Министерство образования и науки России
Федеральное государственное бюджетное
образовательное учреждение высшего образования
«Казанский национальный исследовательский
технологический университет»

М. Х. Хабланян, Г. Л. Саксаганский, А. В. Бурмистров

ВАКУУМНАЯ ТЕХНИКА
ОБОРУДОВАНИЕ, ПРОЕКТИРОВАНИЕ,
ТЕХНОЛОГИИ, ЭКСПЛУАТАЦИЯ
Часть 2
ВАКУУМНЫЕ НАСОСЫ
Учебное пособие

Казань
Издательство КНИТУ
2016

УДК 621.52
ББК 31.77
Б 91
Хабланян М. Х.
Вакуумная техника. Оборудование, проектирование, технологии,
эксплуатация : учебное пособие: в 2 ч. Ч. 2: Вакуумные насосы /
М. Х. Хабланян, Г. Л. Саксаганский, А. В. Бурмистров; М-во образ.
и науки России, Казан. нац. исслед. технол. ун-т. – Казань : Изд-во
КНИТУ, 2016. – 300 с.
ISBN 978-5-7882-1977-6
Рассмотрены
физико-технические
характеристики,
конструкторские решения, технологические и эксплуатационные
особенности вакуумных насосов и агрегатов, используемых в
промышленности и научном приборостроении. Описаны особенности
их эксплуатации и методики испытаний.
Предназначено для бакалавров и магистров по направлениям
подготовки «Технологические машины и оборудование», «Техническая
физика», «Ядерная энергетика и теплофизика», «Наноинженерия».
Подготовлено на кафедре «Вакуумная техника электрофизических установок».
Печатается по решению редакционно-издательского совета
Казанского национального исследовательского технологического
университета
Рецензенты: д-р техн. наук, проф. Ю. В. Панфилов
д-р техн. наук, проф. Р. Р. Зиганшин

ISBN 978-5-7882-1977-6

© Хабланян М. Х., Саксаганский Г. Л.,
Бурмистров А. В., 2016
© Казанский национальный исследовательский
технологический университет, 2016

СОДЕРЖАНИЕ
Обозначения, используемые в тексте
Предисловие
Введение
1. ФОРВАКУУМНЫЕ НАСОСЫ
1.1. Базовые характеристики
1.2. Вакуумные насосы с масляным уплотнением
1.2.1. Пластинчатые насосы
1.2.2. Плунжерные (золотниковые) насосы
1.2.3. Рабочие жидкости. Обратный поток
1.2.4. Откачка парогазовых смесей. Газобалласт
1.3. Жидкостно-кольцевые насосы
1.4. Безмасляные насосы
1.4.1. Сорбционные насосы
1.4.2. Роторные насосы
1.4.3. Винтовые насосы
1.4.4. Поршневые насосы
1.4.5. Спиральные насосы
1.4.6. Мембранные насосы
1.5. Образование мелкодисперсных частиц
Вопросы для самоконтроля
2. ПАРОСТРУЙНЫЕ (ДИФФУЗИОННЫЕ) НАСОСЫ
2.1. Принцип действия
2.2. Базовая конструкция
2.3. Рабочие жидкости
2.4. Основные рабочие характеристики
2.4.1. Производительность
2.4.2. Наибольшее выпускное давление
2.4.3. Степень сжатия
2.4.4. Предельное остаточное давление
2.5. Обратный поток рабочей жидкости
2.6. Дополнительные проектные и эксплуатационные
характеристики

3

6
7
8
12
12
12
12
27
29
36
38
41
42
43
58
61
66
77
84
90
92
92
99
102
106
113
116
118
121
123
134

2.6.1. Критерии проектирования и оптимизации
2.6.2. Потери рабочей жидкости
2.6.3. Кипятильник
2.6.4. Флюктуации давления
2.7. Экраны и ловушки
2.7.1. Охлаждаемые колпачки и экраны
2.7.2. Азотные ловушки
2.8. Эксплуатация
2.8.1. Эксплуатационные особенности
2.8.2. Энергетические показатели
2.8.3. Эксплуатационная безопасность насосов
Вопросы для самоконтроля
3. МОЛЕКУЛЯРНЫЕ И ТУРБОМОЛЕКУЛЯРНЫЕ
НАСОСЫ
3.1. Общие сведения
3.2. Молекулярные насосы
3.2.1. Сводные характеристики
3.2.2. Расчётная модель
3.2.3. Эксплуатационные характеристики
3.3. Турбомолекулярные насосы
3.3.1. Принцип функционирования
3.3.2. Основы проектирования
3.3.3. Конструкция и основные характеристики
3.3.4. Быстрота действия и компрессия по
индивидуальным газам
3.4. Гибридные и комбинированные насосы
3.5. Особенности эксплуатации
3.6. Сравнительные характеристики
3.6.1. Достоинства турбонасосов
3.6.2. Недостатки турбонасосов
Вопросы для самоконтроля
4. КРИОГЕННЫЕ НАСОСЫ
4.1. Физические основы криогенной откачки
4.2. Базовая конструкция насосов с автономными
криогенераторами
4

134
136
137
138
140
141
145
151
151
153
155
156
158
158
160
164
167
170
175
175
177
182
187
193
202
205
206
208
209
210
210
213

4.3. Эксплуатационные характеристики
4.3.1. Быстрота действия
4.3.2. Производительность. Сорбционная ёмкость
4.4. Дросселирование крионасосов
4.5. Регенерация
4.6. Криогенная откачка водяных паров
4.7. Криогенераторы
Вопросы для самоконтроля

218
218
222
225
227
232
236
241

5. ГЕТТЕРНАЯ И ИОННАЯ ОТКАЧКА
5.1. Геттерные насосы
5.2. Магнитные электроразрядные насосы
5.3. Откачные характеристики разрядных насосов
5.4. Эксплуатация разрядных насосов
5.5. Средства откачки на основе нераспыляемых геттеров
5.6. «Чистые» системы предварительного разрежения
Вопросы для самоконтроля

242
242
249
254
258
262
270
272

6. ПЕРЕГРУЗКА ВАКУУМНЫХ НАСОСОВ
6.1. Эксплуатация высоковакуумных насосов
в зоне максимальной производительности
6.1.1. Пароструйные насосы
6.1.2. Турбомолекулярные насосы
6.1.3. Насосы поверхностного действия
6.2. Сопоставительные оценки и выводы
Вопросы для самоконтроля

273
273
273
275
279
281
282

Литература
283
Приложение 1. Испытания механических насосов с масляным
уплотнением
285
Приложение 2. Испытания двухроторных насосов
291
Приложение 3. Испытания пароструйных и турбомолекулярных
насосов
293
Приложение 4. Испытания геттерных и криогенных насосов 296
Приложение 5. Испытания сорбционных насосов
298

5

Обозначения, используемые в тексте
c – средняя арифметическая скорость молекул газа
G – массовый расход газа
K - степень сжатия насоса
М – молекулярная масса газа
m – масса молекулы
n – молекулярная концентрация газа
PВХ ( PВП ) - входное (впускное) давление насоса
РВЫХ ( PВЫП ) – выходное (выпускное) давление насоса
PОСТ - предельное остаточное давление насоса
P, – давление газа
V – объём газа
PН – давление насыщенного пара
Q – поток газа
R – универсальная газовая постоянная
RГ – газовая постоянная конкретного газа
S – быстрота откачки
S ВХ – быстрота действия насоса
Т – абсолютная температура газа
TВХ - температура газа на входе в насос
TВЫХ - температура газа на выходе из насоса
U – проводимость элемента вакуумной системы
VВС  объем всасывания насоса
W – скорость газа
W  - сопротивление элемента вакуумной системы
k – постоянная Больцмана
 – cредняя длина свободного пути молекулы
v – скорость молекулы
 – плотность газа
 - диаметр молекулы

6

ПРЕДИСЛОВИЕ
Книга продолжает цикл учебных пособий по технике и
технологиям высокого вакуума, начатый в 2013 г. авторской
публикацией «Вакуумная техника. Оборудование, проектирование,
технологии, эксплуатация. Ч.1. Инженерно-физические основы»
(Казань: Изд-во КНИТУ. - 232 с.). К её углублённому изучению
целесообразно приступать после усвоения материалов первой части.
Тематическая направленность издания – физико-технологические
принципы функционирования, базовые конструкторские решения,
важнейшие характеристики, основы проектирования и особенности
эксплуатации вакуумных насосов. Наряду с традиционной
информацией в учебном пособии впервые рассмотрены и другие
практически весьма значимые вопросы. В их числе механизмы
формирования и способы подавления обратного потока рабочих
жидкостей компримирующих насосов; алгоритм оптимального
сопряжения форвакуумных и высоковакуумных насосов; проблема
динамической устойчивости процесса вакуумирования; специфика
эксплуатации высоковакуумных насосов в зоне максимальной
производительности и при газовой перегрузке.
Пособие предназначено для профессорско-преподавательского
состава и старшекурсников высших учебных заведений, готовящих
специалистов по направлениям подготовки «Техническая физика» и
«Технологические машины и оборудование». Может быть также
полезно работникам научно-исследовательских институтов и
конструкторских бюро, связанных с созданием и применением
вакуумного оборудования и электрофизической аппаратуры.
Авторы выражают искреннюю признательность Б.Д. Ершову,
Ю.А. Султановой, Л.В. Филипповой (НИИЭФА им. Д.В. Ефремова,
Санкт-Петербург) и А.А Райкову, М.Г. Фоминой (КНИТУ, Казань) за
полезные обсуждения и помощь при подготовке рукописи к печати.
Критические замечания и рекомендации читателей будут приняты с
благодарным вниманием.
М.Х. Хабланян (Бостон, США)
Г.Л. Саксаганский (Санкт-Петербург)
А.В. Бурмистров (Казань)
7

ВВЕДЕНИЕ
Из многих известных типов вакуумных насосов широкое
практическое применение получили лишь некоторые. В зависимости
от конкретных условий – откачиваемого газа, объёма вакуумной
камеры, допустимой продолжительности вакуумирования и т.п. – для
откачки до заданного остаточного давления в камере либо для
поддержания требуемого давления при фиксированной газовой
нагрузке используют различные комбинации насосов.
По принципу действия различают механические объёмные
насосы, кинетические насосы и сорбционные насосы. В объёмных
насосах газ откачивают (перемещают!) посредством поршней,
вращающихся пластин, кулачков, шестерёнок и т.п. В кинетических
насосах импульс в направлении откачки газовым молекулам придают
с помощью направленной струи рабочего вещества (жидкости или
газа) или высокооборотного ротора. К кинетическим насосам относят
эжекторные, молекулярные и турбомолекулярные насосы различных
модификаций. Физическую основу сорбционных насосов составляет
поглощение газа активной поверхностью пористых веществ
(сорбентов). В эту классификационную группу входят также
геттерные и геттерно-ионные насосы. Газовые молекулы и ионы в
этих насосах поглощаются непрерывно либо периодически
возобновляемой плёнкой металлических геттеров.
Для насосов каждого типа можно выделить области наиболее
эффективного и экономичного применения. При выборе откачных
средств и построении принципиальных вакуумных схем необходимо
рассматривать во взаимосвязи целый комплекс эксплуатационных и
конструктивных факторов. В их числе диапазон рабочих давлений,
величины потоков, парциальный состав и характер откачиваемой
среды, требуемое предельное остаточное давление и время его
достижения, длительность непрерывной работы, стоимость, габариты,
уровень шума и вибрации, расходные материалы, потребляемая
мощность, простота в обслуживании, эксплуатационная надёжность
(рис. 1, 2).
Высоковакуумные насосы должны обладать одновременно и
значительной компрессией, и большой быстротой действия.
8

Требования к быстроте действия форвакуумных насосов намного
ниже, но потребность в значительной компрессии остаётся. Спад
быстроты действия геттерно-ионных насосов начинается при давлении
около
1  10-3 Па.

Рис.1. Рабочие характеристики
насосов различных типов

Для компримирующих насосов весьма значима рабочая
диаграмма, т. е. взаимозависимость откачиваемого газового потока
(быстроты действия) и перепада (отношения) давлений между
выходным и входным патрубками. Применительно к осевому насосукомпрессору эта зависимость представлена на рис. 3. Для общности
диаграмма нормирована: по осям координат отложены безразмерные
величины. На рис. 3  – плотность газа; , D – соответственно угловая
скорость вращения и диаметр крыльчатки; P - разность давлений на
выходе и входе; S – объёмная скорость потока (быстрота действия).
Как видно, возможны два предельных эксплуатационных
режима насоса. Один из них – режим максимального потока через
9

насос. В этом режиме откачиваемый поток максимален, а давления на
входе и на выходе почти одинаковы. Второй предельный режим разность давлений максимальна, а газового потока в насос нет.

Рис. 2. Усреднённые сравнительные характеристики насосов
предварительной откачки: сверху вниз насосы: поршневые,
пластинчатые, мембранные, винтовые, Рутса трёхлопастные,
кулачковые, Рутса двухлопастные, центробежные, осевые

Каждый тип насоса занимает определённую нишу на рабочей
диаграмме. Так, поршневые насосы «тяготеют» к её левой стороне
(значительные перепады давления и малые потоки), а осевые насосыкомпрессоры – к правой (малые перепады давления и большие
потоки).

10

Рис. 3. Нормированная рабочая диаграмма
вращательного насоса

Создаваемый
насосом-компрессором
перепад
давлений
пропорционален квадрату окружной скорости крыльчатки (D)2, а
газовый поток – её окружной скорости (D) и контурной площади (D)
2
. В свою очередь, мощность, необходимая для формирования газового
потока, пропорциональна произведению S   Р. Поэтому при
неизменных физических условиях и постоянной скорости вращения
удвоение диаметра крыльчатки вчетверо увеличивает «напор»
(перепад давлений), восьмикратно – скорость потока и в 32 раза –
потребляемую мощность. Это обстоятельство весьма существенно,
особенно при проектировании крупномасштабных вакуумных систем,
и ещё раз подчёркивает необходимость продуманного отношения к
выбору откачных средств для каждой конкретной ситуации с целью
полной реализации их эксплуатационных возможностей.

11

1. ФОРВАКУУМНЫЕ НАСОСЫ
1.1.

Базовые характеристики

Терминами «форвакуум», «предварительный вакуум», «низкий
вакуум» принято обозначать область давлений от атмосферы до ~1 Па.
Эта граница условна. С помощью форвакуумных насосов, или, иначе
говоря, насосов предварительной откачки (разрежения), можно
получать и более низкие давления.
Форвакуумный насос - предназначенный для поддержания
давления в выходном сечении насоса более высокого вакуума, при
котором последний может обеспечивать заданные параметры откачки.
Из этого определения следует, что не всякий насос среднего и низкого
вакуума является форвакуумным. Так, например, пластинчатороторный насос, используемый в агрегате с диффузионным, является
форвакуумным.
Но
тот
же
пластинчато-роторный
насос,
самостоятельно откачивающий вакуумную камеру, уже не выполняет
функции форвакуумного. В контексте данной главы под
форвакуумными будем понимать насосы низкого и среднего вакуума,
которые могли бы использоваться в агрегатах.
Механические форвакуумные насосы имеют различное
конструктивное исполнение. В их число входят поршневые,
мембранные
(диафрагменные),
плунжерные
(золотниковые),
пластинчатые, спиральные, двухроторные (типа Рутс), кулачковые,
винтовые и некоторые другие насосы. Из-за эксплуатационных
ограничений в качестве насосов предварительного разрежения
практически не используют центробежные и осевые лопаточные
насосы-компрессоры, хотя в принципе это возможно.
1.2. Вакуумные насосы с масляным уплотнением
1.2.1. Пластинчатые насосы
В вакуумной технике применяют пластинчатые насосы двух
типов. Они различаются расположением пластин, разделяющих
области расширения (всасывания) и последующего сжатия (выхлопа)
12

откачиваемого газа. В пластинчато-статорных насосах эта пластина
размещена в статоре насоса (рис. 1.1). С помощью пружины она
удерживается в плотном контакте с поверхностью эксцентрично
расположенного кулачка – «вращающегося поршня». Зазор между
поверхностью кулачка и статора выбирают минимально возможным.
Пластинчато-статорный ВН - вращательный насос, в котором
эксцентрично установленный ротор вращается, скользя по внутренней
стенке статора, при этом пластина, движущаяся относительно
статора, прижимается к ротору и делит рабочую камеру на час ти
с изменяющимся объёмом.

Рис. 1.1. Конструктивная схема пластинчато-статорного насоса:
1 – корпус; 2 – кулачок; 3 – выпускной патрубок; 4 – пружина;
5 – статорная пластина; 6 – входной патрубок

При вращении ротора объем одной полости (рис. 1.2)
увеличивается, и газ всасывается через патрубок входа. Одновременно
объём другой полости уменьшается, газ сжимается и после
достижения давления выхлопа и открытия клапана выбрасывается в
масляную ванну и через масло выходит в атмосферу. Процесс
переноса одной порции газа в пластинчато-статорном насосе
происходит за два оборота ротора, но в насосе одновременно
присутствует две порции газа – всасываемая и сжимаемая.
13

Рис. 1.2. Изменение рабочего объёма в пластинчато-статорном насосе

Максимальный объем рабочей камеры (объем всасывания)
отвечает моменту, когда ротор находится в верхнем положении и
пластина полностью выдвинута из статора (рис. 1.2а). Соответственно
геометрическая быстрота действия пластинчато-статорного насоса
определяется в виде

S Г  VВС  n 



( D2  d 2 ) L ,

(1.1)
4
где VВС  объём всасывания насоса; n  частота вращения ротора; D и
d - диаметры статора и ротора соответственно, L  длина ротора.
Действительная быстрота действия насоса определяется в виде
SВХ  S Г  ,
(1.2)
где   коэффициент откачки (подачи), учитывающий потери
вследствие дросселирования газа во входном патрубке и неполного
заполнения газом полости всасывания, потери от подогрева газа на
всасывании газом, перетекающим из полости сжатия, потери за счёт
перетекания газа. Для вакуумных насосов с масляным уплотнением
 ~ 0,75÷0,85.
Один из недостатков пластинчато-статорных машин – наличие
неуравновешенных масс, в результате чего предельная частота
вращения не превышает 1000 об/ мин. Для снижения дисбаланса
разработаны двухкамерные насосы, в которых роторы, расположенные
на одном валу, смещены относительно друг друга на 1800. При этом
14

камеры могут соединяться как последовательно, так и параллельно.
Несмотря на простоту конструкции, пластинчато-статорные насосы в
промышленных объёмах в настоящее время не выпускаются, уступив
место пластинчато-роторным насосам.
В пластинчато-роторных насосах пластины размещены внутри
эксцентрично расположенного ротора (рис. 1.3). Посредством пружин
либо под действием центробежных сил они удерживаются в плотном
контакте с поверхностью статора. Зазор между поверхностями ротора
и статора выбирают минимально возможным. Для насосов с
быстротой действия 3 – 5 л/с он обычно не превышает 0,02 мм.
Пластинчато-роторный ВН – вращательный насос, в
котором эксцентрично установленный ротор вращается относительно
неподвижной поверхности статора. При этом две или более
пластины, скользящие в прорезях ротора и прижимающиеся к
внутренней стенке статора, делят камеру на полости с
изменяющимся объёмом (рис. 1.4).

Рис. 1.3. Конструктивная схема пластинчато-роторного насоса

15

В положении ротора на рис. 1.4г. объём полости (объем
всасывания) максимален. Именно он определяет геометрическую
быстроту действия.

Рис. 1.4. Конструктивная схема пластинчато-роторного насоса

Дисбаланс в пластинчато-роторных насосах практически
отсутствует. Предельная частота вращения выпускаемых машин
до 3000 об/мин.
Для уплотнения контактных поверхностей статор помещают в
масляную ванну. Масло выполняет несколько функций. С его
помощью уплотняется и смазывается зона раздела между областями
всасывания и сжатия и герметизируется выхлопной клапан. Кроме
того, оно способствует стабилизации теплового режима насоса и
вымыванию механических загрязнений из его полости. В отдельных
случаях масло используется в гидроприводе клапанов.
Как средства перекачки жидкости пластинчатые насосы
известны уже как минимум 500 лет. В приложении к
высоковакуумным технологиям они достигли высокой степени
совершенства. Так, при откачке воздуха с помощью одноступенчатого
насоса с выхлопом в атмосферу может быть достигнуто предельное
остаточное давление около 1 Па (степень сжатия ~105). Современный
двухступенчатый насос (рис. 1.5) позволяет получить компрессию
~108 (парциальное остаточное давление воздуха ниже 10-3 Па). Такие
насосы снабжают приспособлениями для подачи обезгаженного масла.
Оно непрерывно подводится к рабочим зонам обеих ступеней и
инжектируется вместе с откачиваемым газом. Для охлаждения насосов
с быстротой действия 3 – 5 л/с достаточен поток масла,
16

циркулирующий со скоростью ~1 см3/с. При остановке насосов
предусматривается автоматическое прекращение подачи масла, что
предотвращает заполнение маслом рабочей зоны и попадание туда
атмосферного воздуха. Этой цели служит небольшой клапан на
маслопроводе, управляемый центробежным пускателем. Применяют
также автоматические электромагнитные клапаны.

Рис. 1.5. Функциональная схема (а) и поперечное сечение (б) двухступенчатого
пластинчато-роторного насоса: 1 – первая ступень; 2 – вторая ступень;
3 –предохранительный клапан; 4 – электродвигатель;
5 – газобалластное устройство; 6 – выхлопной клапан

В ряде конструкций (например, насос 2НВР-5ДМ производства
АО «Вакууммаш») предусматрены встроенные клапаны: отсечной –
отсоединяющий откачиваемый объем от цилиндра насоса при
останове и напускной - напускающий атмосферу в цилиндр насоса с
целью предотвращения заполнения последнего маслом.
17

При пуске насоса на пластины действуют значительные усилия,
вызванные гидравлическим сопротивлением слоя масла. Поэтому
поверхность вблизи выпускного патрубка снабжают небольшой
выборкой, позволяющей маслу в конце компрессионного цикла
«обтекать» пластины.
Насосы с масляным уплотнением весьма надёжны. Для них
характерно постоянство быстроты действия, которое может нарушить
лишь поломка, к примеру разрушение пружины либо заклинивание
пластины в пазу в результате слипания или набухания. В процессе
эксплуатации насосы нуждаются лишь в периодической замене масла.
Его наличие, однако, предопределяет и принципиальные недостатки
таких насосов: возможность миграции масляных паров в
откачиваемую систему и опасность разложения масла при откачке
химически активных газов.
Рабочую характеристику вакуумных насосов традиционно
представляют в виде графической зависимости быстроты действия от
входного давления. Выпускное давление обычно полагают равным
«постоянному» атмосферному давлению. Эту традицию, однако,
нельзя считать удачной, если речь идёт о последовательно
включённых
форвакуумных
насосах
либо
об
агрегатах
высоковакуумной
откачки.
К
тому
же
игнорирование
производительности насоса как массового потока откачиваемого им
газа, молчаливо сопутствующее названной традиции, нередко
приводит
к
концептуальным
ошибкам
в
истолковании
эксплуатационных особенностей насосов разных типов.
Сопоставим характеристики одно- и двухступенчатых насосов
(рис. 1.6). В целом эти характеристики подобны. В диапазоне
давлений от 105 до нескольких сотен Па они имеют плато – область,
где быстрота действия неизменна. При дальнейшем снижении
входного давления быстрота действия падает, обращаясь в нуль в
точке на оси абсцисс, определяемой как предельное остаточное
давление насоса. Графики на рис. 1.6 демонстрируют, что
коэффициент полезного использования рабочего объёма механических
насосов всегда меньше единицы.
В приложении к высоковакуумным технологиям гораздо
предпочтительнее двухступенчатые насосы. Они позволяют получать
и поддерживать в камере более низкое остаточное давление. Это
18

достоинство двухступенчатых насосов реализуется только при подаче
в первую ступень хорошо обезгаженного масла. При недостаточном
подводе масла предельное остаточное давление растёт, а быстрота
действия падает.

Рис. 1.6. Быстрота действия как функция входного давления
одно- и двухступенчатых насосов

Современные двухступенчатые насосы имеют соосно
расположенные ступени с кинематически связанным приводом.
Соотношение рабочих объёмов первой и второй ступеней выбирают в
достаточно широких пределах – от 1:1 до 20:1. Меньшие соотношения
характерны для насосов малой производительности. Для таких насосов
масштабное подобие ступеней более знáчимо, чем выигрыш в
габаритах, массе и энергопотреблении, достигаемый в насосах с
существенно бóльшим объёмом первой ступени.
В технические условия на форвакуумные механические насосы
иногда включают и производительность. К сожалению, справочники и
стандарты,
публикуемые
различными
профессиональными
сообществами, не дают этому термину однозначного определения. В
19

отдельных случаях им обозначают геометрический объём,
замещаемый рабочим механизмом насоса за один оборот ротора либо
ход поршня. По другой версии этот термин трактуют как количество
газа, поступающего в полость насоса за один кинематический цикл
при фиксированном входном давлении. При этом скорость вращения
ротора считают близкой к нулю. Эти две трактовки отнюдь не
тождественны, поскольку конструктивное исполнение многих
объёмных насосов предусматривает дополнительное расширение
захваченной порции газа уже после отсечения их внутренней полости
от эвакуируемой камеры. Впрочем, эти нюансы малоинтересны
большинству потребителей, поскольку для них важна лишь быстрота
действия при номинальной скорости вращения ротора.
Геометрическая быстрота действия пластинчато-роторного
насоса определяется в виде
(1.3)
S Г  zf max Ln  аReLn ,
где z - число пластин; f max - максимальная площадь поперечного
сечения рабочей ячейки насоса (для насоса с двумя пластинами эта
площадь определяется в положении роторов на рис. 1.4г); R и L радиус и длина цилиндрической расточки корпуса; e - эксцентриситет
ротора; a - коэффициент, зависящий от числа пластин.
Рабочие характеристики реальных насосов нередко отличаются
от «гладких» кривых, представленных на рис. 1.6. В диапазоне 0,1 –
100 Па не исключено скачкообразное уменьшение быстроты действия.
Возможен «провал» кривой в окрестностях точки ~ 10 Па. В
отдельных случаях монотонное падение быстроты действия с ростом
давления характеризуется бóльшим градиентом в сравнении с
кривыми, представленными на рис. 1.6. Подобные метаморфозы
отражают как специфику проектно-конструкторских решений,
(например, логику согласования первой и второй ступеней), так и
влияние случайных эксплуатационных факторов (избыток или
нехватка масла, локальные нарушения герметичности и т.п.). Зачастую
отклонения от типичной кривой S = f (PВХ) являются результатом
ошибок
измерений
и
использования
манометрических
преобразователей разных типов при мониторинге всего интервала
рабочих давлений.
Подчеркнём, что остаточное давление порядка 0,01 Па
достижимо только с помощью насосов, находящихся в безупречном
20

рабочем состоянии. Это новые высококачественные сальниковые
уплотнители, хорошо обезгаженное и осушенное масло, бережная
эксплуатация. Если же насосом откачивают химически активные газы,
смеси, насыщенные водяными парами и растворителями, и вакуумнотехнологические операции осуществляют при повышенных давлениях
и температурах, предельно достижимое давление возрастает до ~ 1 Па.
Важный
эксплуатационный
показатель
механических
форвакуумных насосов – потребляемая мощность. Она максимальна в
интервале входных давлений (5 – 8) 104 Па. Потребляемая мощность
пропорциональна производительности насоса и создаваемому им
перепаду давлений. Для её снижения двухступенчатые насосы обычно
укомплектовывают межступенчатым предохранительным (байпасным)
клапаном (см. рис. 1.5). При повышенном впускном давлении большая
часть откачиваемого газа через этот клапан выпускается в атмосферу,
что устраняет необходимость его бесполезного дополнительного
сжатия во второй ступени насоса.
Важнейший параметр любого насоса - предельное остаточное
давление. Согласно ГОСТ 5197-85 предельное остаточное
давление – давление, к которому асимптотически стремится
давление в стандартизованном испытательном объёме без напуска
газа при нормально работающем насосе.
На практике предельным остаточным давлением вакуумного
насоса PОСТ называют давление, устанавливающееся в его входном
сечении после длительной работы (обычно не менее 10 – 20 ч). При
этом постулируется, что натекание в насос извне отсутствует.
Количественно давление PОСТ может быть представлено в виде суммы
как минимум трёх составляющих:
Q
Q
P
PОСТ  ВНЕШ  ВНУТР  ВЫХ ,
(1.4)
S
S
K
где QВНЕШ , QВНУТР – соответственно внешняя и внутренняя газовые
нагрузки; РВЫХ – выпускное давление насоса; S – его быстрота
действия; K - степень сжатия. Поскольку откачиваемая смесь обычно
состоит из нескольких индивидуальных газов, все входящие в
формулу (1.4) компоненты должны соотноситься с её парциальным
составом. Применительно к форвакуумным насосам с закрытым
входным отверстием первое слагаемое формулы (1.4) пренебрежимо
21

мало. Однако при экспериментальном определении предельного
остаточного
давления
насосов
малой
производительности
существенным может оказаться даже десорбционный поток,
формируемый манометрическим преобразователем.
При снятии рабочей характеристики в насос через входной клапан
напускают поток газа и фиксируют устанавливающееся во входном
патрубке давление. При измерении предельного остаточного давления
входной клапан закрывают. Однако соединёнными с насосом непременно
остаются некоторые конструктивные и функциональные элементы
измерительной установки – соединительные трубопроводы, патрубки,
манометрические преобразователи, уплотнительные прокладки и т.п.
Продукты десорбции с их поверхности, потоки газопроницаемости,
неконтролируемые атмосферные течи и составляют в этом случае
внешнюю газовую нагрузку. Поэтому сформулированное выше
требование «нулевого» внешнего натекания в насос при измерении его
предельного остаточного давления выполнимо лишь с оговоркой, в
особенности в условиях высокого вакуума.
Доминирующий вклад в предельное остаточное давление
механических насосов с масляным уплотнением даёт второй член
соотношения (1.4). Тому есть несколько причин. Даже при полной
защищённости масла от физико-химического взаимодействия с
внешними реагентами его молекулы подвержены механической и
термической деструкции под влиянием распределённых и
локализованных механических и тепловых нагрузок, возникающих
при работе насоса. Ротор пластинчатого насоса имеет плотный контакт
с поверхностью статора вдоль линии, где их радиусы кривизны
совпадают. Эта контактная полоска должна герметично разделять
зоны расширения и сжатия откачиваемого газа. Поэтому здесь
неизбежны значительные контактные напряжения. Зазор между
торцами ротора и поверхностью статора в насосах малой
производительности не превышает 15 мкм. Торцы поэтому должны
быть строго перпендикулярны оси вращения. По указанным причинам
даже незначительные ошибки при изготовлении деталей насоса,
чрезмерные аксиальные усилия при установке валов и даже
коробление статора в процессе сборки могут стать причиной
возникновения в контактной области микропятен сухого трения
вместо
однородных
устойчиво
смазываемых
поверхностей.
22

Перечисленные процессы в конечном итоге приводят к появлению в
масс-спектре
лёгких
углеводородных
фракций,
заметно
увеличивающих остаточное давление.
Ещё одна трудность экспериментальной оценки предельного
остаточного давления вызвана чисто метрологическими причинами.
Манометры Мак-Леода, использовавшиеся ранее с этой целью, вносят
неопределённость в результаты измерения давления конденсируемых
паров из-за сопутствующего измерительному процессу сжатия газа.
Установка между насосом и манометром азотной ловушки не решает
проблемы, поскольку наряду с масляными вымораживаются и водяные
пары. А они составляют заметную долю масс-спектра остаточных
газов. Ионизационные манометрические преобразователи быстро
загрязняются масляными парами. Удобны диафрагменные и
ёмкостные манометры, но лишь для давлений выше 0,1 Па.
Для пластинчатых насосов характерна высокая надёжность. Всё,
что необходимо для их устойчивой работы, – это периодическая (один
– два раза в год) замена масла. Низкооборотные насосы с ремённым
приводом сохраняют работоспособность в течение 10 – 20 лет.
Современные высокооборотные насосы способны к непрерывной
эксплуатации продолжительностью 5 – 10 лет.
Ситуация, однако, резко ухудшается при откачке химически
активных газов. В этом случае требуется еженедельная замена
минеральных масел, а эксплуатационный ресурс отдельных деталей
уменьшается до месяца. Выход – использование специализированных
химически стойких рабочих жидкостей, а также применение
вспомогательных приспособлений для контроля состояния масла в
работающем насосе и его фильтрации с целью удаления
кислотообразующих соединений. Полезно также соблюдение ряда
практических правил. Перед включением насоса, внесённого с улицы в
холодное время года, его необходимо прогреть для придания
загустевшему маслу нормальной консистенции. Плановую замену масла
лучше производить при рабочей температуре насоса, иначе дренаж
будет неполным. В неработающих высокопроизводительных насосах не
должен оставаться атмосферный воздух. В противном случае под
действием перепада давлений возможно проникновение масла в
вакуумную полость. Очень важен клапан во впускном патрубке насоса.
Его наличие позволяет системе при выключенном насосе «оставаться
23

под вакуумом». При запуске крупных насосов предпочтительно
открывать впускной клапан, иначе электропривод будет испытывать
перегрузку в начальной стадии разгона двигателя. Иногда при запуске
насос «выбрасывает» порцию масла во впускной патрубок. Чтобы
исключить его попадание в вакуумную систему, на входной фланец
насоса целесообразно установить Г-образный патрубок.
Непрерывная работа форвакуумного насоса отнюдь не всегда
обязательна. Переход к режиму периодического включения снижает
среднюю температуру масла, уменьшает обратный поток и удлиняет
интервал между плановыми операциями по замене масла. Например,
если штатное давление в системе составляет менее 25 Па,
форвакуумный насос может быть остановлен при давлении 10-15 Па и
после этого переведён в режим ожидания. Форвакуумный клапан в
этот период должен быть закрыт, так что откачиваемая система будет
находиться «под натеканием». При достижении максимально
допустимого давления 25 Па клапан открывают и одновременно вновь
запускают форвакуумный насос. В зависимости от скорости
газовыделения, объёма рабочей камеры и производительности насоса
цикл откачки может длиться всего несколько минут, а пауза – часы.
Описанный режим может быть реализован с помощью простейшей
автоматической системы, содержащей электромагнитный клапан и
блокировочный вакуумметр с регулируемой уставкой. В общем случае
нежелательна эксплуатация системы в области предельного
остаточного давления форвакуумного насоса: велик обратный поток.
Предпочтительнее перекрыть входной клапан либо использовать
дополнительный воздушный натекатель для поддержания в
соединительном трубопроводе вязкостного режима.
При последовательном включении пластинчатых насосов и насосов
Рутса целесообразна подача продувочного газа. Практика показывает, что
обратный поток в таких системах в два – три раза меньше обратного
потока пластинчатых насосов. Продувка воздухом или инертным газом
столь же полезна и для предотвращения нежелательного роста
концентрации агрессивных газов в насосе и масляном резервуаре. При
низких давлениях объём резервуара плохо вентилируется, поэтому
формирующаяся в нём парогазовая смесь может оказаться обогащённой
опасными кислотообразующими компонентами.

24

Характеристики пластинчатых насосов с масляным уплотнением
зависят от рабочей температуры, сильно влияющей на вязкость и
другие свойства масла. При росте температуры увеличивается
скорость пиролиза. При этом не просто появляются лёгкие масляные
фракции, но и возрастает скорость их миграции по трубопроводам.
Поэтому при проектировании систем предварительной откачки
необходимо принимать во внимание температуру внешней среды.
Если, к примеру, насос устанавливают в теплоизолированном
контейнере, его полость целесообразно охлаждать.
Скорость пиролиза масла зависит от его химической природы и
конструктивного исполнения насоса. В пластинчатых насосах,
уплотняемых промышленными минеральными маслами, обратный
поток возрастает в 2-4 раза при увеличении температуры от 20С до 25
30С.
Темп
температурного
роста
обратного
потока
перфторированных рабочих жидкостей в этом же интервале
температур гораздо ниже.
Чувствительность обратного потока к температурным
вариациям особенно заметна при эксплуатации насосов в
электрических сетях различной промышленной частоты. Для
стандартных электродвигателей выбирают номинальную скорость
вращения 900, 1200, 1800 и 3600 об/мин в сети 60 Гц и 750, 1000, 1500
и 3000 об/мин в сети 50 Гц. Номенклатура промышленных
электродвигателей охватывает ряд номинальных мощностей. Поэтому
выбираемая мощность двигателя может служить критерием
оптимизации рабочих характеристик насоса фиксированных габаритов
либо производительности. Если, к примеру, расчётная скорость
вращения ротора 1800 об/мин в сети 60 Гц, а электропривод
подключён к сети 50 Гц, то насос должен эксплуатироваться при
скорости вращения 1500 об/мин. И, напротив, этот же насос, имеющий
оптимизированные характеристики при скорости вращения 1500
об/мин, в сети 60 Гц может работать при скоростях 1800 или 1200
об/мин. Стремясь получить лучшее остаточное давление, персонал
будет эксплуатировать его при скорости вращения 1800 об/мин. При
этом, скорее всего, будет игнорироваться тот факт, что большей
скорости сопутствует повышенная рабочая температура, ускоренная
деградация свойств масла и увеличенный обратный поток. Правда, изза роста окружной скорости вентиляторов положительным фактором
25

станет более интенсивное охлаждение насоса. Если обратный поток
окажется всё же неприемлемо велик, необходимо интенсифицировать
принудительное охлаждение.
Цеолитовые ловушки следует размещать в самой холодной зоне
системы вакуумирования. Универсальные оценки затруднительны, но
можно ожидать, что использование ловушек приводит примерно к
десятикратному уменьшению обратного потока. Повторим, кстати, что
рост температуры с 20 до 30 С вчетверо увеличивает обратный поток.
При комплексной оценке средств предварительного разрежения
наряду с предельным остаточным давлением необходимо принимать во
внимание быстроту откачки вакуумируемой рабочей камеры. Тем более
что при давлениях выше 100 Па быстрота откачки непосредственно
влияет на продолжительность вакуумирования. Использование
соответствующих зависимостей, однако, затруднено, поскольку для
этого надо знать быстроту откачки в сечении стыковки камеры и
присоединительного патрубка. В свою очередь, для её расчёта должен
быть известен перепад давлений на этом патрубке. Между тем прямое
использование классических расчётных соотношений для быстроты
откачки обычно приводит к её завышению. Быстрота действия
форвакуумного насоса к тому же не остаётся неизменной, а
уменьшается по мере падения впускного давления.
Для согласования результатов измерений быстроты откачки и её
расчётных величин, получаемых путём обработки кинетических
кривых вакуумирования, насос необходимо присоединять к рабочей
камере посредством конического патрубка с увеличивающейся по
направлению к камере площадью поперечного сечения. Такая форма
патрубка позволяет избежать турбулизации газового потока на входе в
насос. Корректность расчётных оценок можно гарантировать при
малости объёма откачиваемой камеры и кратковременности процесса
вакуумирования. Типичный пример – промышленный цикл контроля
герметичности, когда длительность всей процедуры не превышает 10
с. В приложении к динамическим процессам стандартные
вычислительные алгоритмы неприменимы. Весьма распространённый
случай – внезапный прорыв атмосферного воздуха внутрь
работающего насоса. Воздушная волна способна мгновенно
«заморозить» откачку, «сорвать» масляное уплотнение и нарушить
функционирование
клапана.
Высокопроизводительные
26

одноступенчатые насосы менее чувствительны к подобным
коллизиям, если для подачи смазки в них используют внешний
масляный насос. Дополнительным стабилизирующим фактором
можно считать внутреннюю полость (объём) входных патрубков. Но
после каждого прорыва атмосферного воздуха их необходимо
повторно откачивать.
Резюмируя, подчеркнём, что при кратковременном (до 5 с)
вакуумировании
крайне
желательно
экспериментальное
моделирование.
1.2.2. Плунжерные (золотниковые) насосы
Типовой промышленный ряд пластинчатых насосов по быстроте
действия перекрывает диапазон 0,1 – 25 л/с. Бóльшая быстрота
действия достигается с помощью плунжерных (золотниковых)
насосов, или, как их иногда называют, насосов с вращающимся
поршнем (рис. 1.7).
Плунжерный ВН - вращательный насос, в котором
эксцентрично установленный ротор вращается относительно
внутренней стенки статора, при этом пластина, жестко закрепленная
на роторе, делит рабочую камеру на полости с изменяющимся
объёмом и скользит в золотнике, колеблющемся в гнезде статора.
Ротор – эксцентрик («вращающийся поршень»), закреплённый
на валу, скользит по внутренней поверхности статора. Линия их
«касания» разделяет области всасывания (расширения) и сжатия
(выхлопа) захваченной порции газа. Плунжер прямоугольного
сечения, одна из стенок которого перфорирована, совершает
вращательно-поступательное движение. Плоский участок плунжера
движется возвратно-поступательно относительно качающегося
шарнира. Плунжер выполнен полым. Через эту полость газ
всасывается в насос. Направление откачиваемого газового потока на
рис. 1.7 показано стрелками. Последовательное положение рабочих
органов насоса в процессе откачки показано на рис.1.8. Как и в
пластинчато-статорном насосе, процесс переноса одной порции газа
происходит за два оборота ротора. Золотниковые насосы могут иметь
как водяное, так и воздушное охлаждение.
27

Рис. 1.7. Плунжерный насос: 1 – водоохлаждаемый кожух;
2 – маслоотбойник; 3 – выпускной клапан; 4 – шарнир; 5 – плунжер
(золотник); 6 – вал; 7 – статор; 8 – эксцентрик (ротор)

Рис. 1.8. Постадийное положение рабочих органов плунжерного
насоса в процессе откачки
28

Геометрическую быстроту действия находят по формуле (1.1).
Применительно к золотниковому насосу в этой формуле d - диаметр
цилиндрической части плунжера, L  его длина.
Плунжерные насосы обычно имеют одноступенчатое исполнение,
их предельное остаточное давление около 1-5 Па. Для его снижения
иногда параллельно основному насосу устанавливают насос меньшей
производительности с собственным электродвигателем, в отдельных
случаях используют ремённый привод от «большого» насоса.
В сравнении с пластинчатыми плунжерные насосы допускают
меньшую точность изготовления, для герметизации механизма
используют более вязкие масла. Им присущи высокая надёжность и
малый износ рабочих элементов благодаря бесконтактному движению
плунжера относительно рабочего цилиндра. Их недостаток –
неуравновешенность рабочего механизма и, как следствие, низкие
частоты вращения. Для снижения дисбаланса на одном валу часто
располагают два или даже три ротора, взаимно смещённых на 180 или
120 соответственно. Рабочие камеры таких насосов могут
соединяться последовательно или параллельно. Плунжерные насосы
имеют быстроту действия до 100 л/с. Установка сдвоенного
золотникового механизма на общем валу увеличивает её до 200 л/с.
Объём всасывания НВЗ определяется в положении золотника,
показанном на рис. 1.8а.
1.2.3. Рабочие жидкости. Обратный поток
Рабочие жидкости (маслá) для форвакуумных насосов должны
обладать низким давлением пара и стойкостью к агрессивным газам.
Универсальных рабочих жидкостей не существует. В вакуумнотехнологической практике находят применение самые различные
масла - от минеральных, почти не отличающихся от масел для
автомобильных
двигателей,
до
специализированных
перфтордистиллятов. Их стоимость различается в сотни раз.
Минеральные (углеводородные) масла имеют молекулярную
массу 280 – 440 а.е.м. и давление насыщенного пара 10-2 – 10-3 Па. Они
применимы для установок общего назначения, но для откачки
химически активных газов непригодны. Активные газы, в частности
хлор и фтор, вызывают быструю деградацию свойств этих масел. Их
29

вязкость возрастает, препятствуя смазке, что приводит к ускоренному
износу трущихся деталей. Контакт этих масел с кислородом при
давлении выше 100 Па может привести к взрыву. Особо опасны в этом
отношении масляные резервуары. В процессе эксплуатации
содержащееся в них масло находится в постоянном контакте как с
откачиваемыми газами, так и с атмосферным воздухом. Поскольку в
воздухе всегда присутствуют водяные пары, это приводит к
формированию коррозионно-активной среды и накоплению
взрывчатых смесей.
Для работы с кислородом и коррозионно-активными газами
используют дистилляты на основе пентафторэтиловых эфиров и
полихлорфторэтиленов. Эти вещества характеризуются молекулярной
массой 800 – 3000 а.е.м. и давлением насыщенных паров 10-2 – 10-3 Па.
Насосы для откачки активных газов имеют специальное исполнение.
На их поверхность наносят защитные плёнки или краски,
предусматривается возможность промывки откачного тракта
инертным газом. Промывочный газ вводят через выпускной клапан
либо клапан газобалластного устройства.
Ещё один неблагоприятный фактор, связанный с наличием
масла в механических насосах, – обратный поток, т.е. миграция
масляных паров в вакуумную камеру. Для многих видов
высоковакуумного оборудования, например для технологических
линий по изготовлению микросхем и аппаратуры для анализа
поверхности, подобное категорически недопустимо. Обратный поток
резко возрастает, когда давление на входе форвакуумного насоса
становится ниже 10 – 50 Па. При таких и более низких давлениях в
трубопроводе, соединяющем форвакуумный насос с откачиваемым
объектом, устанавливается бесстолкновительный (переходный или
молекулярный) режим, и молекулы масла беспрепятственно
мигрируют навстречу откачиваемому газовому потоку.
Величина обратного потока зависит от типа и конструкции
форвакуумного насоса, свойств используемого масла, температуры
вакуумного тракта, размеров соединительного трубопровода. Для
минимизации обратного потока трубопровод целесообразно выбирать
возможно меньшего диаметра и большей длины. Для большинства
технологических установок типичны соединительные трубопроводы
диаметром 3 – 5 см и длиной несколько метров. При этом, однако, не
30

следует забывать о быстроте откачки эвакуируемого объекта, которая
лимитируется размерами трубопровода.
Измерения обратного потока в механическом насосе с масляным
уплотнением дают величины порядка 0,5 мг/ч на 1 см2 площади
поперечного
сечения
впускного
патрубка.
Эта
величина
корреспондируется с ежесекундным формированием на поверхности в
непосредственной близости от впускного патрубка одного монослоя
масляной плёнки. Результаты подобных измерений, приводимые
разными авторами, имеют примерно 10-кратный разброс.
Как видно из рис. 1.9, обратный поток существенно зависит от
средств предварительной откачки.

Рис. 1.9. Температурная зависимость плотности обратного потока
(левая ордината) и скорости формирования масляных плёнок в зоне
входного патрубка (правая ордината) для блока предварительной
откачки различной структуры: 1 – механический насос; 2 – насос Рутса –
механический насос; 3 – механический насос с ловушкой;
4 – агрегат «ловушка – насос Рутса – механический насос»

Уменьшить обратный поток можно несколькими способами.
Простейший из них – исполнение участка соединительного
31

трубопровода в виде U-образного колена, погружённого в жидкий
азот. Подобное устройство задерживает все углеводородные
молекулы, за исключением самых лёгких, содержащих один – два
атома углерода.
Ещё более эффективны адсорбционные и криоадсорбционные
ловушки на базе молекулярных сит (цеолитов) – высокопористых
веществ, имеющих развитую физическую поверхность и обладающих
высокой сорбционной активностью (рис. 1.10). По своим размерам (5 –
15 Å) поры соизмеримы с углеводородными молекулами.
Адсорбционные ловушки работают при комнатной температуре, в
криоадсорбционных гранулы сорбента охлаждают до температуры
жидкого азота.

