е.
G = Nj,v=--U <р„ - Рд) = Nji»
(175)
123
122
откуда
Производная
_L = _1_ + — _
(176)
Для определения времени откачки системы т возможны два
способа. Один из них состоит в том, что давление рэ принимают
постоянной величиной. При этом полагают, что скорость откачки
насоса достаточно велика для того, чтобы давление перед насо
сом поддерживалось постоянным и равным рэ, а все падение
давления происходило в вакуум-проводе с пропускной способ
ностью U. Другой способ, основанный на более правильных
предпосылках, состоит в том, что полагают постоянным не ра,
а скорость откачки насоса N,, в том интервале давлений р3, в
котором это допустимо с достаточной степенью точности.
При изотермическом расширении газа для простейшей гер
метичной вакуумной системы справедливо уравнение
P„NK = - V ^ ,
(177)
at
где
* ~
.
(178)
= АЛ =
ц,,,\ч, ?;:
(182) для рэ,
т=
_41„£^i U J i f 7 , + 41n-^if,
где
После подстановки пределов окончательно находим
Для ламинарно-вязкостного режима течения газа из урав
нений (170) и (175) получим
(179)
где pv и рв —давления в камере в начальный и конечный
моменты времени.
Для турбулентного режима течения газа в вакуум-проводе
из уравнений (175) и (165) получаем
6
(184)
(x2 — l) 6
( - ^ ) '
*" = р > ; ; х' = p'jp;.
Если задано NB = const, то из уравнений (175) и (178) на
ходим
т= - } [ ^ ,
Na V x<tx
8
Подставляя в формулу (179) выражения
<183) для dpv и (184) для dp», получим
откуда
A = _JLi£L
(183)
dpv = psdx + xdpa,
G = PaN^
" ^ f . 7 ^ =B(pl-pl)=Bpl(x>-l);
(186)
16ц/
.здесь
(187)
В=
Из уравнения (186) находим, что
Рэ =
= А {Р1 - р»)</, = /щ, (г* - iy/r.
АГИ
1
В (х*~ 1 ) г '
(188)
- ^ - ^ — .
(189)
(180)
где А — произведение всех величин, не зависящих от давления
газа; х=рь/рд;
Из уравнения (180) находим, что
•
dp
2
Подставляя найденные величины в формулу (179), получим
т=
йх 2
Щ - Щ=
V
124
=
Г
_JL
NH
*
- 2 *-In
x—1
ж'
. i x — 11 *"
125
После подстановки пределов находим
т
- £ [(*"+2-3 , g ^ ) - (*'+2-3 lg T T I ) - <190>
Если характеристика пароэжекторного насоса (зависимостьскорости откачки JVH от давления всасывания рэ) имеет вид кри
вой, изображенной на рис. 71, то время откачки системы опре
деляют следующим образом. По уравнению (167) рассчитывают
значение давления
р кр = 1565
Vг,У р*
выше которого режим течения газа в вакуум-проводе турбулент
ный, и отмечают его на характеристике. Разбивают часть харак
теристики, относящуюся к турбу
лентному режиму, на 1, 2, 3, ..., п
участков с таким расчетом, чтобы в
выбираемом для каждого участка
интервале давлений р3 скорость от
качки JV„ можно было считать по
стоянной величиной. Левую часть
характеристики
(ламинарно-вязкостный режим) разбивают на т
участков, исходя нз таких же пред
посылок. Для каждого участка ха
рактеристики по графику находят
р3' и рэ", а х' и х", соответствующие
Рис. / I . Зависимость объем
этим давлениям, рассчитывают по
ной производительности на
формулам (182) или (188). Время
соса Л'„ от давления всасы
откачки
при изменении давления в
вания р,
камере с р,' до pv" находят в зави
симости от места расположения
участка на характеристике по уравнениям (185) или (190).
Для случая, когда насос соединен с камерой коротким и
вакуум-проводом большого сечения, задача может быть упро
щена. Тогда величину \jU можно считать равной нулю, давле
ние р» принять равным рэ и записать уравнение (178) так
iVH
р3
G
Время откачки системы определяем в соответствии с мето
дикой, изложенной в работе [26]. Выше отмечено, что характе
ристика пароэжекторного насоса Сэ = /(/>э) состоит нз двух
участков: рабочего и перегрузочного. Откачка объема от неко
торого начального давления р-I до конечного давления р э "
обычно происходит на перегрузочном участке характеристики,
уравнение которого может быть записано следующим образом:
G3 = G3np + a ( p a - p a n p ) ,
(195)
где
<?эпр— предельная производительность насоса, соответст
вующая точке перехода рабочего участка харак
теристики в перегрузочный, в кг/ч;
рвпр — давление всасывания насоса, соответствующее пре
дельной производительности, в мм рт. ст.;
ра — текущее давление на перегрузочном участке в
мм рт. ст.;
о —тангенс угла наклона линии перегрузочного участ
ка к ординате в кг/(ч-мм рт. ст.).
Переходя к размерностям уравнения (194), получим
G^Gnp + b(ps-pm);
(196)
Здесь G и G np —в л-мм рт. ст./с; в — величина, аналогичная а,
в л/с, -ps и /7япр — в мм р т. ст.
Подставляя в уравнение (194) выражение (196) для G, на
ходи м
Тогда
Чурб
l
.iaM
= тг + т, +
= Ti + Т, + .
•+ T " = S
(191)
(=1
i=--m
Т.турЗ
= _ y f - ^ . = Vf
.
(197)
. После интегрирования уравнения (197) находим время от
качки в с:
(193)
t
= л 1П <w+»(*;-"»•»>.
Ь
Таким образом, время откачки системы пароэжекторным
насосом, скорость откачки которого изменяется с изменением
давления, приходится рассчитывать, разбивая характеристику
насоса Лги=/(р:>) на отдельные участки.
ш
*£>
'э
(192)
Общее время откачки системы
Т =
T
Gm + b(pe—
(198)
Р,т)
Из уравнения (198) можно определить предельную произво
дительность насоса для откачки системы объемом V до дав
ления рэ" за время т:
127
tb
=
e
v
b \р"э — РЗПР] — b{p*
— РЭПР]
(199)
'лр
Таблица
Результаты расчетов
16
Значения параметра д л я участка
1 — еV
Параметр
или давление р э ", до которого откачивается система объемом V
за время т:
Tb \
Г
tb
Ь \.е V Р э пР + Р э — Рз ПР J
1%Ь
G™ V 1 - е
Рэ =
(200)
Пример. Требуется определить время откачки герметичной камеры объ
емом 50 м3 до давления />э=3 мм рт. ст. пароэжекгорным насосом, характе
ристика которого приведена «а рис. 72. Начальное давление в камере равно
атмосферному (735 мм рт. ст.). Температура откачиваемого воедуха 20° С.