Рис. 1.10. Типичная цеолитовая ловушка:
1 –корпус с внутренним оребрением;
2 –держатель; 3 – цеолит; 4 – отражатель;
5 – сетчатый экран из нержавеющей стали

Существуют разнообразные модификации ловушек. Они
различаются конструктивным исполнением, расположением слоёв
32

сорбента, режимами нагрева и охлаждения, способами регенерации.
Корпус ловушек обычно изготавливают из алюминиевых сплавов,
присоединительные патрубки и несущие конструктивные элементы – из
нержавеющей стали. Правильно сконструированная ловушка должна
отвечать двум противоречивым требованиям. Одно из них – достаточная
проводимость для откачиваемого газа; второе – высокая эффективность
защиты от углеводородных молекул. В криоадсорбционных ловушках
необходимо также обеспечивать высокую температуропроводность
тракта охлаждения сорбента. Как видно из рис. 1.11 и 1.12, современные
ловушки вполне отвечают этим требованиям.

Рис. 1.11. Кинетика откачки камеры форвакуумным насосом с ловушкой:  –
цеолитовый вкладыш установлен;  – цеолитовый вкладыш отсутствует

Защитные ловушки необходимы не только для предотвращения
миграции паров масла форвакуумных насосов в откачиваемую камеру.
Иногда требуется защищать сами насосы от вредного влияния
остаточных веществ, вырабатываемых в ходе технологического
процесса. Это могут быть мелкодисперсные твёрдые частицы,
конденсат, химически активные вещества. При их попадании в насос
не исключены его механические и химические повреждения. Поэтому
33

при проектировании вакуумного оборудования должны быть сделаны
оценки потоков частиц и конденсата, которые могут поступать в
систему откачки. Может оказаться, что в ходе реализуемого процесса
образуется количество жидкости, превышающее возможности её
удаления путём газовой продувки. В этом случае перед насосом
необходимо установить конденсатор и периодически сливать
накапливающуюся жидкость.

Рис. 1.12. Масс-спектр остаточного газа при откачке
форвакуумным насосом: а – без ловушки; б – с ловушкой

Рассмотрим один из вариантов трёхступенчатой защитной
ловушки (рис. 1.13). В её корпусе установлены 10 картриджей, по пять
в каждом ярусе, заполненных различными фильтрующими
веществами. Вначале газ из вакуумной системы поступает в
периферийный цилиндр – первую ступень очистки. Здесь осаждаются
твёрдые частицы и накапливается конденсат. Уровень осаждённых
примесей контролируют с помощью реле либо через смотровое окно 2,
по мере необходимости их удаляют через дренажное отверстие 3.
34

Далее смесь проходит через нижний дисковый фильтр в центральную
полость второй ступени, окружённую картриджами 4. Затем, пройдя
через картриджи, коллектор и верхний дисковый фильтр, она входит в
контакт с картриджами третьей ступени 5. Отфильтрованная смесь
через перфорированный экран попадает во входной патрубок насоса
предварительной откачки.

Рис. 1.13. Сорбционная ловушка: 1 – первая ступень очистки;
2 – смотровое окно; 3 – дренажная пробка;
4 – картриджи второй ступени; 5 – картриджи третьей ступени

Размеры ловушки выбирают с учётом регламента её
технического обслуживания. Предпочтение всегда отдают защитным
устройствам с более ёмкими фильтрами.
35

1.2.4. Откачка парогазовых смесей. Газобалласт
Большая степень сжатия форвакуумных насосов оборачивается
их недостатком при откачке парогазовых смесей со значительным
содержанием водяных паров и при производстве полупроводников.
Суть проблемы – конденсация внутри насоса в конце такта сжатия
водяных паров или технологических реагентов.
Изменения давления в рабочем цилиндре в процессе сжатия
иллюстрирует рис. 1.14. Линия 1-2-3 – изотермическое сжатие
«сухого» (неконденсируемого) газа. При достижении давления
выхлопа (принято равным атмосферному давлению) открывается
клапан нагнетания (точка 2), и газ выталкивается в атмосферу. Линия
1-4-5 соответствует процессу сжатия паров воды. Когда их давление
достигнет давления насыщения ~ 20000 Па при рабочей температуре
насоса 60 0С (точка 4), начинается процесс конденсации. Дальнейшего
роста давления в рабочем цилиндре не происходит, и выхлопной
клапан не откроется до тех пор, пока количество конденсата не будет
достаточным для его открытия. Оно происходит в результате резкого
гидравлического удара о тарелку клапана.
Конденсация вызывает эмульсионное «перерождение» масла, в
результате чего оно теряет смазывающие свойства, заметно
возрастают предельное остаточное давление насоса и его температура.
Образующаяся в цилиндре насоса вода смешивается с маслом,
активируя содержащиеся в нем кислоты и ускоряя коррозию рабочих
органов.
Появление воды или любой другой жидкости в вакуумных
насосах с масляным уплотнением недопустимо!
Эффективное решение этой проблемы найдено Геде ещё в
начале прошлого века. Он предложил на завершающем этапе сжатия
вводить в рабочую камеру сухой воздух («балласт»). Напуск балласта
снижает парциальное давление водяных паров и предотвращает их
конденсацию. Напускаемый балластный газ увеличивает давление в
зоне сжатия, что приводит к более раннему открытию выпускного
клапана и выбросу откачиваемой парогазовой смеси до наступления
конденсации. Таким образом, напуск балластного газа приводит к

36

открытию выхлопного клапана прежде, чем пар в рабочем цилиндре
достигнет давления насыщения.

Рис. 1.14. Изменение давления в рабочем цилиндре насоса с масляным
уплотнением при сжатии водяных паров

Обычно для напуска балластного газа используют клапан с
ручным управлением. В двухступенчатых насосах, в которых балласт
вводят только в камеру второй ступени, часто используют клапаны с
фиксированным положением рабочего органа. Поток напускаемого
балластного газа составляет обычно 2 – 5 % производительности
одноступенчатого насоса и до 10 % - двухступенчатого. В зависимости
от эксплуатационных условий балластный газ подают непрерывно
либо только в промежутках между рабочими циклами для очистки
масла.
Открытие газобалластного устройства приводит к росту
предельного остаточного давления, температуры и потребляемой
мощности. Для двухступенчатых насосов с масляным уплотнением
остаточное давление при напуске балластного газа увеличивается до
10 раз. Если температуру насоса поддерживать на уровне ~100 С,
конденсации водяных паров вообще не происходит.
37

1.3. Жидкостно-кольцевые насосы
Жидкостно-кольцевой ВН - вращательный насос, в котором
эксцентрично установленный ротор с закрепленными на нем
лопатками отбрасывает жидкость к стенке статора; жидкость
принимает форму кольца, концентрического относительно статора,
и вместе с лопатками ротора образует полости с изменяющимся
объемом. Жидкостно-кольцевой насос (ЖКВН) представляет собой
цилиндрический корпус, в полости которого с некоторым
эксцентриситетом установлено многолопастное рабочее колесо –
импеллер (рис. 1.15). Лопасти импеллера в верхней части корпуса
примыкают к его внутренней поверхности. В корпус заливают
умеренно вязкую жидкость, обычно воду. Центробежные силы,
возникающие при вращении импеллера, придают ей форму кольца,
разделяющего впускное и выпускное отверстия. При этом образуется
серповидная полость, разделённая лопатками на рабочие ячейки.

Рис. 1.15. Жидкостно-кольцевой насос:
1 – выпускное отверстие; 2 – импеллер; 3 – вращающееся жидкостное
кольцо; 4 – впускное отверстие

При вращении рабочего колеса объём ячеек в левой части насоса
(рис. 1.15) увеличивается, и газ всасывается через впускное отверстие.
В правой части объём ячеек уменьшается, газ сжимается и
выталкивается через выпускное отверстие. В процессе сжатия
38

происходит интенсивный теплообмен между стенками и жидкостным
кольцом, благодаря чему процесс откачки близок к изотермическому.
ЖКВН предельно просты, не имеют клапанных устройств, что
предопределяет их высокую надёжность.
Геометрическую быстроту действия ЖКВН рассчитывают по
формуле
(1.5)
S Г  zf max L n   R2 L n(1  R1 / R) ,
где z - число лопаток рабочего колеса (число рабочих ячеек); f max максимальная площадь рабочей ячейки (в момент «конец
всасывания»); L - длина рабочего колеса; R1 - радиус ступицы

рабочего колеса; R - наружный радиус рабочего колеса;  коэффициент, учитывающий влияние толщины лопаток. Формула
справедлива в предположении, что внешняя граница рабочей ячейки
образована окружностью радиуса R и лопатки не погружаются в
рабочую жидкость. При расчётах коэффициент подачи  для ЖКВН
принимают ~ 0,5÷0,8.
Применение жидкостно-кольцевых насосов в вакуумной технике
ограничено их низкой энергетической эффективностью: около 90 %
потребляемой мощности затрачивается на компенсацию фрикционных
потерь. К недостаткам ЖКВН следует также отнести малую окружную
скорость рабочего колеса. Вместе с тем ЖКВН способны откачивать
пары, парогазовые смеси, совместимые с рабочей жидкостью, в том
числе содержащие капельную влагу, твёрдые частицы и взвеси. Такой
возможностью не обладает ни один другой вакуумный насос.
Подбором соответствующей жидкости можно обеспечить
откачку химически активных и агрессивных газов. В последнее время
в нефтехимии ЖКВН часто применяют вместо пароэжекторных
насосов, используя в качестве рабочей жидкости
жидкость,
находящуюся в колонне или аппарате. Предельное остаточное
давление ЖКВН определяется упругостью паров рабочей жидкости. В
водокольцевых насосах оно составляет 1500 – 6000 Па в зависимости
от температуры. Остаточное давление можно снизить до нескольких
сотен паскалей параллельным подключением к насосу воздушного
эжектора (ВВЭ). Схема такого эжектора представлена на рис.1.16

39

Агрегат ЖКВН+ВВЭ работает по схеме, представленной на
рис.1.17. При откачке CV от атмосферы клапан VП открыт, а подача
воздуха в эжектор NH закрыта. ВВН работает в обычном режиме.
После достижения ВВН давлений, близких к остаточному, клапан VП
закрывают, открывается подача атмосферного воздуха в эжектор, и
идет откачка последовательно включенными насосами NH и NW.

Рис. 1.16. Воздухо-воздушный эжектор:
1 - приемная камера; 2 – сопло; 3 – камера смешения;
4 – суживающаяся часть канала; 5 – диффузор

Рис. 1.17. Вакуумная схема ЖКВН с предвключенным ВВЭ:
CV- вакуумная камера; NW- ЖКВН; NH – ВВЭ; VП - клапан
40

За счет этого Рост снижается до нескольких мм. рт. ст, например
до 2-5 мм. рт. ст. При этом, правда, снижается быстрота действия.
1.4. Безмасляные насосы
Развитие новейших приложений вакуумной техники –
нанотехнологии, микроэлектроники, медицины, фармацевтики,
термоядерной энергетики – формирует повышенные требования к
откачному оборудованию. Особые требования к чистоте вакуума
предъявляются, например, при получении конструкционных
материалов с наноструктурированными поверхностными покрытиями,
в установках получения конструкционной нанокерамики и
наноструктурированных биосовместимых материалов с особыми
функциональными свойствами, технологиях создания чувствительных
элементов миниатюрных датчиков на основе нанопленок, т.е. там, где
присутствие даже малейшего количества паров масла в остаточной
среде приводит к необратимым потерям качества продукции. По этой
причине миграция углеводородных молекул («обратный поток») и
вынос микрочастиц, обладающих зачастую абразивными свойствами,
в высоковакуумные камеры являются крупным недостатком
механических насосов с масляным уплотнением. Столь же негативную
роль играет наличие в насосе трущихся деталей. Ценой дорогостоящих
конструкторско-технологических
ухищрений
и
аккуратной
эксплуатации масштабы «примесной опасности» можно уменьшить.
Но полностью предотвратить её нельзя. Серьёзные эксплуатационные
затруднения создают и химические реакции между рабочей
жидкостью насосов и агрессивными технологическими газами, а также
необходимость постоянного технического обслуживания защитных
ловушек,
фильтров,
продувочных
устройств,
контрольнодиагностической аппаратуры и т.п.
Поэтому на протяжении последних десятилетий велись
активные поиски новых методов и конструктивных решений,
позволяющих в принципе устранить масла, другие жидкости как
обязательный компонент технологий вакуумирования. На этом пути
достигнуты бесспорные успехи. Разработаны полностью безмасляные
насосы и средства откачки, не содержащие масел непосредственно в
рабочих механизмах. На их основе созданы автономные блоки и
41

агрегаты с предельным остаточным давлением 1 Па и ниже. Этого
вполне достаточно для включения высоковакуумных насосов. Далее
кратко описаны наиболее распространённые типы безмасляных
(«сухих») насосов. Заметим, что изначально под понятием
«безмасляный вакуум» подразумевалось полное отсутствие паров
рабочих жидкостей в откачиваемой системе, а под понятием
«безмасляные средства откачки» - отсутствие рабочих жидкостей и
смазок в насосах. Но со временем эти понятия существенно
трансформировались. И теперь «безмасляным», или «чистым»,
вакуумом считается вакуумная среда, не содержащая тяжелых
углеводородов с массовыми числами свыше 44.
1.4.1. Сорбционные насосы
Предварительно
обезгаженные
гранулы
природных и
синтетических
цеолитов,
активированных
углей,
других
высокопористых поверхностно-активных веществ при криогенных
температурах интенсивно поглощают почти все газы, кроме инертных.
Совокупная масса поглощаемых газов соизмерима с массой самих
сорбентов. На эффекте физической криоадсорбции основан
простейший способ безмасляной форвакуумной откачки (рис. 1.18).

Рис. 1.18. Схема сорбционной откачки

42

Процедура откачки состоит в следующем. Гранулы сорбента в
колбах 1 и 2 в течение 20 – 30 мин подвергают термическому
обезгаживанию. Обезгаживание осуществляют нагревом сорбента при
одновременной откачке водяных паров и сопутствующих газов
автономным насосом, предпочтительно безмасляным (на схеме не
показан). Затем клапан закрывают и колбы помещают в сосуды
Дьюара с жидким азотом. После охлаждения сорбента открывают
клапан одной из колб и проводят первый этап откачки камеры. Второй
клапан на этом этапе закрыт. Через несколько минут первый клапан
закрывают и открытием второго клапана начинают финишный этап
откачки. Давление в камере в конце этого этапа падает до ~ 1 Па. Если
использовать три насоса, можно достичь остаточного давления
порядка 10-1 Па.
Автоматизированный сорбционный блок способен поглотить
около 2108 Пал воздуха. По быстроте действия он сопоставим с
механическим насосом средних размеров. Масс-спектр остаточных
газов в системах, откачиваемых адсорбционными насосами с азотным
охлаждением, содержит в основном водород, неон и гелий.
Цеолиты и другие поверхностно-активные вещества склонны к
пылеобразованию. Поэтому при их использовании необходимо
предусматривать
защиту
внутрикамерного
оборудования
и
высоковакуумных насосов от мелкодисперсных частиц и кластеров.
Существенным недостатком подобных систем является
необходимость периодической регенерации адсорбентов.
1.4.2. Роторные насосы
Для получения бóльшей быстроты действия, в особенности при
давлении около 100 Па, применяют вакуумные агрегаты на основе
двухроторных насосов Рутса (рис. 1.19).
Двухроторный вакуумный насос (ДВН) - вращательный насос,
рабочая
камера
в
котором
образуется
корпусом
и
профилированными роторами, синхронно вращающимися в
противоположных направлениях. Для поддержания взаимной
ориентации роторов используют синхронизирующее устройство –
косозубые шестерни, размещаемые в отдельном отсеке (масляном
картере) совместно с подшипниковым узлом. С противоположной
43

стороны в аналогичном отсеке устанавливают второй подшипниковый
узел. Рабочая камера отделена от масляных картеров с помощью
сальниковых или динамических лабиринтных уплотнений.

Рис. 1.19. Последовательная ориентация
роторов в насосе Рутса

ДВН используют в качестве первой ступени, последовательно
присоединяя к ним форвакуумные насосы других типов. Долгие годы
типовой агрегат включал в себя ДВН и вакуумный насос с масляным
уплотнением (пластинчато-роторный или золотниковый). В последние
годы в качестве форвакуумных все шире используют безмасляные
насосы.
Насосы Рутса работоспособны в широком диапазоне давлений –
до атмосферного и даже выше. Однако в околоатмосферной области
они потребляют очень большую мощность, нуждаются в
принудительном охлаждении для отвода выделяющегося тепла и
эффективной акустической защите персонала. В вакуумнотехнологической практике ДВН обычно запускают при давлении ниже
1000 – 1500 Па. Вакуумирование с атмосферного давления
осуществляют через байпасный трубопровод форвакуумными
44

насосами других типов. В некоторых случаях откачку ведут прямо
через ДВН.
Как видно из рис. 1.20, ДВН в агрегате по сравнению с
пластинчатыми и плунжерными насосами имеют не только бóльшую
быстроту действия, но и существенно меньшее предельное остаточное
давление. В околоатмосферной области их степень сжатия не
превышает трёх, тогда как в среднем вакууме она возрастает до 40 –
50. Снижение быстроты действия при давлениях выше 50 – 100 Па
связано с изменением режима течения в щелевых каналах с
молекулярного на переходный и вязкостный и с соответствующим
увеличением обратных перетеканий откачиваемого газа. Поскольку в
двухроторных машинах имеются шестерёнчатые синхронизаторы и
подшипниковые узлы, в которые вводится смазка, содержание
масляных паров в их рабочих камерах полностью зависит от
совершенства уплотняющих устройств.

Рис. 1.20. Быстрота действия насоса Рутса как функция
входного давления

Для оптимизации начального этапа откачки на двухроторные
насосы иногда устанавливают пусковые гидравлические муфты. Такие
45

насосы стартуют с атмосферного давления, постепенно, без перегрева
и перегрузки электропривода, достигая номинальной скорости
вращения. В некоторые ДВН встраивают перепускной клапан,
срабатывающий при заданном перепаде давлений между впускным и
выпускным патрубками. Требуемый перепад задают регулировочной
пружиной. Наличие клапана повышает пусковое давление и упрощает
процедуру запуска; кроме того, уменьшаются механические
напряжения в элементах конструкции. Нередко двухроторные насосы
включают последовательно, снижая предельное остаточное давление
до 10-3 Па.
Ещё одна нетипичная эксплуатационная ситуация с
двухроторными насосами – экспресс-вакуумирование сравнительно
небольших объёмов при атмосферном старте. В этом случае не
исключены разгерметизация сальниковых уплотнений рабочей камеры
«наружу» и натекание газа в подшипниковые отсеки насоса. В
результате давление в отсеках может возрасти настолько, что под его
действием в конце процесса вакуумирования смазка из
подшипниковых узлов через уплотнения вала начинает выдавливаться
в рабочую камеру. Во избежание этого подшипниковые отсеки с
помощью уравнительных трубок соединяют с выпускным патрубком
насоса.
Оптимальное соотношение между быстротой действия насосов
Рутса и форвакуумных насосов определяют с учётом объёма
откачиваемой камеры и допустимой продолжительности откачки. Для
насосов малой производительности это соотношение выбирают
близким к единице, хотя нередко встречаются агрегаты с
соотношением 10-15. Но в крупных установках подобный выбор был
бы нерационален из-за непомерной мощности электродвигателей ДВН
и высокой стоимости форвакуумных насосов.
Логика оптимизированного совместного запуска двухроторного
и форвакуумного насосов иллюстрируется рис. 1.21. Насос Рутса, как
правило, включается по сигналу реле в интервале давлений 1500 –
2000 Па (штриховая линия на рис. 1.21). В зависимости от размеров
камеры, быстроты действия ДВН и соотношения величин быстроты
действия насосов в агрегате «форвакуумный насос – насос Рутса»
последний можно включать и при более высоких давлениях. Он

46

достигнет номинальной скорости вращения, не выходя за пределы
безопасной зоны старта (заштрихованная область на рис. 1.21).
Для технологической практики характерны разнообразные
сферы применения и условия эксплуатации оборудования, в том числе
и очень специфические. Поэтому до разработки окончательного
проекта полезно обсудить возможные варианты с представителем
завода-изготовителя.

Рис. 1.21. К выбору согласованных величин быстроты действия
ДВН и форвакуумного насоса: 1, 2 – рабочие характеристики
ДВН и форвакуумного насоса; 3 –область запуска ДВН

Благодаря гарантированным зазорам в роторном механизме
насосы Рутса способны работать с высокой частотой вращения. Для
них характерны лучшие удельные характеристики и малый износ
рабочих органов. Они позволяют вести откачку агрессивных,
взрывоопасных и дорогих газов, парогазовых конденсирующихся
смесей и сред, содержащих твёрдые включения. Недостатки ДВН –
наличие обратных перетеканий через щелевые каналы роторного
механизма и, как следствие, невысокое отношение давлений выхода и
входа и селективность откачки газов с различными молекулярными
массами.
47

Процесс внешнего сжатия ДВН менее экономичен по сравнению
с внутренним сжатием, реализуемым в большинстве других объёмных
насосов. Соответственно при прочих равных условиях ДВН, по
сравнению с насосами с внутренним сжатием, где оно подчинено
политропе, потребляет большую мощность.
По диапазону рабочих давлений ДВН занимают область между
высоковакуумными и форвакуумными насосами с масляным
уплотнением. Поэтому их также называют бустерными.
За один оборот каждый из роторов ДВН «переносит» по два
отсеченных объёма. Поэтому геометрическая быстрота действия
определяется по формуле
(1.6)
S Г  4VОТC  n  2R 2 Ln ,
где VОТС  величина отсечённого объёма; n  частота вращения
роторов; R и L  радиус и длина ротора;   коэффициент
использования рабочего объёма.  определяется соотношением
S Г  4VОТC  n  2R 2 Ln ,

(1.7)
где f P  площадь поперечного сечения ротора. Коэффициент  может
изменяться в широком диапазоне, для промышленных насосов его
диапазон 0,52-0,58. При сохранении диаметра цилиндрической расточки
корпуса увеличение  достигается уменьшением площади поперечного
сечения ротора. Однако это приводит к увеличению обратных
перетеканий через каналы между роторами и роторами и корпусом.
В ДВН можно выделить пять параллельных каналов, через
которые газ перетекает с выхода на вход (рис. 1.22): один
межроторный  РР , два радиальных (между головкой ротора и
корпусом)  РК1 ,  РК 2 и два торцевых  Т 1 и  Т 2 (если рассматривать
канал между торцами двух роторов и торцевой крышкой как один).
Из-за обратных перетеканий, вызываемых разностью давлений и
температур между выходом и входом, действительная быстрота
действия ДВН меньше геометрической. На обратные перетекания
значительное влияние оказывает также скорость стенок роторов,
особенно в условиях среднего вакуума.
Точный расчёт откачных характеристик ДВН представляет
сложную задачу. Это обусловлено очень широким диапазоном
48

рабочих давлений и соответственно различными законами течения
газа. Геометрия щелевых каналов переменна по углу поворота
роторов, а величина зазоров изменяется в зависимости от
температурных деформаций роторов и корпуса.

Рис. 1.22. Схема роторного механизма ДВН

При расчёте характеристик ДВН с достаточной для практики
точностью принимают, что вращение роторов не оказывает влияния на
обратные перетекания, влиянием сопротивления входного патрубка
также пренебрегают. Тогда приближенная формула для быстроты
действия принимает вид
P
T
S ВХ  S Г  U О ВЫХ ВХ ,
(1.8)
PВХ TВЫХ
где U 0 - суммарная проводимость каналов ДВН; PВХ , TВХ , PВЫХ , TВЫХ давление и температура газа на входе в насос и на его выходе
соответственно.
Проводимость параллельных каналов ДВН определяют
суммированием проводимости каждого из них
U 0  U РР  U РК1  U РК2  UТ1  UТ2 ,
(1.9)
где U РР , U РК , U Т  проводимость межроторного, радиального и
торцевого каналов соответственно. Их значения рассчитывают по
формулам для каналов переменного сечения в соответствующем
режиме течения.
49

Типичные характеристики ДВН, работающих в агрегатах с
насосами с масляным уплотнением, представлены на рис. 1.23.

Рис. 1.23. Характеристики насосов типа Рутс
производства ОАО «Вакууммаш»

Нередко используют насосы Рутса с трёхлопастными роторами,
что увеличивает компрессию, снижая, правда, быстроту действия.
Применяя многоступенчатый трёхлопастный насос с выхлопом в
атмосферу, можно получить в камере остаточное давление 0,1 – 1 Па.
Трёхступенчатый агрегат обеспечивает остаточное давление ≈ 100 Па.
Пятиступенчатый агрегат позволяет снизить его до 0,8 Па.
Выпускаются агрегаты, имеющие от двух до шести ступеней с
трёхлепестковым профилем роторов (рис. 1.24). В этих машинах
степень повышения давления при работе с выхлопом в атмосферу
равна: в двухступенчатых ≈ 40÷70; в трёхступенчатых ≈ 500  1500; в
пятиступенчатых ≈ 5000; в шестиступенчатых ≈ 200000. Зависимости
быстроты действия таких агрегатов от входного давления
представлены на рис.1.25.

50

Рис. 1.24. Трехлепестковый пятиступенчатый агрегат:
1 — вход; 2 — выход; 3 — ротор Рутса; 4 — сальник; 5 — подшипник;
6 —электродвигатель постоянного тока;
7 — синхронизирующая шестерня; 8 — корпус насоса

Рис. 1.25. Рабочие характеристики пятиступенчатых насосов Рутса
различной производительности

51

В технике получения вакуума нашли применение бесконтактные
насосы не только с профилем Рутса. Разработаны и другие
модификации бесконтактных объёмных насосов, адаптированных к
конкретным техническим задачам. Получили широкое применение, в
частности, кулачково-зубчатые вакуумные насосы (КЗВН). В этих
насосах около 70 % поверхности обоих роторов-кулачков (рис. 1.26)
имеют цилиндрическую форму. Остальная часть поверхности
заглублена. Роторы почти соприкасаются своими цилиндрическими
поверхностями, благодаря чему в центре насоса формируется зона
повышенного давления. Зубец одного из роторов с очень малым
зазором входит в углубление на поверхности другого. Далее процесс
зеркально повторяется.

Рис. 1.26. Кулачково-зубчатый профиль роторов

КЗВН могут иметь разные и одинаковые роторы. Окна
всасывания и нагнетания расположены в противоположных торцевых
крышках и соединены с входным и выходным патрубками
соответственно
(рис.1.27).
Газораспределение
осуществляется
впадинами каждого из роторов, которые выполняют функцию
клапанов, периодически открывая окна всасывания и нагнетания.
Поэтому в КЗВН отсутствуют дополнительные органы управления
газовыми потоками.

52

Рис. 1.27. Периодизация процесса откачки КЗВН:
1 - окно всасывания; 2 – окно нагнетания
Рабочий процесс в КЗВН осуществляется следующим образом
(см. рис. 1.27). В положении роторов а кромка впадины левого ротора
открывает окно всасывания 1, и в полости M начинается процесс
всасывания. Одновременно в полости N идёт сжатие газа из
предыдущего цикла. В этом положении роторов объём полости N
максимален. Его величину VПП подставляют в формулу для расчёта
геометрической быстроты действия. В положении роторов б кромка
впадины правого ротора открывает окно нагнетания 2, и в полости N
начинается сжатие газа. В полости M продолжается всасывание. В
положении роторов в закрываются и окно всасывания, и окно
нагнетания. В этом положении формируется перевальный объём VПЕР ,
газ из которого в основном перетекает в полость, где всасывание
закончилось. В положении роторов г начинается новый цикл откачки.
Объём перевальной полости намного меньше объёма парной полости:
VПЕР  0,015VПП .

53

Геометрическая быстрота действия КЗВН определяется
объёмом парной полости. Её вычисляют по формуле
S Г  V ПП n ,
(1.10)
где VПП  FПП L  максимальный объём парной полости в момент ее
отсечения от окна всасывания (положение роторов на рис. 1.27в); L 
длина ротора; FПП    FРК  максимальная площадь поперечного
сечения парной полости (здесь   коэффициент использования
рабочего объёма; FРК  площадь поперечного сечения расточки
корпуса). При проектировании КЗВН коэффициент использования
рабочего объёма находится в виде
  1 2 f Р / FРК ,
(1.11)
где f Р  площадь ротора.
Площадь поперечного сечения расточки корпуса определяется
по формуле
FРК  2R 2 

 A  2R
1
A 4 R 2  A2  4 R 2 arcctg 
2
2
2
 4R  A


.



(1.12)

Благодаря внутреннему сжатию ступень с кулачково-зубчатыми
роторами имеет по сравнению с ДВН большую компрессию
(рис. 1.28).
Максимальная степень повышения давления кулачково-зубчатой
ступени при работе с выхлопом в атмосферу ~ 25. Этого недостаточно
для полноценной форвакуумной откачки. Поэтому выпускаемые
агрегаты на базе КЗВН имеют 3–5 ступеней, что позволяет получить
давление 1–100 Па. Ступени разделены промежуточными
перегородками, в которых выполнены входные и выходные окна.
Выходное окно первой ступени соединено с входом второй ступени.
Так же выполнены остальные ступени.
Роторы располагают с разворотом относительно друг друга по
ступеням, что позволяет уменьшить дисбаланс роторного механизма.
В трёхступенчатом исполнении насос с выхлопом в атмосферу
позволяет получать предельное остаточное давление около 5 Па.
Максимальная быстрота действия достигается при давлении 200 Па,
падая на 60 % вблизи атмосферы. Отметим, что при включении с
атмосферы насос с быстротой действия 25 л/с потребляет 8,2 кВт.
54

Рис. 1.28. Степень повышения давления как функция давления на выходе из
насоса в безрасходном режиме

Четырёхступенчатые агрегаты создают предельное остаточное
давление от 0,3 до 6 Па при быстроте действия от 7 до 139 л/c. Пример
компоновки четырёхступенчатого КЗВН представлен на рис. 1.29.
Вращение роторов кулачково-зубчатых насосов синхронизировано
посредством шестерёнчатой передачи с масляной смазкой. Валы в
откачиваемых отсеках, в которых размещены синхронизатор и опорные
подшипники, с обеих сторон герметизированы. Для увеличения
быстроты действия в насосах используют высокооборотные
электродвигатели. Поэтому при запуске и длительной эксплуатации при
повышенном давлении происходит разогрев подшипниковых узлов и
сальниковых уплотнений. Значительная тепловая мощность выделяется
также при сжатии откачиваемого газа. Поэтому в насосах часто
применяют водяное охлаждение.
Фирма Edwards выпускает многоступенчатые агрегаты с
быстротой действия от 25 до 220 л/с и остаточным давлением от 4 до
40 Па. Возможно как вертикальное , так и горизонтальное
расположение валов насоса. Вертикальное расположение необходимо
для предотвращения накопления осадка в цилиндрической части
расточки корпуса и его удаления через входные и выходные щели. В
55

корпусах ступеней монтируются трубки для подачи промывочного и
балластного газа при откачке агрессивных и конденсирующихся газов.

Рис. 1.29. Компоновочная схема четырёхступенчатого КЗВН
и распределение давлений по его ступеням

56

Рис. 1.30. Четырёхступенчатый агрегат Рутс – КЗВН:
1 – ступень типа Рутс; 2, 3, 4 – ступени КЗВН; 5 – входной патрубок;
6 – выходной патрубок; 7 – синхронизирующие шестерни; 8 – картер со
смазкой; 9 – подшипниковый узел; 10 – перепускной канал;
11, 12 – каналы для напуска балластного или промывочного газа

Стремление реализовать преимущества насосов: высокую
производительность ДВН и повышенную компрессию КЗВН - привело
к созданию комбинированных агрегатов, сочетающих ДВН (первая
ступень) и КЗВН (вторая и последующие ступени) (рис. 1.30, 1.31).
Это позволяет, во-первых, сделать агрегат предельно компактным,
поскольку ступени располагаются последовательно на одном валу, и,
во-вторых, снизить потери между ступенями, поскольку каналы,
выполняемые в торцевых крышках, разделяющих камеры, имеют
небольшую протяжённость. В комплекте с датчиками температуры,
потока, давления, отсечным и выхлопным клапанами, такой насос
конструктивно довольно сложен. Однако это оправдывает себя,
избавляя от многих потенциально опасных процессов, которые могут
происходить при использовании вакуумных насосов с масляным
уплотнением.
57

Рис. 1.31. Характеристики комбинированных агрегатов ДВН – КЗВН:
1 – две ступени КЗВН + одна ступень ДВН;
2 – три ступени КЗВН + одна ступень ДВН

1.4.3. Винтовые насосы
Ещё одна разновидность безмасляных средств форвакуумной
откачки – винтовые насосы. Их рабочий механизм – пара сцеплённых
роторов с винтовой нарезкой, установленных с малым зазором между
смежными поверхностями. Синхронное вращение роторов приводит к
откачке газа в осевом направлении. Достаточная протяжённость
роторов, превышающая шаг спирали, позволяет пространственно
разделить впускное и выпускное отверстия. Особенностью винтовых
насосов является сохранение работоспособности при различных
скоростях вращения роторов. Поэтому передаточное отношение
шестерёнчатого синхронизатора выбирают с учётом количества
заходов спиральной нарезки на каждом из роторов. К примеру,
нарезка на верхнем роторе насоса, показанного на рис. 1.32,
выполнена пятизаходной, тогда как на нижнем – четырёхзаходной.
58

Отсюда и различные диаметры шестерёнок синхронизатора (рис. 1.33).
Роторные блоки насоса, представленного на этом рисунке, имеют
двухопорную конструкцию. Роторный блок насоса на рис. 1.34
выполнен по консольной схеме; он снабжён двумя парами
подшипниковых опор на выпускной стороне.

Рис. 1.32. Роторный блок винтового насоса

Рис. 1.33. Поперечное сечение винтового насоса
(шестерёнчатый синхронизатор слева)

59

Винтовые насосы традиционно относят к одноступенчатым.
Между тем ступенью винтового насоса логично считать каждый виток
спиральной нарезки. При таком подходе ступень винтового насоса по
степени сжатия подобна ступени безмасляных насосов других типов.
Отсутствие разделительных стенок между ступенями придаёт
винтовым насосам заманчивую конструктивную простоту. По рабочим
характеристикам они близки к механическим насосам других
модификаций. Их предельное остаточное давление около
1 Па (рис. 1.35).
,

Рис. 1.34. Конструктивная схема винтового насоса с консольным
креплением роторного блока: 1 – подшипник; 2 – шестерёнчатый
синхронизатор; 3 – комбинированное уплотнение; 4 – роторный блок;
5 – входной патрубок; 6 – электродвигатель; 7 – приводная шестерня;
8 – масляный насос

Как и для других объёмных машин, геометрическая быстрота
действия винтового насоса определяется в момент «окончания
всасывания», когда объём рабочей полости между винтами
максимален. Дальнейшее вращение роторов приводит к уменьшению
объёма рабочей полости, сжатию и вытеснению газа через окно
нагнетания. При высоком качестве изготовления роторов в винтовом
насосе вытесняется практически весь газ. «Мёртвое» пространство
занимает менее 1 % объёма рабочей полости.
60

Рис. 1.35. Характеристики винтовых насосов фирмы Leybold

Ещё одно достоинство винтового насоса – равномерность
процесса откачки: газ одновременно перемещается в нескольких
полостях, и нагнетание газа из рабочей полости начинается раньше,
чем заканчивается вытеснение газа из предыдущей. Для винтовых
насосов характерен более интенсивный нагрев газа в результате
внутреннего сжатия в полостях, что благоприятно сказывается на
возможности откачки конденсируемых паров.

1.4.4. Поршневые насосы
Важнейшее достоинство вращательных насосов – высокие
угловые скорости валов рабочих механизмов, обеспечивающие
бóльшую быстроту действия при заданных размерах и стоимости.
Однако из-за нагрева становится проблемной работа подшипниковых
опор и уплотнений. Их фрикционный нагрев неизбежен, даже если
вращающиеся части не касаются друг друга или других элементов
конструкции. Тепло выделяется также в процессе сжатия
откачиваемого газа. Во избежание термомеханических повреждений
валы необходимо охлаждать. Это легче сделать в устройствах,
61

совершающих возвратно-поступательное движение, поскольку
поршни и цилиндры одной стороной всегда соприкасаются с
воздухом.
Поршневой вакуумный насос – насос объёмного действия,
в котором сжатие и выброс газа происходят в результате
возвратно-поступательного движения поршня.
Рассмотрим конструктивные
особенности современного
многоступенчатого поршневого насоса (рис. 1.36).

Рис. 1.36. Компоновочная схема четырёхступенчатого
поршневого насоса

Рабочий механизм состоит из четырёх одинаковых
профилированных поршней, их пары соединены параллельно для
достижения бóльшей быстроты действия. Последний поршень
рассчитан на двухэтапную компрессию. Все поршни имеют участки
разных диаметров. Манжеты атмосферного уплотнения установлены в
торцевой зоне участка меньшего диаметра. Полость с тыльной
стороны поршней, исключая последний, откачивается следующей
ступенью насоса. Это уменьшает поступление атмосферного воздуха
через манжетные уплотнения. Все ступени имеют двухклапанную
систему. При повышенных давлениях клапаны работают, как в
62

обычном компрессоре. В области низких давлений откачиваемый газ
поступает через узкие щели в рабочем цилиндре в конце хода поршня.
Выпускные клапаны переводят в положение «открыто» посредством
небольших эластомерных толкателей. Внутренняя поверхность
рабочих цилиндров облицована износостойким полимером с малым
коэффициентом трения.
Рабочие характеристики простейшего поршневого насоса и
одноступенчатого механического насоса с масляным уплотнением
практически одинаковы.
Рассмотрим температурный режим работающего насоса. В
сравнении с механическими насосами с масляным уплотнением его
температура, как правило, ниже. При низком входном давлении в нём
рассеивается лишь ~ 200 Вт тепловой мощности. Во избежание
перегрева при длительной непрерывной эксплуатации необходимо
ограничивать входное давление насоса (рис. 1.37).

Рис. 1.37. Мощность, потребляемая поршневым насосом
с быстротой действия 500 л/мин, как функция входного давления

Целесообразно ограничивать объём откачиваемой камеры и
продолжительность непрерывной работы насоса (рис. 1.38, 1.39).
63

Лимитирующий фактор в этих случаях – перегрев внутренних
клапанов. В иных ситуациях, напротив, критическим фактором
становится понижение температуры насоса ниже допустимой в
результате внутренней конденсации водяных паров. Для её
предотвращения необходим напуск в насос балластного газа (рис.
1.40). Область «разрешённых» эксплуатационных параметров лежит
ниже кривой на этом рисунке.
Особое внимание при разработке и эксплуатации поршневых
насосов должно быть уделено оптимизации фрикционных условий на
подвижных контактных поверхностях.
Типичная рабочая диаграмма поршневых насосов представлена
на рис. 1.41. Как видно, рабочие характеристики поршневых машин и
насосов с масляным уплотнением очень близки.

Рис. 1.38. Кинетика откачки камер различного объёма
поршневым насосом с быстротой действия 500 л/мин

64

Рис. 1.39. Временнáя зависимость температуры внутреннего клапана
поршневого насоса при откачке камеры объёмом 650 л

Рис. 1.40. Максимально допустимое соотношение
потоков водяного пара и продувочного воздуха для
поршневого насоса с быстротой действия 500 л/мин
65

Рис. 1.41. Паспортные характеристики поршневых насосов фирмы Stokes:
сплошная линия – газобалластное устройство закрыто;
пунктирная линия – устройство открыто

Степень сжатия составляет ~ 105. На порядок бóльшая
компрессия может быть достигнута путём увеличения хода и скорости
поршня и улучшения качества манжетного уплотнения.
1.4.5. Спиральные насосы
Идея спирального компрессора появилась ещё в начале XX
столетия и была запатентована французским инженером Леоном Круа.
Он предложил использовать для перемещения газа две спирали с
постоянным шагом: одну - неподвижную, а другую - скользящую
внутри первой по орбитальной траектории. Однако существовавшие
на тот момент технологии не могли обеспечить высокие требования по
точности изготовления спиралей. Поэтому идея была реализована
лишь полвека спустя сначала в холодильных установках, а затем и в
вакуумной технике.
По принципу действия насосы вакуумные спиральные (НВСп)
подобны плунжерным. Различие состоит в способе формирования
66

полости периодически меняющегося объёма, в которой заключена
порция откачиваемого газа. В плунжерных насосах такая полость
образуется в результате чисто вращательного движения ротора, тогда
как в спиральных насосах она формируется в ходе плоскопараллельного планетарного перемещения подвижной спирали
относительно геометрически подобной неподвижной спирали.
Как видно из рис. 1.42, НВСп представляет собой пару
параллельных дисков, на смежных поверхностях которых выполнены
эвольвентные пазы. Диски «вложены» друг в друга. Один из дисков
неподвижен, второй с помощью кривошипа «обкатывает»
неподвижный диск, так что между боковыми стенками пазов
образуется серповидная полость, заполненная газом (рис. 1.43). В ходе
орбитального движения эта полость перемещается к центру насоса,
уменьшаясь в объёме, и заполняющий её газ сжимается. Таким
образом, всасывание газа происходит с внешней стороны спиралей, а
выброс - из отверстия в центре неподвижной спирали.

Рис. 1.42. Схема спирального компрессора: 1, 2 – входное и
выходное отверстия; 3 – неподвижная спираль; 4 – подвижная
спираль; 5 – корпус; 6 – вращающееся кольцо; 7 – кривошип

Итак, спиральный вакуумный насос – это механический
объемный вращательный насос, в котором перемещение газа
67

осуществляется за счет периодического изменения объема двух или
более серповидных полостей, образованных между двумя
повернутыми друг относительно друга на 180º спиралями: одной неподвижной, второй - совершающей орбитальное движение. При
движении стенки спиралей не касаются друг друга, но зазор между
ними очень мал (десятые и даже сотые доли мм). Благодаря этому, а
также большому количеству последовательно соединённых полостей,
обратные перетекания газа с выхода на вход незначительны. Быстрота
действия и степень сжатия спирального насоса зависят от величины
зазора и числа витков спирали. В насосах для высоковакуумных
технологий степень сжатия на каждый виток составляет 10 – 20 в
зависимости от качества уплотнения торцов спиралей.

Рис. 1.43. Эволюция полости переменного объёма
(затемнённая область) в спиральном насосе

Для уменьшения обратного потока через торцы на вершинах
спиралей делают канавки, в которые устанавливают уплотнительные
вставки из материала с малым коэффициентом трения. Как правило, это
фторопластовые композиции с различными наполнителями. Скользя по
поверхности торцевого диска ответной спирали, эти вставки создают
68

эффективное подвижное уплотнение. В некоторых случаях используют
дополнительные пружинящие слои для прижатия уплотнителя к
ответному диску и компенсации непараллельности спиралей.
В большинстве случаев в насосах используют эвольвентные
спирали. Но возможны и другие варианты: спираль Архимеда,
профиль, образованный дугами окружности, комбинированные
спирали.
Геометрическую быстроту действия определяют по формуле
S Г  mFВC hСП n ,
(1.13)
где FВC  максимальная площадь поперечного сечения серповидной
полости (в момент конца всасывания); m  количество серповидных
полостей, образующихся за один оборот приводного вала (для
однозаходной спирали m =2); h  высота спирали; n  частота
вращения приводного эксцентрикового вала.
При проектировании спиральных насосов площадь серповидной
полости FВС находят по формуле

FВC   2 r  r (4к  3)  4b(k  1) ,

(1.14)
где r  радиус основной окружности спирали; b  толщина спирали; k
– число витков спирали.
Радиус основной окружности определяется в виде
r  (e  b) /  ,
(1.15)
где e - эксцентриситет спирали. Для оценки действительной быстроты
действия НВСп вводят коэффициент подачи, который лежит в
диапазоне 0,82÷0,85.
По совокупности параметров спиральные насосы занимают
нишу между винтовыми и мембранными насосами. Для них
характерны высокая компрессия, но относительно малый рабочий
объём.
Подавляющее
большинство
спиральных
машин
предусматривает выброс откачиваемого газа в атмосферу. Благодаря
малым зазорам между спиралями при хорошем состоянии торцевых
уплотнителей их степень сжатия близка к 105, так что остаточное
давление современных спиральных насосов около 1 Па и даже ниже.
Для «сухих» насосов это очень хороший показатель. Но сравнения с
насосами с масляным уплотнением спиральные насосы всё же не
выдерживают: их степень сжатия в 10 – 100 раз меньше. В обычных
69

эксплуатационных условиях существенной роли это не играет. Но в
специфических ситуациях, например при масс-спектрометрическом
контроле герметичности изделий с использованием гелия в качестве
пробного газа, это негативное обстоятельство необходимо учитывать.
Существует
несколько
конструктивных
разновидностей
спиральных насосов. Классической является схема с односторонней
подвижной спиралью (рис. 1.44а), т.е. перо спирали нарезано с одной
стороны торцевого диска. Спирали, как правило, выполняют
однозаходными. Во второй схеме используются двусторонняя
подвижная спираль (рис. 1.44б) и две неподвижные. В этом случае
перо спирали нарезается на обоих торцах основания подвижной
спирали. Фактически в таких насосах содержится два спиральных
блока с общей подвижной спиралью. Естественно, при сохранении
радиального и незначительном увеличении осевого габаритов, а
быстрота действия таких машин почти в два раза выше.

Рис. 1.44. НВСп с односторонней (а) и двусторонней (б) подвижными
спиралями: 1 - неподвижная спираль; 2- подвижная спираль; 3эксцентриковый вал; 4- поводки; 5- неподвижная спираль; 6- канал в
торцевой плите; 7- канал нагнетания в неподвижной спирали
70

Меняя конструктивное исполнение подвижной спирали, можно
создавать насосы, ориентированные на достижение бóльшей быстроты
действия или бóльшей компрессии.
В подавляющем большинстве машин реализуют параллельную
работу блоков. Все насосы фирм Anest Iwata, Oerlikon Leybold, Ulvac,
Geowell используют именно эту схему. Особняком стоят насосы
фирмы Varian, имеющие двустороннюю спираль, камеры которой
включены не параллельно, а последовательно. При этом спираль
входной ступени для увеличения быстроты действия выполнена
трёхзаходной (рис. 1.45), и газ перемещается от центра к периферии
практически без изменения объёма полостей. Таким образом, первая
ступень обеспечивает высокую быстроту действия, работая
практически с внешним сжатием газа. Однозаходная спираль второй
ступени рассчитана на получение повышенной компрессии. Здесь в
процессе внутреннего сжатия газ движется от периферии к центру.

Рис. 1.45. Спиральные элементы насоса TriScroll 300 фирмы Varian:
а - первая ступень; б - вторая ступень; 1, 2 – трехзаходные
неподвижная и подвижная спирали; 3 – отверстие входное;
4, 5 – однозаходные неподвижная и подвижная спирали
71

Ещё один вариант насоса с односторонней спиралью выпускает
фирма Edwards. В нём применена спираль с разрывом витка,
увеличивающая объём всасывания, и реализован оригинальный
подход: всасывание газа осуществляется по варианту, типичному для
двухзаходной спирали (рис. 1.46). При прохождении по тракту порций
газа, поступивших в полости А, они объединяются и поступают в
разрыв между витками Б в подвижной и неподвижной спиралях. Далее
происходит дожатие газа в однозаходной спирали. Фактически
всасывание осуществляется в две параллельно соединённые камеры, а
дальнейшее сжатие происходит, как в обычном насосе. Это
достигается благодаря особой форме витков подвижной и
неподвижной спиралей.

Рис. 1.46. Конструкция спирального насоса XDS-35 фирмы Edwards

Спиральные насосы различаются также по способу изоляции
рабочих полостей от подшипниковых узлов. Классической является
схема с манжетными уплотнениями на валу, используемая в насосах
фирм Anest Iwata, Oerlikon Leybold, Ulvac, Geowell. Интересны
машины, в которых рабочая камера отделена от подшипников
сильфоном. Такое решение представлено линейкой насосов фирмы
Edwards и двумя машинами фирмы Busch. Эти насосы имеют большие
длину корпуса и массу по сравнению с насосами с манжетным
уплотнением, но изолируют рабочую камеру от паров смазки в
подшипниковых устройствах (рис. 1.47).
72

Рис. 1.47. Конструктивная схема насоса с сильфонным уплотнением рабочей
полости

В конструкции спиральных насосов предусмотрено устройство,
предотвращающее поворот подвижной спирали относительно оси
вращения, поскольку её даже незначительное угловое смещение
приводит к заклиниванию. Это устройство чаще всего выполняют в
виде нескольких кулачковых механизмов (рис. 1.48), смещение осей
которых равно эксцентриситету приводного вала. В насосах, имеющих
сильфонный узел, последний выполняет одновременно функцию
противоповоротного устройства.

Рис. 1.48. Схема поводкового противоповоротного устройства:
1 - поводок; 2- подшипники; 3- подвижная спираль; 4- корпус
73

В спиральных машинах действуют переменные по величине и
направлению осевые и радиальные инерционные силы, возникающие
из-за подвижных неуравновешенных масс. Для их балансировки
используют противовесы, форма, конструкция и расположение
которых определяются схемой насоса.
В высоковакуумной технике нашли также применение
спиральные насосы фирмы Normetex. В них спиральную машину
используют как первую ступень специализированного откачного
блока, второй ступенью которого служит мембранный насос.
Изначально блок разрабатывался для откачки токсичных газов, в
частности трития. Поэтому реализованные конструктивные решения
полностью исключают контакт откачиваемого газа с внешней средой и
гарантируют «абсолютную» герметичность рабочего механизма. С
этой целью вакуумный тракт герметизирован «качающимися»
металлическими сильфонами (рис. 1.49). Разъёмные соединения в
насосе и в вакуумной системе в целом уплотнены металлическими
прокладками. Как видно из рис. 1.50, быстрота действия насоса
максимальна при входном давлении около 1300 Па.

Рис. 1.49. Конструктивная схема спирального насоса фирмы Normetex:
1 – опорная втулка; 2 – кривошип (один из трёх);
3 – подвижная спираль; 4 – электродвигатель; 5 – неподвижная
спираль; 6 – клапанный регулятор; 7 – металлический сильфон;
8, 9 – входной и выходной патрубки
74

Спиральные машины обычно комплектуются асинхронными
электродвигателями. Существуют также их модификации со
встроенным двигателем с инвертором, позволяющим управлять
частотой вращения в зависимости от условий эксплуатации.

Рис. 1.50. Рабочая характеристика спирального насоса
фирмы Normetex

Спиральные насосы обладают важными достоинствами. Сжатие
газа происходит плавно, без пульсаций. Степень сжатия по сравнению
с другими бесконтактными насосами достаточно велика благодаря
малости перетеканий между полостями всасывания, сжатия и
нагнетания. Это обусловлено большим количеством полостей между
входом и выходом насоса и соответственно малым градиентом
давления, а также протяжёнными щелевыми каналами между
спиралями. Типовая рабочая характеристика промышленного насоса
представлена
на
рис. 1.51.
Вследствие малой скорости относительного перемещения
незначительны износ и нагрев контактных поверхностей. При
хорошей балансировке спиральные насосы почти бесшумны. Для них
75

характерны низкий уровень вибраций и малое энергопотребление.
Насосы компактны, содержат небольшое количество деталей, легко
разбираются: для смены уплотнительных прокладок достаточно
нескольких минут. На их базе легко формировать многоступенчатые
агрегаты.

Рис. 1.51. Рабочие характеристики спирального
насоса при различной частоте электрической сети

К недостаткам спиральных насосов относятся необходимость
периодической (не реже одного раза в год) замены торцевых
уплотнителей
и
технологические
сложности
изготовления,
лимитирующие предельные размеры и быстроту действия насосов.
Ещё один недостаток – жёсткие требования к чистоте откачиваемого
газа, поскольку зазоры между спиралями и торцевыми пластинами
очень малы и попадание частиц с размерами более зазора приводит к
заклиниванию насоса. Для удаления «внешних» загрязнений и пыли,
возникающей от трения уплотнительных элементов, насосы
продувают потоком газа.

76

1.4.6. Мембранные насосы
Мембранный (диафрагменный) вакуумный насос – насос
объёмного действия, в котором сжатие и выброс газа происходят
в результате возвратно-поступательного движения мембраны.
Основное достоинство мембранных насосов (МН) – герметичное
разделение собственно рабочей полости и приводного механизма
посредством тонкой подвижной мембраны. Благодаря этому в рабочей
полости отсутствует смазка. Если материал клапанов и мембраны
отвечает требованиям вакуумных технологий, мембранный насос
может считаться «чистым». По существу, он является разновидностью
поршневого насоса.
Базовая конструкция насоса представлена на рис. 1.52. В ней
использованы кулачковый привод и пластинчатые клапаны. Впускной
клапан расположен справа, а выпускной – слева; они срабатывают под
действием разности давлений.

Рис. 1.52. Схема мембранного насоса: 1 – корпус; 2 – клапаны;
3 – головка рабочей полости; 4 – прижимной диск;
5 – мембрана; 6 – опорный диск; 7 – шток; 8 – кулачок

Компрессия лимитируется «мёртвым» пространством насоса,
т.е. объёмом, остающимся между головкой рабочей полости и
мембраной в её верхнем положении. Откачивающее действие насоса
77

прекращается, когда разность давлений внешней среды и газа в
рабочей полости становится недостаточной для срабатывания
клапанов. Цикл откачки иллюстрируется рис. 1.53; начальная фаза
показана сверху.
Мембранные насосы имеют несколько существенных
недостатков. Максимальный ход (амплитуда перемещения) мембраны
ограничен её механическими свойствами, а частота рабочих циклов –
динамическими характеристиками пластинчатых клапанов. Поэтому
затруднительно создание мембранных насосов с быстротой действия
свыше 200 л/мин. Степень сжатия одноступенчатых насосов
составляет от 10 до 15. Насосы для высоковакуумных установок
строят обычно по трёхступенчатой схеме. В едином корпусе
монтируют четыре мембранных модуля, приводимые в действие
одним двигателем. Два входных модуля соединяют параллельно, а
образующийся таким образом сдвоенный блок, третий и четвёртый
модули – последовательно.

Рис. 1.53. Последовательные фазы рабочего цикла двухступенчатого
мембранного насоса: 1 – входное отверстие; 2 – выходное отверстие

78

Предельное остаточное давление трёхступенчатого насоса
составляет несколько сотен паскалей (кривая 3 на рис. 1.54). Переходя
к четырёхступенчатой схеме и используя для межмодульных
соединений металлические трубки вместо пластиковых, предельное
давление можно снизить до десятков паскалей (кривая 4 на рис. 1.54).
Нередко в единый корпус встраивают до восьми модулей по типовой
схеме:
 первая ступень – четыре модуля параллельно;
 вторая ступень – два модуля параллельно;
 третья и четвёртая ступени – по одному модулю в каждой.

Рис. 1.54. Быстрота действия мембранного насоса с различным числом
ступеней в зависимости от входного давления:
1 - 4 – количество ступеней

Дополнительные
функциональные
и
эксплуатационные
возможности открывает агрегатирование мембранных насосов с
двухроторными и «сухими» пластинчато-роторными насосами (рис.
1.55). На этой основе возможно создание средств откачки с очень
широким спектром технических характеристик. Мембранные насосы в

79

таких агрегатах выполняют функции выходной («атмосферной»)
ступени.
Развитие мембранных насосов идёт по пути конструктивнотехнологической и эксплуатационной оптимизации. Для уменьшения
изгиба мембраны в ходе рабочего цикла удлиняют соединительный
шток, проводят тщательный отбор материала мембраны, прежде всего
по критериям циклической прочности и химической стойкости. Ресурс
мембран в современных насосах доведён до более чем 5000 ч, что во
многих случаях эквивалентно году эксплуатации. Если насос
используют только для начальной эвакуации камеры, а затем
выключают, мембрана сохраняет работоспособность многие годы.
Если же мембранный насос входит в состав непрерывно работающего
агрегата, техническое обслуживание необходимо планировать на
шестимесячный период. При эксплуатации мембранных насосов
сохраняют актуальность проблемы конденсации водяных паров
(газобалласт) и негативного влияния твёрдых микрочастиц на
работоспособность клапанов.

Рис. 1.55. Рабочие характеристики агрегатов на основе мембранных
насосов: 1 – МН (33 л/мин) и насос Рутса (170 л/мин); 2 – МН (33 л/мин) и
«сухой» пластинчато-роторный насос (100 л/мин); 3 – МН (100 л/мин) и
насос Рутса (500 л/мин)
80

Остановимся ещё на одном аспекте вакуумирования с помощью
форвакуумных насосов. Откачиваемые газы обычно представляют
собой газовые смеси. Типичный пример – воздух. Безмасляные насосы
не вносят в откачиваемый поток сколь-нибудь значимых
дополнительных компонент. В рабочем интервале давлений объёмные
насосы обладают примерно одинаковыми быстротой действия и
компрессией для всех неконденсируемых газов. Если, однако,
откачиваемая смесь выбрасывается непосредственно в атмосферу,
предельное давление насоса и кинетика откачки системы по
конкретному газу зависят от его парциального давления в выпускном
патрубке (рис. 1.56, 1.57). Изгиб кинетической кривой для водяных
паров на рис. 1.57 объясняется падением скорости их десорбции со
стенок в процессе откачки.

Рис. 1.56. Рабочие характеристики форвакуумного насоса
с компрессией 4104 по различным газам:
1 – гелий; 2 – водяные пары; 3 – воздух

81

Рис. 1.57. Кинетические кривые откачки вакуумной камеры
средних размеров:
1 – гелий; 2 – водяные пары; 3 – воздух

За последние десятилетия масштабы применения мембранных
насосов существенно возросли. Это вызвано двумя причинами. Вопервых, неуклонно растут технологические потребности в
безмасляной откачке. Во-вторых, в арсенале высоковакуумной
техники всё более заметное место занимают гибридные
турбомолекулярные насосы. Их важнейшее преимущество перед
турбонасосами «классического» исполнения – более высокое
выпускное давление, совместимое с рабочим диапазоном давлений
мембранных насосов. Поэтому технически и экономически
целесообразным становится переход к мембранным насосам как к
предпочтительной форвакуумной ступени высоковакуумных агрегатов
на базе гибридных турбонасосов. Дополнительный аргумент в пользу
такого перехода – смягчение требований к быстроте действия
форвакуумной ступени из-за повышенного выпускного давления
гибридных турбонасосов и, как следствие, уменьшение её массы и
габаритов, сокращение продолжительности форвакуумной откачки.

82

Сопоставим «сухие» пластинчатые насосы с их аналогами,
имеющими масляное уплотнение. «Сухие» насосы обладают меньшей
степенью сжатия. Однако отсутствие необходимости обезгаживать
масло после каждого контакта с откачиваемым газом составляет их
существенное преимущество. Хорошая иллюстрация тому –
представленные на рис. 1.58 кинетические кривые откачки
высоковакуумной системы на основе турбомолекулярного насоса с
использованием двух модификаций форвакуумного насоса: «сухого» и
с масляным уплотнением. Быстрота действия форвакуумного насоса
8,3 л/с.

Рис. 1.58. Кинетические кривые откачки вакуумной камеры
«сухим» (вариант А) и масляным (вариант Б) форвакуумными
насосами: 1 – момент старта турбомолекулярного насоса;
2 - момент его выхода в штатный режим

Видно, что по варианту А до момента запуска
турбомолекулярного насоса необходима форвакуумная откачка
большей продолжительности. Тем не менее общая продолжительность
вывода вакуумной системы в штатный режим, когда турбонасос
способен работать с номинальной скоростью вращения ротора, для
83

обоих вариантов одинакова. Этот казалось бы парадокс легко
объясним. В варианте А масс-спектр газовой смеси на входе
форвакуумного насоса и, следовательно, на выходе турбонасоса
содержит меньше лёгких газов. А именно они оказывают
определяющее влияние на степень сжатия турбомолекулярного
насоса. Поэтому в варианте А разгон ротора до номинальной скорости
может идти ускоренным темпом в сравнении с вариантом Б.
1.5. Образование мелкодисперсных частиц
При изготовлении полупроводников и полупроводниковых
приборов часто используют химически активные газы, в процессе
взаимодействия с которыми образуются твёрдые мелкодисперсные
частицы. В диапазоне высоких давлений из-за увеличения частоты
взаимных соударений эти частицы проявляют тенденцию к
конгломерации. Если в ходе технологического цикла растёт давление,
в рабочей камере возможна также конденсация паров. К тому же в
камеру из атмосферы через выхлопное отверстие форвакуумного
насоса могут попадать водяные пары. Даже несмотря на то, что в
последнюю ступень насоса вводят, как правило, газобалластное
устройство. Для противодействия появлению в камере твёрдых частиц
и взвесей осуществляют непрерывный температурный контроль
технологического процесса и продувку камеры нейтральным газом.
В многоступенчатых насосах и агрегатах с высокой компрессией
скорость газового потока падает с ростом давления. Подача
продувочного газа увеличивает её, что способствует «вымыванию» из
камеры и насоса самых мелких частиц. Влияние продувки на более
крупные частицы не столь однозначно. Их скорость и так достаточно
велика из-за гравитации. Соответственно повышена вероятность их
прилипания к стенкам, поскольку сила, с которой частица
фиксированного размера ударяется о твёрдую поверхность,
пропорциональна её плотности и квадрату скорости. Поэтому может
оказаться целесообразной подача продувочного газа уже во вторую
ступень насоса. При правильном выборе величины и локализации
ввода продувочного газа сопутствующий ему рост предельного
остаточного давления незначителен (рис. 1.59).
84

Рис. 1.59. Влияние продувки на предельное остаточное давление
четырёхступенчатого кулачкового насоса:
1 – без продувки; 2 – с продувкой

Выбор продувочного газа, величины его потока, места ввода,
температурного
режима
и
оптимальной
последовательности
регламентных операций предполагает высокую квалификацию
технического персонала. Весьма существенна компоновка выпускного
патрубка. Она должна быть такой, чтобы содержащиеся в
выбрасываемом газе примесные частицы не попадали обратно в насос
(рис. 1.60). Все эти факторы должны приниматься во внимание уже на
этапе проектной разработки вакуумно-технологического оборудования.
Многие технологические процессы микроэлектроники крайне
чувствительны к присутствию в камере мелкодисперсных частиц.
Осаждаясь на технологических подложках, они вызывают
производственный брак. Их поступление в вакуумную систему
вызывается разными причинами. Одна из возможных – внос из
атмосферы при выбросе откачиваемого воздуха. В этом контексте
полезно оценить влияние скорости газового потока на этапе
85

начального вакуумирования технологической камеры. Эта скорость
тем выше, чем больше быстрота откачки камеры.

Рис. 1.60. Предпочтительная компоновка выпускного патрубка
форвакуумного насоса (правая схема): 1 – дренажное отверстие

Плотный высокоскоростной поток, характерный для начального
этапа вакуумирования при использовании «больших» насосов, способен
с лёгкостью перемещать мелкодисперсные частицы, загрязняя ими
технологические подложки. Это обстоятельство, казалось бы, подводит
к однозначному выводу о предпочтительности «малых» насосов. В
действительности же этот вывод отнюдь не бесспорен. Истинная
картина движения мелкодисперсных частиц довольно сложна и зависит
от многих факторов, включая систему откачки и конструкцию
технологической камеры. Назовём эти факторы: давление (плотность)
газа; массовый газовый поток; скорость потока (величина и
направление); режим течения (турбулентный или ламинарный);
температура (влияет на образование аэрозолей); геометрическая
структура потока; конвективные процессы; локальные условия на
стенках (характеристики пограничных слоёв). Параметры некоторых из
названных процессов взаимосвязаны, и их можно выразить через
безразмерные отношения, например число Рейнольдса (отношение сил
86

инерции и внутреннего трения в потоке жидкости или газа). Другие
параметры, напротив, знáчимы по абсолютной величине, например
пороговые (критические) величины.
Техническая литература полна примеров сопоставления
«быстрой» и «медленной» форвакуумной откачки по критерию
пылеобразования. «Медленная» откачка всегда предпочтительнее. Но
насколько? В отдельных случаях количество фиксируемых
микрочастиц оказывается почти одинаковым, тогда как другие
примеры показывают стократное различие. Авторы многих
исследований подчёркивают, что «медленный» напуск в камеру
атмосферного воздуха куда более важен, чем её «медленная»
форвакуумная откачка. По этой причине напуск атмосферы
предлагают осуществлять через перфорированный экран. В одном из
опытов показано, что количество фиксируемых в камере микрочастиц
сохраняется почти постоянным даже при десятикратном изменении
площади поперечного сечения откачного патрубка.
Концепция множественности параллельных каналов применима
и к откачке. Её легко реализовать, установив между камерой и
форвакуумным
трубопроводом
перфорированный
экран.
Существенное значение имеет геометрия перфораций. Им
целесообразно придавать форму гладких сопел, что заметно снижает
скорость потока в его центральной области.
Для критериальной оценки «медленности» форвакуумной
откачки и режима течения откачиваемого потока нередко используют
параметры подобия, в частности число Рейнольдса. К сожалению, оно
не всегда даёт однозначную комплексную картину процессов,
протекающих в вакуумной системе, поскольку интересующие
проектанта либо эксплуатационника зоны имеют различные
характеристические размеры. Например, характеристический размер
нагретой проволоки 0,02 см, форвакуумного трубопровода - 3 – 10 см,
вакуумной камеры - 50 – 100 см. Между тем с позиций образования и
осаждения микрочастиц важны именно локальные условия. Отнюдь не
очевидна и целесообразность поддержания в технологической зоне
ламинарного режима. Так, при анализе осаждения микрочастиц в
трубках диаметром 1 см при числах Рейнольдса 5000 – 10000
замечено, что минимальная скорость осаждения отвечает
турбулентному режиму течения. Эксперименты проводились при
87

довольно малых скоростях потока (1 – 50 м/с). Выделено четыре
основных физических механизма формирования осаждённого слоя.
Это диффузия (броуновское движение), доминирующая для частиц
размером до 0,1 мкм; осадочные отложения; инерционное осаждение,
характерное преимущественно для частиц размером свыше 1,0 мкм;
электростатическое
притяжение.
Отмечена
интенсивная
турбулентность в газовых потоках с числом Рейнольдса свыше 10000,
типичная скорость таких потоков около 40 м/с.
В вакууме осаждение микрочастиц вызвано преимущественно
гравитацией. Скорость формирования осаждённого слоя зависит от
размеров и плотности частиц и молекулярной концентрации газа в
камере (рис. 1.61).

Рис. 1.61. Предельная скорость осаждающихся микрочастиц
в зависимости от их размеров и давления в камере

Если предварительная откачка достаточно продолжительна,
скорость падения частиц и соответственно темп формирования
осаждённого слоя могут стать неприемлемо высокими. Поэтому в
некоторых случаях чрезмерно растягивать процесс предварительного
вакуумирования нецелесообразно, и «способом ограничения
88

толщины» осаждённого слоя становится хронометраж. При более
высоких давлениях влияние гравитации на движение субмикронных
частиц незначительно. Они увлекаются газовым потоком и при
достаточных скоростях способны формировать осаждённый слой.
Параметры этого процесса зависят от размера частиц и свойств газа.
Таким образом, для анализа общей картины формирования и
осаждения микрочастиц более значимым параметром является
скорость потока, а не число Рейнольдса как таковое. Перемещения и
осаждение частиц определяются взаимодействием газовых потоков и
граничных поверхностей. Количественно силы этого взаимодействия
пропорциональны скорости потока и плотности газа при
доминирующей роли скорости.
На начальном этапе вакуумирования технологических камер
скорости газового потока обычно сравнительно невелики. Например, в
форвакуумной линии диаметром 3,8 см, присоединённой к
форвакуумному насосу с быстротой действия 7 л/с, скорость газового
потока составляет всего 6 м/с. С позиций спонтанного переноса и
переосаждения микрочастиц такую скорость трудно считать знáчимой.
А в самой камере, сечение которой намного превышает площадь
поперечного сечения форвакуум-провода, скорость газового потока
ещё меньше.
Нередка, однако, и совсем иная картина. Рассмотрим процессы,
протекающие в небольшой камере, которую очень быстро соединяют с
крупной системой, находящейся под вакуумом. Конкретные примеры
– загрузочное шлюзовое устройство или сброс давления при
вакуумно-импульсной сушке. Мгновенное значение быстроты его
откачки в момент открытия соединительного клапана может вдесятеро
превосходить её стационарное значение. В такой же пропорции на
несколько секунд возрастёт и скорость газового потока! Альтернатива
в этом случае – медленное открытие клапана, его размещение на
достаточном удалении от шлюзового устройства «вниз по течению»
потока, придание форвакуумной линии специальной геометрии,
исключающей локальную турбулизацию потока, использование для
снижения скорости потока нескольких соединительных вакуумпроводов и т.п.
Необходимо различать реальную физическую турбулентность
потока (большие числа Рейнольдса!) и «завихрения» чисто ламинарных
89

потоков. Они могут быть вызваны формированием конвективных
потоков, имеющих наибольшую интенсивность в области давлений
около 3000 Па. Не исключена и причудливая траекторная «игра»
потоков при некоторых сочетаниях геометрии канала и направлениях
скорости. Конгломерация микрочастиц происходит при числах
Рейнольдса, характерных для ламинарного течения. При этом наиболее
вероятной зоной развития конгломерационного процесса является
приосевая «застойная» часть завихрения.
Ещё одно физическое явление, наблюдаемое при быстрой
эвакуации вакуумных камер, заполненных влажным газом, –
образование водных аэрозолей. Причина тому – резкое охлаждение
газа в процессе его расширения при откачке. К примеру, температура
газа в эвакуируемой камере объёмом 48 л через 5 – 15 с после начала
откачки падает до минус 50 C (постоянная времени откачки (V/S) =
2,7 с; начальная относительная влажность газа 55 %). Концентрация
аэрозоля начинает быстро увеличиваться при давлении ~ 60000 Па,
достигая максимума при ~ 40000 – 50000 Па. При давлении ~ 150 Па
водный аэрозоль исчезает. Профилактика этого явления –
предварительная продувка камеры сухим азотом и медленная откачка
на начальном этапе вакуумирования. Продувочный газ полезно
отфильтровать и нагреть.
Из вышерассмотренного следует простой практический вывод.
Если причины формирования мелкодисперсных частиц любой
природы выявлены и приняты меры к их устранению, нет никакой
необходимости
приносить
в
жертву
производительность
технологического процесса, переходя на режим медленной
форвакуумной откачки.
Вопросы для самоконтроля
1. Факторы, влияющие на предельное остаточное давление
насосов с масляным уплотнением.
2. Способы уменьшения обратного потока из насосов с
масляным уплотнением.
3. Сопоставление пластинчато-роторных и пластинчатостаторных вакуумных насосов.

90

4. Откачка конденсируемых паров вакуумными насосами с
масляным уплотнением. Принцип работы газобалластного устройства.
5. Достоинства и недостатки жидкостно-кольцевых насосов.
6. Основные виды безмасляных вакуумных насосов. Принципы
действия. Достоинства и недостатки.
7. Почему зависимость быстроты действия ДВН от давления
имеет пиковый характер? В чем основное отличие процесса откачки
ДВН от процесса откачки вакуумными насосами с масляным
уплотнением?
8. В чем преимущество кулачково-зубчатого ротора перед
профилем ДВН?
9. Принцип действия спиральных вакуумных насосов. Способы
герметизации рабочей камеры.
10. Причины расширения сферы применения мембранных
насосов.

91

2. ПАРОСТРУЙНЫЕ (ДИФФУЗИОННЫЕ) НАСОСЫ
2.1. Принцип действия
Струйный вакуумный насос - газоперекачивающий насос,
откачивающее действие которого основано на захвате удаляемого
газа струёй жидкости, пара или газа. Пароструйный вакуумный насос струйный насос, в котором используют струю пара. Диффузионный
насос - пароструйный высоковакуумный насос, в котором захват
газа струей происходит за счёт диффузии газа в струю. Таким
образом, термином «диффузионный» обозначают пароструйный или
эжекторный насос для высоковакуумной откачки. Единственное
основание для использования этого термина – подобие механизма
проникновения откачиваемых молекул в паровую струю процессу
взаимодиффузии газов. В дальнейшем изложении мы будем этого
термина избегать, предпочитая ему физически более точное название
«пароструйный».
Теория пароструйных насосов довольно сложна, поскольку
распределения плотности и молекулярных скоростей в парах
откачивающей (рабочей) жидкости и откачиваемом газе далеки от
изотропных. Первые пароструйные насосы были разработаны в
Германии В. Геде (1915 г.). Откачка, как полагали, происходит путём
диффузии откачиваемого газа в струю пара и последующего переноса
образовавшейся парогазовой смеси с помощью механического насоса
в секцию, где пары конденсируются. Этой точки зрения, в частности,
придерживался Ленгмюр, давший поэтому новым насосам долго
сохранявшееся название «конденсационные» (1916 г.). Первые
варианты пароструйных насосов имели низкую эффективность и мало
походили
на
современные
конструкции.
Радикальные
усовершенствования были внесены лишь десятилетие спустя.
Первоначально в качестве рабочей жидкости пароструйных
насосов использовали ртуть. Минеральные масла и сходные с ними по
вакуумно-физическим свойствам синтетические жидкости вместо
ртути начали применять с 1928 г. В настоящее время их используют
как минимум в 99 насосах из 100, и последующее рассмотрение
ориентировано именно на «масляные» насосы.
92

Формирование структурированной высокоскоростной струи
рабочей жидкости возможно только в вакууме. Поэтому пароструйные
насосы непригодны для эксплуатации с выхлопом в атмосферу.
Только агрегатирование с оконечными форвакуумными насосами
создаёт условия для их устойчивого функционирования.
Типовой вакуумный агрегат включает, таким образом,
пароструйный и форвакуумный (обычно механический) насосы,
соединённые последовательно. Посредством механического насоса из
откачиваемой камеры удаляют около 99,99 % газа. Оставшийся газ и
водяные пары вплоть до остаточного давления ~ 10-7 Па откачивают
пароструйным насосом. Используя охлаждаемую ловушку, остаточное
давление в камере можно понизить до 10-8 Па.
Пароструйные насосы в области высокого вакуума обладают
значительной быстротой действия, достаточной для решения
большинства технологических задач. Механические форвакуумные
насосы, напротив, характеризуются относительно малой быстротой
действия, но способны работать в области низкого вакуума. Поэтому
последовательное соединение пароструйных и механических
форвакуумных насосов при оптимальном согласовании рабочих
характеристик даёт надёжное, не требующее постоянного контроля
средство высоковакуумной откачки с примерно одинаковой быстротой
действия по различным газам.
При повышенной газовой нагрузке и соответственно более
высоком давлении откачиваемого газа используют так называемые
бустерные (эжекторные) насосы. Эжекторный насос - пароструйный
низковакуумный насос, в котором происходит турбулентновязкостный захват газа струей. От обычных пароструйных насосов
их отличает только смещённая в сторону высоких давлений рабочая
характеристика. Этого достигают применением рабочих жидкостей с
повышенным давлением насыщенных паров, вследствие чего
возрастают давление пара в кипятильнике и наибольшее выпускное
давление. Быстрота действия бустерных насосов максимальна при
впускном давлении ~1 Па. Бустерные насосы нередко использовали в
качестве второй ступени блока пароструйной откачки. В последние
десятилетия благодаря появлению пароструйных насосов большой

93

мощности и насосов Рутса сфера использования бустерных
паромасляных насосов заметно сузилась.
Рабочий цикл пароструйного насоса представлен на рис. 2.1.

Рис. 2.1. Парогазовый цикл пароструйного насоса

Пар рабочей жидкости, образующийся в кипятильнике, пройдя
через зонтичное сопло, приобретает форму струи, истекающей со
скоростью ~ 300 м/с. Эта струя «увлекает» за собой молекулы
откачиваемого газа. В конденсаторе газ и пар разделяются. Газ
откачивают механическим насосом, а конденсат рабочей жидкости
возвращают в кипятильник. Штрихами на рис. 2.2, иллюстрирующем
эти процессы, показаны направления паровой струи, а точками –
молекулы откачиваемого газа. Видно, что независимо от координаты
влёта в паровую струю газовые молекулы в результате соударения с
более тяжёлыми молекулами рабочей жидкости приобретают импульс
вниз, в направлении откачки.
Реальная картина захвата паровой струёй газовых молекул
намного сложней. Непосредственно в зоне истечения струи из сопла
формируется плотное паровое ядро, имеющее тенденцию к
расширению и дальнейшему ускорению молекул рабочей жидкости. В
пространство, заполненное
паром меньшей плотности, и
диффундируют откачиваемые молекулы.
Давление паров рабочей жидкости в кипятильнике не превышает
250 Па, а в центральной зоне паровой струи между соплом и стенкой –
94

~ 15 Па. Давление откачиваемого газа в этой зоне близко к 10-1 Па.
Вероятность захвата газовых молекул струёй зависит от её плотности,
скорости и молекулярной массы откачиваемого газа. Если струя имеет
высокую плотность, газовые молекулы в такую струю диффундируют
слишком медленно. Если же, напротив, струя сильно разрежена,
передаваемый ею газовым молекулам импульс в направлении откачки
неприемлемо мал.

Рис. 2.2. Функциональная схема пароструйного насоса

Внутренний диаметр корпуса пароструйных насосов составляет
от 50 до 1200 мм. Очевидное различие между крупными и малыми
насосами – расстояние, которое должна преодолеть струя пара от
сопла до стенок. В крупных насосах оно больше и соответственно
плотность паров масла вблизи стенок существенно ниже. Поэтому
диапазон давлений, в котором быстрота действия сохраняется
неизменной (плато на рабочей диаграмме насоса), в крупных насосах
заметно у´же.
Например, в насосах диаметром 50 и 1200 мм плато
95

простирается до 4  10-1 и 4  10-2 Па соответственно. Разница, как
видно, достигает порядка величины, и это обстоятельство необходимо
учитывать при проектировании вакуумных систем, в особенности
работающих в стационарном режиме либо требующих повышенной
эксплуатационной стабильности. Для улучшения характеристик
крупных насосов при повышенных впускных давлениях проводят
оптимизационные измерения.
Малые и крупные насосы не обладают геометрическим
подобием. Между тем давление масляных паров в кипятильниках
практически одинаково, поскольку оно лимитируется только
допустимой температурой масла. Поэтому и плотность паров рабочей
жидкости в выходной зоне сопел также примерно одна и та же
независимо от размера насоса. Пары из этой зоны разлетаются и в
осевом, и в радиальном направлениях, так что их плотность можно
считать обратно пропорциональной квадрату расстояния от сопла.
Соответственно паровая струя вблизи стенок оказывается сильно
разреженной, что и снижает эффективность откачки при повышенных
давлениях газа.
Поскольку
современные
рабочие
жидкости
легко
конденсируются даже при комнатной температуре, многоступенчатая
система сóпло-конденсатор может быть выполнена очень компактной.
На
рис.
2.3,
2.4
вышеизложенное
иллюстрируется
экспериментальными данными. Ясно прослеживается, к примеру,
существенное увеличение молекулярной концентрации газа по мере
удаления от сопла (от 0,2 до 0,4 при радиальном перемещении по
горизонтальной плоскости, отстоящей на 2 см от среза сопла, и от 0,4
до 2,4 при перемещении вдоль стенки насоса от указанной выше
плоскости до плоскости, отстоящей от среза сопла на 13 см).
К настоящему времени детально разработана трёхмерная
математическая модель процесса пароструйной откачки. На её основе
легко рассчитываются рабочие характеристики насоса, такие как
быстрота действия, производительность, компрессия. Анализ этой
модели позволяет сделать следующие выводы:
- в современных пароструйных насосах достигнута практически
предельно возможная удельная быстрота действия;

96

Рис. 2.3. Распределение давления откачиваемого газа в окрестностях сопла
первой ступени. Давление на входе в насос – 5  10-2 Па

Рис. 2.4. Распределение потоков рабочей жидкости по высоте насоса
97

- плотность паровой струи первой ступени должна быть
возможно меньшей, но достаточной для достижения максимально
возможной степени сжатия во второй ступени;
используя
одноступенчатый
насос,
невозможно
одновременно достичь предельной быстроты действия и значительной
компрессии;
- газодинамические факторы лимитируют максимально
достижимую скорость паровой струи;
- быстрота действия современных насосов по различным газам
в широком интервале давлений не зависит от подводимой к
кипятильнику мощности (для водорода этот интервал ỳже, чем для
воздуха);
- вытекающее из молекулярно-кинетической теории более чем
трёхкратное различие быстроты действия по различным газам
практикой не подтверждается.
Согласно вышеупомянутой модели максимальная степень
сжатия газа, создаваемая паровой струёй, может быть рассчитана по
приближённой формуле

P2
 ехр
P1

 V L

 ,
 Dд 

(2.1)

где , V – плотность и скорость паровой струи; L – её поперечная
протяжённость. Величина Dд эквивалентна коэффициенту диффузии
газовых молекул в паровой струе. Она зависит от молекулярной массы
(М) и диаметра () молекул откачиваемого газа (индекс 1) и рабочей
жидкости (индекс 2) и определяется по формуле

Dд 

3

8 2  

1/ 2


M  M2 
 R T 1

M1 M 2 


0,5

2

 1   2 

 .
 2 

(2.2)

Понятно, что из двух газовых молекул меньшая по размерам
проникнет сквозь паровую струю навстречу её движению, испытав
меньшее число столкновений с молекулами пара или вообще без
столкновений. Поэтому компрессия пароструйного насоса для лёгких
газов меньше, чем для тяжёлых. Быстрота действия насоса при
фиксированной температуре газа определяется площадью его впускного
отверстия, молекулярными массами газа и пара, скоростью и плотностью
98

паровой струи. Существует оптимальное значение плотности,
отвечающее наибольшей вероятности захвата газовых молекул.
2.2. Базовая конструкция
Большинство
современных
насосов
выполняют
трёхступенчатыми. Крупные насосы имеют до шести ступеней.
Типовая конструкция показана на рис. 2.5. Впускное отверстие
находится сверху, выпускное – сбоку, вблизи днища. К нему
присоединён насос предварительного разрежения. Обычно это одноили двухступенчатый механический насос с масляным уплотнением.
Во время работы пароструйного насоса обычно функционирует и
механический.
Стандартные
промышленные
насосы
имеют
вертикальный цилиндрический корпус с входным фланцем для
подсоединения к откачиваемой камере. На днище корпуса расположен
кипятильник. Под кипятильником устанавливают электрический
нагреватель. Обычно это герметичные ТЭНы, непосредственно
контактирующие с рабочей жидкостью. К верхней части корпуса
припаян змеевик водяного охлаждения. В насосах с воздушным
охлаждением змеевик заменяют рёбрами. Охлаждаемая стенка насоса
служит конденсатором.
Во внутренней полости монтируют паропровод с несколькими
соплами. Нижней частью паропровод погружён в рабочую жидкость.
В этой части паропровода выполнены прорези для стекания рабочей
жидкости в кипятильник. В процессе испарения рабочей жидкости
паропровод наполняется паром при давлении 150 – 250 Па. Этого
давления достаточно для формирования высокоскоростных паровых
струй. Сопла обычно имеют кольцевую форму, так что струи пара
приобретают форму усечённого конуса. Достигнув стенки, пар
конденсируется, и образующийся конденсат стекает в кипятильник.
Пароструйные насосы обычно работают, как минимум, десятки часов,
а иногда и непрерывно в течение нескольких лет. Почти вся энергия
при этом тратится на перманентное испарение рабочей жидкости.
Почти всё тепло, подводимое к кипятильнику, должно поглощаться
хладагентом – водой или воздухом.
Принципиальных различий между воздушным и водяным
охлаждением нет. Наиболее уязвимое место – впускное отверстие
99

насоса, температура которого определяет скорость неконтролируемого
испарения сконденсированной рабочей жидкости. В идеале область
впускного отверстия или экран должны быть самой холодной частью
вакуумной системы, если она не имеет охлаждаемой ловушки.

Рис. 2.5. Сечение пароструйного насоса

Повышенное внимание необходимо обращать на распределение
температуры во впускном патрубке, особенно при воздушном
охлаждении, если вакуумная система помещена в защитный корпус.
Воздух для охлаждения насоса должен подаваться снаружи.
Поскольку конденсат имеет тенденцию мигрировать в холодные зоны,
для охлаждения патрубков, соединяющих насос с камерой, могут
потребоваться добавочные вентиляторы. Воздушное охлаждение
обычно имеют только насосы диаметром до 10 см. Для крупных
насосов оно неэффективно, особенно в летнее время.
100

Число
ступеней
откачки
определяется
конкретными
техническими условиями. Обычно первая ступень имеет значительную
быстроту действия и небольшую компрессию, а последняя ступень –
наоборот. Начальные ступени выполняют с кольцевыми соплами,
выходная же ступень (эжектор), как правило, с соплом круглой
формы. Принципиального значения это не имеет, хотя выбор того или
иного варианта сопряжён с определёнными преимуществами.
Быстрота действия насоса пропорциональна площади входного
сечения. Так как одномоментно массовый поток откачиваемого газа
постоянен, после сжатия в первой ступени от второй требуется уже
меньшая быстрота действия. Таким образом, расстояние между
последним соплом и стенкой насоса может быть меньшим, чем на
предыдущих ступенях. Поэтому плотность паровой струи,
формируемой последним соплом, максимальна, как и степень сжатия
последней ступени.
Конструктивная схема пароструйного насоса, показанная на рис.
2.5, и понимание её особенностей могут помочь при обслуживании и
правильной эксплуатации насоса. Рассмотрим их подробнее.
Плитке – основанию кипятильника – придают ребристую
поверхность. Это, во-первых, увеличивает площадь её теплового
контакта с рабочей жидкостью, интенсифицируя теплообмен, и, вовторых, предотвращает локальный перегрев отдельных зон рабочей
жидкости, выравнивая её температуру по всему объёму. Обычно
температурное различие между поверхностью плитки и рабочей
жидкостью не превышает 30 С. Поскольку скорость термической
деструкции рабочей жидкости быстро возрастает с увеличением
температуры, исключение локального перегрева удлиняет её
эксплуатационную пригодность.
Защитный экран над кипятильником отделяет паровой поток от
микрокапель рабочей жидкости. При её интенсивном кипении эти
микрокапли выбрасываются вверх и, попав внутрь сопла, могут
исказить форму паровой струи. Благодаря экрану этого не происходит.
Эжекторная ступень включает горизонтальное сопло,
обращённое к форвакуумной магистрали, и фрагмент самой
магистрали, имеющий повышенную температуру. Эжектор отделяет
кипятильник от механического насоса и делает возможным
обезгаживание конденсата в процессе его возвращения в кипятильник.
101

Давление паров рабочей жидкости пароструйного насоса в 102 – 103
раз ниже давления паров масла, используемого в механических
насосах. Поэтому попадание масла из форвакуумного насоса в
кипятильник недопустимо. Функцию защиты выполняет эжекторная
ступень, действующая как паровой разделитель лёгких фракций.
Продукты обезгаживания конденсата не способны мигрировать
навстречу паровой струе. Экран форвакуумной магистрали
способствует полной конденсации струи. Современные пароструйные
насосы часто снабжают сливной пробкой и гидравлическим
устройством для замены рабочей жидкости без демонтажа вакуумной
системы, а также термореле для защиты от перегрева. Соединения
электрокабеля с нагревателями кипятильника должны иметь упругий
компенсатор, исключающий нарушение контакта при повышении
температуры.
Паропровод и фиксирующий его центральный стержень во
избежание взаимных термомеханических смещений изготавливают из
одного материала либо применяют пружинный компенсатор.
Паропровод необходимо жёстко фиксировать на основании
кипятильника. В противном случае при попадании атмосферного
воздуха в находящийся под вакуумом насос со стороны форвакуумной
магистрали возможно его неконтролируемое перемещение.
2.3. Рабочие жидкости
В пароструйных насосах находят применение разнообразные
рабочие жидкости (табл. 2.1). Наиболее широко в современных
насосах используются рабочие жидкости четырёх групп: минеральные
масла;
синтетические
углеводородные
жидкости;
кремнийорганические
полисилоксановые
соединения;
эфиры
органических кислот и спиртов.
Минеральные масла получают вакуумной дистилляцией
нефтепродуктов. Они имеют неоднородный состав, ограниченную
термоокислительную стойкость и характеризуются давлением
насыщенных паров при комнатной температуре порядка 10-5 – 10-7 Па.
Синтетические углеводородные жидкости имеют строго
фиксированные состав и вакуумно-физические свойства и по
термоокислительной стойкости превосходят минеральные масла.
102

Давление насыщенных паров этих жидкостей при комнатной
температуре находится в пределах от 5  10-4 до 5  10-8 Па.
Молекулы кремнийорганических соединений состоят из
чередующихся атомов кислорода и кремния, к свободным связям
которого присоединены углеводородные радикалы. Эти соединения
обладают
очень
высокой
термоокислительной
стойкостью:
неоднократное попадание в действующий насос атмосферного воздуха
практически не влияет на их вакуумно-физические свойства. Давление
их насыщенных паров при комнатной температуре составляет от 10-4
до 10-10 Па.
Эфиры и полиэфиры органических кислот и спиртов
характеризуются
высокой
термостабильностью:
масс-спектр
откачиваемых с их помощью газов не содержит тяжёлых
углеводородов. По термоокислительной стойкости они превосходят
минеральные масла, но уступают кремнийорганическим жидкостям.
Их отрицательная эксплуатационная особенность – высокая
температура застывания (около 270 С). Давление насыщенных паров
этих жидкостей при комнатной температуре 10-6 – 10-10 Па.
Наиболее дёшевы минеральные масла, очень дóроги
полифениловые эфиры. При выборе рабочей жидкости, комплексной
оценке свойств и эксплуатационных особенностей учитывают
следующие критерии и требования:
- низкое давление насыщенных паров при комнатной
температуре;
- термическая стабильность;
- термоокислительная стойкость (стойкость к окислению в
воздухе при рабочей температуре);
- химическая инертность;
- биологическая безопасность (степень токсичности);
малая
скорость поверхностной
миграции
(высокое
поверхностное натяжение);
- высокая температура вспышки;
- умеренная вязкость при комнатной температуре;
- небольшая теплота испарения;
- стоимость.

103

Групп
ы

Минеральн
ые масла

Кремнийорганические
жидкости

104

Эфиры и полиэфиры

546

405

Пентафенилтриметилтрисилоксан
Алкилдифенилэфир

DC-705

Neovac SY

Krytox

Fomblin 25/9

Перфлюорополиэфир

~ 4600

~ 3300

447

484

Тетрафенилтетраметилтрисилоксан

DC-704

Смесь
полифениловых
эфиров
Перфлюорополиэфир

391

Диэтилгексилфталат

Octoil

Santovac-5

574

Молекуляр
ная масса,
кг/кмоль

Парафиновые
углеводороды

Химическое
наименование

Apiezon C

Торговая марка

нет

нет

2  10-9
2  10-9

288

230

243

216

196

265

Температ
ура
вспышки,
С

1,3  10-9
(25 С)

1  10-8

5  10-10
(25 С)

1  10-8

7  10-7

4  10-9

Давление
паров
при 20 С,
Торр

250

270

2500
(25 С)

250
(25 С)

170
(25 С)

47

75

295

Кинематическа
я вязкость при
20 С, 10-6 м2/с

Важнейшие характеристики рабочих жидкостей пароструйных насосов

0,02

0,02
(25 С)

0,05

< 0,03

> 0,03

0,03

< 0,03

0,03

Коэффициент
поверхностного
натяжения при
20 С, Н/м

Таблица 2.1

Ртуть, использовавшаяся на первом этапе развития пароструйных
насосов, имеет несколько важных достоинств. Она не разлагается и
сохраняет однородный состав и стабильные свойства при рабочих
температурах, обладает высокой термоокислительной стойкостью,
характеризуется сравнительно низкой растворимостью газов. Её
применение позволяет повысить давление в кипятильнике и
существенно расширить допустимый интервал рабочих давлений.
Небольшие ртутные насосы, к примеру, способны устойчиво работать
при выпускном давлении, превышающем 5000 Па и даже
приближающемся к атмосферному. Весьма удобно применять ртутные
насосы при вакуумировании приборов, заполненных ртутными парами,
а также в тех случаях, когда не исключены внезапные броски газовой
нагрузки, а наличие углеводородных компонент в камере недопустимо.
К сожалению, ртуть имеет сравнительно высокое давление
паров (~ 3  10-1 Па при 20 С). Поскольку они весьма токсичны, при
эксплуатации парортутных насосов, как и других устройств,
содержащих ртуть, возникает ряд серьёзных проблем. В их числе
быстрая миграция и накопление ртути практически во всех элементах
вакуумной системы, в особенности в полости экранов, азотных
ловушек, форвакуумных линий, трудности с размещением выхлопных
патрубков форвакуумных насосов, необходимость тщательного
соблюдения очень жёстких санитарных норм и технических правил, в
том числе касающихся защиты персонала от ртутных паров и
технологии демеркуризации. К тому же ртуть химически активна по
отношению к большинству металлических конструкционных
материалов, вызывая их амальгамирование.
Большая часть используемых сейчас рабочих жидкостей вошла в
практику за последние 35 – 40 лет. Давление насыщенных паров
жидкостей, применявшихся до 1960 г., при 20 С составляет 10-5 – 10-6
Па. Таким же уровнем ограничивалось предельное остаточное
давление в вакуумных системах, откачивавшихся насосами с этими
жидкостями. Если, конечно, при этом не использовались криогенные
вымораживающие ловушки.
Настоящий прорыв в этой области связан с именем К. Хикмана
(K.C. Hickman), применившего в качестве рабочей жидкости
полифениловые эфиры – цепи фениловых групп, связанные
кислородом. Такие жидкости обладают исключительной термической
и химической стабильностью. Они позволяют получать предельное
остаточное давление ~ 10-7 Па, используя в вакуумных системах
105

только водоохлаждаемые экраны. Столь же высокими показателями
характеризуются некоторые кремнийорганические жидкости. С их
использованием возможно достижение предельных остаточных
давлений 10-7 Па (с водоохлаждаемыми экранами) и 10-8 Па (с
экранами, охлаждаемыми до – 20С).
Пары рабочей жидкости проникают в откачиваемую систему со
скоростью, определяемой их давлением, конструкцией насоса и типом
используемого экрана либо ловушки. Как правило, их присутствие
вызывает отрицательные физико-технологические последствия. Для
их устранения часто используют термическое разложение на
раскалённых металлических нитях или облучение пучком заряженных
частиц. Радиационная полимеризация может, однако, привести к
формированию на поверхности электродов в вакуумной камере
диэлектрической
плёнки,
нарушающей
работу
встроенной
электронной аппаратуры. Поэтому для вакуумирования массспектрометров,
других
электронно-оптических
приборов
целесообразно применять рабочие жидкости с минимальным
давлением паров, например полифениловые эфиры. Для откачки
химически активных газов – кислорода, галогенов и их соединений –
предпочтительны перфторполиэфиры.
2.4. Основные рабочие характеристики
Подобно
объёмным
насосам
других
модификаций,
пароструйные насосы характеризуются четырьмя основными
характеристиками: быстротой действия как функцией входного
давления,
максимально
допустимой
газовой
нагрузкой
(производительностью), наибольшим выпускным давлением и
предельным остаточным давлением (рис. 2.6). Производительность Q
(Pвп) не является независимой характеристикой. В любой точке
рабочей диаграммы она определяется произведением текущего
значения быстроты действия S на впускное давление в этой точке Pвn:
(2.3)
Q (Pвп) = S (Pвп)  Pвп.
Важное практическое значение имеет точка Qmax на рис. 2.6. Это
максимальная производительность насоса. Слева от этой точки насос
теоретически способен бесконечно долго откачивать газовый поток, не
испытывая перегрузки. Максимальная производительность лимитируется
мощностью, подводимой к кипятильнику. Справа от точки Qmax в
106

пределах рабочего интервала давлений производительность насоса почти
постоянна: независимо от давления насос в единицу времени откачивает
одно и то же количество газовых молекул.