Насос подсоединен к кали-ере трубопроводом диаметром 200 мм, длиной 50 м.
Согласно уравнению (195), для перегрузочного участка характеристики
(см. рис. 72)
275
115
145
195
340
390
Скорость откачки N„ в л/с
475
Давление в начале участка
50
200
100
30
735
25
р'ув мм рт. ст. . . . . . . .
20
Давление в конце участка
100
50
30
25
20
ръ в мм рт. ст
200
15
Отношение давлений х' . . 1,00045 1,00093 1,0018 1,0040 1,0066 1,0088 1,0132
Отношение давлений х" . . 1,00062 1,00112 1,0022 1,0046 i ,0070 1,0093 1,0143.
565
263
214
40
27
Время откачки т^ вс . . . .
34
106
Продолжение табл. 16
Значения параметра д л я у ч а с т к а
Параметр
10
CJ = 40 + 0,571 <рэ - 5) кг/ч;
для рабочето участка характе
ристики
р„мн рт.ст.
01
/
30
t
20
10
I
16 ( л - 2 , 5 ) кг/ч.
Уравнения этих прямых в
координатах G—ps имеют вид
G" = 7000 + 100 (рэ —
— 5) л-мм рт.ст/с;
Gi>
20
J0
40
50 6,,кг/ч
По уравнению (167) опре
деляем давление
РЭПР
Рис. 72. Производственная
насоса
характеристика
=
1.8Ы0-4
= 1565
•
—
lO/l,276-10-М,4
= 21,1 бар = 15,8 мкм рт. ст.
Так как давление p3>psap
во всем диапазоне давлений всасывания, то
режим течения газа в вакуум-проводе будет турбулентный и время откачки
следует рассчитывать по уравнению (185). Разобьем диапазон работы насоса
в интервале давлений от 735 до 3 мм рт, ст. на 15 участков (рис. 73) с ус
редненной скоростью откачки на каждом участке (табл. 16).
Произведение постоянных величин, не зависящих от давления газа [см.
выражение (181)]:
?''
12S
— = 915
5(300'''
с (мкм рт. ст.) h
13
14
16
620
Скорость откачки N„ в л/с . 640
830 1050 1295 1320 1140 915
Давление в начале участка
5
3,5
рэ в мм рт. ст
20
15
8
6
4,5 4,0
Давление в конце участка
5
3,5
3.0
рэ в мм рт. ст. . . . . . . .
15
10
6
4,5 4.0
Отношение давлений х' . . I,0240 1,0415 1,065 1,100 1.108 1.085 1,060 1,032
Отношение давлений х' . . 1,0270 1,0440 1,070 1,104 1.110 1,090 1,063 1,034
Время откачки т ; вс . . . .
38
16
14
8
14
9
10
22
Н
П
10
8
В
*
J
,4 = 228 — - 2 2 8
12
=
= 2800 (р3—2,5) л.мм рт. ст/с.
Ю
11
ЕЕ;<;?ЦЕ|ЕЕЕЕЕЕЕЕЕЕ|ЕЕЕЕЕЕЕЕЕЕЕ
шметж № ж
d 'Л. i : : : t > ±: ::: ::::
»---
_£
4-ГГ ,
в .,
::: :
^рЕ-
_ h,^
:::::.::::z:::::_ = :::: = p_J:!^;-::=-:
' 2}5
!,0
10
2D 30
SO
100
200 Ж р3,ммрт.т.
Рис. 73. Зависимость объемной производительности насоса от давления
всасывания
129
Если принять среднюю скорость откачки насоса (см. рис. 73) при изме
нении давления всасывания с 735 до 3 мм рт. ст. равной 300 л/с, то
50-Ю3
735 — 2,5
Из уравнения (182) находим
7
] « ( * - ] ) -
T
,V„
1
i « ^ —
T
lev
Подставляя сюда значения Л'н = 115 л/с, /1=915 л/с (мкм рт. ст.)1''7
^ э =735000 мкм рт. ст. и р 3 =200 000 мкм рт. ст. для 1-го участка получаем
х'=\,00045; ж"=1,00062.
Время откачки камеры объемом V=50 000 л от давления рч=х'р.ф д 0
давления pv=x"p$ при средней скорости откачки Л'Н = П5 л/с определяем пп
уравнению (185):
V
50 000
115
=
1 00062 — 1 \
/
7-l,00062 + 9 , 2 l g i ; o o ( ) 6 2 + 1 ) - ( 7 - l , 0 0 0 4 5
Т
'
1,00045
+
+ljj
Аналогичные расчеты проводим и для остальных 14 участков. Резуль
таты расчетов записываем в табл. J6. Суммарное время откачки находим по
формуле (191):
15
Т
* = 21 < =
„ „ V ,
-
ОПР + Ь (pi — рэ П Р )
Понятие «вакуум» включает всю область давлений ниже ат
мосферного. За единицу измерения низких давлений в СССР
принят 1 мм рт. ст. В зарубежной литературе эту единицу назы
вают тором. В некоторых областях техники широко используют
термин «разрежение» рр, т. е. разность между атмосферным р$
и абсолютным р давлениями (в мм рт.ст.):
/>Р = Рб— РРазрежение и абсолютное давление связаны следующей за
висимостью (р — в кгс/см2):
_
г
*
50.103
= 23
Ь
7000 -f 100 (735 — 5)
le
•
=
V
РЭПР— р\
50-10»
5 — 2,5
та = 2,3 — lg
- 2 , 3 •
— = 29 с,
Ь
„ _ „"
2800 3 — 2,5
где рэ=2,5 мм рт. ст. •—предельное давление насоса.
Суммарное время откачки
T = T I + T 2 - . 1220 + 29 = 1249 с = 20,8 мин.
Для случая, когда сопротивлением
можно применять формулу {26]
V
т - -—- In
Л
'«
здесь NB — средняя скорость откачки
в л/с.