Рис. 2.6. Рабочая диаграмма пароструйного насоса

Давление в кипятильниках пароструйных насосов составляет
100 – 200 Па, и их наибольшее выпускное давление не может
превосходить эту величину. Это обстоятельство делает наличие
форвакуумных насосов на выходе пароструйных обязательным
условием функционирования последних. При увеличении газовой
нагрузки допустимое форвакуумное давление падает. В зоне
максимальной производительности оно близко к 60 Па.
Предельное остаточное давление – это самое низкое давление,
которое можно получить с помощью данного насоса (точка Рост на рис.
2.6). В этой точке результирующий поток через впускное отверстие
насоса равен нулю: откачиваемый извне поток уравновешивается
«обратным» потоком, истекающим из насоса. При этом необходимо
помнить о «паразитном» натекании из измерительной системы и
многокомпонентности остаточной газовой среды в условиях высокого
вакуума. Строго говоря, вакуумные параметры, характеризующие
насос, должны соотноситься именно с индивидуальными газами,
составляющими остаточную среду.
Пароструйные
насосы
обладают
эксплуатационной
инерционностью, связанной с газовыделением со стенок, обезгаживанием
107

рабочей жидкости и достижением требуемого температурного режима
кипятильника и паропровода. Поэтому при первичном запуске
необходимо некоторое время для их «кондиционирования». После этого
пароструйные насосы допускают непрерывную продолжительную
эксплуатацию. Нередко она исчисляется годами. Для доведения рабочей
жидкости до температуры кипения (как правило, около 200 С), нагрева
паропровода до этой же температуры и формирования паровой струи с
заданными аэродинамическими параметрами, как правило, необходимо
20 – 30 мин. В течение этого времени откачка системы может вестись
форвакуумными насосами. К моменту подключения действующего
пароструйного насоса давление в системе, как правило, не должно
превышать 50 Па. Для естественного охлаждения выключенного насоса в
зависимости от его размеров необходима выдержка в 30 – 60 мин.
Используя принудительное охлаждение, эту процедуру можно ускорить.
Для откачки рабочей камеры до предельного остаточного
давления может потребоваться несколько часов. Уровень 10-4 Па в
простой вакуумной системе достигается сравнительно быстро, но для
достижения 10-6 Па необходимо продолжительное обезгаживание и
системы, и самого насоса.
Технологическая практика часто сопряжена с необходимостью
периодического напуска в рабочую камеру воздуха либо иной газовой
среды при атмосферном давлении. В этом случае используют систему
затворов и клапанов, позволяющих отсечь от камеры действующий
пароструйный насос, с тем чтобы сохранить вакуумные условия его
нормального функционирования (рис. 2.7). Если длительность
экспозиции в атмосфере не превышает нескольких минут,
пароструйный насос перекрывают и со стороны рабочей камеры, и со
стороны форвакуума. Если же экспозиция в атмосфере более
продолжительна, перекрывают только затвор между камерой и
пароструйным насосом, оставляя подключённым к его выпускному
патрубку
вспомогательный
форвакуумный
насос
малой
производительности. Нередко используют и систему предварительной
(черновой) форвакуумной откачки на основе насоса повышенной
производительности, что позволяет шунтировать пароструйный насос
непосредственно после экспозиции рабочей камеры в атмосфере.
Форвакуумный насос системы предварительной откачки может быть
также использован и как основной форвакуумный насос при
увеличении газовой нагрузки.
108

Рис. 2.7. Вакуумная схема типовой системы на основе пароструйного
насоса: 1 – клапаны для напуска воздуха; 2 – манометрические
преобразователи;
3 – форвакуумные клапаны

Вернёмся к типовой рабочей диаграмме пароструйного насоса.
Как видно из рис. 2.8, её можно аппроксимировать четырьмя
специфическими участками. На первом участке в области давлений
ниже ~ 10-9 Па быстрота действия монотонно спадает от номинального
значения практически до нуля, нулевая отметка на оси абсцисс
отвечает предельному остаточному давлению насоса. На втором
участке в интервале 10-9– 10-1 Па быстрота действия постоянна. Этот
интервал соответствует молекулярному режиму течения, в котором
объёмный поток газа, падающий на вход насоса, не зависит от
давления и определяется только температурой газа в откачиваемой
камере и его молекулярной массой. Численное значение быстроты
действия на этом участке определяется площадью впускного
отверстия насоса и его коэффициентом захвата. На третьем участке,
обозначенном на рабочей диаграмме как зона перегрузки, насос
работает с примерно постоянной производительностью, предельно
109

возможной для него при фиксированной мощности кипятильника.
Наконец, на четвёртом участке при давлении выше ~10 Па быстрота
действия практически не зависит от характеристик пароструйного
насоса и определяется параметрами работающего в паре с ним
форвакуумного насоса.

Рис. 2.8. Характерные эксплуатационные режимы
пароструйного насоса

Типичные рабочие характеристики пароструйных насосов
подобны аналогичным характеристикам эжекторов, воздуходувок,
компрессоров и других устройств сходного назначения.
Быстрота
действия
пароструйных
насосов
примерно
пропорциональна площади впускного отверстия. При этом, как видно
из рис. 2.9, по удельным характеристикам большие насосы намного
эффективнее. Это связано с различной геометрической структурой
входной зоны малых и больших насосов: в последних поверхностью,
«принимающей» откачиваемый поток, является плоскость, тогда как в
малых насосах ею в значительной степени служит коническая
поверхность паровой струи первой ступени. Масштабный фактор
110

важно учитывать при проектировании камер с ограниченной
площадью участков возможного подсоединения насосов.

Рис. 2.9. Быстрота действия на единицу площади впускного отверстия
пароструйных насосов различного диаметра: 1 – насосы стандартного
исполнения; 2 – насосы с профилированным корпусом;
3 – насосы повышенной производительности

Ещё раз подчеркнём принципиальную значимость соотнесения
быстроты действия с парциальным составом газовой среды. В этом
контексте экспериментальное определение быстроты действия по
результатам вакуумметрических измерений при давлениях, близких к
предельному, вообще лишено смысла из-за неопределённости
парциального состава газовой среды и состояния манометрического
преобразователя.
Как видно из рис. 2.10, для каждого индивидуального газа
характерны «свои», сильно различающиеся значения быстроты
действия и предельного остаточного давления. Измеренный
вакуумметром «предел» несёт в себе наряду с постоянными
остаточными индивидуальными газами несколько неконтролируемых
111

компонентов. Это пары рабочей жидкости и продукты их разложения,
и, как правило, водяные пары. Соединение полученных таким образом
точек «предельного давления» плавной кривой с горизонтальным
участком рабочей диаграммы, который обычно относится к воздуху,
не даёт полезной информации и может привести к серьёзным
проектным ошибкам.
Быстрота действия зависит от многих физических факторов и
конструктивных особенностей насоса, так что её максимум для газов с
различной молекулярной массой Мi достигается при разных значениях
мощности кипятильника. Хотя объёмный газовый поток на входе в
насос обратно пропорционален Мi0,5, быстрота действия неправильно
спроектированного насоса по лёгким газам (водороду и гелию) может
оказаться гораздо меньшей, чем по воздуху. Быстрота действия
оптимально сконструированных насосов, включая экраны и ловушки,
по типичным остаточным газам (пары воды, окись и двуокись углерода,
азот, аргон) примерно одинакова; по водороду и гелию в сравнении с
воздухом она выше на 30 и 20 % соответственно (рис. 2.11).

Рис. 2.10. Быстрота действия пароструйного насоса по парциальным
компонентам парогазовых смесей
112

Рис. 2.11. Быстрота действия промышленного насоса HS 32-50000 по
индивидуальным газам как функция впускного давления

2.4.1. Производительность
На практике производительность пароструйного насоса
зачастую важнее его быстроты действия. Требуемая от насоса
максимальная производительность определяет потребляемую им
мощность. Эквивалентность этих понятий отражают, в частности,
одинаковые единицы их измерения. Современные насосы потребляют
около 1 кВт для получения максимальной производительности 150 –
200 Па  л/с. В этом контексте обратим внимание на ничтожную
величину коэффициента полезного действия вакуумных насосов.
Легко заметить, что для современных пароструйных насосов он не
превышает 0,2%. Соизмеримые величины характерны и для
вакуумных насосов других типов.
Максимальная
производительность,
необходимая
для
функционирования высоковакуумных систем, невелика. Поэтому
после завершения предварительной откачки уменьшают подводимую
к насосу мощность. Работа на половинной мощности возможна без
конструктивных переделок насоса (рис. 2.12). А при проектировании
экономичных насосов малой производительности особое внимание
уделяют снижению выпускного давления.
113

Рис. 2.12. Влияние мощности электронагревателя W на рабочую
характеристику пароструйного насоса

При эксплуатации в условиях повышенной газовой нагрузки и
многократной экспресс-откачки решающее значение приобретает
использование насоса, обладающего адекватной максимальной
производительностью. Зная эту производительность и отвечающее ей
впускное давление Рвп (этому давлению на рабочей диаграмме насоса
соответствует резкое падение быстроты действия), нетрудно
воспроизвести зависимости быстроты действия и производительности
насоса Q от впускного давления. На рис. 2.13 и 2.14 эти зависимости
представлены графически для двух вариантов ориентации
координатных осей. В качестве параметров может быть выбрана
любая комбинация значений Q и Рвп, находящихся внутри контура
АВСD на рис. 2.14. Если входное давление в какой-то момент
превысит критическую величину ~ 3  10-1 Па, откачиваемый газовый
поток необходимо дросселировать. В частном примере, отражённом на
рис. 2.13, 2.14, предельно допустимая газовая нагрузка составляет ~
400 Па  л/с. Всякий раз при её превышении наступает перегрузка
пароструйного насоса, и для продолжения вакуумно-технологической
операции необходимо переходить на форвакуумный насос.
114

Рис. 2.13. Производительность пароструйного (сплошные линии) и
форвакуумного (штриховая линия) насосов как функция впускного давления

Рис. 2.14. Впускное давление пароструйного (сплошные линии) и
форвакуумного (штриховые линии) насосов как функция газовой нагрузки
115

Итак, фактором, определяющим газовую нагрузку, выступает
впускное давление. Оно предопределяет выбор насоса и
параметрические различия при откачке «пустой» камеры и камеры в
ходе осуществления в ней технологического процесса при
фиксированных значениях рабочего давления и газовой нагрузки.
Анализ рабочих диаграмм насосов с экранами и ловушками позволяет
найти разумный компромисс при сопоставлении номинальных
величин быстроты действия и интервала впускных давлений, в
котором быстрота действия остаётся неизменной. Расширить этот
интервал в сторону повышенных давлений можно ценой некоторого
уменьшения номинальной быстроты действия. Это возможно до тех
пор, пока не достигнут допустимый максимум производительности.
2.4.2. Наибольшее выпускное давление
Наибольшее выпускное давление пароструйного насоса
тождественно предельно возможному давлению в форвакуумной
магистрали. При его превышении происходит срыв струи оконечной
ступени, и насос теряет работоспособность. Дело в том, что оконечная
паровая струя не обладает энергией и плотностью, достаточными для
предотвращения прорыва воздуха из форвакуумной магистрали в
полость насоса, если его давление в магистрали сопоставимо или, тем
более, превышает давление оконечной струи. Между тем оно
(давление струи) составляет лишь около половины абсолютного
давления пара в кипятильнике. Это последнее в современных насосах
находится в пределах 150 – 250 Па. Следовательно, давление паровой
струи в оконечной ступени не может превышать 60 – 80 Па. И именно
эта величина должна рассматриваться как критическая, ещё
исключающая прорыв воздуха из форвакуумной магистрали в насос
(«срыв струи») и сопутствующий этому вынос паро-газовой смеси в
откачиваемую камеру. Дальнейшее повышение выпускного давления
приводит к появлению скачка уплотнений, перераспределению эпюры
скоростей в струе и её отрыву от стенок насоса, эквивалентному
образованию кольцеобразного «окна» для газовых молекул из
форвакуумной зоны в зону высокого вакуума.
Итак, важнейшее правило при эксплуатации пароструйных
насосов – не превышать наибольшее выпускное давление. Это
правило необходимо принимать как императив! Его соблюдение
116

позволяет избежать многих отрицательных эффектов, проявляющихся
при работе насосов, прежде всего заметной миграции паров рабочей
жидкости в откачиваемую камеру. Высоковакуумные системы должны
иметь соответствующие блокировки, надёжные клапанные устройства;
при их проектировании должны быть детально разработаны
операционные и эксплуатационные алгоритмы, исключающие
неконтролируемый
рост
выпускного
давления
и/или
минимизирующие его негативные последствия. При проектной
разработке насосов, как и любых инженерных систем, должны
предусматриваться
«коэффициенты
запаса»
К
на
случай
непредвидимых и штатных аварийных ситуаций. Для типового
вакуумного оборудования вполне приемлем К = 2. Необходимо также
предусматривать снижение допустимого выпускного давления на
случай прогнозируемых факторов риска либо случайных
обстоятельств. К ним относятся: длительная эксплуатация насоса при
максимально допустимой газовой нагрузке, неконтролируемое
уменьшение мощности кипятильника, недостаточная проводимость
форвакуумной магистрали из-за габаритных ограничений или
удалённости форвакуумного насоса, ухудшение вакуумных
параметров форвакуумного насоса вследствие износа, падения
напряжения источника электропитания, загрязнённости либо
гидратации масла и т.п., уменьшение быстроты действия
форвакуумного насоса в области низких впускных давлений.
Повторим, что к срыву паровой струи оконечной ступени
приводит «дисбаланс» выпускного давления пароструйного насоса и
давления в форвакуумной магистрали. Их величины почти не зависят
от рода откачиваемого газа. Поэтому наибольшее выпускное давление
примерно одинаково для всех газов. Это не означает, однако, что
пароструйные насосы обладают экстремально высокой компрессией
по всем индивидуальным компонентам газовых смесей: ввод лёгких
газов в форвакуумную магистраль при некоторых условиях может
приводить к пропорциональному росту их парциального давления на
входе в насос.
Рассмотрим критерии выбора форвакуумного насоса. Выбирая
средства форвакуумной откачки, необходимо ответить на следующие
вопросы:
1) Каковы параметры основного форвакуумного насоса, т.е. насоса,
работающего совместно с пароструйным насосом?
117

2) Работоспособен ли этот насос при эксплуатации пароструйного
насоса в режиме максимальной производительности?
3) Пригоден ли этот насос для предварительной (черновой) откачки
вакуумной камеры?
4) Совместимы ли впускное давление форвакуумного насоса с учётом
объёма форвакуумной магистрали и максимально допустимое
выпускное давление пароструйного насоса?
Минимально требуемую быстроту действия форвакуумного
насоса SФВН min определяют по формуле
Qmax
SФВН min 
,
(2.4)
PНАИБ . ВЫП
где Qmax – максимальная газовая нагрузка; PНАИБ .ВЫП – наибольшее
выпускное давление.
Рассмотрим конкретный пример расчета номинальной
быстроты действия насоса. Пусть Qmax = 500 Па  л/с; PНАИБ .ВЫП = 60 Па.
С учётом введённого ранее коэффициента запаса К = 2 и отсутствия
ограничений на проводимость форвакуумной магистрали

SФВН min 

2  500
 16 л / с.
60

(2.4)

Таким образом, для данной системы необходим форвакуумный
насос с номинальной быстротой действия не менее 16 л/с.
2.4.3. Степень сжатия
Не следует смешивать понятия наибольшего выпускного
давления насоса и его компрессии (максимальной степени сжатия).
Наибольшее выпускное давление определяется давлением в
кипятильнике, тогда как компрессия пропорциональна логарифму
плотности паровой струи. Как видно из рис. 2.15, зависимости
быстроты действия по индивидуальным газам от мощности
кипятильника имеют максимумы, но для индивидуальных газов
мощности, отвечающие этим максимумам, не совпадают.
Неодинаковы также мощности, при которых достигаются предельные
величины допустимого выпускного давления и минимальные значения
предельного остаточного давления. Поэтому «абсолютного»
оптимального уровня мощности кипятильника не существует, и её
118

выбирают на основе компромисса. Для воздуха и более тяжёлых газов
степень сжатия очень велика и может быть измерена лишь в
сверхвысоком вакууме при впускном давлении 1  10-8 Па и ниже. Для
водорода и гелия корреляция между впускным и выпускным
давлениями экспериментально фиксируется при более высоком
впускном давлении (в условиях высокого вакуума). Согласно
опубликованным данным степень сжатия для различных газов
составляет: 3  102 ÷ 2  106 (Н2); 103 ÷ 2  106 (Не); (1 ÷ 2)  108 (Ne); ~107
(СО, Ar); (3 ÷ 5)  107 (О2, Kr); ~ 7  108 (углеводороды).

Рис. 2.15. Влияние мощности кипятильника на
эксплуатационные характеристики насоса: номинальной мощности (100 %)
отвечают сплошные линии, повышенной – штриховые

В современных насосах степень сжатия по гелию близка к 107 и
может быть увеличена до 1010 удвоением мощности кипятильника.
Даже водород, десорбирующийся из электродной системы
ионизационного манометрического преобразователя в форвакуумной
119

магистрали, способен вызвать рост впускного давления. Аналогичная
картина наблюдается и в турбомолекулярных насосах.
Графические зависимости на рис. 2.15 демонстрируют сильную
зависимость характеристик пароструйных насосов от мощности
кипятильника и, следовательно, давления паров рабочей жидкости в
паропроводе. Даже незначительные колебания давления паров могут
привести к существенным изменениям степени сжатия. Нередки, к
примеру, случаи, когда изменения впускного давления насоса по
гелию превышают 5%. Это справедливо и в отношении быстроты
действия по водороду и гелию. В некоторых устройствах это
недопустимо, к примеру в масс-спектрометрических течеискателях,
молекулярно-пучковых установках, аналитической аппаратуре, где
гелий используют как индикаторный газ либо как газ-носитель. В
таких случаях прибегают к стабилизации давления паров. Не менее
знáчимы эти обстоятельства и применительно к водороду, поскольку
он всегда присутствует в металлах, рабочих жидкостях и водяном
паре. Особо важен этот фактор в области сверхвысокого вакуума, для
получения которого нередко используют два последовательно
соединённых пароструйных насоса.

Рис. 2.16. Взаимозависимость впускного и выпускного давлений при откачке
гелия: сплошные линии отвечают большей тепловой мощности, подаваемой
в кипятильник, штриховые – меньшей
120

Взаимозависимость впускного и выпускного давлений (кривая
противодавления) по гелию наглядно демонстрируется семейством
экспериментальных кривых на рис. 2.16. Фоном при построении этих
кривых является газовый поток, формируемый в системе со
стандартным измерительным колпаком.
С помощью натекателя, установленного в форвакуумной
магистрали, парциальное давление гелия медленно поднимают до тех
пор, пока не начнёт меняться его впускное давление. Этой точке и
соответствует максимально допустимое выпускное давление. Форма
кривых, как это видно из рис. 2.16, видоизменяется при изменении
мощности кипятильника. То же самое происходит при смене рабочих
жидкостей.
2.4.4 Предельное остаточное давление
Как отмечалось, впускное давление пароструйных насосов
лежит в интервале от 10-8 до 10 Па. На величину предельного
остаточного давления, достигаемого насосом с данной рабочей
жидкостью, влияют два дополнительных фактора. Один из них –
установка ловушек, обычно азотных, на входе в насос и конденсация
водяных паров и тяжелых углеводородов на криоповерхностях.
Второй – термическое обезгаживание стенок насоса, вакуумной
камеры и коммуникаций. Совокупное применение названных
технологий снижает предельное остаточное давление с ~ 10-6 до 10-8
Па (и ниже!). Наибольшее впускное давление в стационарном режиме
обычно не должно превышать 0,1 Па. Широкий интервал впускных
давлений – важный аргумент в пользу практического использования
пароструйных насосов. К этому необходимо добавить возможность
длительной устойчивой откачки значительных газовых потоков, очень
высокую эксплуатационную надёжность и минимальную стоимость.
Ещё раз вернемся к понятию «предельное остаточное давление»
насоса и вакуумной системы в целом. Это понятие можно соотносить с
минимальной газовой нагрузкой либо с предельной компрессией
насоса. Оба эти ограничения практически знáчимы, второе, правда,
лишь при откачке лёгких газов. Паровая струя оказывает
откачивающее действие при любом сколь угодно низком давлении. Но
при этом нельзя забывать о «контрпотоке» как результате обратной
диффузии газовых молекул со стороны форвакуума. Ещё одну
компоненту давления на входе в насос даёт частное от деления газовой
121

нагрузки на быстроту действия насоса. К тому же вклад в газовую
нагрузку вносит и сам насос. Её физическими источниками являются:
обратный поток паров рабочей жидкости и продуктов её термического
крекинга; газы, растворённые в конденсате; десорбционные потоки со
стенок насоса.
Таким образом, фактически наблюдаемое предельное
остаточное давление, будучи суммой парциальных давлений
индивидуальных газов, формируется несколькими составляющими.
Наиболее существенной из них, а для чистых систем, не имеющих
азотных ловушек, практически единственной являются пары рабочей
жидкости. При использовании современных рабочих жидкостей,
имеющих упругость пара ниже 1  10-6 Па, для уверенной фиксации
этого предела необходим хорошо обезгаженный манометрический
преобразователь и система прогрева. Для измерений предельного
давления ниже 5  10-7 Па требуется тщательный предварительный
прогрев. При откачке гелия и водорода фиксируемый предел обычно
лимитируется степенью сжатия насоса, хотя существуют приёмы его
несколько снизить.
Для обезгаживания конденсата стенки вблизи кипятильника
поддерживают при повышенной температуре. Это особенно важно для
насосов, в которых нет фракционирующих колец либо отдельного
кипятильника для верхнего сопла. Очень полезную роль играет
горизонтальное эжекторное сопло выходной ступени. Оно не только
повышает максимально допустимое выпускное давление, но и заметно
снижает давление под нижним кольцевым соплом паропровода.
Благодаря этому летучие фракции стекающего по стенке конденсата и
растворённые в нём газы быстрее диффундируют в форвакуумную
зону. Насосы с оптимально спроектированным горизонтальным
эжектором не нуждаются в дополнительном бустерном насосе для
снижения предельного остаточного давления даже в области ~ 10-8 Па.
В чистых прогреваемых системах на базе пароструйных насосов
с криоловушками, в которых используют рабочие жидкости DC-705
или Santovac-5, достижимо предельное остаточное давление ниже
10-8 Па.
Увеличение мощности кипятильника неоднозначно влияет на
предельное остаточное давление: в зависимости от конструктивных
особенностей насоса оно повышает или снижает его. Конечный
эффект отрицателен, если при увеличении мощности доминирующим
фактором становится интенсификация термического крекинга рабочей
122

жидкости. Особо уязвимы в этом отношении насосы малой
производительности. Зазоры между конструктивными элементами в
этих насосах малы, и управлять распределением температуры и
циркуляцией потоков в них труднее, чем в больших насосах.
Для оперативной оценки предельного остаточного давления
удобно использовать простейшее измерительное устройство в виде
водоохлаждаемой пластины из нержавеющей стали, на которой с
изгибом 90 установлен манометрический преобразователь. Пластина
закреплена на входном фланце насоса; стык герметизирован
посредством монолитной прокладки из мягкой меди или, в крайнем
случае, из витона. Водяное охлаждение необходимо для поддержания
измерительного устройства при температуре, близкой к комнатной.
90-градусный изгиб штенгеля манометрического преобразователя
выполняет роль защитного экрана: предотвращает прямое попадание
молекул рабочей жидкости на электроды преобразователя, чреватое
грубым искажением результатов измерений. Для герметизации
соединения
штенгель-пластина
должно
быть
обязательно
использовано прогреваемое металлическое уплотнение. Эластомерные
прокладки здесь недопустимы, поскольку газовыделение с их
поверхности может внести большую погрешность в показания
преобразователя. До проведения измерений целесообразно обезгазить
рабочую жидкость и стенки насоса путём его непрерывной
эксплуатации в течение нескольких часов.
2.5. Обратный поток рабочей жидкости
Любое неконтролируемое перемещение рабочей жидкости в
вакуумной системе может рассматриваться как её обратный поток. Его
существование – самый серьёзный из недостатков пароструйных
насосов. Он порождает наиболее острые проблемы и недопонимание
между изготовителями насосов и персоналом, эксплуатирующим
вакуумное оборудование. Обсуждая проблему, конструкторы говорят
о стационарном обратном потоке рабочей жидкости через плоскость
над азотной ловушкой. Изготовители обычно имеют в виду поток во
впускном
отверстии
насоса,
не
имеющего
ловушки.
Эксплуатационники больше всего обеспокоены прорывом воздуха в
оконечной ступени насоса и взрывным разрушением ледяных плёнок
на криоповерхностях азотной ловушки. Величины обратного потока в
названных ситуациях могут различаться на несколько порядков.
123

Собственно насос может содержать следующие источники
обратного потока:
- сама паровая струя вблизи верхнего сопла из-за её чрезмерной
расходимости;
- узел крепления охлаждаемого колпачка над верхним соплом
вследствие
неудовлетворительной
герметизации
проходного
отверстия;
- зона интенсивных молекулярных соударений в верхнем слое
паровой струи, формируемой соплом первой ступени;
- столкновения между молекулами откачиваемого газа и рабочей
жидкости, особенно при высокой газовой нагрузке (область впускных
давлений 10-1 – 10-2 Па);
- кипение конденсата рабочей жидкости непосредственно перед
входом в кипятильник (между паропроводом и стенкой насоса), в
результате чего капли жидкости движутся вверх сквозь паровую
струю;
- испарение конденсата, стекающего по стенке насоса.
Вклад некоторых из этих источников может быть заметно
уменьшен выбором оптимальных конструкторских решений. Ещё
один возможный канал неконтролируемого перемещения рабочей
жидкости рассмотрен в конце настоящего подраздела. Те из
перечисленных источников, интенсивностью которых можно
управлять с помощью неохлаждаемых экранов, считают источниками
первичного обратного потока. Такие источники легко контролировать,
размещая вокруг верхнего сопла охлаждаемые колпачки-насадки.
Обратные потоки, формируемые в результате испарения конденсата
рабочей жидкости на поверхности экранов, считают вторичными.
При аварийном запуске систем с азотными ловушками и откачке
интенсивных газовых потоков обратный поток формируется главным
образом источниками, находящимися вне вакуумных насосов.
Остаточная газовая среда в системах на основе правильно
спроектированных пароструйных насосов, защищённых ловушками, в
большинстве случаев не содержит паров рабочей жидкости.
Обратный поток определяют в плоскости впускного отверстия
насоса. По мере удаления от этой плоскости он резко падает: к
примеру, на расстоянии двойного диаметра – в 50 раз (рис. 2.17). 90градусный изгиб впускного патрубка, действуя как экран, доводит
обратный поток до уровня естественного испарения рабочей жидкости
при температуре окружающей среды. Эти факты – весьма
124

убедительный аргумент в пользу экранов и ловушек (рис. 2.18). Их
применение вкупе с конструктивной оптимизацией самого насоса даёт
ощутимый эффект. Как показывает эксперимент, серийный насос с
азотной ловушкой способен сохранить около 40 % максимально
возможной быстроты действия в плоскости впускного отверстия при
скорости обратного потока менее 1  10-10 г/(см2  мин), что
практически не отличается от скорости испарения рабочей жидкости.
Подчеркнём, что требования минимизировать обратный поток и
сохранить приемлемую по технико-экономическим критериям
быстроту действия антагонистичны.

Рис. 2.17. Относительные значения обратного потока
и быстроты откачки на различных расстояниях от плоскости впускного
отверстия насоса (D – диаметр впускного отверстия)

Приведём ещё несколько практических соображений.
Эксплуатационные сбои способны полностью дискредитировать даже
самые удачные проекты. Наиболее частыми причинами аварийного
«взлёта» обратного потока являются:
- «случайное» превышение наибольшего выпускного давления;
- длительная эксплуатация насоса в режиме перегрузки;
- неправильный запуск насоса;
- нарушение штатной процедуры обезгаживания.
125

Рис. 2.18. Обратный поток паров рабочей жидкости пароструйного насоса
с азотными ловушками различных типов как функция
его быстроты откачки

Введение внутренних блокировок и защитных устройств при
проектировании вакуумной системы важно в той мере, насколько
квалифицирован обслуживающий персонал. Наихудший вариант
аварийной ситуации – прорыв воздуха в систему через форвакуумную
магистраль при работающем пароструйном насосе. Поэтому в
форвакуумной
магистрали
должны
быть
задействованы
быстродействующие предохранительные клапаны, управляемые
вакуумметрами с адекватной скоростью срабатывания.
В интервале давлений от минимального до ~ 10-2 Па соударения
молекул газа и пара играют незначительную роль, и обратный поток
не зависит от впускного давления. В интервале 10-2 - 10-1 Па он
начинает очень медленно увеличиваться. При переходе насоса в
режим максимальной производительности и тем более перегрузки
обратный поток, как правило, резко возрастает (рис. 2.19). Для
большинства пароструйных насосов этот переход происходит при
давлении ~ 10-1 Па и сопровождается падением быстроты действия.
126

Физически это означает прекращение штатного функционирования
верхнего сопла. Сколь-нибудь продолжительная, более нескольких
секунд, эксплуатация насоса в этом режиме недопустима. Именно
столько времени длится переходный процесс в хорошо
отрегулированных вакуумных системах на базе пароструйных
насосов. Высоковакуумный затвор открывают после достижения
предварительного разрежения ~ 10 Па. Следовательно, давление на
входе в пароструйный насос в начале переходного процесса скачком
возрастает до этой величины. Но уже через несколько секунд оно
падает не менее чем на два порядка.
Измерения, результаты которых представлены на рис. 2.19,
сделаны при размещении коллектора обратного потока в
непосредственной близости от верхнего сопла. Если бы коллектор был
установлен в плоскости впускного отверстия, как это предусмотрено
стандартами, результаты эксперимента были бы существенно иными:
измеренный обратный поток оказался бы в 10 – 100 раз меньше!

Рис. 2.19. Обратный поток в режиме газовой перегрузки насоса Ду900

При предварительном прогреве насоса наблюдается сходная
картина. Правда, существование обратного потока максимальной
величины в этом случае растягивается до нескольких минут, а его
127

амплитуда увеличивается в несколько раз в сравнении со
стационарным значением (рис. 2.20). При давлениях, превышающих
40 Па, в зависимости от диаметра и длины соединительных
трубопроводов возможно даже формирование потока паров рабочей
жидкости, направленного вспять (в пароструйный насос). Этот
«обращённый» поток в известной степени блокирует начальный
обратный поток из пароструйного насоса и предотвращает вынос
загрязнений из механического насоса газовым потоком, идущим из
напускного клапана. Для типовых вакуумных систем подобные
ситуации, однако, маловероятны.
Ещё один источник углеводородных загрязнений – работающий
форвакуумный насос. Поэтому продолжительность его подключения к
высоковакуумной системе должна быть минимально возможной.
Клапан предварительной откачки необходимо перекрывать тотчас
после достижения стартового разрежения пароструйного насоса.

Рис. 2.20. Области резкого роста обратного потока

Для откачки систем с рабочим давлением 1 – 10 Па
механический насос иногда предпочтительнее включать лишь
периодически. Для этой цели достаточно иметь клапан и вакуумметр.
Режим периодической откачки позволяет уменьшить суммарное
количество масла, диффундирующего в систему, снизить его среднюю
128

температуру в форвакуумном насосе и соответственно давление его
насыщенных паров.
Для измерения первичного обратного потока в насосах, не
содержащих экранов и ловушек, используют простейшую схему
(рис. 2.21). Конденсат рабочей жидкости, накапливающийся на
стенках, стекает в пристеночный жёлоб и в течение нескольких дней
аккумулируется в коллекторе.

Рис. 2.21. Схема измерения обратного потока:
1 – насос; 2 – ионизационный манометрический преобразователь;
3 – измерительная камера; 4 – коллектор

Как видно из рис. 2.22, результаты непродолжительного,
длящегося менее трёх суток эксперимента могут привести к
неправильной оценке, поскольку они определяются в большей степени
состоянием поверхности измерительной камеры, а не истинной
скоростью обратного потока.
При наличии в насосе экрана и/или азотной ловушки измерить
обратный поток столь простым способом невозможно. Поскольку его
скорость чрезвычайно мала, коллектор необходимо вначале охладить:
охлаждение
предотвращает
реиспарение
накапливающегося
конденсата. В качестве коллектора используют алюминиевую фольгу,
находящуюся в хорошем тепловом контакте с днищем азотного
резервуара (рис. 2.23). Для получения надёжных результатов
129

измерения продолжают несколько суток и даже недель. Массу
конденсата, накопленного на коллекторе, определяют взвешиванием
фольги до и после опыта.

Рис. 2.22. Зависимость зафиксированного обратного потока от
продолжительности измерений для насоса Ду150 (без ловушки) при
различном начальном состоянии поверхности измерительной камеры:
1 – поверхность покрыта плёнкой рабочей жидкости;
2 – поверхность осушена

Один из экспериментов по вышеописанной методике
проиллюстрирован рис. 2.24. Скорость обратного потока, вычисленная
по его результатам, близка к 3,5  10-10 г/(см2  мин). Стенки камеры над
сечением А-А (см. рис. 2.23) свободны от видимых следов конденсата.
«Нулевой» обратный поток (чёрные точки на оси абсцисс) отражает
тот
очевидный
физический
факт,
что
в
равновесных
термодинамических условиях скорости конденсации и реиспарения
паров рабочей жидкости на поверхности одинаковы, и её накопления
на коллекторе не происходит.
Особого внимания заслуживает анализ парциального состава
остаточных газов в камерах, откачиваемых пароструйными насосами с
130

азотными ловушками. Порог чувствительности масс-спектрометров,
используемых для этой цели, не должен превышать 10-7 Па.

Рис. 2.23. Схема измерения обратного потока в насосе с азотной ловушкой:
1 – воздушный клапан; 2 – ионизационный манометрический
преобразователь; 3 – коллектор; 4 – азотная ловушка

Результаты масс-спектрометрических измерений, проделанных с
помощью прогретого масс-анализатора, могут быть весьма далеки от
истины вследствие конденсации паров рабочей жидкости на стенках и
электродах анализатора. Должно пройти несколько эксплуатационных
недель, прежде чем измеренный масс-спектр и реальный парциальный
состав остаточных газов станут совпадать.
131

Рис. 2.24. Результаты измерений массы конденсата рабочей жидкости для
эксперимента по рис. 2.23: точками на оси абсцисс показаны
результаты измерений при неохлаждаемом коллекторе

На рис. 2.25 представлены примеры масс-спектрометрического
анализа остаточной газовой среды в системах, откачиваемых крупным
и небольшим пароструйными насосами с разными рабочими
жидкостями. Особо высокие пики на масс-спектре (рис. 2.25а),
отвечающие компонентам 16, 19 и 35, отражают аппаратную
специфику масс-анализатора, пик водорода не показан. Характерными
для рабочей жидкости DC-705 являются пики, отвечающие массовым
числам 50, 51, 52, 77, 78. Симптоматично, что на уровне высокого
вакуума (масс-спектр на рис. 2.25б) пики, характерные для рабочей
жидкости Santovac-5, очень малы. Не менее серьёзны метрологические
проблемы, вызванные конденсацией паров рабочей жидкости на
внутренней поверхности корпусов, штенгелей и манометрических
преобразователей. В наибольшей степени это замечание справедливо
по отношению к легкоконденсируемым фракциям рабочих жидкостей
с большой молекулярной массой.

132

а

б
Рис.2.25. Масс-спектры остаточных газов в непрогретых камерах,
откачиваемых разными насосами: а - насосом Ду900 с рабочей жидкостью
DC-705, давление в камере 2,5  10-7 Па; б - насосом Ду50 с рабочей
жидкостью Santovac-5, давление в камере 6,5  10-5 Па

В заключение обратим внимание на ещё один потенциально
возможный механизм формирования обратного потока
–
поверхностной миграции молекул рабочей жидкости. Современные
масла, характеризующиеся значительными силами поверхностного
натяжения
(~ 3  10-2 Н/м и более), аутофобны, т.е. не обладают
133

способностью растекаться по собственному монослою на
металлической поверхности. Тем не менее они могут перемещаться
вдоль поверхности «молекулярными скачками» по механизму
поверхностной диффузии. Теоретические оценки, однако, показывают,
что скорость такого перемещения крайне мала: молекула жидкости
DC-705, к примеру, пройдёт путь в 1 см в лучшем случае за неделю.
Эта оценка сделана для комнатной температуры при следующих
предположениях: энергетические константы для процессов испарения
и поверхностной диффузии для жидкости DC-705 соответственно 117
и 67 кДж/моль; длина и длительность скачка 10 Å, 0,1 с; все скачки
ориентированы в одном направлении.
Все это позволяет сделать вывод, что поверхностная диффузия
при использовании современных рабочих жидкостей не оказывает
практического влияния на формирование обратного потока.
2.6. Дополнительные проектные и эксплуатационные
характеристики
2.6.1. Критерии проектирования и оптимизации
В технических условиях изготовители пароструйных насосов
обычно приводят номинальную быстроту действия, предельное
остаточное давление, производительность, предельно допустимое
давление в форвакуумной магистрали и, иногда, скорость обратного
потока рабочей жидкости в плоскости впускного отверстия насоса.
Существуют и другие характеристики, которые можно рассматривать
как критерии оптимизационного проектирования и выбора насоса для
конкретного применения. При необходимости эти характеристики
могут быть улучшены, но лишь в ущерб другим. Рассмотрим их более
подробно.
Быстрота действия на единицу площади впускного отверстия
(удельная быстрота действия). Рассматривается как показатель
эффективности функционального использования площади впускного
отверстия насоса. По своей физической сути удельная быстрота
действия идеального насоса тождественна объёмному потоку газа,
падающему на единицу поверхности откачиваемой камеры в условиях
термодинамического равновесия разреженного газа со стенками. По
своей численной величине она вряд ли может превышать половинное
значение
аналогичной
характеристики
идеального
насоса
134

(гипотетического насоса, откачивающего все газовые молекулы,
падающие на впускное отверстие).
Мощность, потребляемая насосом в режиме максимальной
производительности без газовой перегрузки при оптимальном
согласовании с форвакуумным насосом. В современных насосах она
составляет 1 кВт на 160 Па  л/с.
Отношение максимальной производительности к наибольшему
выпускному давлению насоса. Определяет минимально допустимую
величину быстроты действия форвакуумного насоса.
Максимальная степень сжатия по водороду и гелию.
Современные насосы характеризуются довольно широким интервалом
значений этого показателя: от 3  102 до 2  106 (водород) и от 103 до 107
(гелий).
Быстрота действия по водороду и гелию. Превышает
аналогичный показатель для воздуха примерно в 1,2 раза.
Соотношение скорости испарения рабочей жидкости при
комнатной температуре и скорости обратного потока рабочей
жидкости для насоса без ловушки. Для современных насосов,
имеющих охлаждаемые колпачки над верхним соплом, это
соотношение близко к единице.
Отношение давления насыщенных паров рабочей жидкости при
комнатной температуре к предельному остаточному давлению
насоса, не имеющего криогенных ловушек. Для насосов, в которые
залита хорошо очищенная рабочая жидкость без следов термического
крекинга, это отношение также близко к единице.
Отношение наибольшего выпускного давления к давлению паров
кипящей рабочей жидкости в кипятильнике. При оптимальном
температурном режиме кипятильника это отношение близко к 0,5.
Оптимальной считают температуру рабочей жидкости чуть ниже
порога её термического разложения.
Соотношение внутреннего диаметра и габаритной высоты
насоса. Для достижения компактности это соотношение обычно
выбирают чуть более оптимального, отвечающего получению
наилучших значений некоторых характеристик. Минимальных
значений оно достигает для насосов малых диаметров. Интервалы его
численных значений для отечественных насосов составляют: для
серии НД: 0,45 (Ду250) ÷ 0,56 (Ду630); для серии НВДМ: 0,28 (Ду250)
÷ 0,5 (Ду400).
Стабильность давления на плато рабочей диаграммы насоса.
135

Этот фактор оценивают процентным отличием текущего значения
впускного давления от его средней величины. Нестабильность
впускного давления обычно присуща малым насосам; кроме того, она
наблюдается при откачке лёгких газов. Её вызывают, скорее всего,
флюктуации давления паров рабочей жидкости в кипятильнике,
связанные с неоднородностью процессов кипения в малых объёмах
жидкости при фиксированных значениях площади теплообмена и
вводимой мощности.
Чувствительность к колебаниям мощности, подводимой к
рабочей жидкости. Эти колебания могут быть вызваны
неконтролируемыми вариациями мощности нагревателя, потока
водяного охлаждения и температуры хладагента. Современные насосы
малочувствительны к подобным колебаниям.
Чувствительность к уровню рабочей жидкости (см. п. 2.6.2).
2.6.2. Потери рабочей жидкости
Уровень рабочей жидкости в кипятильнике правильно
сконструированного насоса не нуждается в точном контроле - вполне
допустимо его отклонение от номинала до ± 30%. Если уровень
занижен на бóльшую величину, не исключены частичный переход к
плёночному кипению и перегрев поверхности кипятильника. Если
подобная
ситуация
достаточно
продолжительна,
возможна
деформация плиты кипятильника, в первую очередь в больших
насосах. При этом центральная область плиты поднимается над
поверхностью жидкости, что ведёт к дальнейшему перегреву и потере
теплового контакта между электронагревателями и плитой. Потеря
контакта, в свою очередь, может вызвать повреждение нагревательных
элементов. Если же уровень рабочей жидкости существенно
превышен, в процессе кипения не исключены её вспенивание и
частичный заброс в форвакуумный патрубок.
Наряду с обратным потоком возможны и другие причины
эксплуатационных потерь рабочей жидкости. К ним относятся:
- продолжительная работа насоса при максимальной
производительности и тем более газовой перегрузке;
- случайный прорыв в насос плотной высокоскоростной
воздушной струи независимо от её направления;
136

- ускоренное испарение рабочей жидкости вследствие
нерационально подобранного распределения температуры в
кипятильнике.
При малых газовых нагрузках, использовании современных
рабочих жидкостей, квалифицированной эксплуатации правильно
спроектированные насосы работоспособны в течение многих лет без
долива и замены рабочей жидкости. На одном из ускорителей
зафиксирована десятилетняя эксплуатация пароструйного насоса без
вмешательства оператора. Очень крупные насосы комплектуют
средствами контроля уровня рабочей жидкости. Для уменьшения её
потерь в форвакуумных линиях устанавливают защитные экраны.
2.6.3. Кипятильник
Существенное влияние на производительность насоса, его
максимальное выпускное давление и состояние рабочей жидкости
оказывают теплофизические процессы в кипятильнике. Удобным
способом оценки этого состояния может служить сопоставление
предельного остаточного давления насоса и давления насыщенных
паров рабочей жидкости при комнатной температуре. Рис. 2.26
иллюстрирует взаимосвязь предельного остаточного давления и
температуры масла в кипятильнике для наиболее распространённых
рабочих жидкостей при типичных для пароструйного насоса условиях:
выпускном давлении ~ 60 Па и давлении масляных паров внутри
паропровода 150 – 200 Па. Видно, что при увеличении температуры
масла свыше 250 С рабочие характеристики насоса, в частности
предельное остаточное давление, ухудшаются. Значит, применять
масла с очень низким давлением насыщенных паров бесполезно,
поскольку в рабочем режиме в кипятильнике придётся поддерживать
повышенную температуру. С другой стороны, именно масла с
пониженным давлением паров при комнатной температуре, к примеру
Santovac-5, необходимы для достижения приемлемых значений
остаточного давления и обратного потока в системах, не имеющих
криогенных ловушек. Иными словами, проектируя кипятильник,
необходимо одновременно удовлетворять взаимно противоречивым
требованиям. Одно из возможных решений этой задачи – оперативное
оптимизационное регулирование интенсивности водяного охлаждения
либо мощности нагревательных элементов.
137

Для обезгаживания конденсата, поступающего в кипятильник,
используют фракционирование. С этой целью днище кипятильника
делят на несколько секций, каждую из которых отдельной трубкой
соединяют с соплом соответствующей ступени паропровода (см.
рис. 2.5). Периферийная секция питает паром вертикальное сопло
третьей ступени и эжектор, а центральная секция – верхнее сопло.
Проходя лабиринт от периферийной секции к центральной, конденсат
обезгаживается и в значительной степени освобождается от летучих
фракций. Благодаря этому в центральную секцию, питающую паром
верхнее сопло, попадает самая чистая компонента, содержащая
минимальное количество поглощённых газов и продуктов
термического разложения рабочей жидкости.

Рис. 2.26. Давление насыщенных паров различных рабочих жидкостей при
комнатной температуре и предельное остаточное давление
водоохлаждаемого насоса для этих жидкостей в зависимости от
температуры кипятильника

2.6.4. Флюктуации давления
Иногда в системах, откачиваемых пароструйными насосами,
наблюдаются флюктуации давления (рис. 2.27). Их амплитуда вблизи
впускного отверстия может достигать ± 1 %. Флюктуации происходят
из-за внезапного выделения газа внутри или вне насоса. Их причинами
138

непосредственно в полости насоса могут быть: нестабильное кипение
рабочей жидкости в кипятильнике; локальное кипение в паропроводе;
малая степень сжатия лёгких газов; попадание капель рабочей
жидкости в сопла; переохлаждение торцевой зоны верхнего сопла,
приводящее к разрыву паровой струи; течи в районе кипятильника.
Внешними источниками спонтанного выброса газа в систему могут
быть: пузырьки газа, выделяющиеся из эластомерных уплотнителей;
капли рабочей жидкости, аккумулируемые экраном; повышенное
давление лёгких газов в форвакуумной магистрали; газовая перегрузка
насоса; размораживание криоловушек; взрывоподобное разрушение
ледяных плёнок на внутренней поверхности криоловушек.

Рис. 2.27. Флюктуации давления работающего пароструйного насоса

Одна из наиболее вероятных и легко распознаваемых причин
флюктуаций давления – нестабильное кипение рабочей жидкости. Оно
вызывает изменения плотности паровой струи, быстроты действия и
степени сжатия для лёгких газов. Чрезмерно интенсивное кипение
приводит к разбрызгиванию рабочей жидкости. Попадая в сопла,
капли частично закупоривают их, что и приводит к броскам давления.
Экран над кипятильником предотвращает такие явления. Компрессию
по лёгким газам можно повысить, увеличив мощность нагревателя и
количество ступеней.
Среди внешних причин всплесков давления доминирует
выделение газовых пузырьков из эластомерных уплотнителей.
Возможен также частичный захват пузырьков масляной плёнкой на
стенках. Поскольку давление в пузырьках постепенно возрастает, в
конечном итоге они разрывают плёнку, и газ выбрасывается в камеру.
Наибольшее внимание в этом контексте необходимо обращать на
139

рациональное исполнение канавок под уплотнитель. Дестабилизирует
процесс откачки и образование пара при попадании брызг рабочей
жидкости на торцевую поверхность верхнего сопла. Этот эффект может
приводить к кратковременному изменению быстроты действия насоса.
2.7. Экраны и ловушки
Экраны, размещённые над насосом и имеющие комнатную
температуру, лишь защищают манометрический преобразователь от
прямого попадания паров рабочей жидкости. На предельное
остаточное давление они не влияют. Водоохлаждаемые экраны
снижают скорость реиспарения находящегося на них конденсата,
уменьшая плотность паров рабочей жидкости между экраном и
ловушкой. Вариации температуры современных рабочих жидкостей
вблизи комнатной на 20 С изменяют давление их паров примерно на
порядок, соответственно меняется и скорость испарения. Уменьшение
плотности пара приводит к снижению частоты молекулярных
столкновений и, следовательно, к росту вероятности пролёта паровых
молекул через ловушку без столкновения с охлаждёнными
поверхностями.
Действие криогенных ловушек основано на двояком эффекте.
Они выступают, во-первых, в качестве барьера для потока паров из
насоса в вакуумную камеру. Одновременно они выполняют ту же
функцию по отношению к потоку конденсирующихся паров из камеры
в насос. Именно последний эффект оказывает определяющее влияние
на предельное остаточное давление, прежде всего благодаря откачке
водяных паров, содержание которых в непрогретых системах может
достигать 90 %. По существу, охлаждение ловушек в таких системах в
2 – 3 раза увеличивает быстроту действия по водяному пару.
Показательна в этом смысле масс-спектрометрическая аппаратура для
контроля герметичности: ловушка защищает масс-анализатор
течеискателя от загрязнений со стороны тестируемых объектов, а не от
обратного потока пароструйного насоса.
Существенно иные функции выполняют охлаждаемые
(«холодные») колпачки, окружающие верхнее сопло насоса. Они
уменьшают обратный поток паров рабочей жидкости в 50 и более раз.
Для насосов средних размеров колпачки обычно изготавливают из
меди.
Конструктивное
исполнение
колпачков
в
ходе
совершенствования насосов претерпело эволюцию (рис. 2.28).
140

Охлаждение колпачков осуществляют путём лучистого теплосъёма
или теплопередачи через опоры, находящиеся в тепловом контакте с
водоохлаждаемым
корпусом
насоса,
используют
также
принудительное водяное охлаждение с помощью трубчатого змеевика.
Пары рабочей жидкости конденсируются на холодной поверхности
колпачка и каплями возвращаются в насос.

Рис. 2.28. Конструктивные схемы «холодных» колпачков

2.7.1. Охлаждаемые колпачки и экраны
Как видно из рис. 2.29, колпачки эффективны, если их
температура не превышает 80 С. Ход представленных кривых
определяется углом раствора паровой струи верхнего сопла. Колпачок
должен иметь хорошую теплоизоляцию от сопла и отстоять от его
торца на расстоянии, исключающем накопление в зазоре очень вязкой
рабочей жидкости.
Характер влияния «холодных» колпачков на быстроту действия
зависит от размеров насоса (рис. 2.30). В малых насосах установка
колпачков приводит к её уменьшению из-за сокращения площади
впускного отверстия. В крупных насосах, напротив, колпачки
несколько увеличивают быстроту действия. Этот эффект вызван
«обрезанием» направленных вверх фрагментов паровой струи, что
141

увеличивает вероятность захвата струёй газовых молекул, влетающих
в насос.

Рис. 2.29. Обратный поток как функция температуры колпачка

Скорость обратного потока в насосах, имеющих «холодные»
колпачки, может быть измерена по стандартной методике. Такие
измерения, однако, достаточно продолжительны, особенно в случае
колпачков с развитой периферийной областью. Альтернативный метод
– прямое отслеживание траекторий молекул, составляющих обратный
поток, с помощью устройства (аналога оптической камеры) – обскуры
(рис. 2.31). Располагая информацией о пространственном
распределении плотности обратного потока, можно эффективно
использовать так называемые полупроницаемые галоэкраны (см. поз.
3 на рис. 2.18). Почти полностью подавляя обратный поток, они в то
же время сохраняют достаточно высокой быстроту действия: как
видно из рис. 2.18, она близка к 60 % от предельно возможной, что
является очень хорошим показателем.
Наиболее распространены всё же «оптически не проницаемые»
экраны, называемые так из-за их непрозрачности для светового
потока. Чтобы пройти через такой экран, молекуле, независимо от
начального направления её движения, необходимо хотя бы однократно
столкнуться с поверхностью. Для откачиваемого газа такой экран
представляет собой лишь некоторое сопротивление. А для паров
рабочей жидкости экран почти непреодолим: в результате
142

столкновений молекул с его поверхностью пары конденсируются, и
конденсат под действием силы тяжести возвращается в насос.

Рис. 2.30. Влияние колпачков на быстроту действия насосов
разного диаметра: единице на оси ординат отвечает
насос без колпачка

Рис. 2.31. Определение пространственного распределения обратного потока
143

Используемые экраны имеют различное конструктивное
исполнение. Их основные параметры – габариты, газокинетическая
проводимость, рабочая температура и стоимость.
Данные о коэффициентах проводимости экранов различной
конфигурации широко опубликованы. Для типовых экранов эти
коэффициенты представлены на рис. 2.32.

Рис. 2.32. Коэффициент проводимости K экранов различной
конфигурации

Экраны могут иметь водяное охлаждение либо поддерживаться
при
температуре
окружающей
среды.
Первый
вариант
предпочтительнее, поскольку он гарантирует примерно вдесятеро
меньшую скорость реиспарения конденсата рабочей жидкости. Дело в
том, что температура неохлаждаемого экрана в насосе составляет 30 –
40 С, тогда как водоохлаждаемый экран имеет температуру примерно
на 20 С ниже. Между тем на каждые 20 градусов падения
температуры вблизи комнатной давление насыщенного пара
большинства веществ как раз и уменьшается примерно в десять раз.
Тепловая нагрузка на экран невелика, так что расход воды на его
охлаждение минимален. На практике удобно использовать единый
последовательный контур водяного охлаждения: экран – верхняя часть
144

насоса. Для охлаждения экранов используют также фреоновые
рефрижераторы, позволяющие добиться дальнейшего снижения
скорости реиспарения. К сожалению, при этом значительно возрастает
вязкость рабочей жидкости, что препятствует её возврату в насос. При
отрицательных температурах (ниже минус 40 С) рабочие жидкости в
большинстве своём замерзают.
Сравнительно малым весом и габаритами обладают шевронные
экраны, но, к сожалению, для них характерен небольшой коэффициент
проводимости. При конструировании экрана индивидуального
назначения целесообразно стремиться к равенству его проводимости и
быстроты действия насоса, для которого этот экран предназначен. В этом
случае результирующая быстрота действия уменьшается лишь вдвое.
2.7.2. Азотные ловушки
Ловушки, охлаждаемые жидким азотом, появились на ранней
стадии развития пароструйных насосов, когда в качестве рабочей
жидкости использовалась исключительно ртуть. Хотя давление
насыщенных паров ртути при комнатной температуре составляет
~ 2,5  10-1 Па, предельное остаточное давление правильно
сконструированного парортутного насоса близко к 10-3 Па. Применяя
для вымораживания ртутных паров ловушки, охлаждаемые жидким
азотом, остаточное давление удаётся снизить до 10-5 Па.
Принципиальной необходимости использовать столь низкие
температуры для конденсации ртутных паров нет. Достаточно сказать,
что давление насыщенных паров ртути уже при минус 40 С ниже 2,5 
10-4 Па. Просто жидкие азот и воздух оказались практически
универсальными криогенными жидкостями, нашедшими применение
не только в вакуумной технике.
На фоне высокого давления ртутных паров эффекты, связанные
с влиянием водяного пара, во внимание не принимались. Когда же
вместо ртути стали использовать маслá, применение азотных ловушек
позволило ещё на порядок снизить предельное остаточное давление.
Это
стало
результатом
одновременной
конденсации
на
криоповерхности и масляных, и водяных паров.
С переходом на рабочие жидкости с очень низким давлением
насыщенного пара использование азотных ловушек приносит уже не
столь внушительный эффект. Он обусловлен лишь увеличением в 2 – 3
145

раза суммарной быстроты откачки водяных паров, которая
складывается из двух компонент – быстроты откачки собственно
насоса и кратно превышающей её быстроты конденсационной откачки
криоповерхностей ловушки. Результатом является примерно
трёхкратное падение остаточного давления в камере.
Типичны два компоновочных варианта размещения азотных
ловушек. Один из них – установка ловушки в полости вакуумной
камеры. Ловушка может быть выполнена в виде криопанели,
сферической или цилиндрической колбы либо трубчатой конструкции
(рис. 2.33а). Другой вариант – оптически непроницаемый экран,
охлаждаемый до криогенной температуры (рис. 2.33б).

Рис. 2.33. Конструктивные схемы охлаждаемых ловушек (а) и
экранов (б)

Ловушка, установленная непосредственно в камере на
достаточном расстоянии от стенок, эквивалентна встроенному
криогенному насосу с удельной быстротой действия по водяному пару
около
11 л/(ссм2). Недостаток этого варианта выявляется при
напуске в камеру атмосферного воздуха. В этом случае ловушка
должна быть предварительно отогрета до комнатной температуры или
изолирована специальным клапаном для предотвращения конденсации
влаги из воздуха.
146

Функция криоэкранов – защита вакуумной камеры от попадания
рабочей жидкости. Такие экраны действуют как криогенные насосы
для любых конденсирующихся газов, включая углеводородные
примеси. Правильно сконструированные экраны, охлаждаемые
жидким азотом, характеризуются обратным потоком порядка 1  10-10
г/(см2  мин). Названная скорость обратного потока измерена
непосредственно над экраном, причём само измерительное устройство
также охлаждено для предотвращения реиспарения. Поток такой
величины не следует, однако, рассматривать как непрерывно
аккумулируемый откачиваемой камерой, поскольку он может быть
затем поглощён этой же ловушкой. Потенциально скорость
поглощения углеводородных загрязнений ловушкой больше скорости
обратного потока. Тем не менее даже оптически не проницаемые
охлаждаемые ловушки не гарантируют абсолютной защиты камеры от
обратного потока: существует маловероятная (но не нулевая!)
возможность взаимных столкновений и переориентации масляных
молекул, в результате чего они пройдут ловушку без соударений с
холодной поверхностью.
Масляные пары при столкновении молекул с холодной
поверхностью
конденсируются
почти
со
100-процентной
вероятностью. Поэтому рост парциального давления углеводородов в
системах с азотными ловушками даже после двух-трёхмесячной
эксплуатации весьма незначителен.
Азотные ловушки непосредственно над насосом применимы,
если первичный обратный поток лимитируется холодным колпачком
либо галоэкраном. Это делает возможной непрерывную эксплуатацию
системы примерно в течение одного года. К концу этого срока
существенно падает уровень рабочей жидкости в кипятильнике либо
затрудняется её поглощение в азотной ловушке. Для продления
ресурса между насосом и ловушкой устанавливают оптически не
проницаемый экран. Правда, его установка приводит к снижению
проводимости и соответственно к уменьшению примерно на 30 %
быстроты действия насоса по неконденсируемым газам. Общим при
проектировании экранов и ловушек остаётся требование «двойного
максимума»: максимума быстроты действия насоса и максимума
защиты камеры от паров рабочей жидкости. Окончательные
инженерные решения предопределяются назначением проектируемой
системы. Типичная компоновочная схема защитного блока «экран ловушка» представлена на рис. 2.34.
147

Весьма важны условия первичного охлаждения азотной
ловушки. Для лучшей защиты от обратного потока в ловушку
желательно заливать жидкий азот лишь после достижения высокого
вакуума (~10-3 Па). Это приводит, однако, к заметной криосорбции
конденсируемых газов и повышению предельного остаточного
давления. Если критичен второй фактор, ловушку целесообразно
охлаждать после достижения остаточного давления ниже 10-5 Па.

Рис. 2.34. Схема функционирования охлаждаемой ловушки и экрана:
 первичный обратный поток, формирующийся в результате
расширения паровой струи;    вторичный обратный поток
как результат межмолекулярных столкновений (*) в расширяющейся
паровой струе;      тепловое движение молекул

В пароструйных насосах с азотными ловушками при заливке
жидкого азота либо непосредственно после неё иногда наблюдают
специфическую форму обратного потока. Он фиксируется в виде
микрокапель рабочей жидкости, летящих от ловушки, и
сопровождается флюктуациями давления. Количество рабочей
жидкости, которое в результате попадает в вакуумную систему, может
на порядки превысить величину, характерную для квазистационарного
148

обратного потока. Его причина – растрескивание замёрзшей плёнки
рабочей жидкости из-за различия коэффициентов термического
расширения самой плёнки и металлической поверхности. Запас
упругой энергии, накопленный в плёнке, достаточен для придания её
фрагментам высокой скорости. В последующем эти фрагменты
испаряются, вызывая броски давления (рис. 2.35). Растрескивание
возникает во многих ловушках традиционных конструкций. Для его
устранения
подбирают
геометрические
конфигурации,
минимизирующие остаточные механические напряжения в замёрзших
плёнках, и придают криоповерхностям специальный микропрофиль.

Рис. 2.35. Броски давления в системе с азотной ловушкой: стрелками
зафиксированы периоды наполнения ловушки жидким азотом

Ловушки нецелесообразно размещать слишком близко к
«незащищённым» насосам. По возможности следует использовать
экраны или «холодные» колпачки. Эти устройства существенно
уменьшают первичный обратный поток и снижают скорость
формирования твердофазного конденсата рабочей жидкости.
Ловушки, имеющие сменные детали, необходимо периодически
чистить. Частота этих процедур зависит от давления насыщенных
паров рабочей жидкости и, возможно, от скорости накопления
конденсата иных веществ, например водяного пара (для ловушек,
работающих в режиме непрерывного охлаждения).
Плёнки замёрзшего конденсата толщиной менее 1 мкм не
подвержены растрескиванию. Поэтому на практике предпочтительны
ловушки с увеличенной площадью криоповерхностей, бóльшей
ёмкостью накопителя жидкого азота и, благодаря этому, с более
продолжительным эксплуатационным ресурсом (рис. 2.36, 2.37). К
149

примеру, разборная ловушка, показанная на рис. 2.36, без дозаливки
жидкого азота способна работать около 24 ч.

Рис. 2.36. Разборная азотная ловушка длительного действия
с расширенной криоповерхностью

Рис. 2.37. Температурная эволюция криоповерхностей азотной
ловушки: ТП-1, ТП-2, ТП-3 – термопары
150

Если ловушку периодически отогревают (к примеру, на
выходные дни), то при повторном охлаждении необходимо следовать
двум правилам. Во время и непосредственно после заливки жидкого
азота высоковакуумный затвор целесообразно держать закрытым.
Этим предотвращают попадание в вакуумную камеру фрагментов
растрескивающейся плёнки конденсата и продуктов десорбции. А
через некоторое время после повторного охлаждения ловушки затвор
необходимо открыть.
2.8. Эксплуатация
2.8.1.Эксплуатационные особенности
Подведем итоги, касающиеся особенностей эксплуатации
пароструйных насосов. В целом эти насосы сравнительно просты в
использовании и обычно не вызывают затруднений при эксплуатации,
не содержат подвижных механических деталей, для их работы
необходимы лишь электропитание, водяное охлаждение и чистая
рабочая жидкость. Повреждение сопел и неправильная сборка
паропровода могут отрицательно повлиять на быстроту действия и
обратный поток рабочей жидкости. Элементом рутинного контроля
должна быть также проверка мощности, подводимой к кипятильнику.
Температура воды на выходе канала охлаждения должна быть в
пределах 40 – 75 С. Если в насос залиты высококачественные рабочие
жидкости, в течение длительного периода эксплуатации достаточно
контролировать лишь их уровень. При использовании дешёвых масел
необходима периодическая чистка насоса и замена рабочей жидкости.
Наиболее вероятными причинами быстрого ухудшения вакуумнофизических свойств масел и их интенсивной потери являются перегрев
и превышение допустимых впускного и выпускного давлений.
На любом этапе эксплуатации недопустимо превышение
наибольшего выпускного давления насоса!
В вакуумных системах, в которых нет клапанов, напуск
атмосферного воздуха не должен производиться со стороны
выпускного отверстия насоса.
Высоковакуумные затворы пароструйных насосов необходимо
открывать медленно во избежание газовой перегрузки. Если типовой
технологический процесс на одном или нескольких этапах
осуществляется вблизи точки перегрузки, проводимость входного
151

тракта (патрубок, экран, ловушка, затвор) должна быть разумно
минимизирована. Например, в напылительных установках с давлением
1 – 10 Па между камерой и пароструйным насосом устанавливают
дросселирующий клапан.
Экраны и ловушки, а, при их отсутствии, пароструйные насосы
должны быть самыми холодными частями вакуумной системы. В
противном случае пары рабочей жидкости будут мигрировать к
холодным частям рабочей камеры. Азотные ловушки необходимо
периодически отогревать, чтобы предотвращать формирование слоя
замёрзшего конденсата рабочей жидкости. Следует избегать прямого
попадания теплового потока на криогенные поверхности ловушек.
Замедленный темп откачки бывает обычно вызван чрезмерной
газовой нагрузкой. Об этом свидетельствует повышенное давление в
форвакуумной магистрали. Считается нормальным, если при росте
впускного давления в пароструйном насосе до 0,1 – 10 Па давление в
форвакуумной магистрали повышается до 25 – 35 Па. Но затем оно
быстро снижается, если давление в откачиваемой камере падает ниже
5  10-2 Па. Таким образом, синхронные рост и падение впускного и
выпускного давлений пароструйного насоса – надёжный индикатор
«нормальности» эксплуатационного режима. Если же давление в
форвакуумной магистрали устойчиво превышает нормальное, причину
следует искать в повышенной газовой нагрузке либо в появлении течи
в любой части вакуумной системы.
Источников повышенной газовой нагрузки в камере может быть
два: десорбционные потоки (газовыделение) и течи. Десорбционные
потоки присущи всем элементам: собственно камере, изделию,
фиксирующим и крепёжным деталям и приспособлениям,
внутрикамерному технологическому оборудованию и т.п. Продукты
газовыделения – преимущественно водяной пар, но могут быть также
и летучие компоненты пластмасс и смазочных материалов. И течи, и
газовыделение оказывают аналогичное влияние на темп откачки и
предельное остаточное давление. Для того чтобы их различать,
необходимы специальные контрольные операции, причём они должны
проводиться комплексно: и в пустой камере, и с фиксирующими
приспособлениями, и с изделием.
После наладки пароструйные насосы обычно не требуют
особого внимания. Однако для гарантированного обеспечения
эксплуатационной безопасности необходим их периодический
контроль. С помощью простых профилактических мер легко избежать
152

дорогостоящих простоев и проведения ремонтных операций. В
частности, необходимы ежедневная фиксация рабочих характеристик
насоса и вакуумной системы в целом. Их изменения – однозначное
свидетельство о необходимости корректирующих действий оператора.
Интервал между контрольными осмотрами зависит от типа вакуумной
системы, режима её эксплуатации и области применения. Как правило,
он определяется эмпирически. К числу обязательных периодических
операций относятся чистка насоса и замена рабочей жидкости. В
крупных насосах для этой цели предусматривают специальные
патрубки (рис. 2.38).

Рис. 2.38. Насос с патрубком для замены рабочей жидкости:
1 – заливная трубка; 2 – смотровое стекло для контроля уровня
рабочей жидкости; 3 – сливная трубка

2.8.2. Энергетические показатели
Ни одному пароструйному насосу нельзя «приписать»
единственную жёстко рекомендуемую величину подводимой
мощности: каждой группе рабочих характеристик отвечает её
оптимальный уровень. Вместо того чтобы недоумевать по случаю
внезапного дрейфа параметров действующего насоса при изменении
напряжения в электрической сети либо замене масла, целесообразнее
153

внимательно проанализировать графические зависимости влияния
мощности кипятильника на эксплуатационные характеристики насоса
(рис. 2.15).
С теплофизических позиций паспортное значение напряжения
следует расценивать лишь как некую номинальную величину.
Реальный ход тепловых процессов в насосе зависит от многих
трудноконтролируемых факторов. В их числе плотность прилегания
нагревателя к плитке кипятильника, излучательная способность
внешней поверхности паропровода, интенсивность охлаждения
конденсирующейся рабочей жидкости и др. Применение рабочей
жидкости с меньшим давлением насыщенных паров, к примеру, даст
тот же эффект, что и понижение мощности. Быстрота действия при
переходе на различные рабочие жидкости будет меняться на  10 % в
зависимости от конструктивных особенностей насоса. Наиболее
чувствительна к вариациям мощности максимальная газовая нагрузка.
Принято считать, что при номинальном напряжении электрической
сети 220 В его «плавание» в пределах от 208 до 240 В приведёт к
изменениям рабочих характеристик насоса не более чем на 14 %.
Поскольку большинство технических систем имеет эксплуатационный
запас по крайней мере 20 %, подобные изменения вполне приемлемы.
Серьёзные нарушения не исключены лишь в условиях газовой
перегрузки.
Однотипные насосы не могут быть абсолютно одинаковыми и
иметь одни и те же характеристики. Всегда возможны некоторый
разброс от насоса к насосу и эксплуатационные различия даже
применительно к одному насосу. Но большинство рабочих параметров
правильно
сконструированных
пароструйных
насосов
не
обнаруживают существенной зависимости от небольших колебаний
подводимой мощности, уровня рабочей жидкости, температуры и
расхода хлад- агента. Единственное исключение составляет степень
сжатия, очень сильно зависящая от плотности паровых потоков. В
особенности это касается гелия. На практике допускают 10процентное отклонение фактических параметров от паспортных
значений.
Наиболее рационален непрерывный режим эксплуатации
пароструйных насосов. Это минимизирует десорбционные потоки,
избавляет от рутинных процедур включения-выключения и, что
особенно важно, исключает броски обратного потока, неизбежные на
стартовом этапе формирования паровых струй.
154

При малых газовых нагрузках и в режиме холостого хода для
снижения энергозатрат целесообразно уменьшать подводимую к
насосу мощность. В этих целях нагреватели часто выполняют
секционированными. На производствах, где большие газовые потоки
исключены, многие пароструйные насосы работают на половинной
мощности.
Температура стенок паромасляных насосов некритична,
поскольку коэффициент конденсации паров современных рабочих
жидкостей в эксплуатационных условиях близок к единице. Поэтому
основная функция охлаждающего насос водяного потока – отвод
тепла, выносимого на стенки струями пара. Оно составляет около 80 %
энергопотребления насоса. Остальная мощность рассеивается в
окружающем воздухе. И лишь очень небольшая её часть расходуется
на сжатие откачиваемого газа, поскольку даже в режиме
максимальной производительности его массовый поток крайне мал.
Циркулирующий поток водяного охлаждения должен быть
направлен сверху вниз, с тем чтобы температура стенок в верхней зоне
насоса была наименьшей, а вблизи днища – наибольшей. С одной
стороны, это позволяет достичь минимального предельного давления в
камере, а с другой – добиться эффективного обезгаживания
конденсата рабочей жидкости, стекающего в кипятильник. Оборотная
система водяного охлаждения должна быть рассчитана на утилизацию
80 % потребляемой мощности. Температура воды на выходе из
змеевика по санитарно-гигиеническим нормам и требованиям техники
безопасности не должна превышать 55 С.
Аналогичный подход справедлив при проектировании и в
процессе эксплуатации пароструйных насосов с принудительным
воздушным охлаждением. Если насос с воздушным охлаждением
установлен в термоизолированном боксе, к вентилятору необходимо
подавать охлаждённый воздух.
2.8.3. Эксплуатационная безопасность насосов
В штатных эксплуатационных режимах пароструйные насосы
представляют собой надёжные, простые и эффективные средства
получения высокого вакуума. Но для достижения наилучших
практических результатов весьма полезно отчётливое осознание
присущих им недостатков, проявляющихся главным образом в
области высоких впускных давлений.
155

За исключением ртути рабочие жидкости в той или иной
степени чувствительны к тепловому воздействию. Пороговым в этом
смысле считают кратковременную работу насоса при впускном
давлении
50 Па: масло в этом случае сохраняет вакуумно-физические свойства,
и его потери невелики. Но стационарная откачка при таком и более
высоком давлении вызывает быструю потерю жидкости. То же
происходит при перегреве. Повышение давления до нескольких
сотен паскалей вблизи рабочей температуры при включённом
нагревателе недопустимо. В наибольшей степени это касается
углеводородных жидкостей, даже кратковременный контакт которых с
воздухом приводит к их термическому разрушению. Силиконовые
жидкости обладают гораздо большей устойчивостью к окислению, но
и они разрушаются при длительном воздействии давления и
температуры, превышающих рабочие. Определённое сочетание
температуры и давления воздушной среды вызывает воспламенение и
взрыв большинства рабочих жидкостей. Эти взрывы обычно не
приводят к разрушению рабочих камер. Но они чреваты внезапным
открытием шлюзов и повреждением высоковакуумных клапанов, что
отмечалось в большинстве случаев, когда в перегретый насос попадал
воздух.
В заключение подчеркнём категорическую необходимость
использования в вакуумных системах, особенно крупных, таких
средств обеспечения безопасности, как термореле, защитные клапаны
и средства регулирования уровня рабочей жидкости.
Вопросы для самоконтроля
1. Принцип
действия
пароструйного
насоса.
Причины
агрегатирования пароструйных и механических форвакуумных
насосов.
2. Основные факторы, влияющие на быстроту действия
пароструйных насосов.
3. Основные требования к рабочим жидкостям пароструйных
насосов.
4. Какие факторы влияют на наибольшее рабочее давление
пароструйного насоса?
156

5. Критерии выбора форвакуумного насоса, работающего в
агрегате с пароструйным.
6. Основные источники обратного потока в пароструйных
насосах.
7. Вид кривой противодавления для пароструйных насосов.
Влияние мощности кипятильника.
8. Способы борьбы с обратным потоком рабочих жидкостей.
9. Главный императив при работе пароструйных насосов.

157

3. МОЛЕКУЛЯРНЫЕ И ТУРБОМОЛЕКУЛЯРНЫЕ НАСОСЫ
3.1. Общие сведения
В кинетических молекулярных (МН) и турбомолекулярных
(ТМН) насосах газовым молекулам придают импульс в направлении
откачки при их соударении с движущейся поверхностью. Кинетический
вакуумный насос – механический насос, в котором импульс движения
молекулам газа передаётся таким образом, что газ непрерывно
перемещается от входа к выходу насоса. Вакуумный турбонасос кинетический насос, в котором импульс движения газовым молекулам
передаётся от вращающихся твёрдых поверхностей.
Турбомолекулярные насосы по существу представляют собой
осевые компрессоры разреженного газа. Их развитие шло путём
адаптации традиционных инженерных решений компрессорного
машиностроения к условиям вакуума. С этой целью математически
моделировали молекулярный перенос в системе чередующихся
вращающихся и неподвижных рабочих колёс. Позднее возобладала
тенденция к конструктивному объединению в едином корпусе и на
одном валу молекулярных и турбомолекулярных ступеней.
Интеграция проточной части позволила в 10 – 100 раз увеличить
степень сжатия и существенно повысить предельно допустимое
выпускное давление, вплоть до атмосферного. Это дало
комбинированным
насосам
важные
преимущества
перед
пароструйными и криогенными.
Позволим себе небольшое отступление. Так уж распорядилась
история, что многие открытия и достижения в области вакуумной
техники принадлежат не инженерам, а учёным-экспериментаторам:
физикам, электротехникам, химикам, работавшим над различными
проблемами. Этот факт возымел многоликие последствия. Назовем
некоторые из них.
Нередко инженеры, осваивая высоковакуумные технологии,
испытывают концептуальные затруднения, во-первых, в понимании
закономерностей молекулярного течения и, во-вторых, в сопряжении
потока разреженного газа и вязкостного потока. Между тем осознание
сходства и тонких различий между этими явлениями – непременная
предпосылка принятия наиболее эффективных технических решений.
Вводя в практику новые принципы и технические приёмы,
авторы, наверняка, не задумываются об их терминологической
158

адекватности уже существующим понятиям и категориям в
родственных областях машиностроения, механике сплошных сред и,
особенно, гидромеханике. Конкретный пример. Турбомолекулярный и
пароструйный насосы имеют во многом сходные характеристики.
Однако понятие «компрессия» (степень сжатия) устойчиво связывают
именно с турбонасосами, но крайне редко упоминают по отношению к
насосам пароструйным.
Наиболее значимый и наглядный пример неадекватности и даже
утраты физической содержательности понятия, пришедшего в
вакуумную технику из механики сплошных сред, связан с термином
«давление». В классической физике это понятие отражает абсолютную
однородность газового континуума: векторное поле молекулярных
скоростей в любой его точке представляет собой сферу, и движение
молекул в любом направлении равновероятно. Между тем в
молекулярном режиме это отнюдь не так: во многих случаях
пространственный годограф молекулярных скоростей может
кардинально отличаться от сферы. Например, если хотя бы одна из
граней куба, заполненного разреженным газом, полностью поглощает
падающие на неё молекулы. В этом случае молекулярные траектории
окажутся совсем не равновероятными, тогда как для описания газа
внутри куба будут без каких-либо оговорок продолжать использовать
термин «давление».
В этой же цепочке нашёл отражение ряд других специфических
«вакуумных» терминов и категорий, совсем по-иному трактуемых в
механике сплошных сред. Приведём лишь отдельные примеры.
- зависимость быстроты действия насоса от впускного давления
(вместо функциональной связи давления и массовой скорости потока
на входе в насос);
- предельно допустимое давление в форвакуумной магистрали
(вместо
вышеназванного
функционала
применительно
к
форвакуумному насосу) и т.п.
Не случайно вот уже четыре десятилетия технические комитеты
по стандартизации прилагают немалые усилия по уточнению
формулировок таких понятий, как «предельное остаточное давление»,
«наибольшее выпускное давление в форвакуумной магистрали»,
«максимальный газовый поток», «единица измерения вакуума» и т.п.
Терминология,
непривычная
для
профессионального
инженерного сообщества, нередко искажает причинно-следственные
связи и затрудняет формулирование оптимизационных идей.
159

Генезис
турбомолекулярных
насосов
оказался
более
естественным, поскольку механизм откачки изначально был описан на
профессиональном понятийном уровне. Но даже и в этом случае не
удалось сразу добиться полной феноменологической ясности. К
примеру, почему при давлении свыше 10-1 Па быстрота действия
начинает резко падать, и чем вызвана необходимость поочерёдного
размещения статорных и роторных рабочих колёс. Нередко при
проектировании проточной части не обосновывают быстроту действия
каждой ступени и допускают некорректные расчётные упрощения.
В целом же турбонасосы за более чем полвека практического
освоения получили широкое признание как гибкие и удобные средства
высоковакуумной откачки. Уместно даже говорить о наступлении
второго активного периода их качественного развития. Его
результатом станет появление новых высокоэффективных вариантов.
В современной практике наибольшее распространение получили
турбонасосы четырёх модификаций:
- многоступенчатые турбомолекулярные насосы с осевой
ориентацией откачиваемого газового потока;
- молекулярные насосы (как правило, типа Хольвека);
- гибридные насосы с модифицированными рабочими колёсами
на разных ступенях проточной части;
- комбинированные насосы, сочетающие в одном корпусе
турбомолекулярные осевые и дополнительные молекулярные ступени.
3.2. Молекулярные насосы
Физическая идея молекулярных насосов принадлежит В. Геде
(1912). Их откачивающее действие основано на придании газовым
молекулам импульса в направлении откачки, передаваемого
быстродвижущейся твёрдой поверхностью. В пароструйных насосах
эту функцию выполняет струя пара.
Принцип действия молекулярного насоса легко понять,
анализируя векторное поле скоростей газовых молекул в зазоре между
вращающимся ротором и корпусом насоса (рис. 3.1). При близком к
атмосферному давлению газа и малой линейной скорости ротора
откачки практически нет. Возникающий у поверхности ротора
«кинетический» градиент давления и сопутствующий ему газовый
поток в направлении откачки компенсируется встречным (обратным)
потоком газа на некотором удалении от поверхности. И, напротив, в
160

молекулярном режиме, если линейная скорость поверхности
соизмерима с тепловой скоростью молекул, каждое соударение с
ротором придаёт молекулам «откачивающий» импульс.

Рис. 3.1. Векторное поле скоростей в молекулярном насосе Геде:
вверху – молекулярный режим течения; внизу – вязкостный режим

Первые варианты молекулярных насосов заметно разнились
конструктивным исполнением рабочего органа (рис. 3.2, 3.3). В
насосах Геде и Хольвека – это роторы, в насосе Зигбана – диск.
Насосы имеют вращающуюся поверхность, линейная скорость
которой сопоставима с тепловыми скоростями газовых молекул.
Исключение составляет насос Зигбана, поверхность спиральных
канавок которого вблизи оси вращения имеет существенно меньшую
скорость.
161

Рис. 3.2. Первые модификации молекулярных насосов:
а – насос Геде (1912); б – насос Зигбана (1927);
в – насос Хольвека (1923)

Насос Геде выпускался в промышленных масштабах с 1913 г.
Его основу составлял вращающийся ротор с неглубокими (4 – 5 мм)
кольцевыми пазами (канавками), в которые входят статорные выступы
(стрипперы) (см. рис. 3.3); зазор между цилиндрическими
поверхностями ротора и статора около 0,1 мм. Последовательное
соединение входных и выходных отверстий соседних канавок
примерно пропорционально увеличивает компрессию насоса. При
162

скорости вращения ротора около 8000 об/мин и давлении в
форвакуумной полости ~ 5 Па предельное остаточное давление насоса
~10-2 Па, а максимальная быстрота действия близка к 1,4 л/с
(вдесятеро больше, чем у вращательного ртутного насоса!). Несмотря
на неплохие характеристики, широкого распространения насос Геде в
то время не получил из-за технологических сложностей получения
очень малого радиального зазора между ротором и статором и
эксплуатационных трудностей: случайное попадание в зазор твёрдых
частиц, например осколков стекла, либо износ подшипников
приводили к аварии.

Рис. 3.3. Схематическое изображение молекулярного насоса
Геде: стрелками показан газовый поток

Рабочий орган насоса Зигбана – узкий стальной диск,
спиральные канавки глубиной от 1 до 22 мм прорезаны на внутренних
поверхностях статора. При скорости вращения диска 3700 об/мин
предельное остаточное давление насоса не превышает 7 10-5 Па;
быстрота действия чуть более 70 л/с.
163

В насосе Хольвека ротор представляет собой цилиндрический
барабан, а откачным каналом служат винтовые канавки,
выфрезерованные на внутренней поверхности статора. При
радиальном зазоре между ротором и статором 0,025 мм и
форвакуумном давлении от 104 до 1 Па степень сжатия насоса ~ 7  107.
Увеличение зазора вдвое снижает её до 2 107.
Быстрота действия первых молекулярных насосов была
невелика из-за трудностей изготовления высокооборотных рабочих
органов. Прошло около 50 лет, прежде чем молекулярные насосы
приобрели статус промышленных.
Характеристики молекулярных насосов сильно зависят от
режима течения в откачном канале. Как видно из рис. 3.1, в
молекулярном режиме обратный поток газа весьма незначителен, и
насос способен поддерживать высокую степень сжатия. Правда,
разность выпускного и впускного давлений в этом режиме крайне
мала.
В вязкостном режиме картина обратная. Под действием
градиента давлений в откачном канале формируется обратный поток,
ограничивающий компрессию. Но разность давлений между
выпускной и впускной зонами существенно возрастает.
Некоторые затруднения вызывает «логика» определения числа
ступеней молекулярного насоса. В вязкостном режиме перепад
давления между выходом и входом насоса пропорционален вязкости
откачиваемого газа, линейной скорости ротора, длине откачного
канала и квадрату его высоты. Поэтому предпочтительнее говорить о
градиенте давления при заданной скорости ротора, чем о степени
сжатия ступени. В молекулярном режиме степень сжатия
пропорциональна линейной скорости ротора и длине откачного канала
и обратно пропорциональна его высоте, с увеличением молекулярной
массы газа она возрастает экспоненциально. На практике ни одно из
этих соотношений не выдерживается из-за течей вдоль откачного
канала. Для сопоставления характеристик насосов необходимо знать
длины откачных каналов и линейные скорости роторов.
3.2.1. Сводные характеристики
Ротор современного молекулярного насоса представляет собой
вращающийся цилиндрический стакан с открытым нижним торцом
(рис. 3.4). Линейная скорость рабочих поверхностей близка к средней
164

тепловой скорости молекул воздуха при комнатной температуре.
Ротор размещают между коаксиальными цилиндрическими
поверхностями статора, снабжёнными винтовыми канавками.
Молекулы откачиваемого газа движутся вдоль канавок сначала сверху
вниз с внешней стороны ротора, затем снизу вверх в его полости.
Такое конструктивное решение обеспечивает «многоступенчатое»
сжатие откачиваемого газа. Степень сжатия зависит от зазора между
рабочими поверхностями ротора и статора. Этот зазор, определяясь
технологическими возможностями, должен быть минимальным.

Рис. 3.4. Конструктивная схема современного молекулярного насоса
165

Степень сжатия современных молекулярных насосов достигает
109 (N2); 104 (He); 103 (H2); их выпускное давление составляет 1000 –
5000 Па (рис. 3.5). Разработаны также специализированные насосы с
выхлопом в атмосферу. Так, фирма Edwards по специальным заказам
выпускает комбинированные турбомолекулярные насосы с быстротой
действия 50 и 100 л/с, имеющие выхлоп непосредственно в атмосферу.
Для них требуются, однако, прецизионные аэростатические
подшипники с очень малыми зазорами. Такие подшипники не только
трудны в изготовлении, но и ненадёжны из-за возможного повреждения
микронными частицами металла и пыли, попадающими в зазор.

Рис. 3.5. Типовая рабочая диаграмма молекулярного насоса

Высокое выпускное давление даёт молекулярным насосам ряд
важных преимуществ. Одно из них – малые габариты необходимых
форвакуумных насосов, другое – подавление миграции паров смазочных
масел. Наконец, высокое выпускное давление позволяет использовать в
паре с молекулярными безмасляные форвакуумные насосы.
Молекулярные насосы используют во многих видах
технологического оборудования при умеренных требованиях к
быстроте откачки в интервале рабочих давлений 10-4 – 10 Па. Они
применимы и при откачке камер сравнительно большого объёма. Как
166

видно из кинетической кривой на рис. 3.6, оптимальное условие
перехода к откачке молекулярным насосом в этом случае –
достижение в камере давления ~ 100 Па. Более раннее включение
молекулярного насоса лишь замедлит процесс вакуумирования,
поскольку при впускном давлении, превышающем 100 Па,
молекулярный насос будет вести себя как дополнительное
сопротивление. В стационарном режиме давление на входе в
молекулярный насос необходимо поддерживать не выше 10 Па.

Рис. 3.6. Кинетика откачки камеры объёмом 650 л вакуумным
агрегатом на основе молекулярного насоса (27 л/с)
и безмасляного форвакуумного насоса (7,5 л/с)

Математический аппарат, описывающий течение газа в каналах
и трубопроводах, примыкающих к движущимся поверхностям,
довольно сложен и выходит за рамки этого издания. Мы обойдёмся
упрощёнными представлениями.
3.2.2. Расчётная модель
Молекулярное течение. Предельная быстрота действия
молекулярного насоса лимитируется площадью поперечного сечения,
проводимостью откачного канала и линейной скоростью ротора. При
расчёте молекулярных насосов нередко пренебрегают обратным
167

перетеканием газа из зоны нагнетания в зону всасывания через щель
между ротором и стриппером. В реальности это завышает расчётную
величину степени сжатия на несколько порядков по сравнению с
истинным значением.
Для более ясной интерпретации механизма откачки и выявления
доминирующих факторов приведём расчётные соотношения для
быстроты действия и степени сжатия простейшей модификации
молекулярного насоса (см. рис. 3.3). Её расчетной моделью будем
считать кольцевую трубку постоянного сечения длиной L  D ,
вращающуюся вокруг геометрического центра в собственной
плоскости (D - диаметр кольца). Выделим по длине трубки малый
участок х. Координату его центра обозначим через х. Стационарный
газовый поток на этом участке Q определим как разность между
прямым потоком Qпр, формируемым движущимися стенками (Qпр = S0
P, где S0 – максимальный объёмный поток; P – среднее давление в
выделенном участке), и обратным потоком Qобр, порождаемым
разностью давлений между его торцами Р.
Объёмный поток S0 приближённо можно определить как
произведение площади поперечного сечения откачного канала F0 на
линейную скорость трубки V (S0 = F0 V). Если движется только часть
поверхности трубки, для расчёта S0 вводят весовой коэффициент,
например отношение движущейся части поверхности к полной.
Обратный поток можно записать в виде Qобр  U 0 P / x, где U 0 –
проводимость трубки единичной длины.
Используя введённые обозначения, можно записать
P
Q  S0 P  U 0
(3.1)
x
или, переходя к дифференциалам,
dP
Q  S0 P  U 0
.
(3.2)
dx
Решая это уравнение при очевидных граничных условиях Р = Р1
при х = 0 и Р = Р2 при х = L, получим:
- давление в произвольном сечении канала с координатой х
P  (Q S0 ) 1  exp (S0 x / U 0 )  P1 exp (S0 x / U 0 ) ;
(3.3)
- давление в конце канала при х = L
168

P2  (Q S0 ) 1  exp (S0 L / U 0 )  P1 exp (S0 L / U 0 ) ;

(3.4)

- быстроту действия на входе в канал
S1  S0  P2 P1  exp (S0 L / U 0 ) 1  exp (S0 L / U 0 ) .

(3.5)

При Р1 = Р2 быстрота действия максимальна (S1 = S0).
Когда быстрота действия равна нулю (например, закрыт входной
клапан), достигается наибольшая степень сжатия:
Kmax  P2 P1  exp (S0 L / U0 ) .
(3.6)
Из формулы (3.6) следует, что наибольшая степень сжатия
растёт с увеличением молекулярной массы газа и снижением его
температуры.
Использование формулы (3.6) даёт завышенные результаты.
Дело в следующем. Если принимать во внимание обратный переток
газа, то исходным при расчёте максимальной степени сжатия должно
стать уже не предположение о нулевом газовом потоке через насос, а
его представление в виде суммы двух потоков: текущего через
откачной канал и текущего через зазор. При этом необходимо иметь в
виду, что поток, обтекающий статорный выступ в насосе Геде либо
текущий между смежными канавками в насосе Хольвека, вызван не
существующим перепадом давлений, а «кинетическим» напором,
действующим прямо на движущейся поверхности. Ситуацию можно
уподобить двум последовательно включённым насосам, так что
истинная величина компрессии будет определяться главным образом
соотношением
площадей
поперечного
сечения
собственно
откачивающего канала и совокупной площадью всех «зон перетока».
Не случайно в расчёте на один кольцевой контур малые и средние
насосы диаметром 5 – 10 см имеют реальную степень сжатия около 50,
тогда как формулой (3.6) она предсказывается близкой к 106.
Наряду с неизбежными перетечками простейшую расчётную
модель искажают и другие причины. Для молекулярных насосов
характерна очень небольшая быстрота действия, порядка нескольких
литров в секунду. Поэтому, даже если входной клапан закрыт, из-за
газовыделения со стенок откачного канала у впускного отверстия
будет поддерживаться давление ~ 10-4 Па, несмотря на
предшествующую многочасовую вакуумную тренировку насоса. Ещё
один физический эффект возникает, если линейная скорость ротора
169

превышает тепловую скорость молекул. В этом случае в откачиваемом
газовом потоке возникают концентрационные неоднородности: перед
стриппером образуется зона уплотнения, а за ним – зона разрежения.
Вязкостное (ламинарное) течение. Аналогичные соотношения
могут быть получены для вязкостного режима. Проводимость канала в
этом режиме, как известно, линейно зависит от давления. Для канала
круглого сечения она пропорциональна четвёртой степени диаметра и
обратно пропорциональна вязкости газа и длине канала. Быстроту
действия канала прямоугольного сечения можно выразить в форме
(3.7)
S   h V   3 hdP /  dx ,
где  , h – высота и ширина канала;  – вязкость газа.
Когда результирующий поток через канал равен нулю, т.е.
прямой и обратный потоки одинаковы по величине, то
(3.8)
 h V   3 hdP /  dx
или
(3.9)
dP   V dx/ 2 .
Интегрируя уравнение (3.9) и переходя к количественным
соотношениям, перепад давлений в расчёте на один кольцевой контур
выразим в форме
Pmax  6  V h /  3 .
(3.10)
Здесь линейные размеры выражены в см, скорость – в см/с и вязкость
– в пз.
Формула (3.10) получена в предположении, что периметры
движущихся и неподвижных секций насоса равны. Соотношение
(3.10) даёт хорошее совпадение с результатами измерений, что
составляет 200 – 400 Па на один кольцевой контур.
3.2.3. Эксплуатационные характеристики
Сопоставим расчётные выкладки с экспериментальными
результатами (рис. 3.7 – 3.10). В ходе эксперимента измеряли рабочие
характеристики насоса со следующими основными параметрами:
диаметр ротора - 9,4 см; длина откачного канала - 22 см; максимальная
линейная скорость ротора
- 250 м/с; высота вращающейся
поверхности ротора - 0,5 см; зазор между вращающейся поверхностью
170

и статором - 0,2 мм. Измерения проводили в переходном режиме
течения.