вакуум-проеода можно пренебречь,
Р'Э — Р1
;
. (201)
Р3-Р9
в интервале давлений от р э до рэ
Р б
-
,
Р е
2 0
1
735,6
™
'
Вакуум W выражают в процентах от барометрического дав
ления
W = (1-
Р6
р
/ ) 100%.
(203)
{-5Ь, Ь
Тогда
р= р
&[1~~~йа)
m
Gnp + M ^ - Р з п р )
7000+100(5-5)
= 1220 с.
а время, за которое давление снизится с 5 до 3 мм рт. ст., по формуле
130
ИЗМЕРЕНИЕ ВАКУУМА
,370 с = 22 8 шш
Давление в камере за 22,8 мин должно понизиться до
р 0 = 1,033-3,0 = 3,1 мм рт. ст.
Если насос подсоединен к камере коротким трубопроводом большого
сечения, то расчет значительно упрощается. Время, за которое давление в
камере понизятся с 735 до 5 мм рт. ст., определим по уравнению (196):
Тп = 2,3 — lg
Результаты получаются довольно близкие,
мм рт ст ;
- "
р = -&- (\ - — ^ кгс/смг,
и
735,6 ^
100 у
(204)
у
'
Приборы, градуированные в единицах вакуума (процентах
или долях), называют обычно вакуумметрами в отличие от ма
нометров. на шкале которых нанесены единицы давления.
В вакуумной технике вакуумметром называют любой прибор,
измеряющий низкие давления. Наиболее распространенное наз
вание таких приборов — вакуумные манометры или просто ма
нометры.
Рассмотрим методы измерения давления в диапазоне от 10
до 10~а мм рт. ст., т.е. в том интервале, который характерен для
работы пароэжекторных вакуумных насосов. По принципу дей
ствия вакуумные манометры можно разделить на следующие
типы:
1. Жидкостные (U-образный манометр и его модификации).
2. Компрессионные (манометры Мак-Леода).
131
3. Деформационные и близкие к ним по принципу дейст
вия — оптические.
4. Большой класс приборов, основанных на косвенных мето
дах измерения давления (эти манометры реагируют не на само
давление, а на изменение того или иного свойства газа при из
менении давления).
Манометры первых двух типов непосредственно измеряют
давление. Приборы третьего и четвертого типов необходимо под
вергать тарировке по эталонному прибору. Чувствительность и
точность показаний манометров четвертого типа, как правило,
зависит от рода газа, точный состав которого обычно неизвестен,
следовательно, физические величины, определяющие зависи
мость показаний от рода газа, не могут быть подвергнуты точ
ной количественной оценке. Особенно большие погрешности воз
никают при наличии в откачиваемом объеме паров легко конден
сирующихся жидкостей (водяных, масляных, С0 2 и т.д.).
Жидкостные манометры измеряют непосредственно давление
газа. Их применяют главным образом для измерения давлений
выше 1 мм рт.ст. Жидкостные манометры обладают исключи
тельным достоинством — абсолютностью. Это качество делает их
необходимыми как в лабораторных условиях, так и в заводской
практике; такие приборы разрабатывают для возможно более
низких давлений.
Простейшим из жидкостных манометров является открытый
Сообразный манометр. В нем неизвестное давление р, прило
женное с одного конца U-образной трубки, которая заполнена
рабочей жидкостью, сравнивают с известным барометрическим
давлением р§, приложенным к другому концу трубки. Разность
давлений pQ — р (рис. 74, а) уравновешивается высотой h стол
ба рабочей жидкости
/ > e - P = *Y.
(205)
где у — удельный вес рабочей жидкости.
Разность ръ~р оценивают в единицах длины столба ра
бочей жидкости.
Наиболее распространены ртутные U-образные манометры.
Таким прибором можно измерять давление в диапазоне от 10
До 55 мм рт.ст. с точностью ± 1 мм рт.ст. Применение более
легких жидкостей способствует повышению точности измерения,
но приводит к увеличению размеров манометра. Практически
интересно использование для наполнения U-образных маномет
ров борвольфрамовокислого кадмия — жидкости, не поглощаю
щей в заметном количестве газов; плотность этой жидкости
3,28 г/см3, т.е. примерно в 4,15 раза меньше плотности ртути.
Легко подсчитать, что в этом случае высота столба жидкости
в манометре должна составлять 760-4,15 = 3,15 м.
Очень распространены закрытые U-образные манометры.
В качестве рабочей жидкости в них обычно применяют ртуть,
132
которую наливают в трубку, где предварительно создано дав
ление приблизительно 10~3 мм рт.ст. (давление насыщения
ртути при 20°С составляет 2-10~3 мм рт.ст.). Давление паров
ртути в закрытом колене можно полагать практически равным
нулю по сравнению с изме
ряемым давлением порядка
5—10 мм рт. ст. Часто при
"JT
меняют закрытый U-обоазный манометр укороченной
конструкции (рис. 74. б).
Давление в нем отсчитывают
так же, как и в закрытом
манометре нормальной дли
ны, но начало отсчета воз
можно лишь с момента, ко
гда давление в вакуумной
установке
понизится до
h\ мм рт, ст., так как до
этого момента ртуть в за
«.крытом колене прижата дав
лением к запаянному концу. Рис. 74. U-образные жидкостные ма
Для предотвращения резко
нометры [6]:
го удара столба ртути о за а — открытый; и — укороченный за крытый;
(для работы с вспомога
паянный конец при сбросе в — мас.чяныГ!
тельным вакуумным насосом^
вакуума в измеряемом объ
еме участок трубки в месте изгиба должен иметь сужение, со
здающее сопротивление движению ртути.
При использовании закрытого манометра необходимость в
измерении барометрического давления отпадает. Точность из
мерения определяется точностью, с которой произведен отсчет
разностей уровней ртути в обоих коленах. При обычном глазо
мерном способе отсчета погрешность составляет, как и для от
крытых манометров, ± 1 мм рт.ст. Однако известны конструк
ции, в которых точность отсчета может достигать ±0,1 мм рт. ст.
при измерении давления до 0,2 мм рт.ст. Существенным недо
статком закрытых манометров является опасность проникнове
ния в закрытое колено пара или газа из откачиваемого объема.
Этот недостаток особенно ощутим при измерении низких дав
лений паров.