Рис. 3.7. Степень сжатия одноконтурного
молекулярного насоса в функции выпускного давления

Результаты измерений подтверждают выводы, сделанные при
анализе
упрощённой
модели.
Максимальная
компрессия
одноконтурного насоса равна 16 и получена для откачного канала с
наибольшей площадью поперечного сечения (рис. 3.7). Однако, как
видно из этого рисунка, при повышенном выпускном давлении каналы
меньшего сечения дают относительно бóльшую компрессию. Это
легко объяснимо, поскольку в узких каналах менее интенсивен
обратный поток.
При окружных скоростях ротора, приближающихся к тепловым
молекулярным скоростям, степень сжатия стабилизируется (рис. 3.8).
Это неявно следует из соотношения (3.6), поскольку с увеличением
скорости ротора течение в канале эволюционизирует к переходному и
даже вязкостному, увеличивая его проводимость. Степень сжатия по
лёгким газам меньше, поскольку проводимость откачного канала
выше, а влияние «кинетического подпора» слабее (рис. 3.9).
171

Рис. 3.8. Степень сжатия одноконтурного молекулярного насоса
в функции угловой скорости ротора

Рис. 3.9. Степень сжатия трёхконтурного молекулярного насоса
по разным газам в функции выпускного давления
172

Степень сжатия по индивидуальным газам определяют, вводя
чистый газ в выпускной патрубок и измеряя его парциальное давление
на входе. Эта методика, однако, не приемлема, если в выпускном
патрубке присутствует смесь газов и поддерживается вязкостный
режим, так что вычленение «парциальной» компрессии становится
невозможным. Значения быстроты действия по различным газам
близки (рис. 3.10). Их близость прямо вытекает из формулы (3.4),
поскольку и максимальный объёмный поток, и единичная
проводимость U 0 одинаковым образом зависят от молекулярной
массы.

Рис. 3.10. Быстрота действия трёхконтурного молекулярного
насоса в функции впускного давления

Обратим внимание: наличие даже небольшого натекания (~ 1 %)
в канал с движущимися стенками резко уменьшает компрессию (рис.
3.11). По оси абсцисс на рис. 3.11 отложено отношение радиуса канала
r к длине свободного пробега газовых молекул ; в качестве параметра
выбрана относительная длина канала L/r. При расчёте принято, что
линейная скорость ротора равна средней тепловой скорости молекул.
На рис. 3.12 аналогичные зависимости представлены для кольцевого
канала с круглым поперечным сечением. Принято, что плоский
роторный диск входит в канал на 3/4 его диаметра.
173

Рис. 3.11. Степень сжатия, рассчитанная для
цилиндрического канала с течью (1) и без неё (2)

Рис. 3.12. Расчётные значения степени сжатия для
кольцевого канала при различных условиях течения
174

Описанные эксперименты и расчёты полезны при отборе
наиболее рациональных компоновочных схем комбинированных
турбомолекулярных насосов и оценке их важнейших параметров:
быстроты действия, степени сжатия, предельного устойчивого
перепада
давлений,
максимальной
производительности
до
наступления перегрузки, потребляемой мощности и т.п.
Обсуждавшиеся выше эффекты, и прежде всего уменьшение
компрессии с ростом давления, отражают общие свойства
компрессоров и вакуумных насосов.
3.3. Турбомолекулярные насосы
3.3.1. Принцип функционирования
Современные турбомолекулярные насосы (ТМН) появились в
начале 60-х гг прошлого века после опубликования теоретической
модели осевого компрессора, работающего в разреженном газе.
Вскоре несколько вакуумных фирм приступили к проектированию
промышленных турбонасосов. Несмотря на молекулярный режим на
входе, ТМН с концептуальных позиций рассматривают как
модификацию осевого компрессора. Дополнительным аргументом в
пользу такого подхода служит то обстоятельство, что вследствие
очень высокой компрессии режим течения в выходных ступенях далёк
от молекулярного. При одинаковых размерах с компрессорами других
типов осевые, как правило, обладают наибольшей объёмной
производительностью. Силы, действующие на ротор со стороны
перекачиваемого газового потока, строго симметричны, их
«автоматический» баланс позволяет разогнать ротор до высоких
скоростей. Если линейную скорость роторных лопаток поддерживать
близкой к скорости звука в воздухе, высокую скорость легко придать и
перекачиваемому газу. Благодаря высокоскоростным роторам осевые
компрессоры компактны и легки, что послужило причиной их
широкого использования в авиационных реактивных двигателях.
Степень сжатия осевых компрессоров вблизи атмосферы от 3 до 5. По
этому параметру 10-ступенчатый осевой компрессор эквивалентен
одноступенчатому центробежному.
В основе молекулярных, турбомолекулярных и пароструйных
насосов лежит общая физическая идея. В сравнении с пароструйными
ТМН отличает более протяжённый путь, который проходят молекулы
до получения механического импульса.
175

Рис. 3.13. Турбомолекулярный насос осевого типа
(показаны статорный и два роторных диска)

Осевой
турбокомпрессор
представляет
собой
набор
чередующихся роторных и статорных дисков, снабжённых лопатками
заданной пространственной ориентации (рис. 3.13). В высоком
вакууме степень сжатия одной ступени примерно на порядок выше,
чем при обычных давлениях. К примеру, используя набор из 10 пар
роторных и статорных дисков, можно получить хороший
высоковакуумный насос. К тому же из-за экстремально низкой
плотности откачиваемого газа в насосе может быть применён
малогабаритный двигатель, весьма малы силы, действующие на диски
и отдельные лопатки, отсутствует необходимость в придании
последним аэродинамической обтекаемости.
ТМН имеют ещё одно значительное преимущество перед
вакуумными насосами других типов, включая молекулярные и
пароструйные: в них нет конструктивных элементов, оказывающихся
попеременно в зонах высокого и низкого вакуума. В пароструйных
насосах рабочая жидкость обязательно проходит через зону
форвакуума, насыщаясь при этом газом. Поэтому приходится
создавать условия для её обезгаживания, прежде чем она войдет в зону
формирования верхней паровой струи. И, напротив, в стационарном
режиме эксплуатации и роторный, и статорный диски
176

турбомолекулярных насосов находятся в газовой среде постоянного
давления. Это обстоятельство особенно важно в условиях
сверхвысокого вакуума, поскольку оно исключает негативный процесс
сорбционно-десорбционной
нестационарности,
нарушающий
устойчивость вакуумирования.
В индустрии высокого вакуума турбомолекулярные насосы
появились в 1958 году. По конструктивно-технологическому
исполнению они походили на молекулярные насосы и имели
массивные толстые диски с узкими щелями для формирования
молекулярного потока. Примерно 10 лет спустя были разработаны
лопаточные конструкции. Гибридные и комбинированные насосы
появились в 1985 году.
Для ясного представления принципов функционирования ТМН
используют несколько логических моделей. Одна из них – передача
импульса в направлении откачки при соударении наклонённой
движущейся лопатки с газовыми молекулами. Такой процесс
достаточно эффективен, если скорость лопатки и тепловая скорость
молекул сопоставимы. Другая модель – вытеснение молекул в
направлении откачки из виртуального объёма в полости насоса,
который занимает вращающаяся лопатка. И, наконец, передачу
импульса можно представить как движение в неподвижном газе
однорядной
шевронной
ловушки,
имеющей
повышенную
проводимость в одном направлении и пониженную – в
противоположном. Используя эту модель, процесс откачки можно
рассматривать как результат некоего броуновского движения, причём
используемый математический аппарат тождествен применяющемуся
при вычислении проводимости экранов.
3.3.2. Основы проектирования
Пусть лопатки роторных дисков движутся сверху вниз (рис.
3.14). Сопоставляя траектории молекул, отражающихся от их
поверхности, легко показать существование результирующего
молекулярного потока, направленного слева направо. Действительно,
молекула, падающая на лопатку «на входе» (рис. 3.14а), может
вылететь вправо (угол 3) и с меньшей вероятностью вернуться назад
(угол 1), тогда как молекула, падающая на лопатку «на выходе» (рис.
3.14б), имеет преимущественный шанс вернуться назад (угол 1).
177

Таким образом, система движущихся наклонных лопаток формирует
молекулярный поток, направленный слева направо.
Для достижения наибольшей быстроты действия лопатки на
входе в насос должны представлять собой возможно более открытую
структуру (типа однорядной шевронной ловушки, обладающей
максимальной проводимостью). Поэтому наклон лопаток по
отношению к оси насоса желательно иметь минимальным. Но для
повышения компрессии угол наклона, напротив, необходимо
увеличивать. Эти противоречивые требования приводят к
заключению, что угол наклона лопаток на входе в насос должен быть
малым, в последующих же ступенях он должен возрастать. В
идеальном варианте каждое рабочее колесо должно иметь свою
геометрию лопаток. На практике высоту лопаток и угол их наклона,
как правило, меняют один – два раза (рис. 3.15), хотя с развитием
станков с ЧПУ уже появились насосы, в которых геометрия каждой
ступени индивидуальна. Число ступеней определяется требованиями к
степени сжатия. Обычно количество пар роторных и статорных дисков
в промышленных насосах выбирают в пределах от 9 до 13.

Рис. 3.14. Расчётная схема формирования молекулярных траекторий
в работающем ТМН ( откачиваемый газ течёт слева направо)
178

Рис. 3.15. Конструктивная схема проточной части ТМН:
Р – роторный диск

Выразим теперь основные вакуумные характеристики ТМН
через его конструктивные параметры: средний диаметр лопатки D;
частоту вращения рабочего колеса n (об/с); длину l и угол наклона
лопатки к плоскости колеса ; число лопаток z и их толщину t. Для
наглядности используем вышеупомянутую модель вытеснения,
рассматривая вращающееся лопаточное колесо как пропеллер
самолёта, летящего в неподвижном газе. Вытесняемый им в единицу
времени объём газа будет равен скорости потока в направлении
откачки, умноженной на ортогональную оси проекцию лопаточного
колеса (т.е. площадь «канала» откачки). В свою очередь, скорость
потока равна произведению средней окружной скорости рабочего
179

колеса на частоту его вращения и синус угла наклона лопатки, а
расчётная площадь «канала» откачки – произведению периметра
срединной окружности колеса на длину лопатки и косинус угла её
наклона. Поскольку каждая лопатка имеет физическую толщину,
эффективная площадь «канала» будет меньше расчётной на
величину ztl.
В конечном итоге выражение для быстроты действия примет вид
S  k sin  cos   Dn  D  zt  l ,
(3.11)
где k – коэффициент, зависящий от соотношения окружной скорости
рабочего колеса и тепловой скорости молекул, отношения высоты
лопатки к расстоянию между соседними лопатками, обратного потока
газа и т.п.
При оценке параметров промышленного турбонасоса с углом
наклона лопаток первого ряда 45, предназначенного для откачки
азота или воздуха, коэффициент k близок к 0,6; степень сжатия в
расчёте на роторно-статорную пару такого насоса составляет 5 – 10.
Неизбежен вопрос: «А какова же роль статорного рабочего
колеса?» При вязкостном режиме оно выполняет ту же функцию, что и
диффузор при формировании струи. Поясним эту мысль простым
примером.
Роли статорного колеса в турбомолекулярном насосе и в осевом
компрессоре схожи. Если статор размещён слишком близко к первому
роторному диску или его вообще нет, уже ускоренная первым диском
молекула не сможет приобрести дополнительный импульс под
воздействием второго роторного диска: линейная скорость его лопаток
и скорость газового потока будут почти одинаковы. Ротор, по
существу, будет неподвижен относительно потока.
Обратимся к рис. 3.16, отображающему «спортивную» версию
ситуации. Задача игроков состоит в том, чтобы забросить шайбу на
вершину ледяного холма. Очевидно, что второй игрок должен стоять
там, где его удар сможет придать замедляющейся шайбе
дополнительную скорость. Точно так же статор должен на
минимально возможном расстоянии замедлить поток, сделав его
восприимчивым к ускорению под воздействием ротора второй
ступени. Но при этом проводимость статора должна быть
достаточной, чтобы преобладающая часть молекул могла бы
достигнуть этой ступени. Итак, ротор ускоряет поток, а статор,
замедляя его, делает восприимчивым к ускорению ротором
180

последующей ступени, но уже при большей молекулярной
концентрации. Такая же физическая картина сохраняется и при
молекулярном режиме течения.

Рис. 3.16. Модельное представление функций статора

Механизм откачки и функции роторных и статорных колёс
можно дополнительно пояснить на континуальном уровне, анализируя
распределение концентрации откачиваемого газа в проточной части
(рис. 3.17). Сопоставляя верхнюю часть рис. 3.17 со схемой осевого
компрессора, легко убедиться, что ротор – это крыльчатка, а статор –
экран, в совокупности составляющие одну рабочую ступень.

Рис. 3.17. Распределение молекулярной концентрации
в проточной части осевого ТМН
181

При поверхностном анализе молекулярного переноса в
проточной части нетрудно впасть в искушение отождествлять рабочие
функции роторных и статорных колёс, умозрительно остановив
первые и заставив вращаться в противоположном направлении вторые.
Подобная инверсия, однако, ошибочна, поскольку она чревата
грубыми ошибками при определении числа ступеней. Повторим, что
соседние роторные и статорные колёса следует рассматривать в их
совокупности, т.е. ступенью турбомолекулярного насоса следует
считать роторно-статорную пару. Относительно корпуса насоса и
вакуумных камер на его входе и выходе статор – это пассивный
элемент, экран, «хаотизирующий» газовый поток, с тем чтобы
повысить эффективность следующего за ним ротора. От статоров, в
принципе, можно вообще отказаться, если расстояние между
смежными роторами сделать многократно (на порядок!) бóльшим их
диаметра. Геометрию статорного колеса выбирают такой, чтобы оно
могло выполнять свои функции при минимальной осевой
протяжённости. В последнюю ступень статорное колесо, как правило,
вообще не ставят. Необходимое число ступеней выбирают исходя из
эксплуатационных требований к насосу при откачке водорода.
Причина в том, что тепловые скорости молекул водорода и воздуха
соотносятся как 3,85:1. Поэтому при откачке водорода относительная
линейная скорость лопаток сравнительно мала, и водород
откачивается турбонасосом менее эффективно, чем воздух. Это
справедливо и для пароструйных насосов.
3.3.3. Конструкция и основные характеристики
Современные турбонасосы имеют типовое конструктивное
исполнение (рис. 3.18). Быстрота действия выпускаемых
промышленностью серий 50 – 9000 л /с. Проточную часть составляют
роторные диски, смонтированные на общем валу, и разрезные
статорные диски, закреплённые в корпусе с помощью дистанционных
прокладок. Ротор опирается на два шарикоподшипника и приводится
во вращение высокочастотным электродвигателем. Масло для смазки
подшипников подаётся в обоймы через канал по оси вала из масляного
резервуара под действием центробежных сил (рис. 3.19). Избыточная
смазка стекает в резервуар, способствуя охлаждению двигателя.
Двигатель расположен в форвакуумной полости насоса, что позволяет
182

обойтись без динамических уплотнений вала и исключить потери на
трение в воздухе. Нижняя часть насоса охлаждается водой, возможно
также принудительное воздушное охлаждение. В этом случае
охлаждаемая часть снабжается радиатором.

Рис. 3.18. Поперечный разрез промышленного ТМН

183

Рис. 3.19. Схема подачи масла в подшипники ТМН

Откачные характеристики турбонасосов схожи с аналогичными
характеристиками пароструйных насосов, хотя есть и важные
различия (рис. 3.20, 3.21). График, представленный на рис. 3.21,
явственно выделяет газовую нагрузку, предельную для данного ТМН
(Qmax). При её превышении турбонасос переходит в режим перегрузки,
и предпочтительной становится откачка камеры насосом
предварительного разрежения.
184

Рис. 3.20. Рабочая диаграмма ТМН при различных
значениях быстроты действия форвакуумного насоса

Рис. 3.21. Впускное давление в зависимости от производительности ТМН
(график построен по данным рис. 3.20). Рядом со штриховыми линиями
указана быстрота действия используемого
форвакуумного насоса, л/мин
185

Кратковременная перегрузка не столь драматично ухудшает
характеристики турбонасосов, как насосов пароструйных. Особенно,
если иметь в виду обратные потоки рабочей жидкости. Это различие
предопределяется кинетической энергией, накопленной ротором. Её
запас предотвращает быстрое торможение ротора при росте газовой
нагрузки. Иллюстрацией бóльшей устойчивости высоковакуумных
систем на основе турбонасосов может служить пример с откачкой уже
упоминавшейся камеры объёмом 650 л. После откачки атмосферного
воздуха с помощью безмасляного насоса при давлении 150 Па
открывают высоковакуумный клапан. Газокинетическая постоянная
системы V/S = 2,5 с, так что на четыре порядка меньшее давление в
камере достигается всего за 10 с (рис. 3.22). Открытие
высоковакуумного клапана при давлении, превышающем 150 Па,
лучших результатов не даст. Эффекта откачки в этом случае не будет,
а проточная часть ТМН станет лишь дополнительным сопротивлением
газовому потоку.

Рис. 3.22. Кинетика откачки вакуумной камеры агрегатом на основе ТМН с
быстротой действия 260 л/с и форвакуумного насоса
с быстротой действия 7,5 л/с

Агрегаты на основе турбонасосов могут быть источником
вибрации. Пики колебаний на частотах 60 (50) и 120 (100) Гц связаны
обычно с работой форвакуумных механических насосов. Для их
186

демпфирования между турбомолекулярным и форвакуумным
насосами устанавливают сильфоны. При эксплуатации особо
чувствительного оборудования часть форвакуумной линии помещают
в бетонный блок. Основной причиной вибрации в работающем ТМН
является остаточная неуравновешенность ротора. Допустимый
радиальный дисбаланс ротора в турбонасосах малой и средней
производительности не должен превышать 0,02 мкм (~ 50 атомных
размеров). В осевом направлении его величина примерно на порядок
меньше и определяется точностью используемых подшипников и
степенью рассогласования геометрических осей вала и подшипников.
При очень жёстких требованиях к уровню механических
колебаний входной фланец ТМН присоединяют к камере посредством
виброизоляторов. Этим приёмом достигают примерно 30-кратного
подавления вибрации. Амплитуда колебаний входного фланца ТМН,
присоединённого к камере, как правило, меньше 0,02 мкм.
Исключение составляют случаи резонансной близости собственных
частот колебаний элементов вакуумной системы и их гармоник и
частоты вращения ротора. Турбонасосы с жидкостной смазкой
подшипников должны монтироваться вертикально с верхним
расположением входного фланца. Насосы с «сухой» смазкой могут
иметь произвольную ориентацию в пространстве, включая
расположение входного фланца снизу.
3.3.4. Быстрота действия и компрессия по индивидуальным газам
Определяющее влияние на быстроту действия ТМН оказывают
следующие параметры: диаметр ротора и высота лопаток,
определяющие площадь входного отверстия; линейная скорость
лопаток; угол наклона лопаток первого роторного диска; «аспектовое
соотношение» для роторного диска, т.е. расстояние между лопатками
s, отнесённое к их ширине b.
Высота лопаток для ротора данного диаметра лимитируется
линейной скоростью их основания. При фиксированной геометрии
быстрота действия будет зависеть от скорости вращения. Иначе
говоря, быстрота действия определяется эффективностью захвата
молекул и площадью впускного отверстия насоса. Эффективность
захвата тем выше, чем больше соотношение линейной скорости
лопатки и скорости теплового движения молекул. Поскольку линейная
скорость
ограничена
механической
прочностью
материала,
187

коэффициенты захвата турбонасосом молекул лёгких газов ниже в
сравнении с воздухом. Поэтому быстрота действия турбонасосов по
водороду и гелию обычно на 25 – 30 % меньше, чем по воздуху (рис.
3.23).

Рис. 3.23. Быстрота действия промышленного ТМН
по различным газам в зависимости от впускного давления

В целом ключевой проблемой для ТМН является именно откачка
водорода. Поэтому при проектировании и эксплуатации вакуумных
систем на основе ТМН особое внимание должно уделяться анализу
содержания водорода в откачиваемой камере и в форвакуумной
магистрали. Быстрота действия турбонасоса по водороду зависит от
производительности форвакуумного насоса. Если соотношение
давлений водорода со стороны форвакуума и на входе в турбонасос
станет приближаться к максимуму коэффициента компрессии, быстрота
действия начнёт падать. Сам максимум коэффициента компрессии
отвечает режиму «нулевого» газового потока.
Эта ситуация отвечает эксплуатации турбонасоса в левой части
рабочей диаграммы, где быстрота действия снижается (рис. 3.24).
Подобные явления наблюдаются и в пароструйных насосах, хотя там
они менее заметны. Влияние малых изменений базовых параметров на
быстроту действия турбонасосов можно считать пропорциональным.
188

К примеру, небольшое уменьшение линейной скорости лопаток
приведёт к такому же относительному падению быстроты действия.

Рис. 3.24. Зависимость быстроты действия ТМН
по водороду от максимальной степени сжатия
(параметр К – фактическая степень сжатия)

Редко учитываемый параметр – отношение высоты лопатки к
зазору между её вершиной и корпусом насоса. В малых турбонасосах
зазор близок к 0,3 мм. Его влияние на быстроту действия носит
примерно линейный характер, небольшие изменения зазора на
быстроте действия не сказываются. Тем не менее, поскольку степень
сжатия связана с этим параметром экспоненциальной зависимостью,
зазор следует выбирать минимально возможным.
Зависимость максимальной степени сжатия Kmax от большинства
параметров турбонасосов близка к экспоненциальной (знакомая
аналогия с характеристиками пароструйных насосов). Для грубых
оценок можно использовать выражение
(3.12)
Kmax  exp ( V M ) ,
где  – постоянная, зависящая от угла наклона лопаток и аспектового
отношения s/b. Точками на соответствующих кривых рис. 3.25
отмечены водород, гелий и азот. Нижняя кривая отвечает
189

промежуточному этапу ввода насоса в эксплуатацию, когда угловая
скорость ротора составляет 2/3 от номинала.
Типичные величины максимальной степени сжатия для
промышленных ТМН – 103 (Н2); 104 (Не); 108 – 109 (N2). Для отдельных
модификаций насосов степень сжатия по водороду даже меньше 300.

Рис. 3.25. Типичная зависимость максимальной степени сжатия
промышленных ТМН от молекулярной массы откачиваемого газа

Ещё раз подчеркнём, что эксплуатационные характеристики
сверхвысоковакуумных систем на базе ТМН очень чувствительны к
водороду, содержащемуся в форвакуумной линии. Он может
появиться там из-за пиролиза масла при повышенной температуре в
форвакуумных насосах. Другие источники водорода – патрубки,
кольцевые уплотнения и шланги, изготовленные из резины или
пластмасс, осадки от моющих средств, используемых при очистке,
либо от химических реагентов, применяемых в гальванохимических
операциях, например при никелировании.
Иллюстрацией может служить следующий пример. Пусть
вакуумная камера откачивается двумя последовательно включёнными
турбонасосами, причём в соединяющем их патрубке установлен
термоэлектронный ионизационный манометр. При включении нити
накала давление в откачиваемой камере увеличивается. Причина этого
190

проста. В результате пиролиза и каталитических реакций на
накалённой нити манометр превращается в источник водорода, в
результате чего его парциальное давление резко возрастает. И,
несмотря на относительно высокую быстроту его откачки, водород
будет диффундировать через проточную часть первого турбонасоса в
камеру навстречу откачиваемому газовому потоку.
Интересное явление наблюдается при измерениях компрессии
ТМН по водороду в присутствии других газов. Если в патрубок,
соединяющий два последовательно включённых турбонасоса, вводить
более тяжёлый газ, например азот либо аргон, компрессия по водороду
возрастает. Подобный эффект замечен и в пароструйных насосах.
Более тяжёлый газ, таким образом, усиливает эффект откачки
водорода, что происходит, скорее всего, из-за роста вероятности
захвата лёгких молекул. Поэтому изменения полного давления
откачиваемой газовой смеси могут влиять и на откачку водорода.
Понимание механизмов подобного взаимодействия между газами
может быть полезным и в других приложениях, например при
течеискании в режиме противотока, когда такими же эффектами
может сопровождаться откачка гелия.
Максимальная компрессия достижима лишь в молекулярном
режиме, пока выпускное давление остаётся достаточно низким, а
давление на входе в насос поддерживается существенно бóльшим
предельного (см. рис. 3.26). Давая простую интерпретацию
зависимостей на рис. 3.26, можно сказать, что максимальный перепад
давлений, который может поддерживать данный ТМН, близок к 100
Па. Продолжая аналогию с пароструйными насосами, можно отметить
также, что максимально допустимое выпускное давление этого
турбонасоса составляет около 100 Па.
Кривые на рис. 3.26 иллюстрируют падение максимальной
компрессии ТМН при росте его выпускного давления. Выпускное
давление повышают, дросселируя форвакуумный насос либо вводя в
форвакуумную магистраль дополнительный поток газа. Максимально
достижимая разница между давлением на выпуске и впуске является
важнейшей характеристикой всех компрессоров и насосов, и по
своему физическому содержанию графики на рис. 2.17 и 3.26
тождественны. Различия в форме их представления продиктованы
лишь
субъективными
привязанностями
или
традициями,
установившимися в технической литературе. Для получения
исчерпывающих характеристик насоса кривые рис. 3.26 следовало бы
191

представить в виде параметрических зависимостей «варьируемый
параметр – газовый поток». Столь же логичным было бы их
представление в виде функциональной зависимости компрессии (а не
впускного давления, как это сделано на рис. 3.21) от перекачиваемого
газового потока.

Рис. 3.26. Спад максимальной степени сжатия промышленного
ТМН с ростом давления в форвакуумной магистрали

Наибольшее выпускное давление может быть достигнуто
несколькими способами. Можно, в частности, увеличить количество
ступеней, поднять мощность двигателя, изменить геометрию лопаток.
Наиболее перспективный путь – комбинированное использование
разных способов. К примеру, на одном валу можно последовательно
смонтировать ступени ТМН (со стороны высокого вакуума) и
молекулярного насоса. Все устройства, принадлежащие к классу
турбомашин, в этом смысле универсальны. Продолжением ступеней
осевого типа могут быть центробежные и даже плунжерные ступени.
Последние могут быть сконструированы так, чтобы обеспечить
предельно высокую компрессию при очень малом объёмном расходе.
Повышение выпускного давления турбонасосов крайне важно,
поскольку это позволяет использовать безмасляные форвакуумные
насосы. Подняв выпускное давление примерно до 1000 Па, в качестве
форвакуумных можно использовать двухступенчатые мембранные
192

насосы. В принципе, возможна разработка турбонасосов с выхлопом
непосредственно в атмосферу. Их несомненным достоинством была
бы полная изоляция вакуумного тракта от содержащих масло
подшипников и смазочных устройств. Остаётся, правда, открытым
вопрос о практичности и стоимости таких насосов.
Представление о парциальном составе остаточной газовой среды
при вакуумировании турбонасосами даёт рис. 3.27. В масс-спектре
доминируют водород и атмосферные газы, характерные для
непрогретых систем, тяжёлых углеводородов нет. Широкий пик в
области 90-100 а.е.м. связан с испарением катода масс-анализатора.

Рис. 3.27. Масс-спектр остаточных газов в непрогретой камере,
откачиваемой ТМН (полное давление в камере – 1  10-7 Па)

3.4. Гибридные и комбинированные насосы
Математические модели, использовавшиеся при формировании
инженерной теории турбонасосов, базировались на классических
представлениях вакуумной техники и на некоторых допущениях.
Постулировались следующие положения:
193

- откачиваемый газ по всей длине проточной части имеет
максвелловское распределение по молекулярным скоростям;
- режим течения молекулярный; отражение молекул от твёрдых
поверхностей подчинено закону косинуса;
- молекулярный перенос происходит в однородном
температурном поле;
- все процессы носят стационарный характер;
- лопатки имеют бесконечную длину (из этого допущения
вытекает, что линейная скорость лопаток одинакова независимо от
расстояния от оси вращения);
- по всей длине лопатки имеют одинаковую форму и размеры.
Строго говоря, большая часть этих и других допущений
практикой не подтверждается. Особенно в небольших насосах. Но
эксперименты показывают, что возникающие из-за этого проблемы
несущественны. Роторы и статоры почти всегда имеют одинаковый
размер, одинаковое количество лопаток и зеркальную геометрию.
Такой подход воспроизводит традиции компрессоростроения и
нередко выдаётся за оптимальный. Между тем степень сжатия
турбомолекулярных насосов почти на порядок больше, чем у осевых
компрессоров. И уже хотя бы поэтому идеализацию аналоговых
решений нельзя считать оправданной. Необходимы дальнейшие
исследования. Это особенно важно для области промежуточных
давлений в гибридных насосах. Отметим ещё один важный аспект. В
разработанных в конце XX столетия насосах допустимое выпускное
давление повышено как минимум до 2500 Па. Это позволило перейти
на безмасляные форвакуумные насосы и избавиться тем самым от
обратного потока углеводородных загрязнений.
Решающим шагом было комбинированное применение в едином
блоке турбомолекулярных и молекулярных ступеней. Конструкторы
соединили спиральный откачной канал и цилиндрический ротор
насоса Хольвека с оконечной ступенью стандартного осевого
турбонасоса. Правда, получившийся агрегат оказался дороже и почти
вдвое длиннее исходного турбонасоса. Характерной особенностью
более поздней модификации стали магнитные подшипники (рис. 3.28).
В другом варианте рабочие колёса установлены во входном и
промежуточном (либо форвакуумном) патрубках (рис. 3.29).

194

Рис. 3.28. Комбинированный насос с магнитной подвеской ротора:
1 – высоковакуумный патрубок; 2 – роторный диск; 3 – статорный
диск; 4 – продувочный клапан; 5 – статор секции Хольвека; 6 – ротор
секции Хольвека; 7 – газонапускной клапан; 8 – водяной штуцер;
9, 15 – аварийный подшипник; 10 – резервуар для смазки;
11 – электрический ввод; 12 – электродвигатель;
13 – форвакуумный патрубок; 14 –магнитный подшипник
195

Рис. 3.29. Поперечные сечения комбинированных насосов на базе молекулярных
ступеней Хольвека

Появление комбинированных насосов и повышение выпускного
давления до ~ 1500 Па заставили, однако, критически отнестись к
концептуальным расчётно-конструкторским подходам, принятым на
стартовом этапе развития турбонасосов. Причина проста: при
вышеназванном и более высоких давлениях течение газа в проточной
части никак нельзя считать чисто молекулярным. А из этого вытекает
важный практический вывод о необходимости её структурногеометрической
оптимизации,
которая
исходила
бы
из
закономерностей молекулярного переноса, адекватно отражающего
реальные процессы, в частности существенные изменения плотности и
скорости газового потока в проточной части. Оценки показывают, что
оптимизация проточной части позволяет примерно в 40 раз увеличить
компрессию по гелию и водороду практически без увеличения
размеров насоса и потребляемой мощности. Благодаря этому
турбонасосы, в отличие от пароструйных и криогенных, дают
возможность ценой сравнительно незначительных конструктивных
196

изменений использовать безмасляные форвакуумные насосы с
предельным остаточным давлением от 103 до 104 Па.
Обычно при анализе газового потока в высоковакуумной
технике не используют такое понятие, как «распределение
молекулярной концентрации». Хотя нередки и исключения. Тем не
менее при математическом моделировании градиент концентрации
даёт вполне адекватное представление о поведении потока, во всяком
случае в простых геометрических структурах. В этом контексте,
отказавшись от рассмотрения траекторий отдельных молекул, уместно
ввести в оборот представления об объёмном потоке и проводимости.
Если численное значение быстроты действия или проводимости
канала, трубопровода, ловушки разделить на площадь их поперечного
сечения, мы получим объёмную скорость потока в этой структуре. В
молекулярном режиме она постоянна.
Выполнив эту процедуру в отношении входного патрубка
современного турбонасоса, мы получим приблизительно 50 м/с.
Учитывая, что компрессия турбонасоса, даже без дополнительных
молекулярных ступеней, превышает 106, уместно задаться вопросом: а
какова же объёмная скорость в области выходных ступеней? Ответ
очевиден: она близка к нулю. Поэтому в идеале каждая ступень
турбонасоса должна иметь индивидуальную геометрию. Но это было
бы слишком дорого. На практике, как правило, ограничиваются
одним-двумя изменениями угла наклона и длины лопаток.
В результате возрастает быстрота действия выходных ступеней.
В обычных турбонасосах, работающих в паре с двухступенчатыми
механическими насосами, особых проблем это не создаёт. Но при
повышении выпускного давления, скажем, до 50 Па начинают
проявляться негативные эффекты: во-первых, рост мощности,
затрачиваемой на бесполезный нагрев откачиваемого газа, и, вовторых, интенсификация обратной диффузии лёгких газов.
Потребляемая турбонасосом мощность затрачивается на
изотермическое сжатие откачиваемого газа, компенсацию потерь на
трение в подшипниках и внутреннее трение в газе, формирование
перепада давлений между входным и выпускным патрубками (даже
при нулевом потоке), питание электропривода масляного насоса и
преодоление инерционных сил при разгоне ротора.

197

Совокупная потребляемая мощность выражается формулой
W = Q ln (P2/P1) + S (P2 – P1) + WПОТ,

(3.13)

где Q – производительность насоса; Р1, Р2 – впускное и выпускное
давления; S – быстрота действия; WПОТ – суммарная мощность
«потерь».
Легко видеть, что, несмотря на небольшую объёмную скорость
потока в выходных ступенях, увеличение размеров роторностаторного блока приводит к росту мощности, затрачиваемой на
бесполезное «перекачивание» газа с тенденцией его возврата в
предыдущую ступень. Использование компактных роторно-статорных
блоков уменьшает эти потери. К тому же увеличение объёмной
скорости в небольших откачных каналах препятствует обратной
диффузии лёгких газов.
Выскажем ещё один аргумент в пользу гибридных насосов с
выходными ступенями и откачными каналами меньших размеров.
Ранее отмечалось увеличение компрессии по лёгким газам при
напуске в среднюю часть насоса примесного потока более тяжёлого
газа, например аргона. Можно предположить, что увеличение
объёмной скорости потока в небольших каналах будет способствовать
усилению такой позитивной взаимосвязи.
В развитие изложенной концепции фирмой Varian разработан
модернизированный гибридный насос, обладающий вдесятеро
большей степенью сжатия по лёгким газам в сравнении с базовым
вариантом при сохранении исходных значений других параметров,
включая габариты, потребляемую мощность и стоимость (рис. 3.30). В
насосе 11 ступеней (причём четыре последних роторных диска
выполнены по схеме Геде), в турбомолекулярной части отсутствует
последнее статорное колесо. Длина лопаток варьируется трижды, угол
их наклона – пятикратно. Степень сжатия насоса по водороду более
105, по гелию – 106. В отличие от базового варианта выходные рабочие
колёса заменены на цельные дисковые роторы с молекулярными
откачными каналами. Статорные рабочие колёса в виде 180-градусных
сегментов закреплены на внутренней поверхности корпуса. Эффект
модернизации иллюстрируется экспериментальными зависимостями
степени сжатия от выпускного давления по гелию (рис. 3.31) и азоту
(рис. 3.32) гибридного (V-250) и стандартного (V-200) насосов.
198

На рис. 3.33 представлены вакуумные характеристики более
крупного гибридного насоса V-550. В сравнении с типичным
струйным насосом близких габаритов он обладает втрое бóльшей
максимальной производительностью и потребляет существенно
меньшую мощность. Стóит отметить, что в крупных гибридных
насосах сравнительно просто достичь компрессии около 106 (Н2) и
свыше 107 (Не). Это примерно в 1000 раз больше, чем у турбонасосов
предыдущих поколений.

Рис. 3.30. Поперечное сечение модифицированного гибридного
насоса (в левой половине сечения показана базовая конструкция)
199

Рис. 3.31. Степень сжатия по гелию как функция выпускного давления

Рис. 3.32. Степень сжатия по азоту для насосов V-250 и V-200
200

а

б
Рис. 3.33. Степень сжатия и быстрота действия гибридного
насоса V-550
201

3.5. Особенности эксплуатации
Текущее
обслуживание
турбонасосов
включает
регламентируемые добавку и замену масла либо твёрдой смазки, а
также контроль шума и вибрации, усиление которых свидетельствует
о неисправности подшипников. Обычно ресурс подшипников
колеблется от двух до трёх лет. Замену подшипников предпочтительно
осуществлять на заводе-изготовителе, при этом одновременно
проводят и балансировку ротора. Динамическая сбалансированность
ротора – критический показатель, определяющий срок службы
подшипников. Благодаря высокой компрессии по тяжёлым газам
турбомолекулярные насосы создают чистую вакуумную среду. Это
справедливо, если скорость ротора в процессе эксплуатации не падает
ниже 60 % от номинальной. При умеренном прогреве в
цельнометаллической вакуумной системе турбонасосы способны
устойчиво поддерживать давление ~ 10-8 Па. Основной вклад в массспектр в этом случае даёт водород.
Особое внимание необходимо уделять защите камеры от
миграции паров смазки из подшипниковых узлов. Условия работы
турбонасосов в этом отношении более благоприятны, чем
пароструйных насосов. Смазка находится в области форвакуума, а не
на входе в насос и имеет более низкую температуру. Для смазки
подшипников, правда, используют лёгкие фракции масел,
характеризующиеся повышенным давлением паров. Поэтому с целью
предотвращения их миграции должны предприниматься определённые
меры предосторожности. Масляные загрязнения вакуумной камеры
удаляют умеренным прогревом.
В турбонасосах с жидкостной смазкой используют
циркуляционную систему с постоянной подачей масла в подшипники.
При остановке насоса некоторое количество масла остаётся в
подшипниках, а его излишки стекают в маслосборник.
Если отключённый турбонасос оставить под вакуумом, пары
форвакуумного масла и испаряющаяся смазка подшипниковых узлов
получают возможность свободно мигрировать в вакуумную камеру.
Этому способствует и тот факт, что в системах с турбонасосами
зачастую отсутствуют высоковакуумные затворы. В вакуумных
системах с пароструйными насосами такие затворы обязательны. С их
помощью после выключения насоса и разгерметизации камеры
предотвращают контакт горячей рабочей жидкости с воздухом. При
202

использовании турбонасосов такой возможности может не быть. В
результате становятся вполне реальными ошибочные действия
оператора в режиме перегрузки насоса и при его продувке подачей
газа в форвакуумную магистраль.
Ещё один потенциально опасный этап – останов ТМН. При
отключении электропитания скорость ротора начинает уменьшаться, и
степень сжатия быстро падает. При скорости ротора, меньшей 60 % от
номинала, обратный поток углеводородов из форвакуумной
магистрали превращается в заметный источник загрязнения камеры.
По указанным причинам строгое соблюдение процедуры
останова и продувки турбонасосов – принципиально важное
эксплуатационное требование. Необходимо, чтобы продувка ТМН
начиналась до того, как скорость ротора снизится до опасного
предела. Турбонасос можно продувать сразу после отключения
электропитания. Эта процедура универсальна и доступна для многих
технологических приложений. Существуют, однако, веские причины
для некоторой отсрочки начала продувки. Это возможность
кратковременного
(случайного)
отключения
электропитания,
необходимость иметь время для перекрытия клапанов, исключить
непреднамеренную (случайную) продувку, цена которой может
оказаться очень высокой, исключить механические разрушения.
Масло необходимо заменять в среднем раз в полгода, а также в
случаях, когда оно становится непрозрачным или приобретает тёмнокоричневый цвет. В насосах с «сухой» смазкой периодичность замены
масла – шесть месяцев либо 3000 часов непрерывной эксплуатации.
При непрерывной эксплуатации этот период следует сокращать. В
турбонасосах с «сухой» смазкой последняя закладывается в
подшипниковый узел. Она содержит две компоненты – собственно
смазочное масло и удерживающую его губчатую матрицу. Насосы с
«сухой» смазкой и с керамическими шариковыми подшипниками не
требуют технического обслуживания в течение двух лет.
Масло испаряется непрерывно, независимо от того, включён
насос или нет, его потери должны периодически восполняться.
Матрица не требует обновления, она остаётся в подшипниковом узле в
течение всего срока службы. В зависимости от области применения
для «сухой» смазки используют строго определённые масла с
заданным комплексом физико-химических свойств. Использование
других марок масел, в частности жидких масел, предназначенных для
циркуляционных систем, недопустимо.
203

В конце XX столетия в турбонасосах начали применять
магнитную подвеску ротора. Этому благоприятствует относительно
малый вес роторов, для изготовления которых обычно используют
алюминиевые сплавы. В неработающем насосе ротор фиксируется с
помощью
обычных
(дублирующих)
подшипников.
Важные
достоинства магнитной подвески – отсутствие вибрации, длительный
срок службы и «абсолютная» безмасляность (если в насосе применены
«сухие» дублирующие подшипники). Каждый пуск и останов
вызывают усиленный износ дублирующих подшипников, способных
без заметных повреждений выдержать лишь несколько срабатываний.
Поэтому магнитная подвеска целесообразна для насосов,
рассчитанных на длительную непрерывную эксплуатацию.
Как правило, в работающий турбонасос не рекомендуется
внезапно напускать атмосферный воздух. Даже если при напуске не
пострадает проточная часть, почти неизбежны повреждения
подшипниковых узлов. Такие повреждения трудно заметить сразу, но
они сокращают срок службы подшипников. Внезапный напуск
атмосферы в крупные насосы может вызвать деформирование лопаток
и в результате - тяжёлую аварию.
Допустимые темпы роста давления в насосе зависят от его
размеров. Минимально допустимая продолжительность напуска – от
нескольких секунд до нескольких минут. При продувке напускной
клапан должен находиться в положении «открыто» в течение времени,
необходимого для достижения внутри турбонасоса давления не менее
50000 Па. Это необходимо для предотвращения миграции масляных
паров из форвакуумного насоса.
Для напуска атмосферного воздуха при продувке турбонасосов
разработаны специальные клапаны. Они автоматически переводят
систему в режим продувки при отключении электропитания. Чтобы
исключить
напуск
атмосферы
в
результате
случайного
кратковременного отключения сетевого напряжения, в клапаны
встраивают регулируемые блоки задержки. Если в вакуумной системе
нет клапанов, турбонасосы включают при достижении в откачиваемой
камере давления около 100 Па. Этот предел зависит от объёма камеры
и быстроты действия насоса. Чтобы избежать формирования
заметного обратного потока масляных паров, к моменту достижения в
камере давления в несколько десятков паскалей ротор должен быть
разогнан до скорости порядка двух третей от номинала.
204

Хотя это обычно и не отмечается в инструкциях по
эксплуатации, для обеспечения достаточной компрессии и во
избежание заметного роста обратного потока масляных паров
выпускное давление в турбонасосах целесообразно поддерживать
меньшим 50 Па. В целом впускное и выпускное давления не должны
превышать соответственно нескольких десятых долей паскалей и
нескольких десятков паскалей. Некоторые насосы имеют очень
компактные маломощные двигатели. Во избежание их перегрузки
выпускное давление должно быть ниже 0,1 Па.
Для поддержания требуемой вязкости смазки температура
хладагента не должны выходить за нормированные пределы. В
насосах с «сухой» смазкой в зависимости от впускного давления
температура охлаждающего воздуха должна быть в пределах 5 – 30 °С.
Если входное давление около 10-1 Па, допустима температура до 30
°С. Если же воздух имеет комнатную температуру, входное давление
не должно превышать 4 Па. При водяном охлаждении температура, за
исключением специально оговариваемых случаев, не должна быть
ниже 10 °С.
При откачке агрессивных газов важнейшая проблема – защитить
подшипники и электродвигатель от коррозии. Один из простых
приёмов – локальный напуск сухого азота или воздуха так, чтобы
давление в зоне электродвигателя было несколько выше, чем в
форвакуумной магистрали. С этой целью двигатель отделяют
диафрагмой с отверстием для вала. Истечение защитного газа через
это отверстие предотвращает контакт коррозионно-чувствительных
материалов с откачиваемыми газами.
На лопатки работающего турбонасоса не должны попадать
твёрдые частицы и даже капли. Поэтому на входе в насос часто
устанавливают защитную сетку, которая примерно на 15 % уменьшает
быстроту действия. Этот недостаток может быть устранён
посредством дополнительных патрубков, соединяющих насос с
откачиваемой камерой.
3.6. Сравнительные характеристики
Базовые характеристики высоковакуумных насосов различных
типов во многом схожи. Это касается и требований к начальному
разрежению и выпускному давлению. Поэтому сделать правильный
выбор из множества пароструйных, турбомолекулярных и криогенных
205

насосов не так просто. Осуществляя такой выбор, необходимо
учитывать стоимость насоса, затраты на выполнение сборочных и
демонтажных операций, эксплуатационные расходы, надёжность,
соответствие насоса заданным потребительским качествам. В этом
контексте может оказаться полезной оценка достоинств и недостатков
турбонасосов в сопоставлении с альтернативными средствами
откачки.
3.6.1. Достоинства турбонасосов
В сопоставлении с другими средствами откачки турбонасосы
обладают следующими достоинствами:
1. Радикально уменьшена опасность формирования обратного
потока
углеводородных
загрязнений.
При
нормальном
функционировании турбонасосов масло или смазка присутствует лишь
в форвакуумной магистрали, и загрязнение камеры их парами
возможно только из-за неправильной эксплуатации либо
неисправности насоса. Особо защищены в этом отношении насосы с
«сухой» смазкой. Между тем в пароструйных насосах конденсат
рабочей жидкости неизбежно присутствует в зоне впускного
отверстия, и его пары способны мигрировать непосредственно в
камеру.
2. Мала вероятность аварийного возрастания обратного
потока масляных паров. Поскольку резервуар для смазки находится
вне границ воздушной струи, возникающей при неправильной
форвакуумной откачке турбонасоса. Перегрузка насоса из-за
чрезмерного увеличения откачиваемого потока либо выпускного
давления также не приводит к резкому росту обратного потока.
3. Турбонасосы более устойчивы к кратковременным газовым
перегрузкам. Поскольку запас кинетической энергии ротора исключает
возможность резкого падения скорости вращения.
4. Турбонасосы включаются и выключаются «одной кнопкой» и
за очень короткий срок. Что выгодно отличает их от пароструйных и
криогенных насосов, обладающих значительной тепловой инерцией.
5. Клапаны и линия предварительной откачки не обязательны.
Поскольку начальная эвакуация камеры вполне осуществима через
проточную часть турбонасоса, а необходимый для этого насос
предварительного разрежения может использоваться и как
206

форвакуумный. В небольших вакуумных системах можно вообще
отказаться от байпасной откачки. Необходимо, правда, иметь в виду,
что подобное упрощение при откачке крупных камер чревато
затягиванием вакуумирования из-за ограниченной проводимости
проточной части.
6. Допустúм отказ от высоковакуумного затвора. Во всяком
случае, в небольших неспециализированных системах. Если продувка
турбонасоса осуществлена своевременно и правильно, каких-либо
ограничений для контакта его проточной части с атмосферой нет.
7. Монтаж в любом положении. Насосы с магнитной подвеской,
«сухой» смазкой и керамическими подшипниками монтируют на
вакуумной камере под любым углом. Правда, вертикальное положение
обычно предпочтительней, поскольку увеличивает его ресурс.
8. Быстрый запуск и останов. Поскольку турбонасос
функционирует без какого-либо нагрева или охлаждения. Роторы
насосов малой и средней производительности разгоняются до
номинальных оборотов всего за несколько минут. При правильной
продувке их останов происходит за такое же время.
9. Как правило, не нуждаются в криогенных ловушках. В
системах с турбонасосами давление ниже 1  10-6 Па не сложно
получить, не прибегая к прогреву и установке азотных ловушек. Лишь
в отдельных случаях применение криогенных ловушек компенсирует
небольшие ошибки в управлении и увеличивает быстроту откачки
конденсируемых компонент.
10. Отсутствие высоких напряжений. Турбонасосы работают
при сравнительно низких напряжениях и малых токах, поскольку
мощность, потребляемая их приводными двигателями, невелика.
11. Низкие эксплуатационные издержки, предопределяемые
незначительным
потреблением
электрической
мощности
и
отсутствием потребности в жидком азоте.
12. Способность откачивать любые газы. Турбонасосы не
обладают селективностью, характерной, например, для криогенных
насосов по отношению к гелию и водороду. Правда, предельный
вакуум, достигаемый ими при откачке водорода, ограничен.
Специализированные
турбонасосы
при
соблюдении
мер
предосторожности способны откачивать коррозионно-активные газы.
Сỳзить зону химического взаимодействия откачиваемых газов со
207

смазочным маслом в турбонасосах куда проще, чем в пароструйных
насосах.
13. Стабильность и предсказуемость рабочих характеристик.
Отсутствие рабочей жидкости исключает необходимость контроля её
состояния.
3.6.2. Недостатки турбонасосов
Отметим основные недостатки турбонасосов:
1. Высокая стоимость. Из-за необходимости прецизионной
обработки
деталей,
балансировки
ротора,
использования
высокоскоростных подшипников и интенсивных механических
напряжений, развиваемых в роторе, турбомолекулярные насосы
относят к изделиям точного машиностроения. Их стоимость примерно
впятеро
превышает
цену
пароструйных
насосов
равной
производительности. Правда, с учётом стоимости ловушек и клапанов,
необходимых для систем с пароструйными насосами, ценовое
различие существенно меньше.
2. Износ движущихся частей. Прежде всего это касается
подшипников, срок службы которых предсказать трудно, поскольку он
зависит от условий эксплуатации. Сюда входят «чистота»
технологического процесса, качество монтажа и регламентного
обслуживания, число аварийных напусков атмосферного воздуха и т.п.
Обычно замену подшипников производят каждые 2 – 3 года. При
отсутствии постоянного надзора и профилактического обслуживания
подшипниковых узлов возможны серьёзные повреждения насоса.
Внезапное попадание в работающий насос атмосферного воздуха и
«поедание» им маленьких предметов может привести даже к его
полному
разрушению,
небезопасному
для
персонала
и
технологического оборудования.
3.
Необходимость
квалифицированного
обслуживания.
Турбонасосы
требуют
очень
бережного
отношения
и
высококвалифицированного регламентного обслуживания. Особое
внимание необходимо проявлять в режимах пуска и останова.
Необходим постоянный контроль за уровнем шума и вибраций.
4. Ограниченная производительность. Максимальная быстрота
действия промышленных турбонасосов составляет 9000 л/с. В
принципе, объективных причин не производить насосы с большей
208

быстротой действия нет. Разве что непомерно высокие цены. Так, в
конце 80-х гг. прошлого столетия в Советском Союзе по программе
термоядерных исследований были начаты работы по созданию
турбонасоса на магнитной подвеске ротора с проектной быстротой
действия 40 м3/с (Н2). Были выполнены расчётное обоснование
проточной части, эскизная проработка конструкции и успешно
испытан макет магнитного подшипника. В дальнейшем, к сожалению,
эта разработка была прекращена.
Уместно напомнить, что для авиационных двигателей и
воздуходувок промышленностью выпускаются очень крупные
многоступенчатые осевые турбокомпрессоры.
5. Ограничения при откачке лёгких газов. Некоторые
трудности при проектировании вакуумных систем может создать
сравнительно малая степень сжатия турбонасосов при откачке
водорода (для некоторых модификаций насосов менее 300).
Вопросы для самоконтроля
1. Принцип действия молекулярного насоса. Степень сжатия и
наибольшее выпускное давление.
2. Устройство и сопоставление насосов Геде, Хольвека и
Зигбана.
3. Преимущества турбомолекулярных насосов перед насосами
других типов.
4. Как должен меняться угол наклона лопаток от входа в насос к
последующим ступеням?
5. Назначение роторных и статорных решёток в турбонасосах.
6. Какие параметры оказывают определяющее влияние на
быстроту действия турбонасосов?
7. Влияние молекулярной массы газов на эффективность
откачки.
8. Структура затрат мощности в турбонасосах.
9. Какой газ в основном присутствует в спектре остаточных
газов при откачке турбонасосами?
10. Какие меры следует принимать при останове турбонасоса?
11. Сопоставление турбомолекулярных и пароструйных насосов.

209

4. КРИОГЕННЫЕ НАСОСЫ
4.1. Физические основы криогенной откачки
Простейший и широко используемый метод получения вакуума
– охлаждение газа и его перевод в конденсированное (жидкое или
твёрдое) состояние. Криогенной откачке более века. В начале
прошлого столетия одной из наиболее распространённых технологий
вакуумирования была адсорбция газа активированным древесным
углем, охлаждаемым жидким воздухом. Позднее, когда появились
механические насосы с масляным уплотнением, эта технология была
вытеснена из индустриальной практики. Её возрождение во второй
половине ХХ века связано с острой потребностью в «безмасляном»
вакууме. Ренессансу криовакуума способствовал также быстрый
прогресс в развитии надёжных компактных криогенераторов
(рефрижераторов).
Напомним физические основы адсорбционного взаимодействия
газа с твёрдым телом. Соударения газовых молекул с поверхностью не
являются абсолютно упругими. Ударившаяся о поверхность молекула
некоторое время «живёт» на ней, а затем возвращается в газовый
континуум, причём направление её отскока носит случайный характер.
Находясь на поверхности, молекула способна хаотически
перемещаться по ней (явление поверхностной диффузии).
Продолжительность нахождения молекулы в связанном состоянии
сильно зависит от её массы и температуры поверхности: от долей
секунды для водородных молекул при комнатной температуре до
сотен лет для больших молекулярных комплексов при температуре
жидкого азота. «Время жизни» молекул на поверхности определяется
силами межмолекулярного взаимодействия на границе фаз,
состоянием поверхности в контактных точках и числом таких точек.
Для иллюстрации высказанных соображений проделаем
умозрительный эксперимент. Если «супермяч», изготовленный из
абсолютно упругого материала, бросить на твёрдую поверхность, то
он отскочит на начальную высоту. Если же несколько таких мячей
соединить тонкой проволокой и повторить эксперимент, его результат
окажется иным: отскакивать мячам будет труднее. Иначе говоря,
комплексу молекул необходимы синхронизированные взаимодействия
в нескольких контактных точках, чтобы он смог «отскочить» от
поверхности.
210

Рис. 4.1. Давление насыщенных паров распространённых газов

Для осуществления криогенной откачки необходимо преодолеть
две трудности. Во-первых, охладить до криогенных температур всю
вакуумную систему невозможно. Во-вторых, понижение температуры
до уровня, требуемого для криогенной откачки лёгких газов – водорода,
гелия и неона, обходится довольно дорого. Как видно из рис. 4.1, их
конденсация происходит при глубоких криогенных температурах. Так,
температура кипения стабильных изотопов этих газов при атмосферном
давлении составляет: 3,19 К (гелий-3); 4,22 К (гелий-4); 20,28 К
(водород); 23,66 К (дейтерий); 27,1 К (неон). Практический выход из
положения эффективен и прост. Вместо охлаждения всей системы в
камере устанавливают охлаждаемую криопанель.
На практике используют два варианта криопанелей,
различающихся способом охлаждения. В погружных устройствах газ
конденсируется на внешней поверхности тонкостенной замкнутой
оболочки, как правило сферы, в полость которой заливают
криогенную жидкость. Иногда такие насосы называют заливными. Их
используют преимущественно в исследовательских установках.
Широкое распространение получили также криопанели с
циркуляционным охлаждением, в которых их охлаждают, прокачивая
криогенную жидкость, двухфазную смесь либо газообразный
хладагент.
211

На этих панелях, которым можно придавать разнообразную
геометрическую форму, и конденсируется откачиваемый газ. Для
повышения экономичности криогенной откачки на криопанели
наносят слой поверхностно-активного высокопористого вещества –
криосорбента, например активированного угля. В качестве
криосорбентов используют также природные и синтетические
цеолиты, силикагели, углеродные тканые материалы и даже
конденсированные слои некоторых газов, например аргона и диоксида
углерода. Нанесение сорбента позволяет заметно расширить
температурный интервал, в котором криоповерхности сохраняют
сорбционную активность.
Конденсация и криосорбция и составляют основу криогенной
откачки. Они отнюдь не новы для вакуумной техники и криогеники.
Укажем, к примеру, на хорошо известный в криотехнике эффект
резкого падения давления в теплоизолирующих полостях гелиевых
ожижительных установок в заключительной фазе ожижения. Он как раз
и вызван конденсационной откачкой остаточного газа в этих полостях.
Ещё один широкоизвестный пример криогенного вакуума –
конденсационная откачка водяных паров экранами и ловушками,
охлаждаемыми жидким азотом. В принципе, любая поверхность при
температуре жидкого азота – эффективный насос для водяных паров,
его удельная быстрота действия близка к 15 л/(с  см2). Эта величина
относится к водяному пару комнатной температуры при свободном
доступе к охлаждённой поверхности. Охлаждение ловушки до
температуры жидкого азота приводит к двух - трёхкратному
снижению предельного остаточного давления пароструйных насосов.
Оно вызвано в первую очередь увеличением быстроты действия
насосов по водяным парам благодаря их конденсации на охлаждаемых
элементах ловушки.
Криосорбцию используют для откачки при любом давлении – от
сверхвысокого вакуума до атмосферы. Откачные системы,
применяемые при атмосферных условиях, однако, весьма отличаются
от вакуумных криогенных насосов. Криосорбционные насосы в
принципе не могут работать в режиме непрерывной откачки.
Поглощаемый криосорбентом газ остаётся внутри насоса, постепенно
насыщая сорбент и увеличивая равновесное давление. Он
накапливается в виде плёнки толщиной в один или несколько
мономолекулярных слоёв либо снежного осадка (инея), плёнка имеет
плотность жидкости. Из-за насыщения криосорбционные насосы
212

нуждаются в периодической регенерации (обезгаживании). Их
предельное остаточное давление определяется концентрацией
поглощённого газа и зависит от интенсивности газовой нагрузки и
частоты циклов регенерации.
Пик применения крионасосов, охлаждаемых жидким гелием,
пришёлся на 60-е гг. XX столетия, когда началось сооружение крупных
имитаторов околоземного пространства для экспериментальной
отработки и испытаний ракет и космических аппаратов. Типичный
имитатор тех лет представлял собой двухкамерную конструкцию.
Охранный вакуум в наружной оболочке (~ 10-6 Па) создавали
пароструйными насосами с азотными ловушками. Внутреннюю камеру
на стартовом этапе откачивали пароструйными насосами с двойной
азотной ловушкой до давления 10-8 – 10-9 Па. Затем во встроенную в
камеру криопанель подавали жидкий гелий, что приводило к
скачкообразному падению давления до минимально индицируемого
уровня ~ 10-10 Па. Давление измеряли с помощью датчика,
установленного на азотном экране. Широкого распространения
криогенные средства откачки с централизованной подачей жидкого
гелия не получили из-за высокой стоимости и эксплуатационных
трудностей. Они уступили место крионасосам с автономными газовыми
рефрижераторами с гелиевым теплоносителем.
Современные
криогенные
насосы
с
автономными
рефрижераторами по конструктивно-компоновочной схеме близки к
пароструйным и турбомолекулярным насосам. Они выполняются в
виде корпусных агрегатов со стандартным входным фланцем, в
корпусе
установлен
трёхступенчатый
конденсационнокриосорбционный откачной блок (рис. 4.2). Охлаждение его ступеней
в температурном диапазоне 10 – 80 К осуществляют с помощью
автономного механического рефрижератора с гелиевым охлаждением.
Самостоятельным элементом насоса является также компрессор.
4.2. Базовая конструкция насосов с автономными
криогенераторами
Компоновочная
схема
промышленных
крионасосов
предусматривает пространственно-температурное разделение зон
поглощения различных групп газов. Его основу составляет близость
теплофизических характеристик газов каждой группы.
К первой группе относятся водяные пары и другие газы, которые
конденсируются при температуре 50 – 80 К (температурный интервал
213

жидкого азота). Во вторую группу входят основные компоненты
атмосферы (азот, кислород, аргон, иные газы с близкой молекулярной
массой). Они также откачиваются по механизму конденсации, но при
температуре около 20 К. Как видно из рис. 4.1, их равновесное
давление при 20 К составляет 10-9 Па и ниже. И, наконец, к третьей
группе относятся водород, гелий и неон, поглощение которых в
высоком и сверхвысоком вакууме возможно лишь по механизму
криосорбции в температурном интервале 10 – 20 К. Достижение более
низких температур в современных рефрижераторах с гелиевым
теплоносителем резко увеличивает их стоимость и, как правило,
нецелесообразно. Однако, в принципе, оно возможно и в
исключительных случаях применяется на практике для решения
специальных физико-технических задач. К примеру, температура
второй ступени рефрижератора уникального криосорбционного насоса
фирмы HSR составляет 4,7 К, что позволяет осуществлять устойчивую
откачку первичного метрологического эталона при давлении ~ 10-12
Па.

Рис. 4.2. Функциональная блок-схема насоса
с автономным криогенератором
214

Как видно из рис. 4.2, концепция раздельной откачки газов с
различными теплофизическими характеристиками как раз и лежит в
основе базовой конструкции крионасосов с автономными
криогенераторами.
Корпус первой ступени выполнен в виде тонкостенного
металлического цилиндра, днище которого закреплено на торце
первой ступени рефрижератора. Рабочая температура торца
регулируется в пределах 50 – 80 К. В корпусе размещены вторая и
третья ступени насоса. Его входное отверстие перекрыто оптически
непрозрачным жалюзи. Все элементы первой ступени находятся в
хорошем тепловом контакте при температуре 50 – 80 К в зависимости
от настройки рефрижератора. Первая ступень поглощает водяные
пары и другие газы, конденсирующиеся в температурном интервале
жидкого азота. Кроме того, её корпус экранирует вторую и третью
ступени от лучистых потоков со стенок, увеличивая их сорбционную
ёмкость. Корпус насоса имеет комнатную температуру.
Интегрированные вторая и третья ступени представляют собой
металлический полый цилиндр, закрытый торец которого укреплён на
верхней стенке второй ступени рефрижератора. Рабочая температура
всех элементов конструкции поддерживается в пределах 10 – 20 К. На
внешней стороне цилиндра установлен набор металлических
конусообразных юбочек – газопоглотителей. На их поверхностях,
обращённых к корпусу, конденсируются газы второй группы. На
внутреннюю поверхность нанесён слой высокопористого вещества для
криосорбции водорода, гелия и неона. Применение пористого
криосорбента, например древесного угля, имеющего удельную
площадь пор около 1000 м2/г, не только многократно увеличивает
физическую поверхность взаимодействия газ – сорбирующая
поверхность и соответственно быстроту действия и сорбционную
ёмкость насоса. Поскольку поры и газовые молекулы соразмерны,
возрастают также силы, удерживающие газ в пористом веществе, так
как газовые молекулы одновременно взаимодействуют с бóльшим
количеством атомов матрицы. Этот фактор также увеличивает
сорбционную ёмкость насоса.
Откачные ступени занимают около половины объёма насоса.
Остальное приходится на функциональные элементы собственно
рефрижератора. Нередки ситуации, когда доступное для установки
насоса пространство ограничено по высоте. В этом случае
предпочтителен так называемый низкопрофильный крионасос (рис.
215

4.3). Подобный насос с быстротой действия по водяным парам 4000
л/с, установленный под откачиваемой камерой, занимает по вертикали
всего 25 см. Современные крионасосы работоспособны при любой
ориентации в пространстве, включая «перевёрнутое» (входной фланец
находится снизу). Единственное ограничение в этом случае –
опасность образования хлопьев из формирующихся криоосадков.

Рис. 4.3. Низкопрофильный крионасос

Криосорбент фиксируют на металлических поверхностях
третьей ступени с помощью эпоксикомпозиции с низким давлением
пара, которое при рабочей температуре пренебрежимо мало.
Поскольку теплопроводность металлов при криогенных температурах
достаточно высока, рабочие детали выполняют тонкостенными. Это
уменьшает теплоёмкость криоблока и делает незначительным перепад
температур на его консольных элементах. Продолжительность
охлаждения криоблока до рабочей температуры зависит от его
размеров, конструктивного исполнения (в конечном итоге от
теплоёмкости)
и
холодопроизводительности
рефрижератора.
Охлаждение крионасосов с диаметром впускного отверстия от 15 до
30 см длится один-два часа. Для термометрического контроля обычно
216

используют газовые термометры с круговой шкалой либо
полупроводниковые датчики с многофункциональным индикатором.
Единственный объект крионасосов, взаимодействующий с
вакуумной средой, – это охлаждённые, почти исключительно
металлические поверхности. Все механизмы, жидкости, смазки
находятся вне вакуума. Это гарантирует ювенильность вакуумной
среды и исключает внесение каких либо загрязнений, практически
неизбежных при использовании альтернативных средств откачки.
Применяя металлические уплотнительные прокладки и некоторые
технологические приёмы сверхвысокого вакуума, с помощью
крионасосов можно получать предельное остаточное давление ~ 5  107
Па и ниже при быстроте действия до 100 м3/с.
Дополнительного анализа и оптимизации заслуживают
геометрическая форма и взаимное расположение конденсационных и
криосорбционных поверхностей. Эти факторы влияют на форму
рабочей характеристики насоса, его быстроту действия по
индивидуальным газам и интенсивность лучистого и конвективного
теплопереноса в полости насоса. Последнее обстоятельство
существенно при эксплуатации крионасосов в области повышенных
давлений, например в напылительной технике.
На практике бывает целесообразно совместить в рабочем
пространстве рефрижераторного насоса гелиевый криоблок и панели,
охлаждаемые жидким азотом (рис. 4.4). Если основную компоненту
газовой нагрузки составляют водяные пары, а жидкий азот
легкодоступен, такая конструктивная комбинация весьма эффективна.
Комбинированный насос диаметром ~ 1 м обладает быстротой
действия около 105 л/с.
Компоновка рабочего пространства насоса должна отвечать
нескольким требованиям. «Первая» ступень комбинированного насоса
охлаждается независимо от рефрижератора. Поэтому его
холодопроизводительность может быть целиком реализована второй
ступенью, что улучшает вакуумные характеристики насоса по лёгким
и большинству атмосферных газов. Геометрические формы, взаимное
расположение и размеры функциональных элементов насоса могут
быть оптимизированы по совокупности вакуумных и теплофизических
критериев. Непременным условием оптимизации должно быть полное
экранирование второй ступени деталями, охлаждаемыми жидким
азотом.
217

Рис. 4.4. Комбинированный крионасос с дополнительными
панелями, охлаждаемыми жидким азотом

4.3. Эксплуатационные характеристики
Как и любое высоковакуумное оборудование, криовакуумные
системы нуждаются в квалифицированном обслуживании. При
возрастании температуры криоблока из-за перегрузки или других
сбоев существует опасность десорбции ранее поглощённых газов. В
первую очередь десорбируются водород и гелий, а также азот, оксид
углерода, кислород, аргон и иногда метан. Тяжёлые углеводороды
могут выделяться из эластомерных уплотнительных прокладок и
вспомогательных систем. Особое внимание следует уделять циклу
регенерации, в ходе которой должна быть предотвращена миграция
десорбируемых газов в откачиваемую камеру.
4.3.1

Быстрота действия

Быстрота действия насоса пропорциональна коэффициенту
захвата (коэффициенту прилипания) и площади охлаждённой
поверхности. При криосорбции на быстроту действия влияет также
концентрация ранее поглощённого газа. К тому же накапливающийся
в ходе вакуумирования криоосадок может частично перекрывать
каналы откачки на входе в насос, уменьшая их проводимость.
218

Дополнительным фактором влияния может оказаться не только общее
количество ранее поглощённых газов, но и последовательность их
напуска в насос.
Например, на стадии начального охлаждения необходимо
предотвращать поглощение панелями третьей ступени газов тяжелее
водорода. А такое может произойти, если откачиваемые газы, в том
числе углеводороды, попадут в насос прежде, чем панели его второй
ступени будут охлаждены до ~ 20 К. В этом случае газы второй
группы беспрепятственно дойдут до панелей третьей ступени и будут
поглощены криосорбентом, что приведёт к его насыщению и сделает
невозможным последующее поглощение водорода. Либо, как
минимум, уменьшит сорбционную ёмкость третьей ступени по лёгким
газам. Подобная опасность существует всегда при попадании
углеводородов на активированный уголь. Для их удаления необходима
тепловая регенерация. Между тем крионасосы нельзя нагревать выше
150 С из-за конструктивных особенностей расширительной секции
рефрижератора. По схожей причине при конструировании
крионасосов следует так подбирать теплоёмкость первой и второй
ступеней, чтобы в нестационарной фазе охлаждения вторая ступень
насоса была теплее первой. В противном случае на поверхностях
второй ступени будут конденсироваться водяные пары, что негативно
скажется на функционировании насоса в штатном режиме. По
указанным причинам на период охлаждения насос должен быть
отсечён от камеры высоковакуумным затвором.
Графические зависимости быстроты действия от давления,
которые так удобны при оценке эксплуатационных возможностей
пароструйных и турбомолекулярных насосов, для крионасосов
представляют ограниченную ценность. Ограничения продиктованы
физической природой криогенной откачки. Во-первых, коэффициент
конденсации (прилипания), т.е. вероятность поглощения криопанелью
при данной температуре молекул данного газа, зависит от
концентрации поглощённого ранее газа и, стало быть, меняется во
времени.
Во-вторых,
крионасосы
обладают
значительной
селективностью, и коэффициент прилипания может быть
зафиксирован только для индивидуального газа, свободного от
примесей других паров и газов. Поэтому значения удельной быстроты
действия, указываемые в технической документации, справедливы
только на начальный момент эксплуатации насоса непосредственно
после его регенерации и при свободном доступе газа к криопанели.
219

Для газов, имеющих комнатную температуру, эти номиналы в расчёте
на 1 см2 поверхности составляют: 44,6 л/с (водород), 14,7 л/с (водяные
пары); 11,9 л/с (азот). Но в реальности достичь указанной быстроты
действия можно только для водяных паров, поскольку они
конденсируются на верхнем ряде шевронов, доступ к которому
свободен, и коэффициент конденсации водяных паров при
температуре жидкого азота равен единице. А реальная быстрота
действия по остальным газам существенно меньше номинала,
поскольку на пути к криопанели, на которой происходит их
конденсация (азот, кислород, оксид углерода, аргон) либо
криосорбция (водород, гелий, неон), они должны преодолеть
сопротивление
входного
шевронного
экрана
(коэффициент
проводимости ~ 0,25) и элементов криоблока второй и третьей
ступеней. В итоге удельная быстрота действия во входном сечении
насоса составит ~ 6 л/(с  см2) (водород) и ~ 3 л/(ссм2) (азот).
Эксплуатация крионасосов при повышенных давлениях, где
быстрота действия возрастает, нецелесообразна из-за необходимости
частой регенерации.
Быстрота действия по водяным парам, азоту, кислороду и аргону
снижается со временем. Это вызвано повышением температуры
холодных поверхностей криоблока из-за накопления на них конденсата
откачиваемых газов. Кроме того, вода (лёд или иней) накапливается на
поверхности шевронов, перекрывая зазор между ними. Приемлемая
толщина конденсированного слоя аргона или азота на внешней стороне
панелей второй ступени близка к одному сантиметру. Предельную
сорбционную ёмкость по водороду оценивают в предположении, что
остальные газы поглощены панелями второй ступени. Признаком
достижения предельной ёмкости по водороду является близость его
парциального давления к равновесному значению 1  10-4 Па (по этой
причине быстрота действия насоса по водороду при меньших давлениях
на рис. 4.5 показана штриховой линией.). Для достижения парциального
давления ниже 10-4 Па необходимо уменьшать количество
поглощённого водорода.
Ещё раз подчеркнём, что параметры криосорбционной откачки
сильно зависят от температуры криосорбента и количества
поглощённого им ранее газа (рис. 4.6; 4.7). Ключевую роль при этом
играет откачка водорода, всегда присутствующего в высоковакуумных
системах. Гелий и неон, содержащиеся в воздухе, почти полностью
сорбируются на начальной стадии вакуумирования.
220

Рис. 4.5. Быстрота действия крионасоса диаметром 20 см
как функция давления

Рис. 4.6. Быстрота действия крионасоса по
водороду в ходе его непрерывной откачки
221

Рис. 4.7. Быстрота действия крионасоса по водороду
в зависимости от количества поглощённого аргона

Рост быстроты действия при повышенных давлениях существен
для низковакуумных насосов. При работе в высоковакуумной области
это обстоятельство не столь важно, хотя оно легко распознаётся по
темпу
насыщения
криосорбента.
Текущие
характеристики
крионасосов, прежде всего, эксплуатационная взаимосвязь быстрота
действия – давление сопоставимы с аналогичными характеристиками
пароструйных и турбомолекулярных насосов. Это касается и их
восприятия импульсных газовых нагрузок, возникающих, к примеру,
при переходе от предварительной к высоковакуумной стадии откачки.
Характерное для крионасосов двукратное повышение быстроты
действия по водяным парам в сравнении с пароструйными и
турбонасосами – результат конденсации паров низкотемпературным
шевронным экраном, расположенным непосредственно у входного
фланца. Аналогичный экран на входе других насосов дал бы точно
такой же эффект.
4.3.2. Производительность. Сорбционная ёмкость
Работающие крионасосы очень чувствительны к воздействию
внешних термических нагрузок. Недопустимо также попадание в них
атмосферного воздуха (прорыв атмосферы), так как это вызывает
222

мгновенное насыщение сорбента. Если контакт с воздушной средой
всё же произошёл, криоблок необходимо регенерировать и вновь
охладить. Для возврата к исходным вакуумным параметрам требуется
четыре-шесть часов.
Сопостáвим в этом контексте криогенные и пароструйные
насосы. После попадания воздуха в пароструйный насос в
зависимости от типа рабочей жидкости и уровня вакуума может
потребоваться замена жидкости и даже полная очистка насоса; не
исключены также механические повреждения. При относительно
низких требованиях к рабочему вакууму (например, при откачке
телевизионных трубок) нередко используют бесклапанные вакуумные
системы, в которых контакт с воздушной средой неизбежен при
каждом технологическом цикле. Такое допустимо, если в насосе
применена рабочая жидкость с высокой термоокислительной
стойкостью, например силиконовые масла. На практике, однако,
использование бесклапанных систем нежелательно. В криовакуумных
системах подобное недопустимо в принципе. В них должны
обязательно предусматриваться затворы, отсекающие насос от
атмосферы, и, как правило, отдельный коммутируемый вакуум-провод
для предварительной форвакуумной откачки.
При оценке технико-экономических характеристик сорбционных
насосов нельзя ориентироваться лишь на стоимость, приходящуюся на
единицу быстроты действия. Необходимо учитывать также издержки,
связанные с накоплением газа во времени и необходимостью
периодической регенерации. К примеру, в рабочем режиме между
последовательными циклами регенерации необходимо принимать во
внимание стоимость и энергозатраты, приходящиеся на единицу
производительности насоса.
Сорбционная ёмкость возрастает при снижении температуры
криосорбента, при этом падает также равновесное давление.
Крионасосы, несмотря на их устойчивость к воздействию
кратковременных газовых перегрузок, используются всё же в
основном в области давлений ниже 10-1Па. Основных причин три.
Во-первых,
в
высоком
вакууме
увеличивается
продолжительность рабочих циклов и отпадает потребность в частой
регенерации. Во-вторых, при давлениях выше 1Па теплопроводность
газа и соответственно тепловые нагрузки на рефрижератор резко
возрастают. Поэтому достижение необходимых температур в
криоблоке превращается в серьёзную теплотехническую проблему,
223

лимитирующую получение требуемой быстроты действия. Как видно
из рис. 4.8, криопанель, охлаждаемая жидким гелием, при давлении 105
Па имеет быстроту действия по азоту 105л/с, а при давлении 10-1 Па –
на две декады меньше. График построен в предположении, что
холодопроизводительность гелиевого ожижителя постоянна и
составляет 1 Вт, а коэффициент конденсации азота равен единице. Втретьих, при повышенных давлениях дополнительным источником
нагрузки на рефрижератор становится теплота фазового перехода
откачиваемого газа в конденсированное состояние.

Рис. 4.8. Расчётная быстрота действия криопанели
с температурой 4 К по азоту в зависимости от давления

Подчеркнём условный характер величины полной сорбционной
ёмкости крионасосов, приводимой в документации. Её нередко
увязывают с диапазоном рабочих давлений (обычно это (1÷5) 10-3 Па).
Тем самым декларируется, что насыщение наступает тем быстрее, чем
меньшее давление необходимо получить. Ещё одно важное
соображение касается криогенной откачки газовых смесей. Отнюдь не
аксиоматично утверждение о взаимной независимости времени
насыщения криосорбента каждой из парциальных составляющих
смеси. Скорее, напротив. Пространство внутри насоса, где могут
224

накапливаться конденсат и криосорбат, имеет ограниченный объём. И
при одновременной откачке двух газов с одинаковыми парциальными
давлениями может оказаться, что объём криоосадка одного из них
займёт всё это пространство. Поэтому при оценке времени насыщения
необходимо учитывать полное давление откачиваемой смеси.
Продолжительность
рабочего
цикла
крионасосов
в
высоковакуумной области весьма велика. Оценим её, к примеру, для
насоса диаметром 20 см, имеющего быстроту действия по азоту
103 л/с. Полная сорбционная ёмкость такого насоса по азоту 4  107 Па 
л; предельное рабочее давление 6,5  10-4Па. При этих условиях
продолжительность рабочего цикла насоса
4 107
 6 107 c   16700 час  .
3
4
10  6,5 10
Даже вводя двойное резервирование, получим, что
рассматриваемый насос до регенерации способен работать
непрерывно в течение как минимум одного года. Если предельное
рабочее давление увеличить до 6  10-3 Па, продолжительность
рабочего цикла сократится до одного месяца.
Таким
образом,
максимальную
производительность,
приводимую в документации по криогенным насосам, следует
понимать как предельную величину, превышение которой может
привести к аварийным ситуациям. Например, при внезапном
повышении температуры ранее поглощённые газы могут
десорбироваться. Иными словами, «паспортную» производительность
нужно рассматривать как эксплуатационный предел, позволяющий
оценить способность насоса воспринять случайную газовую
перегрузку либо всплеск давления. Однако её нельзя отождествлять со
штатной характеристикой насоса в стационарном режиме
эксплуатации.



4.4. Дросселирование крионасосов
В некоторых технологиях при относительно высоких рабочих
давлениях требуется независимое регулирование давления и газового
потока. Таковы, к примеру, напылительные технологические
установки, в которых рабочее давление должно поддерживаться в
интервале от 0,5 до 5 Па. Между тем большинство высоковакуумных
225

насосов устойчиво функционируют при впускном давлении ниже 10-1
Па. При таких условиях во избежание перегрузки высоковакуумные
насосы необходимо дросселировать. К сожалению, в промышленных
условиях это требование часто игнорируют, что приводит к
негативным последствиям. Дросселирование крионасосов необходимо,
если в условиях серийного производства регенерации насоса должен
предшествовать недельный рабочий цикл. Форма и размер отверстий в
дросселирующих дисках могут быть фиксированными либо
варьируемыми. Их геометрию, расположение и температуру
оптимизируют, используя два сходных критерия. Один из них –
быстрота откачки среды, в которой производят напыление (обычно это
аргон); второй – быстрота откачки водяного пара, являющегося
основной компонентой остаточного газа как при вакуумировании
рабочей камеры, так и в процессе напыления. Содержание аргона на
стадии напыления желательно понизить, сохраняя одновременно
повышенную быстроту действия по водяному пару. Чтобы этого
добиться, дросселирующий диск устанавливают во входном патрубке
насоса, так что его температура поддерживается на уровне первой
ступени насоса. Благодаря фронтальному расположению диск
становится основной откачивающей поверхностью для водяных паров.
В свою очередь, снижается парциальное давление водорода и
кислорода как продуктов диссоциации водяных паров, что весьма
существенно, поскольку эти газы загрязняют производимые изделия.
Ограничение количества газа, поглощаемого второй ступенью
насоса, позволяет снизить её температуру и, благодаря этому,
увеличить сорбционную ёмкость криоблока по водороду. К
холодопроизводительности
рефрижераторов,
используемых
в
напылительной технике, предъявляются повышенные требования.
Криосистему необходимо проектировать таким образом, чтобы
максимальная сорбционная ёмкость по водороду и другим газам
достигалась одновременно.
В рамках оптимизационного проектирования крионасосов для
напылительных установок специфический интерес представляет
выбор геометрической формы и размеров отверстий в
дросселирующих дисках. В этом контексте сопостáвим рабочие
диаграммы крионасоса с дросселирующими дисками двух
модификаций (рис. 4.9). Первый представляет собой диск с круглым
отверстием в центре, во втором выполнены прямоугольные
периферийные щели. Как видно, второй вариант в интересующем нас
226

интервале давлений даёт почти постоянную быстроту действия, и,
следовательно, такой диск позволит работать с примерно одинаковой
производительностью и при низких, и при повышенных давлениях.
Правда, первый вариант в области повышенных давлений, за верхней
границей молекулярного режима, позволяет получить бóльшую
быстроту действия.

Рис. 4.9. Влияние формы отверстий на эффект дросселирования

4.5. Регенерация
Конденсат откачиваемых газов из крионасоса необходимо
периодически удалять. Эту процедуру называют регенерацией. В
процессе регенерации рабочие поверхности в течение нескольких
часов выдерживают при комнатной температуре. Регенерация
становится необходимой, когда насос из-за насыщения поглощённым
газом теряет способность поддерживать в камере требуемое давление.
Обычно первым признаком насыщения является рост парциального
давления водорода и соответственно полного давления. Кроме того,
нередко повышается температура второй ступени насоса. Основная
причина, лимитирующая сорбционную ёмкость крионасоса по
водороду, – инженерные трудности достижения потребной
холодопроизводительности второй ступени рефрижератора. Из-за
227

этого ёмкость насоса по водороду в десятки раз уступает его
сорбционной ёмкости по более тяжёлым газам, к примеру по аргону
[(1÷3)  103 Па  л против (1÷2)  105 Па л)]. Опережающее либо, в
лучшем случае, одновременное насыщение крионасоса по водороду и
аргону может наступить даже в ситуации, когда именно аргон
используется в качестве рабочего газа (например, в напылительных
установках). Ускоренному насыщению насоса может способствовать
воспроизводство водорода в технологической камере в результате
диссоциации молекул воды под воздействием распыляемых частиц.
При
достаточном
резерве
холодопроизводительности
температура второй ступени насоса может оставаться неизменной
даже при заметном падении его производительности. В этом случае
признаком насыщения становится замедление откачки. Регенерацию в
таком случае проводят, если продолжительность откачки в
фиксированных условиях удваивается. В напылительных установках в
области, близкой к насыщению крионасоса аргоном, откачка
становится неустойчивой.
Длительность паузы между последовательными актами
регенерации, т.е. продолжительность рабочего цикла, можно
рассчитать, интегрируя кинетическую кривую откачки Pi (  ) по
времени по всем знáчимым газам. Но эта операция возможна лишь при
наличии кинетических кривых и специальных программ. Если
парциальное давление водорода в ходе технологического процесса
остаётся примерно постоянным, продолжительность рабочего цикла
определяют путём простейшей двухшаговой операции. На первом
шаге, перемножая парциальное давление и быстроту откачки
водорода, количественно оценивают его поток. А затем определяют
усреднённую
продолжительность рабочего цикла, разделив
паспортное значение сорбционной ёмкости насоса по водороду на
величину потока. Пусть, к примеру, установка откачивается насосом с
быстротой 1,2  103 л/с при давлении 3  10-4 Па, а сорбционная ёмкость
по водороду близка к 9  104 Па  л. Тогда расчётная
продолжительность рабочего цикла  составит
9  104
 2,5  105 с ( 70 час).
3104  1,2  103
При планировании регенерации вовсе не обязательно
дожидаться дестабилизации откачки. Практичнее осуществить её по
истечении ~ 60 % расчётной продолжительности рабочего цикла. Либо



228

приурочить к концу рабочей недели или ближайшему этапу
технического обслуживания установки.
Регенерация представляет собой ответственную вакуумнотехнологическую операцию. Её проводят с применением
высоконадёжного оборудования при тщательном соблюдении
нормативных требований и правил. Особое внимание должно быть
направлено на защиту криосорбционных слоёв второй ступени от
загрязнения тяжёлыми газами и углеводородами, захваченными
криорядом первой ступени. С этой целью используют систему
направленной газовой очистки (продувки) (рис. 4.10); в качестве
рабочего газа применяют, как правило, сухой чистый азот. Процесс
регенерации включает четыре этапа.
На первом этапе осуществляют нагрев, продувку и осушку
деталей струёй азота при температуре 80 – 100 С в соответствии с
регламентом завода-изготовителя. Поток горячего азота должен быть
направлен от второй ступени криоблока к первой, чтобы исключить
загрязнение сорбента водяным паром и углеводородами,
десорбирующимися при нагреве с панелей и жалюзи первой ступени.
Для этого скорость и направление потока продувочного газа
подбирают таким образом, чтобы температура второй ступени
заведомо превышала температуру первой. Продувку продолжают до
нагрева криоряда до комнатной температуры. Для полного
обезгаживания сорбента может потребоваться несколько часов.
Десорбирующиеся пары и газы выводят через клапан сброса
давления. Если в состав технологической рабочей смеси входят
токсичные или взрывчатые газы, продувку ведут через автономные
вентиляционные каналы.
На втором этапе регенерируемый насос вакуумируют,
обеспечивая термоизоляцию для его последующего охлаждения.
Давление на заключительной стадии вакуумирования не должно
превышать
3 – 5 Па. При использовании форвакуумных механических насосов с
масляным уплотнением обязательно применение
защитных
цеолитовых ловушек (рис. 4.10а). Систематическая регенерация
сменных фильтров ловушек должна проводиться нагревом до 250 С с
одновременной продувкой при давлении ~ 250 Па. Взаимное
расположение отверстий для подачи и выпуска продувочного газа
должно исключать «противоток» загрязнений, десорбирующихся из
229

фильтров. Регенерировать сменные фильтры необходимо как минимум
с той же частотой, что и крионасос. Регенерации насоса должна
программно предшествовать регенерация ловушки.

Рис. 4.10. Функциональная блок-схема установок для регенерации
крионасосов: а - с использованием форвакуумного насоса с
масляным уплотнением; б - с использованием безмасляного
форвакуумного насоса
230

Следующий
этап
–
контрольный.
Должна
быть
экспериментально зафиксирована готовность насоса к штатной
эксплуатации, т.е. отсутствие течей и приемлемый уровень теплового
газовыделения со стенок. Практически эта процедура сводится к
измерению натекания в изолированный от атмосферы насос. Для
промышленных крионасосов диаметром 15 – 30 см максимальное
натекание (скорость роста давления) должно быть менее 0,1 Па/мин.
Четвёртый этап – охлаждение насоса до рабочей температуры.
После его начала форвакуумный клапан должен быть закрыт. Если
форвакуумная откачка осуществляется насосами с масляным
уплотнением, временнóй интервал между началом охлаждения и
перекрытием клапана не должен превышать 15 мин. В отдельных
случаях регенерацию проводят без газовой продувки. Но тогда её
продолжительность необходимо существенно увеличить (рис. 4.11).

Рис. 4.11. Влияние продувки на продолжительность
регенерации крионасоса

Конструктивные усовершенствования криогенных средств
откачки,
освоение
промышленного
выпуска
безмасляных
форвакуумных насосов, переход на микропроцессорное и
компьютерное управление, осуществлённые за последние десятилетия,
радикально упростили эксплуатацию крионасосов, включая процесс
231

регенерации. Исключена сама возможность углеводородного
загрязнения
криоблоков;
расширены
рамки
локальной
и
дистанционной диагностики их состояния; введён мониторинг
температуры, давления, потока продувочного газа; автоматизирован
контроль за динамикой откачки и ходом регенерационного процесса.
Предусмотрена возможность частичной регенерации криоблока путём
избирательного нагрева его второй ступени. Она целесообразна в
ситуациях, когда сорбционная ёмкость насоса по водороду исчерпана
полностью, а по другим газам она ещё в значительной степени
сохранена. Частичная регенерация занимает менее часа, тогда как
полный регенерационный цикл в три-четыре раза продолжительнее.
Проводя её, необходимо следить за уровнем давления: важно, чтобы
оно не возросло до величины, при которой увеличивающаяся
теплопроводность газа приведёт к подъёму температуры первой
ступени.
Функционирование крионасосов и в особенности многообразные
физико-химические и теплофизические процессы, протекающие при
их регенерации, наглядно демонстрируют тонкость и органическую
взаимосвязь технологий поддержания высокого и сверхвысокого
вакуума. Равно как и сложность инженерных проблем, которые при
этом требуется решать.
4.6. Криогенная откачка водяных паров
Как видно из рис. 4.1, для сверхвысоковакуумной криогенной
откачки водяных паров со значимым запасом пригодны насосы на
основе
одноступенчатого
рефрижератора
с
холодопроизводительностью,
достаточной
для
поддержания
криопанели при температуре около 105 К. Цилиндрическую
криопанель с открытыми торцами размещают с небольшим зазором
коаксиально корпусу насоса и подсоединяют к головке
рефрижератора. Такая компоновка характеризуется, с одной стороны,
приемлемой «пролётной» проводимостью для неконденсируемых
газов (103 л/с; N2) а с другой - сравнительно большой «рабочей»
площадью криопанели: при диаметре 150 мм её быстрота действия по
водяным парам близка к 2,5  103 л/с. Сходная идея реализована и в
другом варианте высоковакуумного агрегата: крионасос может быть
подсоединён
непосредственно
ко
входному
патрубку
турбомолекулярного насоса. В этом варианте несколько меньше
232

быстрота откачки неконденсируемых газов, но зато в четыре – пять раз
увеличена быстрота действия по парам воды.
В
ходе
многих
вакуумно-технологических
процессов
приходится удалять большое количество водяного пара. С этой целью
в камере размещают поверхности, охлаждаемые до ~ 80 К. Обычно это
змеевики, заполняемые жидким азотом. Их охлаждение начинают
сразу после предварительного вакуумирования камеры, а
размораживают перед напуском атмосферы. Нередко необходимости в
столь глубоком охлаждении нет. Уже при ~ 140К равновесное давление
водяного пара близко к 10-6 Па. В таких ситуациях предпочтительнее
использовать более экономичные каскадные криогенераторы,
например систему Polycold.
В основе каскадных криогенераторов лежит комбинированный
метод охлаждения с использованием единого компрессора для смеси
хладагентов, различающихся температурой кипения (рис. 4.12).
Разницу этих температур используют для последовательных циклов
охлаждения и сепарации паров: выделяемая в каскаде фракция с
меньшей температурой кипения служит хладагентом для
последующего каскада. Поток хладагента, таким образом, проходит
через цепочку теплообменников, причём каждый последующий из них
функционирует при более низкой температуре. Система Polycold
обладает важными достоинствами. В их числе простота оборудования
и эксплуатации; гибкость в выборе хладагента; небольшой
коэффициент компрессии; относительно низкая эксплуатационная
температура; повышенная надёжность и малая трудоёмкость
монтажных операций.
Каскадные рефрижераторы удобны для охлаждения экранов,
ловушек, криовакуумных коммуникаций. Если при разработке
криосистем на их основе глубоко продумывать конструктивнотехнологические решения, длительность
операций нагреваохлаждения удаётся сократить до нескольких минут. В таких системах
обычно применяют сдвоенные трубки. Одна из них, в которой
циркулирует хладагент, служит для быстрого охлаждения, вторая –
для размораживания. Подогрев осуществляют потоком сжатого газа,
нагретого теплом, выделяющимся при работе компрессора. Поскольку
рабочая температура в каскадных рефрижераторах намного выше, чем
в гелиевых, насосы на их основе отличаются сниженным
энергопотреблением и меньшей стоимостью. Их быстрота действия по
водяному пару может достигать 105 л/с.
233

Теоретически удельная быстрота действия криопанели по
водяному пару при молекулярном режиме составляет 14,7 л/(с  см2).
Эта величина справедлива для пара комнатной температуры, если все
попадающие в насос молекулы достигают криопанели и
конденсируются на ней, иными словами, если коэффициент захвата
насоса равен единице. Однако из-за конструктивных элементов и
тепловых экранов беспрепятственный доступ молекул к этим
поверхностям затруднён, и коэффициент захвата меньше единицы.
Поэтому при оценках площади криопанелей, необходимой для
получения требуемой быстроты откачки водяного пара, в качестве
базовой берут величину, меньшую теоретической, т. е. около 9 л/(с 
см2).
При давлениях выше 1 Па эффективность откачки падает в ещё
большей степени, поскольку путь молекул к криопанели затруднён не
только экранами, но и межмолекулярными столкновениями и
формирующимися направленными течениями. Расчёты, учитывающие
конструктивное исполнение криопанелей, их местоположение в
камерах и состав откачиваемой воздушно-паровой смеси в интервале
давлений 1–10 Па, показывают, что достижимая быстрота откачки
пара не выходит за пределы 1–10 % от теоретического значения.
Для проектно-конструкторской разработки крупномасштабных
вакуумных систем, когда важное значение приобретает снижение
капитальных затрат и эксплуатационных расходов, развиты методы
комплексной
структурно-геометрической
оптимизации
криовакуумного оборудования. В их основу положен совместный
анализ процессов массо- и теплопереноса в разрабатываемых
структурах.
В ходе криогенной откачки водяных паров постоянное внимание
необходимо обращать на технологию и периодичность удаления
конденсата (инея). Нельзя допускать его интенсивного нарастания.
Отеплять холодную поверхность следует как можно чаще,
предпочтительно в течение каждого рабочего цикла. Даже в том
случае, если криопанель установлена между высоковакуумным
клапаном и основным технологическим насосом.
Полезно помнить, что сантиметровая льдинка как объект
вакуумирования при давлении ~1Па превращается в облако водяного
пара объёмом свыше 100 м3.

234

235

Рис. 4.12. Принципиальная схема каскадного рефрижератора Polycold

4.7. Криогенераторы
Одноступенчатый гелиевый рефрижератор включает три
основных функциональных блока: экспандер (поршневое устройство с
приводным
механизмом);
теплообменник;
компрессор
с
расширительными камерами низкого и высокого давления (рис. 4.13).