Более надежны манометры, в одном из колен которого с по
мощью вспомогательного вакуумного насоса поддерживается
давление, пренебрежимо малое по сравнению с измеряемым.
Схема масляного манометра такого типа для измерения дав
лений ниже 5 мм рт.ст. приведена на рис. 74, е. Трубка / сооб
щается со вспомогательным вакуум-насосом, обеспечивающим
давление не ниже Ю -3 мм рт.ст., а трубка 3 — с объектом, в
котором измеряется вакуум. Трехходовый кран 2 позволяет сое
динять оба колена с вакуум-насосом для очистки масла от газа
и
133
и проверки равенства уровней масла в коленах манометра при
нулевой разности давлений. Двухходовый кран 4 служит для
отключения манометра от вакуумной системы. При измерении
давления кран 2 отключает трубку / от трубки 3 и сообщает ее
с сосудом, в котором измеряется давление. Для наполнения
манометра целесооОразно применять вакуумные масла специ
альных марок.
Для измерения давлений ниже 5 мм рт. ст. часто применяют
ртутный .U-образный манометр, одним коленом которого яв
ляется капилляр, расположенный под небольшим углом к гори
зонтальной плоскости (рис. 75). Разность уровней h в коленах
манометра соответствует расстоянию, на которое перемещается
ртуть в наклонном запаянном капилляре;
костью с меньшей, чем у ртути, плотностью. Заслуживает вни
мания применение для этой цели борвольфрамовокислого
кадмия.
Более точно разность уровней можно измерить с помощью
манометров, изображенных на рис. 76. В левое колено мано
метра (рис. 76, а) поверх ртути налита легкая жидкость, напрнI
s __
S
cos a
где а—угол наклона капилляра к горизонтальной плоскости.
Рис. 76. U-образные ртутные
манометры специального ис
полнения:
а — манометр со слоем апиезонового масла; б — ртутный ыъномстр.
скомбинированный
<
манометром сопротивления
Рис. 77. Манометр Мак-Леода с поднимающейся ем
костью:
.г
/
7 е
в — перед измерением; б — в мо
мент измерения; /, 2— капил
ляры (диаметр 1,9 мм); 3, 8 —
стеклянная трубка (внутренние
диаметр f> мм)', J — еосуд; 5 —
ловушка; 6 — емкость со ртутью;
7 — речииовая трубка
Рис. 75. Укороченный U-обрязнын манометр с наклон
ным капилляром {диапазон измерений 0,3—100 мы рт. ст.,
точность измерения 0,3 мм рт, ст.)
Следовательно, прибор обеспечивает при отсчете усиление
1/cosa раз. Недостаток такого манометра состоит в том, что
силы поверхностного натяжения в наклонном капилляре могут
достигать величины, сравнимой с силами давления. Поэтому для
точного измерения необходимо, чтобы стенки капилляра были
чистыми. Чувствительность U-образного манометра с наклонным
запаянным капилляром можно повысить заполнением его жнд134
мер, апиезоновое масло. Небольшое перемещение ртутного ме
ниска сопровождается заметным движением уровня легкой
жидкости в присоединенной к манометру узкой трубке. В диа
пазоне изменения давления от 10 до 0,2 мм рт.ст. точность изме
рений такого манометра составляет ±0,1 мм рт.ст. Если поме
стить в каждом колене U-образного манометра тонкие прово
локи (рис, 76,6), включенные в измерительную мостовую схему,
то при перемещении уровней ртути будут изменяться электриче
ские сопротивления проволок, а следовательно, и ток в диаго
нали моста. Манометр этого типа можно применять для фик
сирования величины вакуума на расстоянии.
Компрессионные манометры (манометр Мак-Леода) исполь
зуют для измерения давления р (рис. 77) настолько малого, что
соответствующая ему разность уровней двух ртутных столбов
135
не поддается прямому измерению. Принцип действия манометра
основан на использовании закона Бойля-Мариотта. Перед на
чалом измерения конец б трубки $ соединяют с объектом изме
рения, а емкость 6 со ртутью опускают в такое положение, чтобы
при измеряемом вакууме уровень ртути в трубке 8 находился
ниже ловушки 5 {положение / ) . Ловушка необходима для того,
чтобы пузырьки воздуха, поднимающиеся в ртути, не могли про
никнуть в измеряемый объем.
Во время измерения емкость 6 со ртутью поднимают до тех
пор, пока ртуть, заполнив весь сосуд 4, не поднимется в капил
ляре 2 до уровня запаянного конца капилляра /. Уровень ртути
в капилляре / при этом должен быть ниже уровня ртути в ка
пилляре 2 на определенную величину h (положение / / ) . Если
обозначить через р измеряемое давление, которое устанавли
вается в сосуд 4 и капилляре / в момент перекрытия ртутью
разветвления а при поднятии емкости 6, а через р\ давление
сжатого газа в капилляре /, то разность уровней ртути в капил
лярах составит
h = p,~p,
(207)
где р и pi — в мм рт. ст.
Обозначив объем капилляра / и сосуда 4 до разветвления
через V, а конечный объем сжатого газа в капилляре / через
V\, на основании закона Бойля-Мариотта (так как температура
газа во время измерения не изменяется) запишем
pV^p^up^-^.
(208)
Если обозначить плошадь сечения капилляра / через f, то
объем сжатого газа можно выразить так;
Vx = fh.
(209)
Из уравнений (207}, (208), (209) получим следующее ра
венство:
h+p=p
jr-p-w=pi'
(210>
гдес = //У—постоянная для данной конструкции манометра ве
личина, зависящая от его геометрических размеров.
Из уравнения (210) находим измеряемое давление
'-£*•
<2»>
При достаточно малом значении с знаменатель в уравнении
(211) может почти не отличаться от единицы и поэтому
р = с№.
136
(212)
Из формулы (212) видно, что с увеличением объема V и
уменьшением площади сечения капилляра / снижается давле
ние, которое можно измерить манометром Мак-Леода. Однако
объем V не делают обычно больше 250 см3, так как с увеличе
нием объема заметно увеличивается масса ртути и возрастает
продолжительность измерения [10]. Диаметры капилляров вы
бирают в пределах 0,8—
2,5 мм. Капилляры / и 2 р,имрт.ст._
выполняют из стеклянных
трубок одинаковых диа
метров для снижения
влияния капиллярной де
прессии при отсчетах.
На рис. 78 указаны
границы рабочей области
манометров с квадратич
ной ШКаЛОЙ При Amin =
— 2 мм, A raas =100 мм и
диаметре капилляров d,
равном 1 и 2,5 мм, в за
висимости от суммарного
объема V сосуда н капил
ляра.
Градуировка маномет
ра состоит в определении
постоянной величины с,
т. е. измерении объема V
и площади поперечного
сечения капилляра л<Я/4 W *
предварительно
рассчи
танного и изготовленного
манометра.
Наиболее
простим способом гра
10* у, см3
дуировки является весо
вой. Сущность этого ме
Ю
тода заключается в точ Рис. 78, Диапазоны работы (а) комп
ном определении объема рессионных манометров (б) с квадра
тичной шкалой
сосуда 4 (см. рис. 77) до
разветвления а и объема
капилляра / заполнением их жидкостью (водой или ртутью) и
взвешиванием на аналитических весах до и после заполнения.
Формула для определения измеряемого давления имеет вид
л &
•h\
(213)
Р
= ~Т
р — в мм рт. ст.,
d и h — в мм; 3
V — в мм .
137
Из формулы (213) видно, что постоянная манометра с== псР/'4\/ имеет разность мм -1 . Для манометра, показанного
на рис. 77, в результате градуировки весовым способом была
получена следующая расчетная формула:
р= 1,096.10-4Ла;
здесь р — в мм рт. ст.; h — в мм.
Таким образом, градуировочная кривая p = f(h) манометра
Мак-Леода может быть вычислена непосредственно по его гео
метрическим данным; поэтому указанный манометр может слу
жить эталонным прибором для абсолютного измерения давления
и градуировки по нему других типов манометров.
В качестве материала для изготовления манометра лучше
всего применять высококачественное боросиликатное стекло,
отожженное при 400° С для снятия температурных напряжений.
Стеклянные части манометра следует промыть хромовой смесью,
затем дистиллированной водой, спиртом и продуть горячим чис
тым воздухом. Один из способов промывки капилляра изготов
ленного манометра заключается в следующем. В манометр, на
ходящийся под небольшим разрежением, вводят воздух и
одновременно заполняют жидкостью таким образом, чтобы
вверху капилляра остался небольшой пузырек воздуха. При
повторной откачке пузырек воздуха расширяется и вытесняет
жидкость из капилляра. Шланги из вакуумной резины следует
кипятить несколько часов в растворе каустической соды, затем
промыть дистиллированной БОДОЙ, спиртом и высушить. Ртуть
перед заливкой в манометр также должна быть соответствую
щим образом очищена, высушена, а для особо точных измере
ний подвергнута перегонке в вакууме.
Единственным существенным недостатком манометра МакЛеода является невозможность непрерывного наблюдения за из
менением давления в вакуумной системе, так как каждое изме
рение относится лишь к давлению, устанавливающемуся в
момент перекрытия ртутью разветвления а между вакуумной
системой и измерительной частью. Однако при измерении дав
ления компрессионным манометром необходимо иметь в виду
следующие его особенности.
1. Приведенные расчеты постоянной манометра Мак-Леода
справедливы лишь для идеальных газов. Вследствие этого мано
метр дает точные результаты только при работе с газами, физи
ческие свойства которых близки к идеальным.
2. В измерительной части манометра над ртутью, подняв
шейся при измерении давления в запаянный капилляр, всегда
имеются насыщенные пары ртути, давление которых при ком
натной температуре равно приблизительно l£h3 мм рт. ст. Но так
как влияние такого давления на разность уровней заметить
нельзя, то наличие паров ртути в измерительной части можно не
учитывать.
138
3. Наличие паров ртути, а также других веществ в вакуум
ной системе искажает показания манометра. В соответствии с
законом Дальтона полное давление в вакуумной системе
Рполн = Ai + Рг(214)
где рв — парциальное давление паров, которые в состоянии
насыщения не подчиняются закону Бойля-Мариотта;
рг — парциальное давление газов, которые подчиняются
закону Бойля-Мариотта.
В вакуумной системе могут содержаться только такие пары,
давление которых даже при сильном сжатии в измерительной
части манометра, когда они достигают насыщения, остается
незначительным (например, 0,1 мм рт.ст.). Влияние давления
этих паров на разность уровней заметить нельзя, и манометр
будет правильно показывать лишь парциальное давление газов.
Фактическое же давление в вакуумной системе [см. уравнение
(214)] равно сумме парциальных давлений. Предположим, что
согласно показаниям манометра давление в вакуумной системе
равно 0,5 мм рт. ст.; но 0,5 мм рт. ст. — это парциальное давле
ние газа, а полное давление равно сумме (0,5 + 0,1) мм рт.ст.
Следовательно, давление измерено с точностью 17%. Ошибка
будет тем больше, чем ниже измеренное давление. Пусть ком
прессионный манометр показывает 10"3 мм рт.ст. В этом случае
фактическое давление составляет (0,1-НО -3 ) мм рт.ст., т.е.
примерно в 100 раз больше измеренного.
Если давление паров, сжатых до начала конденсации, срав
нимо с разницей уровней h при сжатии газов, то это давление
прибавляется к давлению, соответствующему разности уровней,
и результат измерения искажается, причем величину нельзя
контролировать.
Точные показания компрессионный манометр дает лишь в
случае применения вымораживания паров с помощью ловушки
и сведении тем самым парциального давления паров к исчезающе малой величине. Тогда можно считать, что рп.^0; поскольку
в вакуумной системе остаются только газы, давление будет из
мерено точно.
В качестве охлаждающих средств для ловушек наиболее
распространены твердая углекислота, размешанная в виде ка
шицы в ацетоне, спирте или эфире, и сжиженные газы (главным
образом воздух и азот). При использовании смеси твердой угле
кислоты и ацетона можно понижать температуру до —78е С,
при работе с жидким азотом — до —196°С. В табл. 17, состав
ленной по литературным данным, указаны значения давления
насыщенных паров воды и ртути, которые можно достичь при
помощи ловушек.
На рис. 79 приведена схема измерения давления всасывания
насоса манометром Мак-Леода с вымораживанием водяных
паров в ловушке, помещенной в сосуд со смесью твердой угле
кислоты и ацетона.
139
Таблица
Давление насыщенных паров воды и ртути при использовании
различных охладителей
Охладитель
Без охладителя
Лед
NaCl (33 ч) + снег (100 ч)
Смесь твердой углекислоты с ацетоном
Жидкий воздух
Жидкий азот
. . . . . . . . . . . .
Темпера
тура ох
ладителя
в °С
20
О
—21,3
—78
—187
— 196
17
Давление насыщен
ного пара в мм рт, ст.
ртути
17,5
4,6
0,67
1,2,10—э2-10—<
4.10-*
10-ю
Деформационные и оптические манометры основаны на дефор
мации чувствительного элемента при измерении давления. Де
формационные манометры, как и жидкостные, являются диф-
Рис. 79. Схема измерения давления всасывания насоса мано
метром Мак-Леода:
/ — первая ступень насоса; 2 — трехходовой кран; Я —ловушка; 4 — со
суд Дюара; J — манометр М а к - Л « ч а
ференцнальными: на одну сторону поверхности чувствительного
элемента действует измеряемое давление, на другую —заранее
известное атмосферное или «нулевое» давление. Деформацион
ные манометры с трубчатыми (спираль Бурдона) или мембран
ными чувствительными элементами для измерения давлений
выше 100 мм рт. ст. хорошо известны и широко применяются в
технике.
Для измерения более низких давлений применяют манометры
в специальном исполнении [8], например, заменяют металличе
скую мембрану более чувствительной. Для этой цели иногда
140
применяют мембраны: стеклянную, заполненную ртутью, квар
цевую с оптическим измерителем прогиба (до 1 мм рт. ст.), ре
зиновую толщиной 0,06—0,6 мм с зеркальным отсчетом прогиба
{до 3"-10~4 мм рт. ст.). При измерении низких давлений можно
применять и металлические мембраны, если измерять их дефор
мации с помощью чувствительных электрических методов. Так,.
металлическая мембрана может служить одной из пластин
электрического конденсатора; измерение давления при этом
сводится к измерению емкости. Можно измерять давление из
мерением индуктивности, если соединить мембрану с железным
сердечником, передвигающимся внутри неподвижной электриче
ской катушки,
Преимуществом мемопанных манометров являются незави
симость показаний от сода газа и возможность измерения дав
ления смеси газов и паров. Однако' до сих пор мембранные
манометры на давления ниже 1 мм рт. ст. используют только
в лабораториях из-за сложности изготовления и эксплуатации.
Мембранные манометры весьма чувствительны к изменениям
температуры и механическим сотоясениям [6].
Д. Ярвуд описывает сильфонный оптический манометр для
измерения давлений в интервале от Ю -2 до 55 мм рт. ст. (раз
работан Ист и Кюн). Манометр этого типа особенно эффективен
при измерении давлений около 1 мм рт. ст., когда, как правило,
используют U-образпые манометры с вакуумными маслами или
ртутью. Оптический манометр свободен от недостатков, прису
щих U-образным манометрам (вспенивание и абсорбция воз
духа при использовании масел, низкая точность отсчета в слу
чае со ртутью), и обладает в то же время высокой чувствитель
ностью,
В оптическом манометре (рис. 80) сильфон (гибкая гофри
рованная трубка) томпаковый или из сплава медь — бериллий
разделяет области газа с давлением р, и р2. При измерении
вакуума одну из областей, например, находящуюся при давле
нии, присоединяют к насосу, который создает давление пример
но 10~3 мм рт. ст. Другую область (давление р\) соединяют с
объемом, в котором измеряют давление. Если давление pi боль
ше давления р г , то верхняя часть сильфона 6 поднимется вверх.
Это перемещение передается вертикальной заостренной с двух
сторон игле 5, которая, в свою очередь, придает той или иной
наклон небольшой плитке с укрепленным на ней плоским зер
кальцем 3. На расстоянии около 40 см от манометра помещена
небольшая лампочка, луч света от которой падает на наклонен
ное под углом 45° зеркало / из алюминиевого слоя, нанесен
ного на переднюю сторону пластины. Отражаясь от зеркала /,
луч света попадает на поворачивающееся зеркало 3. Отражен
ный от зеркала 3 луч отклоняется на величину двойного угла
поворота зеркала. Это отклонение измеряют по шкале, располо
женной непосредственно над лампой. Размещение плоской
141
шкалы на расстоянии 40 см от манометра дает возможность
получать линейную зависимость отклонений луча от измеряемого
давления в десятисантиметровом диапазоне.
Манометр этого типа измеряет полное давление, поскольку
одинаково реагирует на присутствие как смеси газов, так и
смеси газов с легко
конденсирующимися
парами. Единственное
ограничение описанных
манометров — их нель
зя применять для из
мерения давления га
зов, вступающих в ре
акцию с материалом,
из которого выполнен
сильфон. Отечествен
ной промышленностью
освоен выпуск оптиче
ских манометров не
скольких модификаций
на различные интер
валы давлений.
Рис, 80. Оптический сильфонный манометр:
I— зеркало; 2—лтьа;
3— зерка
ло; 4 — камера с давлением ру.
5 — игла: 6 — сильфом; 7 — ка
мера с давлением р,
Приборы, основанные на косвенных методах измерения; в них
используется зависимость того или иного физического свойства
газа от давления. Многочисленные типы манометров этого клас
са описаны в специальной литературе [6, 8, 10]. Поэтому здесь
приведены краткие характеристики наиболее употребительных
типов этих манометров для измерения давлений 10—
10~~3 мм рт. ст.: тепловых и ионизационных радиоактивных мано
метров, а также разрядных трубок.
Тепловые манометры основаны на принципе использования
зависимости теплопроводности газа от давления. Эта зависи
мость проявляется в области среднего вакуума, постепенно пе
реходя в прямую пропорциональность в области высокого
вакуума. В настоящее время распространены два типа тепло
вых манометров: манометр сопротивления и термопарный ма
нометр.
Манометр сопротивления представляет собой проводник,
смонтированный в стеклянном или металлическом баллоне, кото
рый соединен с вакуумной установкой. Электрический ток, про142
ходя через проводник, нагревает его. При изменении давления
меняется температура проводника, а следовательно, и его
электрическое сопротивление, по величине которого в мано
метрах этого типа определяют давление. Сопротивление изме
ряют с помощью электрических мостовых схем. Обычный
диапазон давлений, измеряемых термометрами сопротивления,—
от 1 до 10~3 мм рт. ст.
В термопарных манометрах температуру нити измеряют по
электродвижущей силе термопары, присоединенной к центру
нити. Такие манометры смонтированы в стеклянном или метал
лическом корпусе. Нагревателем служит платиновая проволока,
к которой приварена хромель-копелевая термопара. На основе
термопарных манометров разработаны термопарные ва
лу у метры.
Достоинства тепловых манометров заключаются в простоте
изготовления и возможности непрерывного наблюдения за из
менением давления в вакуумной системе. К числу недостатков
следует отнести зависимость показаний от рода газа, точный
состав которого обычно не известен. Главным источником оши
бок при измерениях термопарным манометром является изме
нение состояния поверхности нити, что приводит к изменению
характера градуировочной кривой.
В ионизационных радиоактивных манометрах мерой давле
ния служит ионный ток, получаемый в результате ионизации
газа альфа-частицами. Последние излучают радиоактивное ве
щество, помещенное в манометре. В связи с этим ионизацион
ный радиоактивный манометр обычно называют просто радио
активным манометром или альфатроном. В качестве радиоак
тивного вещества часто применяют соли радия. Радий, кроме
относительно безвредных альфа-частиц, излучает еще бэта- и
гамма-частицы, обладающие высокой проникающей способ
ностью, а в процессе распада образует вредный радиоактивный
газ — радон, все это требует предпринимать особые меры безо
пасности при эксплуатации и хранении таких манометров.
В связи с этим расширяется область применения манометров с
плутониевыми радиоактивными источниками, дающими практи
чески одно альфа-излучене. При работе с радиоактивным мано
метром следует учитывать, что его показания зависят от рода
газа. Нельзя допускать попадания в манометр химически аг
рессивных газов, паров кислот и других веществ, которые могут
легко вступать в химическое взаимодействие с плутонием. Необ
ходимо тщательно оберегать манометр от ударов и помнить, что
плутонии и его соединения сильно ядовиты.
Оценка величины вакуума по свечению разряда в газе на
ходит широкое применение в различного рода работах, свя
занных с получением вакуума,
Этот метод используют, например, в вакуумных системах при
испарении металлов, фракционной дистилляции химических про143
дуктов, а также в технике консервирования и обезвоживания
продуктов.
Разрядные трубки обычно изготовляют из тугоплавкого стек
ла, а в трубку впаивают металлические электроды С и D, имею
щие вид пластин (рис. 81). Электроды выполняют из платины,
никеля или коррозионностойкой стали. Электрический раз
ряд в трубке можно возбудить
трнсоедпненнем
одного
из
/ /
) {
электродов к высокочастотно\ ,/
му генератору или индукцион/ \
ной катушке. Тесла; другой
низмеряемому А
электрод разрядной трубки
^юкууму
оставляют свободным или, д л я
Рис. 81. Разрядная трубка:
облегчения возбуждения элек1 — иольфрамовыП ввоя (диаметр 1 им):
г _,м,келеВып электрод
ТрИЧесКОГО
рЭЗрЯДа,
ЗЭЗвМ-
характер и цвет возни
кающего в трубке разряда
зависит от физической природы.газа, его давления, величины раз
рядного тока, размеров электродов и их расположения. Наблю
дая за характером свечения в газоразрядной трубке, можно
лишь грубо определить давление в пределах от 20 до.
10~J мм рт. ст.
Необходимо отметить, что измерение вакуума—это сложный
вопрос, требующий приобретения определенных навыков. Преж
де чем приступать к измерению, нужно изучить особенности
технологического процесса и знать хотя бы приблизительный
состав откачиваемого газа. При работе с пароэжекторными
вакуумными насосами следует помнить, что возможна диффузия
водяных паров из первой ступени в вакууметр. Тип вакууметра
выбирают в соответствии с предполагаемой величиной вакуума.
ляют
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абрамович Г. Н, Прикладная газовая динамика. М., вНаука», !969,
824 с.
2. Аншелес И. И., Зырянов К). Е. Налаака парозжекторной установки.
«Бюллетень центрального науч.но-иеследовательского .института информации
и темп ко-экономических исследований черной металлургии», 1967, jV? 22, с. 52,
3. Борозденков В. И. Вакуум-насосы в химической промышленности. М.,
«Машиностроение», 1964, 96 с.
4. Вильдер С. Н. Выбор, расчет и применение пароэжекторных вакуумнасосов. М„ ГОСИНТИ, 34 с.
5. Вукалович М. П. Таблицы термодинамических свойств воды и водя
ного пара, М., «Энергия», 1965, 400 с.
6. Григорьев А. М. Измерение вакуума. В сб. «Вакуумная металлургия».
Под ред. А. М. Самарина. М., Металл ургиздат, 1962, с. 424—451.
7. Дейч М. Е. Техническая газодинамика. М.„ Госэнаргоиэдат, 1961. 670 с.
8. Дэшман С. Научные основы вакуумной техники. Пер. с анг. Под ред.
М. II. Меньшикова. М., «Мир», 1964, 691 с.
144
У. Зингер Н. М. U расчете пароструйных эжекторов для вакуумных де
аэраторов, «Теплоэнергетикам, 10fi8, № 2, с. 89—91.
N1. Кириллин В. А., Шей ндл и к А. £. Исследование термодинамических
(••wile ш веществ. М., Гоеэнергоюдат, 1963, 560 с.
11. Кларк Д., Ми к чесни М. Динамика реальных гадов. Пер. с англ.
Под ред. Г. Ф. Телеинна. М_, «Мнц», 1967, 566 с.
12. Кузнецов Ю. М„ Успенский В. А. Расчет л конструирование паро
струнных эжекторов. В со. «Металлургическая теплотехника», 1968, № 15,
с. 230—354 (труды ВНИИМТ).
IX Кузнецов Ю. М., Успенский В. А. О .влиянии конструктивных фак
тории па работу наросгрунного эжектора. В сб. «Металлургическая челлотсхника», 1968, № 15, с. 220 -230 (труды ВНИИМТ).
14. Кузнецов Ю. М., Успенский В. А. О выборе осевых размерив паро
ci'pviiikrfu ажектора. Нанес тля ВУ.Чин .rmit'.'i «Энергетика», \'Н\7 № ;"!,
с. П О - И З .
15. Кузнецов 10. М., Успенский В. Л., Ло.твскнй Л. Т. Ош.и нрншчю
iiiiJi 'Жектра с шиоируннымн пронесу i очники охлади тел я.чи. I Iji.nr •
лепная ^нертеиика», 1068, № 2, с. 25—28.
16. KyjHtnoii IO. М. Расчет времени OIKH'IMI воздуха из .камер щшлл.ии
Л'''
>• дегазационных
установок
нароз-жскюрнм.м'И
вакуумными
н.-илю.гчк!,
Li ей. «Теклотехника металл уршчеоило прип.ч-.одепигг, iyy'o № 22 с 1*Л-№ (груцы ВНИИМТ).
I/. Кузнецов Ю. М., Успенским В. Л. Иарозжскториын H;ICOC дли .вакуум
ной обработки жидкой стал». *Сталы., 1%7, № 3', 285 с.
18. Мухачев Г. Д., Бородин В. А., Посконин Ю. А. Диаграмма водяного
пара для низких температур и давлений. «Таплознергетакэл |9йЗ .№ 10
с 89—92.
19. Путилов М. И. Расчет оптимального расстояния сштла от .камеры с меniriimi в етруйних аппаратах. «Тепло-личногикав, 1467, 04» 7. е. 70 • 74.
20. Робожев А. В. Методика расиста «и ш го ступени а ш \ наросliiviiuwx
мкеасторов. М„ Изд. МЭИ, 1!>65, 71 с.
21. Рамм В. М. Пароструйные вакуум-эже-кцнопные установи! М Госхпыиздат, 1949, 85 с.
22. Рауа X. Механика жвдкехчп. Пер. с англ. Л. П, Юфиша. М., Издателистьи литературы но строи генктву, 1967, 386 с.
23. Соколов Е. Я., Зингер Н. М. Струйные аппараты М Гоезпсргопздаг, ]%{), 208 с.
24. Справочник химика. М., «Химии», т. 5, I960, 971 с.
25- Успенский В. Л. Ппе-шчатическлй тра-нслорг. Свердловск МсгамлспгJ1
нздат, 1959, 229 с,
26. Цейтлин А. Б. Пароструйные вакуумные насосы. М «Энергия» 1965
365 с.
'
27. Цейтлин А. В. Основы расчета вакуумных отчем. В еб Ша-куумиая
металлурги и». Под
род. Л. М. Самарина.
М Металлургиздат, 1W2.
С
JOU-—-fjy).
28- Шкловор Г. Г. п др. Безразмерные карай к-цнстнкп нароетр\йних
эжекторов М 3. «Теплоэнергетика», 196(i, № 3, с. 42—48.
29. Harris L. S„ fisher A. S. Characteristics of Uio Sleam-Lol Vacuum
Pump. Transactions jf die ASM!:, series B, v. 86, N 1, Ц16-1 .,. 65—73.
УДК СП (,Ч! 2
Успенский В. А, Кузнецов Ю !Л «Стр\пньц а,нл\ч
иые насосы» М «MdinimocTpot mit1», 144 с
В кипи рассмотрены теории и t ас чет iupoiлto
струнных эжекторов Приведены экстуатлшонные \а
рактеристнкн одно к мпемекпупенчашх струнных иасо
сов, а также рекомендации по и\ рационяльночу
конструированию Описаны режимы те it-ния газа в ва
куумпых системах н методы измерения вакуума Из
ложены основы расчета вакуумных систем с пароэжек
торными насосами
Книга предназначена д я
инженерно-технических
работников химической, металлургической, энергетиче
скои и других отраслей промышленности, снимаю
щихся разработкой, проектированием п экст\зтаииеГ(
струйных вакуумных насосов
Табл 17, ил 81, список лит 29 иазв
ПРЕДИСЛОВИЕ
Из всех видов струйных аппаратов, различающихся по типу
члектнрующей струи, в книге рассмотрены две гглппы — паро
струйные и газоструйные, рабочими средами в которых
явтяюгея водяион пар и газ Основными достоинствами струй
ных вакуумных насосов являются простота конструкции,
компактность, незначительный износ, возможность работы с за
соренными и агрессивными средами
Газоструйные насосы (эжекторы), обычно выполняемые
о шост\пенч,1тыми, работают с коэффициентом эжекции больше
f iMHUiiui при незначительном перепаде давлений вблизи атмосферною При необходимоегп создания более значительных
разрежений применяют одно- v многоступенчатые пароструй
ные Hjcocbi Они могут обеспечивать большие производитель
ности при давлении всасывания от атмосферного до 10 _) мм
рг ст
Рецензент д р техн наук В Д Лубенец
У ™2~т
435(01)-73
дв_7Л
) Издательство „Машиностроение",1973г.
Владимир Александрович Успенский, Юрий Михайлович Кузнецов
СТРУЙНЫЕ ВАКУУМНЫЕ НАСОСЫ
Редактор издательства О В
Течннческий редактор Л 4
Корректор Е В
Сабынич
Художник Е И
Волков
Маргулис
Макарова
Сдано в набор ПА' It73 i FIOTIIIIIIHO К печчтн 16/V 1973 i 1 03266 Форгат fit)"- 907iБумата > 2 Печ л 90
Уч ш д : 9 4 Тираж 5 500 экз
Заказ 'S3
LLe.ua 48 кон
Издательство «М \Ш1 IHOCTPOCHI1E»
Москва
Б 78 I и Б кманный пер
М о с к о в ^ а ч типография № ь Союзполн-рафнрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
т]о делам к-эдатсчьп в тютш рафин к ккнжпои юиговлн
109086, Мо<ква Ж 88, Южнопортовач ч
ч|
.5
Эти преимущества обусловили широкое распространение
паро- и газострупных насосов в различных отраслях промыш
ленности, в технике существует целый ряд производств, прове
дение техночогпчесього процесса в которых возможно только
при условии применения струйных вакуумных насосов Так, в
химической промышленности для удаления i аза из вацумхо юдильных и вакуум-кристаллизационных аппаратов при
осуществлении процессов дистилляции, су шки и выпарки
используют в основном многоступенчатые паро^жекторные
насосы С развитием вакуумной металлургии возникло новое
Поправ lemie — метод внепенои обработки жщкого металла
Проведение процесса дегазации метатла в ковше стало воз
можным блаюдаря разработке и применению в промышленных
3