Рис. 4.13. Функциональная блок-схема криогенератора:
КНД – камера низкого давления; КВД – камера
высокого давления; Кл1, Кл2 – клапаны

236

Теплообменник обычно размещён в полости поршня (рис. 4.14),
перепускные клапаны Кл1, Кл2 и приводной механизм установлены в
тёплой зоне экспандера. Его холодная зона встроена в корпус
крионасоса (см. рис. 4.2). Приводной механизм герметизирован и
погружён в поток гелия.
Возвратно-поступательное движение поршня с помощью
пневматического кулачкового механизма синхронизировано с работой
перепускных клапанов, примерно раз в секунду коммутирующих
поток гелия (рис. 4.13). К началу цикла порция сжатого гелия из
камеры высокого давления через открытый клапан Кл2 подаётся в
надпоршневое пространство. Поршень при этом находится в нижнем
положении; клапан Кл1 закрыт. В следующий момент клапан Кл2
закрывается, и поршень перемещается в верхнее положение. Гелий,
расширяясь и охлаждаясь, через теплообменник переходит в
подпоршневое пространство. Затем клапан Кл1 открывается, что
приводит к дальнейшему расширению и охлаждению гелия. Далее
поршень движется вниз, и охлажденный гелий через открытый клапан
Кл1 возвращается в компрессор. Наконец, клапан Кл1 закрывается, и
цикл повторяется.
Таким образом, из верхней зоны экспандера (рис. 4.13)
осуществляется периодический отбор тепла, что приводит к её
постепенному охлаждению. Для интенсификации этого процесса
теплообменник заполняют материалом с высокой теплоёмкостью
(металлические шарики или диски) Корпус экспандера, напротив,
выполняют из материала с низкой теплопроводностью (армированный
композит), что минимизирует нежелательный теплообмен между
тёплой и холодной зонами. Компрессор осуществляет циркуляцию и
периодическое сжатие гелия в герметизированном контуре
охлаждения крионасоса.
Технические
решения,
традиционно
используемые
в
промышленных и бытовых холодильниках с фреоновым охлаждением,
не могут быть непосредственно перенесены на гелиевые
рефрижераторы. Основная причина – замерзание масляной смазки в
холодной зоне экспандера. Смазку используют для снижения
фрикционных потерь и герметизации компрессорной камеры.
Безмасляные гелиевые компрессоры, например диафрагменные,
слишком дóроги, кроме того, они трудно поддаются герметизации.
Поэтому наиболее рациональный путь создания герметичных
гелиевых компрессоров – конструктивное совершенствование
237

фреоновых компрессоров с доведением их ресурса до двух-трёх лет
при минимальных эксплуатационных издержках.

Рис. 4.14. Конструктивная схема двухступенчатого криогенератора

Схема гелиевого компрессора представлена на рис. 4.15, здесь
же показана циркуляция гелия и смазочного масла. Компрессор может
иметь водяное либо воздушное охлаждение, рабочее давление гелия
составляет 7 – 20 атм. Криогенераторы характеризуются низкой
энергоэффективностью. Так, при холодопроизводительности всего в
238

несколько Вт (20 К) рефрижератор должен иметь электропривод
мощностью около 0,8 кВт. Энергопотребление и стоимость на единицу
холодопроизводительности падают с её увеличением. Так КПД равен
2, 5, 10 % при холодопроизводительности рефрижераторов
соответственно 1, 10 и 100 Вт. При повышении рабочей температуры
холодопроизводительность
небольших
двухступенчатых
криогенераторов резко возрастает: от практически нулевой при 10 К
до нескольких Вт при 15 К и до вдвое большей величины при 25 К.
Для крионасосов диаметром 15 – 20 см холодопроизводительность
составляет 4 – 5 Вт на второй и 15 – 35 Вт на первой ступенях.
Важными элементами компрессоров являются системы
регенерации масла и уравнивания давления. Последняя позволяет
компрессору функционировать в штатном режиме независимо от
температуры холодной зоны, даже если компрессорный модуль не
подключён к экспандеру. Обычно модуль размещают в отдельном
боксе, с экспандером его соединяют двумя быстросъёмными
шлангами, имеющими комнатную температуру.

Рис. 4.15. Функциональная блок-схема типового компрессорного модуля
(часть клапанов на схеме не показана)
239

Компрессорный модуль, таким образом, содержит четыре
основных функциональных элемента: собственно компрессор, систему
охлаждения, масляный сепаратор и масляный адсорбер. Масло,
циркулирующее в замкнутом контуре низкого давления, используют
не только для смазки поршней, подшипников, клапанов, других
движущихся деталей, но и как теплоотводящую среду. Гелий,
возвращаемый в экспандер, охлаждают до комнатной температуры.
Особое внимание необходимо уделять очистке гелия,
подаваемого в холодную зону, от содержащихся в нём масляных и
водяных паров. Конденсируясь, эти пары формируют на движущихся
частях ледяную корочку, повреждающую контактную поверхность и
увеличивающую фрикционные потери. Содержание масляных паров в
потоке гелия после компрессии достаточно велико: даже после
масляного сепаратора оно составляет примерно 1:106. Поэтому гелий
подвергают дополнительной очистке в адсорбере, сменный фильтр
которого обычно требует ежегодной замены. В новых моделях
компрессоров этот интервал увеличен до трёх лет. Поскольку замена
фильтра – минутная операция, её целесообразно производить как
можно чаще. Это позволяет «отодвинуть» большой ремонт. Адсорбер
можно устанавливать в любом удобном для доступа месте гелиевого
контура высокого давления.
Не менее тщательно необходимо подходить к отбору и режиму
эксплуатации конструкционных и функциональных материалов
гелиевого контура. Масло, металлические детали и эластомерные
уплотнители перед сборкой должны быть подвергнуты термическому
обезгаживанию для удаления водяных паров. Иными словами, вся
криовакуумная система должна быть объектом специализированной
подготовки и обязательной скрупулёзной проверки.
Управление компрессорными модулями может осуществляться с
панели автоматизированного управления всей вакуумной системы.
Пространственная разделённость компрессорного модуля и холодной
зоны рефрижератора позволяет использовать один модуль для
функционирования нескольких крионасосов. Таким образом,
многофункциональные
вакуумные
системы
с
несколькими
крионасосами могут управляться от одной панели дистанционного
управления.

240

Вопросы для самоконтроля
1. Физические основы криогенной откачки.
2. Сущность раздельной откачки газов с различными
теплофизическими характеристиками.
3. Факторы, влияющие на быстроту действия криогенного
насоса.
4. Регенерация крионасосов.
5. Специфика откачки водяных паров.
6. Типовой
криогенератор:
функциональная
схема;
эксплуатационные особенности.
7. Селективность крионасосов.

241

5. ГЕТТЕРНАЯ И ИОННАЯ ОТКАЧКА
В середине прошлого века арсенал вакуумной техники
пополнился новыми технологиями сверхвысоковакуумной откачки,
отвечающими жёстким требованиям к парциональному составу
остаточной газовой среды и чистоте поверхности вакуумируемых
камер. Их основу составляют два физико-химических процесса. Один
из них – химическое связывание откачиваемых газов с образованием
твёрдофазных веществ с низким давлением паров. Второй – ионизация
газовых молекул, ускорение образующихся ионов электрическим
полем и их имплантация (внедрение) в твёрдое тело, где они способны
удерживаться и накапливаться.
5.1. Геттерные насосы
Геттерный вакуумный насос - сорбционный насос, в котором
откачка происходит преимущественно вследствие хемосорбции газа
геттером. При высоком и тем более сверхвысоком вакууме на стенках
в связанном состоянии находится куда больше газовых молекул, чем в
свободном
пространстве.
«Связанность»
предопределяется
сравнительно слабыми силами физической адсорбции либо
химической
сорбцией
(хемосорбцией),
сопровождающейся
образованием новых химических веществ с намного большей энергией
связи. Этот процесс и будем называть геттерированием. Для
геттерирования можно использовать многие химически активные
вещества. В вакуумной технике с этой целью обычно применяют
титан. В виде свеженапылённой плёнки титан химически активен по
отношению к большинству газов. В компактной форме он инертен,
поскольку его поверхностный слой представляет собой прочную
непроницаемую оксидную плёнку. Таким образом, для геттерной
откачки необходимы источник титана и средство нанесения его
плёнки на сорбционную панель (рис. 5.1). Для нанесения плёнки
путём испарения или сублимации используют разные способы
нагрева. Атомы титана и активных газов образуют устойчивые
твёрдые соединения. Этот процесс можно осуществлять в
стационарном режиме, если непрерывно обновлять плёнку.
Быстрота действия геттерного насоса максимальна, если
сорбционная панель покрыта сплошной свеженапылённой плёнкой.
Плотность потока газовых молекул, падающих на сорбционную панель,
242

уменьшается при снижении давления. Поэтому для любого источника с
заданной скоростью испарения может быть найдено некоторое
критическое давление откачиваемого газа: при давлении ниже
критического
на
сорбционной
панели
всегда
существует
свеженапылённая плёнка титана (рис. 5.2). В этой области быстрота
откачки вакуумируемой камеры ограничена только быстротой действия
сорбционной панели и проводимостью соединительного патрубка.

Рис. 5.1. Функциональная схема геттерного насоса

Рис. 5.2. Быстрота действия геттерного насоса по азоту в режиме
непрерывного напыления при 20 0С как функция давления:
параметр – скорость испарения титана
243

При низких давлениях предпочтителен режим периодического
напыления геттерного слоя. Этим достигается более эффективное
использование геттера и, следовательно, бóльшая экономичность
откачки. Поскольку запас геттера в насосе ограничен, режим
периодического напыления позволяет существенно увеличить его
ресурс.
При росте давления и, следовательно, при увеличении плотности
потока газовых молекул, падающих на геттерную плёнку, быстрота
действия уменьшается, она начинает зависеть от скорости испарения
геттера. Падающие на плёнку газовые частицы связываются атомами
титана практически одновременно с их осаждением. Поэтому
сплошной слой свеженапылённого титана образоваться не может, и
вероятность захвата газовых молекул геттером уменьшается.
Производительность насоса становится постоянной, она лимитируется
скоростью осаждения титановой плёнки.
Как и в случае с крионасосами, «собственная» быстрота
действия геттерного насоса точно рассчитана быть не может,
поскольку она зависит от ряда неустойчивых факторов: парциального
состава
откачиваемой
газовой
смеси,
температуры
и
предшествовавшего
состояния
поверхности.
Ориентировочно
быстроту действия насоса по j-му газу S можно оценить соотношением
Sj = A S0j,
(5.1)
где А – площадь сорбционной панели; S0j – быстрота действия на
единицу площади геттерного слоя по j-му газу (табл. 5.1). Под
термином «идеальная сорбирующая поверхность» понимают
поверхность, полностью поглощающую падающий на неё газовый
поток.
Таблица 5.1
Удельная скорость поглощения индивидуальных газов
свеженапылённой плёнкой титана, л/(с  см2)
Газ (20 0С)
Условия
поглощения
Н2 Не CH4 H2O N2 СО O2 Аr CO2
Температур 20 3,0 0,0 0,0 3,0 4,5 9,0 1,5 0,0 07,5
а плёнки, 0С –195 10,0 0,0 0,0 14,0 10,0 10,5 6,0 0,0 9,0
Идеальная
сорбирующая
44,0 31,1 15,6 14,7 11,8 11,8 11,0 9,8 9,4
поверхность
244

Эффект насыщения геттерной плёнки хорошо иллюстрируют
кинетические кривые откачки (рис. 5.3). Видно, что насыщение плёнки
приводит к росту давления. Период, в течение которого плёнка далека
от насыщения, тем продолжительнее, чем ниже начальное давление.
Очевидная причина этого – пропорциональное уменьшение потока
газовых молекул, взаимодействующих с плёнкой, при снижении
начального давления. Поскольку геттерная откачка вызывается
химическим связыванием газовых молекул, теоретическое значение
максимальной производительности насоса легко найти, зная
химическую формулу образующегося соединения и скорость
испарения геттера.

Рис. 5.3. Временнáя зависимость давления в камере, откачиваемой
геттерным насосом при различном начальном давлении

Рассмотрим для примера геттерную откачку азота,
сопровождающуюся образованием нитрида титана TiN. Скорость
испарения примем равной 3 1017 атомов в секунду (типичная величина
для титановых испарителей). Максимальная производительность в
этом случае 3  1017 атомов азота в секунду. Поскольку азот имеет
двухатомную молекулу, ежесекундно сорбируемое плёнкой
количество молекул будет вдвое меньше, так что максимальная
производительность Q составит
245





1,5  1017
22,4  105  0,56 Па  л/с ,
6,023  1023
где 6,023  1023 – число Авогадро.
Напыление титана – очень эффективный способ откачки в
вакуумных системах при сравнительно высоких давлениях (рис. 5.4).
Q

Рис. 5.4. Рабочая диаграмма сублимационного геттерного насоса
длиной 400 мм при откачке азота (температура плёнки 20 °С).
Числами рядом с кривыми указаны диаметр входного отверстия (мм) и
скорость испарения титана (г/ч)

Испарители могут быть выполнены не только в виде
проволочки, как это показано на рис. 5.1. На практике используют
несколько модификаций испарителей, обладающих необходимой
механической жёсткостью (рис. 5.5). К примеру, хорошо сохраняют
форму при повышенных температурах проволочные испарители из
титано-молибденового сплава. При рабочей температуре испаряется
преимущественно титан, поскольку он имеет более высокое давление
паров. В испарителе может быть сблокировано несколько нитей, при
перегорании одной из которых питание переключают на другую.
Большим запасом геттера обладают испарители в форме полого
сфероида, внутри которого установлены проволочные нагреватели.
246

Сфероид выполняется съёмным и, по мере утонения стенок его
заменяют.

Рис. 5.5. Различные модификации испарителей
(в скобках указана масса титана)

Устройство питания и управления испарителей представляет
собой регулируемый низковольтный источник переменного тока.
Напряжение подают непосредственно на проволочные испарители
либо на нагреватели косвенного накала. Выходную мощность
регулируют в зависимости от требуемой скорости испарения (рис. 5.6).
При ручном управлении подаваемый в испаритель ток варьируют в
пределах от нуля до 50 А при максимальном напряжении 10 В; режим
испарения – непрерывный или периодический. При автоматическом
управлении ток подают в течение нескольких минут, затем его
отключают или снижают до величины, выбираемой для периода
«ожидания». Продолжительность этого периода определяется
кинетикой давления в вакуумной камере. Для оценки оставшегося
ресурса в устройство питания часто встраивают счётчик ампер-часов.
По его показаниям судят о количестве испарённого титана.
247

Рис. 5.6. Скорость испарения титана в проволочном испарителе
в зависимости от тока

При переходе на новую нить её необходимо обезгазить, чтобы
уменьшить скачок давления при включении, вызываемый
десорбирующимся газом. При давлении выше 5  10-4 Па целесообразно
работать в режиме непрерывного испарения. При ручном управлении
полезно, как правило, выдерживать некоторую паузу между
последовательными циклами испарения. Её продолжительность
варьируют в зависимости от давления, геометрической формы камеры и
площади сорбционной панели. В среднем один монослой титановой
плёнки напыляется за две минуты испарения.
Путём геттерирования не откачиваются инертные газы и метан
(см. табл. 5.1). Для их откачки разработаны технологии, одним из
обязательных этапов которых является ионизация газовых молекул.
Ионизация происходит в результате столкновения молекулы с
электроном: при этом подавляющая доля образующихся ионов имеет
положительный заряд. Источником электронов служат холодный или
накалённый катоды. В первом случае используется эффект
автоэлектронной эмиссии под влиянием сильного электрического поля
вблизи поверхности катода, во втором – термоэлектронная эмиссия.
248

Электроны и образующиеся ионы ускоряются в электрическом поле
при разности потенциалов в несколько тысяч вольт. Приобретаемая
при этом скорость оказывается достаточной для формирования
направленного движения положительных ионов в сторону катодных
пластин и их имплантации в приповерхностную зону на глубину в
несколько атомных слоёв. Если диффузионная подвижность
имплантированных частиц мала, они в течение длительного периода
не смогут появиться вновь в газовой фазе.
5.2. Магнитные электроразрядные насосы
Магнитный электроразрядный насос - геттерно-ионный
вакуумный насос, в котором для распыления геттера используют
газовый разряд в магнитном поле.
Насосы, основанные на эффектах химической и ионной откачки,
называют геттерно-ионными. Их ранние модификации 50-х гг. XX
столетия имели специальные электронные источники и испарители
титана. В более поздних вариантах, которые и получили почти
исключительное распространение, геттерная плёнка формируется в
результате ионного распыления титановых электродов в разряде
Пеннинга. Этим и определяется их название. Базовую
двухэлектродную разрядную ячейку (модуль) насоса составляют анод,
катоды и магнит (рис. 5.7). Как правило, анод имеет форму полого
цилиндра и изготавливается из нержавеющей стали, а катодные
пластины, расположенные с торцов анода, изготавливаются из титана.
Магнитное поле ориентировано вдоль оси анода. Электроны
эмитируются катодами под влиянием электрического поля в зазоре
между электродами. Разность потенциалов обычно составляет 5 – 7
кВ. Анодные электроды набираются из большого числа модулей и
имеют ячеистую (сотовую) конструкцию.
Благодаря совместному действию электрического и магнитного
полей электроны имеют очень протяжённые, близкие к спирали
траектории. Вследствие этого вероятность столкновений электронов с
газовыми молекулами до попадания на анод достаточно велика. Если
первичные электроны к моменту столкновения успевают приобрести
кинетическую энергию, достаточную для ионизации молекул, в ячейке
развивается самостоятельный электрический разряд (разряд
Пеннинга). Образующиеся ионы, ускоряясь электрическим полем и
бомбардируя катодные пластины, вызывают их распыление.
249

Осаждаясь на внутренней поверхности анода и других поверхностях,
распылённые атомы титана формируют геттерную плёнку. Часть
ионов инертных газов к моменту падения на катодные пластины
приобретают энергию, достаточную для их имплантации. Ионы и
атомы инертных газов с меньшей энергией, находящиеся на
поверхности пластин, «замуровываются» распылёнными атомами
титана. Параллельно в результате ионной эрозии катодных пластин
происходит реэмиссия ранее поглощённых газов. Эти процессы
проиллюстрированы на рис. 5.7 - 5.9.

Рис. 5.7. Модуль разрядного насоса (геттерная плёнка зачернена; белыми
кружками показан поглощённый газ)

Реальные физические механизмы откачки в электроразрядных
насосах гораздо сложнее представленной упрощённой модели.
Разрядные
насосы
рассматриваются
обычно
как
сверхвысоковакуумные.
Между
тем
они
могут
успешно
использоваться и в условиях высокого вакуума. Важнейшее
достоинство разрядных насосов наряду с чистотой создаваемой ими
остаточной газовой среды – их полная «изолированность» от
атмосферы. Подобно крионасосам они не требуют форвакуумной
откачки, поскольку поглощаемый газ накапливается внутри насоса.
250

Однако в отличие от крионасосов они не нуждаются в периодической
регенерации. Их работоспособность лимитируется главным образом
физической целостностью катодных пластин. Остаточный ресурс этих
насосов зависит от количества поглощённого газа. Поэтому их
нецелесообразно использовать для длительной откачки при
повышенных давлениях.

Рис. 5.8. Физические процессы в катодной зоне разрядного насоса

Рис. 5.9. Схемы, иллюстрирующие работу разрядных насосов:
а – диодных; б - триодных
251

Рабочие диаграммы разрядных насосов сходны с аналогичными
характеристиками вакуумных насосов других типов (рис. 5.10).
Существует интервал давлений, где быстрота действия примерно
постоянна, а при очень низком давлении она падает до нуля. В области
высоких давлений быстрота действия также заметно уменьшается. В
сравнении с высоковакуумными насосами других типов разрядные
насосы при равных быстрóтах действия имеют существенно меньшую
производительность. Падение их быстроты действия становится
заметным уже при давлении 1  10-3 Па, тогда как в насосах других
типов – лишь при 1 10-1 Па. Предельное остаточное давление близко к
10-10 Па. Этот предел определяется балансом между поглощением газа
и внутренним газовыделением. Ограничивающим фактором является
также неустойчивость электрического разряда в разреженном газе при
очень низких давлениях.

Рис. 5.10. Типичные рабочие диаграммы разрядных насосов
(при откачке воздуха)

Быстрота действия разрядных насосов по индивидуальным газам
зависит от молекулярной массы, температуры газа и коэффициента
252

захвата (прилипания). В расчёте на единицу площади сорбирующей
поверхности быстрота действия выражается соотношением
S0 = 3,64 β (T/M)0,5.
(5.2)
Это же соотношение при подстановке коэффициента захвата
применимо для определения быстроты действия в расчёте на единицу
площади входного сечения насоса. Входящий в формулу (5.2)
коэффициент прилипания β зависит от многих факторов и в
технической литературе даётся с большим разбросом. Например,
значения коэффициента прилипания титановой плёнки по азоту
приводят в пределах от 0,1 до 0,7. Применительно к разрядным
насосам существен и ещё один фактор неопределённости –
коэффициент распыления катодных пластин.
Таким образом, эффект откачки при работе электроразрядных
насосов вызывают в совокупности следующие процессы:
- захват ионов откачиваемых газов кристаллической решёткой
на глубине нескольких атомных слоёв под поверхностью катодных
электродов;
- сорбция химически активных газов плёнкой геттера,
осаждающейся на поверхности электродов;
- диффузия водорода в глубь катодных пластин;
- диссоциация сложных молекул с образованием более простых
фракций и с их последующей откачкой по одному из вышеописанных
механизмов;
- образование быстрых газовых атомов в результате
нейтрализации ионов и их рассеяния поверхностью катодных пластин
с последующим их замуровыванием в местах напыления геттерной
плёнки на аноде, корпусе и катодных пластинах.
Промышленность выпускает несколько модификаций разрядных
насосов. Это диодные насосы, в которых катодные пластины
закреплены на заземлённом корпусе, а высокий положительный
потенциал подан на анод (рис. 5.8, 5.9а); триодные насосы, в которых
катодные пластины электрически изолированы от корпуса и находятся
под высоким отрицательным потенциалом относительно заземлённых
анода и корпуса (рис. 5.9б); «дифференциальные» насосы, в которых
катодные пластины выполнены из геттерных металлов с существенно
различными коэффициентами распыления; триодные насосы типа
StarCell (рис. 5.11); комбинированные насосы, в которые встроены
253

дополнительные модули на основе нераспыляемого геттера с
повышенной быстротой действия по водороду.
На практике диаметр разрядной ячейки выбирают в пределах 15
– 25 мм. Для магнитных полей 0,1 – 0,15 Тл это близко к оптимуму.
Подаваемое на электродную систему напряжение при запуске насоса
должно составлять как минимум 3 кВ. Разрядный ток увеличивается с
ростом напряжения до 6 – 7 кВ. Эти величины и характерны для
рабочего режима. Разрядный ток, приведённый к давлению 100 Па,
составляет 5 – 30 А, быстрота действия одной ячейки – от 0,3 до 2 л/с.
Типичные для промышленных насосов значения быстроты действия –
до 200 л/с, хотя выпускаются насосы и с большей быстротой действия.

Рис. 5.11. Катодная пластина насоса StarCell

5.3. Откачные характеристики разрядных насосов
Разрядные насосы способны откачивать любые газы, включая
углеводороды. Из-за различия молекулярной массы и химической
активности механизм откачки и быстрота действия по различным
газам неодинаковы. Различны и скорости ионного распыления
катодных пластин. Они определяются главным образом массой иона и
углом его падения на поверхность. При малых углах между
поверхностью и вектором скорости налетающего иона коэффициенты
распыления выше. Для лёгких газов коэффициенты распыления очень
малы. Выбор титана в качестве геттера определяется его высокой
химической активностью и способностью образовывать устойчивые
254

соединения с большинством газов. Он активно взаимодействует с
водородом, кислородом, азотом, оксидом и диоксидом углерода,
водяными парами.
Механизмы откачки активных и инертных газов поясняют
схемы на рис. 5.9. Ионная бомбардировка приводит не только к
распылению катодных пластин. Падающие ионы частично
захватываются кристаллической решёткой. Глубина проникновения
ионов составляет, однако, всего несколько атомных слоёв. Поскольку
при работающем насосе катодные пластины непрерывно распыляются,
скорость поглощения химически активных газов путём имплантации
пренебрежимо мала. Если водород откачивается совместно с
тяжёлыми газами, его значительная часть сорбируется геттерной
плёнкой, осаждающейся на аноде. Но доминирующий механизм
откачки водорода – его диффузия в толщу катода. Глубина диффузии
намного превышает пробег ионов при имплантации. Поэтому водород
поглощается стабильно и в больших количествах. Скорость
поглощения водорода примерно вдвое превышает быстроту действия
насоса по азоту.
Катоды должны быть сконструированы таким образом, чтобы не
происходило их заметной деформации либо коробления даже после
поглощения значительных количеств водорода. При повышении
температуры
скорость
и
глубина
диффузии
возрастают,
увеличивается, однако, и реэмиссия из катода ранее поглощённого
водорода. Это происходит из-за малой энергии химической связи в
молекулах гидрида титана в сравнении с его нитридом и оксидом.
Инертные газы не могут быть поглощены путём хемосорбции.
Основной механизм их откачки – имплантация быстрых ионов и
нейтральных атомов, а также их замуровывание осаждающимися
атомами титана. Из-за непрерывного распыления катодных пластин
часть внедрённых ионов выделяется вновь. Поэтому ранние
модификации насосов имели малую быстроту действия по инертным
газам. Для них была характерна так называемая аргонная
нестабильность – периодическое резкое повышение давления из-за
реэмиссии ранее поглощённого аргона.
Один из способов преодоления этих трудностей – увеличение
доли частиц, отражающихся от катодных пластин в виде быстрых
нейтральных атомов и поглощающихся затем путём имплантации на
аноде либо стенках насоса. Вероятность их последующей реэмиссии
из этих областей крайне мала. Коэффициент отражения зависит от
255

соотношения атомных масс налетающей частицы и мишени (в данном
случае катодных пластин) и угла падения. С ростом атомной массы
мишени коэффициент отражения и относительная энергия отражённой
частицы возрастают. Поэтому заметный эффект даёт применение
катодов из металлов тяжелее титана, например молибдена или тантала.
Используя катоды из этих металлов, можно уменьшить скорость
распыления. Насосы с такими катодами имеют намного бóльшую
быстроту действия по инертным газам и более стабильны в
эксплуатации (табл. 5.2). Правда, их быстрота действия по активным
газам несколько снижена.
Таблица 5.2
Относительная быстрота действия разрядных насосов по различным
газам (по данным фирм-изготовителей)*
Модификация и рабочее напряжение насоса
Откачи
ваемый
газ

H2
CH4
NH3
H2O
Воздух
N2
CO
CO2
O2
He
Ar

Диодный,

Триодный,

3,5 кВ
2,5 – 3,0
2,7
1,7
1,3
1,0
0,98
0,86
0,82
0,55
0,11
0,01

5,2 кВ
2,0
0,9 – 1,05

1,0
0,95
1,0
0,57
0,3
0,3

Диодный со
щелевыми
катодами,
7,3 кB
2,7

1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
0,57
0,1
0,06

Диодный с
дифференциа
льными
катодами
(Mo, Ti)

1,0

0,25
0,2

*3а единицу принята быстрота действия по воздуху
Полезный эффект даёт также увеличение угла падения ионов на
катодные пластины. Этого достигают, профилируя пластины, т.е.
создавая на их поверхности узкие щели. Угол скольжения
большинства ионов становится при этом очень малым, а
коэффициенты отражения и скорость распыления возрастают.
256

Быстрота действия таких насосов по инертным газам достаточно
стабильна и достигает 5 – 10 % от быстроты действия по воздуху.
Ещё одна модификация разрядных насосов – решётчатые
катоды, представляющие собой совокупность тонких параллельных
полос, разделённых небольшими промежутками. Схема насоса с
решетчатыми катодами показана на рис. 5.9 б). Такие катоды частично
«прозрачны» для летящих ионов. Благодаря этому стенка насоса,
находящаяся за катодами и выполняющая, по существу, функции
вспомогательного анода, становится дополнительной откачивающей
поверхностью. Насос имеет заземлённый корпус, высокий
отрицательный потенциал подают на катоды. В триодном насосе
быстрые ионы после нейтрализации на катоде, сохранив свою
энергию, достигают стенки. Здесь они могут внедриться в поверхность
либо, отразившись от стенки, поглотиться на аноде. Относительная
быстрота действия триодных насосов по инертным газам достигает 20
– 25 %. Даже после длительной откачки смесей, содержащих инертные
газы, эти насосы сохраняют стабильные характеристики. По быстроте
откачки водорода триодные насосы несколько уступают диодным.
Ещё один недостаток триодных насосов – искривление катодных
полос в тех случаях, когда насос работает при повышенных давлениях
или им уже поглощено большое количество водорода.
Чтобы избежать искривления, используют перфорированные
катодные пластины (см. рис. 5.11). Насосы с такими пластинами
известны под торговой маркой StarCell. Фигурные симметричные
отверстия в катодных пластинах расположены напротив анодных
ячеек по их оси. Радиально ориентированные «лучи», занимающие их
периферийную область, могут свободно расширяться в направлении к
центру. Поэтому даже полное насыщение водородом не может
привести к их деформации и искривлению катода в целом. «Лучистая»
форма перфораций придаёт этим насосам ещё одно преимущество –
больший ресурс. Дело в том, что скорость эрозии катодных пластин
максимальна в осевой области разрядной ячейки. Поэтому диодный
насос с обычными катодными пластинами практически теряет
работоспособность, как только катод в этой области полностью
эродирует. Триодный насос выходит из строя, когда по этой же
причине ломается катодная полоска. Часто это приводит к короткому
замыканию. Основную массу титана при этом рационально
использовать не удаётся. В насосах StarCell, напротив, к моменту,
когда катодные пластины из-за ионной эрозии теряют механическую
257

жёсткость и целостность, можно с пользой распылить бóльшую массу
титана. Благодаря постепенной «симметричной» эрозии катодных
пластин ресурс насосов StarCell примерно вдвое превышает таковой
триодных насосов и на 60 % – насосов диодных. Как следствие,
насосы StarCell при рабочем давлении 110-3 Па способны к
непрерывной работе в течение года. Сопоставительные оценки
быстроты действия этих насосов по различным газам следующие: N2,
О2, Н2О, СН4 (1,0); СО2 (1,1); Н2 (2,0); Ar (0,22); Не (0,3). В новейших
разработках в полости насосов устанавливают нераспыляемый
геттерный модуль. Это заметно повышает быстроту действия и
сорбционную ёмкость насосов.
5.4. Эксплуатация разрядных насосов
Разрядные насосы обычно поставляются под вакуумом после
откачки и обезгаживания внутренней полости. Это исключает
неконтролируемое насыщение поверхностей адсорбированными
газами и облегчает запуск. Входное отверстие заглушают фланцем,
снабжённым
медным
штенгелем.
Герметизацию
штенгеля
осуществляют методом холодной сварки с помощью специальных
клещей. При монтаже заглушку снимают в последнюю очередь, когда
сборка закончена и установка полностью готова к вакуумированию.
Время экспозиции насоса в атмосфере должно быть минимальным.
Установки, откачиваемые разрядными насосами, содержат, как
правило, высоковакуумные клапаны, исключающие контакт насосов с
атмосферным воздухом при его напуске в камеру. Если предельное
остаточное давление близко к 10-7 Па, прогрев установки необязателен,
и для герметизации могут применяться витоновые прокладки. При
более низких давлениях все уплотнительные прокладки должны
выполняться из металла и установка должна быть снабжена
нагревательным устройством для обезгаживания.
При измерениях быстроты действия или аттестации необходимо
чётко представлять, является ли объектом измерений новый
(оттренированный) насос либо, напротив, насос, уже поглотивший
определённое количество газа. После включения нового насоса
быстрота действия уменьшается вплоть до достижения некоторого
стабильного уровня. Это хорошо видно из сопоставления рабочих
диаграмм, построенных в различных состояниях одних и тех же
258

насосов (рис. 5.10 и 5.12). Возможность достижения максимальной для
данного насоса быстроты действия предопределяется его вакуумной
предысторией. К примеру, насос с номинальной быстротой действия
60 л/с оказывается полностью насыщенным после поглощения 330 Па 
л газа.

Рис. 5.12. Рабочая диаграмма промышленных разрядных насосов
после тренировки

Если давление в камере очень высокое или, напротив, настолько
низкое, что источник питания работает в режиме холостого хода,
запуск разрядных насосов может быть затруднён. При зажигании
разряда при повышенном давлении (~1 Па), в особенности если
электродная система в течение нескольких дней была в контакте с
атмосферой, стартовый разрядный ток достаточен для её разогрева.
Это увеличивает скорость газовыделения и, в свою очередь, повышает
давление и разрядный ток, так что в насосе складываются условия для
развития
лавинообразного
процесса.
Одновременно
падает
напряжение на электродах, что снижает быстроту действия, ещё
больше усложняя запуск. Если электродная система сильно
загрязнена, для вакуумной системы насос может стать не
поглотителем газа, а его источником. Иногда требуется несколько раз
259

включить и выключить блок питания, прежде чем отчётливо
проявится тенденция к устойчивой работе насоса. При запуске
диодные и триодные насосы ведут себя по-разному. Это различие
предопределяется
характеристиками
источников
питания
и
полярностью подаваемого на электродную систему напряжения, а
также формой и материалом катода.
Напомним, что максимальная производительность разрядных
насосов составляет лишь сотую долю производительности
сопоставимых по быстроте действия насосов других типов.
Конструктивные и эксплуатационные характеристики откачиваемых
систем должны отражать эту их особенность. В частности, даже если
некоторые модификации насосов способны стартовать при давлениях
1–3 Па, этого нельзя делать слишком часто из-за ускоренной эрозии
катодов. Сильноэродированные катоды приходится заменять.
Операции по замене достаточно сложны, поскольку корпус насоса
должен быть вскрыт, а затем заварен вновь. Ресурс катодов зависит от
количества поглощённого газа. На практике он может быть
интегрально оценён продолжительностью эффективной работы насоса
при фиксированном давлении. Для диодных насосов типичны
следующие зависимости: 200 ч при постоянном давлении 10-2 Па;
2000 ч при 10-3 Па; 20000 ч при 10-4 Па и т.д. При давлении 10-4 Па,
как видно, насосы способны функционировать более двух лет, тогда
как при 10-1 Па – только 20 ч. При откачке чистого азота срок службы
диодных насосов при давлении 10-4 Па составляет примерно 50000 ч
(почти 6 л). Соответствующие величины для триодных насосов 35000 ч и для насосов StarCell – 80000 ч.
При очень низких давлениях стартовый процесс весьма
продолжителен. Если, к примеру, начальное давление близко к 10-7 Па,
стартовое время составляет всего несколько секунд, но уже при
давлении ~ 10-10 Па оно возрастает до получаса. Поведение насоса при
повышенных давлениях в сильной степени зависит от электрических
характеристик источника питания. Одно из важнейших требований –
возможность поддержания наибольшей производительности без
перегрева электродов. Это возможно лишь при согласовании
электрических характеристик насоса и источника питания. Если
мощность источника чрезмерно велика, разрядный ток вызывает
сильный разогрев электродов и способен их повредить. Если же
мощность неадекватно мала, снижается максимальное рабочее
давление насоса и его производительность. Источник питания во всем
260

интервале рабочих давлений должен давать оптимальные для данного
насоса напряжение и ток. При повышенных давлениях мощность,
потребляемую насосом, необходимо автоматически ограничивать,
обеспечивая устойчивый запуск при любых стартовых условиях.
Потребляемая насосом мощность сильно зависит от давления, а при
давлениях ниже 10-4 Па она пренебрежимо мала (рис. 5.13).

Рис. 5.13. Разрядный ток (1) и мощность (2), потребляемая
разрядным насосом, в зависимости от давления

Интересная и весьма полезная особенность разрядных насосов –
близкая к линейной зависимость потребляемой мощности от давления
в насосе. Точнее говоря, линейной зависимостью с давлением связан
разрядный ток. По существу в этих насосах осуществляется
саморегулирование откачных характеристик в соответствии с общим
количеством газа, находящегося в системе. Это не должно вызывать
удивления, поскольку сами физические механизмы откачки
«замкнуты» на молекулярной концентрации откачиваемого газа.
Благодаря магнитному полю в разрядной ячейке работающего насоса
формируется электронное облако, вращающееся вокруг её оси. Это
облако относительно устойчиво, существует в широком интервале
давлений и может рассматриваться как ионизирующий фактор
261

примерно постоянной интенсивности. Между тем концентрация
газовых молекул, ионизируемых при попадании в это облако,
пропорциональна давлению. Поэтому ионный ток и линейно
зависящий от него полный разрядный ток также будут
пропорциональны давлению, благодаря чему разрядный ток может
служить его индикатором.
Необходимо подчеркнуть сугубо оценочный характер подобной
индикации: система, построенная на этом принципе, не может
рассматриваться как альтернатива вакуумметру. Особенно большие
погрешности неизбежны при давлениях ниже  10-6 Па. Они связаны с
токами утечки по поверхности изоляторов и с другими физическими
эффектами, не зависящими от давления.
5.5. Средства откачки на основе нераспыляемых геттеров
Рассмотрим ещё один класс геттерных насосов, где рабочее
вещество представляет собой пористый интерметаллический сплав, не
подверженный испарению либо распылению. Откачивающее действие
этих насосов основано на адсорбции газовых молекул с последующим
диффузионным переносом в глубь рабочего вещества. Водород
поглощается обратимо и может быть реэмитирован из геттерного слоя
нагревом. Другие газы, обычно присутствующие в вакуумируемых
системах, образуют с компонентами геттерных сплавов устойчивые
химические соединения и сорбируются практически необратимо.
(Литературно-исторический парадокс: эти насосы могли бы
именоваться диффузионными куда с бóльшим основанием, чем
пароструйные, для которых это укоренившееся название по существу
ошибочно.) В дальнейшем для обозначения нераспыляемого
геттерного насоса будем использовать аббревиатуру НГН.
Активный элемент в НГН представляет собой сравнительно
толстый (доли миллиметра) слой нераспыляемого геттера, нанесённый
на пластинчатую либо ленточную подложку из константана, нихрома
или нержавеющей стали. Геттерный слой имеет пористость 50 – 70 %;
физическая площадь его внутренней поверхности, доступной газовым
молекулам, доходит до 103 м2/кг, что примерно в сто раз превышает
проективную поверхность. Исходным сырьём для формирования
геттерного слоя служит мелкодисперсный порошок переходных
металлов. На подложку его наносят спеканием в вакууме, накаткой
или плазменным напылением. Наиболее распространённым геттером в
262

настоящее время является циаль (84 % циркония и 16 % алюминия;
торговая марка St101); применяют также сплавы и композиции, в
состав которых входят титан, ванадий, железо, никель, тантал,
молибден, вольфрам, рений и др. (табл. 5.3).
Таблица 5.3
Характеристики промышленных нераспыляемых геттеров
на основе циркония
Марка геттера
Характеристика
St101
St707
Состав
Zr – Al
Zr - V - Fe
Рекомендуемый интервал
600 – 900
300 – 500
температуры активации, С
Начальная удельная быстрота
H2
10-2/
0,6/0,6
действия при рабочей температуре 20
1,0
N2
С (числитель отвечает температуре
3,5 
1,5  10-2
-2
10
активации 500 С, знаменатель – 700
CO
10-3
5  102/
С), л/(с  см2)
/0,3
6  10-2
Удельная сорбционная ёмкость по
8000
5300
водороду при давлении 13 Па для
(700 С)
(600 С)
различной рабочей температуры,
3  105
2  105
Па  л/кг
(300 С)
(300 С)
Для удаления поглощённого газа и обновления сорбирующей
поверхности необходимо НГН периодически активировать.
Активацию осуществляют нагревом активного элемента в
динамическом вакууме. Температурно-временнóй режим активации и
рабочую температуру активного элемента выбирают в зависимости от
условий эксплуатации НГН (табл. 5.4).
Эксплуатационные характеристики НГН оценивают обычно
быстротой действия по водороду. Как и в геттерных насосах других
типов, сорбционная ёмкость НГН ограничена. Поэтому по мере
сорбционного насыщения их быстрота действия по всем сорбируемым
газам снижается (рис. 5.14 – 5.16). Кроме того, из-за образования
гидридов активные элементы постепенно охрупчиваются, что может
привести к их механическому разрушению.
НГН выпускаются в виде встраиваемых картриджей, активных
элементов, заключённых в стеклянную оболочку, и автономных
263

насосов с фланцевым подсоединением к откачиваемой системе. Для
повышения удельных откачных характеристик ленточный геттер часто
выполняют гофрированным.
Таблица 5.4
Рекомендуемая рабочая температура промышленных
нераспыляемых геттеров, С
Марка геттера
Условия работы геттеров
St101
St707
Откачка активных газов (N2, O2, CO,
CO2) и их смесей в интервале давлений
10-3 – 10-1 Па
700
450
Откачка активных газов и их смесей
при давлениях ниже 10-3 Па
400
280
Откачка водорода с незначительной
примесью тяжёлых активных газов
400
280
Откачка водорода при давлениях до
10-1 Па при относительной
концентрации примесных газов менее
10-6
–
20
Сверхвысоковакуумная откачка
газовых смесей при давлениях ниже 107
Па
–
20

Рис. 5.14. Погонная быстрота действия ленточного
геттера St101 как функция количества поглощённого газа
264

Рис. 5.15. Погонная быстрота действия ленточного геттера St101 в
зависимости от количества поглощённого оксида углерода

Рис. 5.16. Погонная быстрота действия ленточного геттера
St101 в зависимости от количества поглощённого азота
265

Автономные НГН обычно снабжают встроенным электрическим
нагревателем (рис. 5.17). Небольшие насосы, как правило, не
нуждаются в принудительном охлаждении, поскольку потребляют
малую мощность. Так, для устойчивой работы НГН диаметром 25 мм
и длиной 75 мм достаточен электронагреватель мощностью 10 Вт. При
откачке чистого водорода НГН способны работать при комнатной
температуре, правда, с пониженной быстротой действия. Стандартный
встраиваемый картридж имеет быстроту действия до 2000 л/с.

Рис. 5.17. Автономный насос на основе нераспыляемого геттера:
1 – электрический нагреватель; 2, 5 – присоединительный и
опорный фланцы соответственно; 3 – гофрированный ленточный геттер;
4 – змеевик водяного охлаждения
266

Относительные значения быстроты действия НГН по
индивидуальным газам составляют: 1,0 (водород), 0,17 (азот),
0,5 (оксид углерода), 0,65 (кислород), 5  10-3 (тяжёлые углеводороды).
К указанным величинам, однако, необходимо относиться с
осторожностью, поскольку они меняются в зависимости от количества
и состава поглощённых газов. Инертные газы и метан НГН
практически не поглощают. Для откачки смесей, содержащих эти
газы, в дополнение к НГН необходим небольшой разрядный насос.
Насосы на основе нераспыляемых геттеров являются простым и
надёжным средством получения сверхвысокого вакуума. Они
особенно эффективны в прогреваемых системах, в которых после
термического обезгаживания в составе остаточных газов преобладает
водород. Встроенные ленточные геттеры, к примеру, нашли широкое
применение в современных накопителях заряженных частиц. О
масштабах
использования
нераспыляемых
геттеров
для
интегрированных вакуумных систем накопителей говорят следующие
примеры. Сверхвысоковакуумная откачка с помощью геттерноионных насосов и встроенного ленточного геттера общей длиной 1500
м реализована на комплексе PETRA-III (Германия). НГН создают
рабочий вакуум  4  10-8 Па в электрон-позитронном коллайдере
ВЕРС-II (КНР).
На ускорительно-накопительных комплексах нового поколения
слой нераспыляемого геттера наносят непосредственно на
внутреннюю поверхность камеры, занимая до 60 % её площади. Такая
технология воспроизводит практически идеальные вакуумные условия
и позволяет существенно увеличить интенсивность пучков.
Многими эксплуатационными достоинствами обладают также
комбинированные геттерно-ионные насосы, в которых в едином
корпусе совмещены электродная система разрядного насоса и
откачной модуль на основе нераспыляемого геттера (рис. 5.18).
Подобная интеграция позволяет существенно увеличить быстроту
действия по водороду (рис. 5.19 – 5.21).
В комбинированных насосах целесообразно использовать
геттерные сплавы с пониженной температурой активации, близкой к
традиционно поддерживаемой при термическом обезгаживании
сверхвысоковакуумных установок (300 – 400 С). В таком режиме, к
примеру, может устойчиво функционировать нераспыляемый геттер
на основе сплава циркония (70 %), ванадия (24,6 %) и железа (торговая
марка St 707).
267

Рис. 5.18. Разрядный насос с встроенным модулем
из гофрированного ленточного геттера

Рис. 5.19. Быстрота действия комбинированного геттерно-ионного насоса
как функция количества поглощённого газа

Эффект применения геттерного модуля из этого сплава наглядно
демонстрируют откачные характеристики (рис. 5.20) и масс-спектр
268

(рис. 5.21). Геттерный модуль в насосе поддерживали при комнатной
температуре; его активацию проводили при 350 С в течение 12 ч.

Рис. 5.20. Кинетическая зависимость быстроты действия по водороду для
разрядных насосов со встроенным геттерным модулем (сплошные линии) и
без него (штриховые линии)

Рис. 5.21. Масс-спектр остаточных газов в камере, откачиваемой
разрядным насосом со встроенным геттерным модулем (сплошные линии) и
без него (штриховые линии)
269

Ещё меньшей температурой активации характеризуются
сплавы титана и ванадия и титана, циркония и ванадия. Их рабочая
температура близка к комнатной.
5.6. «Чистые» системы предварительного разрежения
Средства предварительного разрежения вакуумных систем,
откачиваемых геттерно-ионными насосами, должны отвечать двум
основным требованиям. Во-первых, создаваемое ими остаточное
давление должно быть достаточно низким, масштаба 10-1 Па. Вовторых, они не должны вносить загрязнений в откачиваемую систему,
поскольку такие загрязнения могут усложнить запуск и эксплуатацию
высоковакуумных насосов.
По критерию допустимых газовых нагрузок геттерно-ионные
насосы обладают существенной особенностью в сравнении с
компримирующими: при равной быстроте действия они имеют в сотни
раз меньшую производительность. Это накладывает ограничения на
стартовые
условия
и
требуемые
характеристики
средств
предварительной откачки. Обычно в эксплуатационной документации
указывают лишь допустимое стартовое давление. Применительно к
системам, откачиваемым геттерно-ионными насосами, это может
привести к серьёзным проектным ошибкам при выборе типа и
характеристик форвакуумного и высоковакуумного насосов.
Аргументация здесь такова. Количество газа, поступающего в
высоковакуумный насос после завершения предварительной откачки,
зависит не только от конечного давления, но и от объёма камеры.
Байпасная линия способна изменить газовый поток, поступающий в
высоковакуумный насос, но она не может повлиять на количество газа,
находящегося в камере в свободном и адсорбированном состояниях.
Именно этот фактор, равно как и частоту рабочих циклов вакуумной
установки, необходимо учитывать при выборе средств предварительной
откачки и производительности высоковакуумного насоса.
В идеале геттерно-ионные насосы целесообразно запускать при
давлениях, близких к 1  10-3 Па. На практике стартовое давление
составляет около 10-1 Па. Предварительная откачка возможна в
нескольких вариантах. Так, применяют механические насосы с
масляным уплотнением, снабжённые ловушками. В совокупности с
азотной ловушкой или хорошо обезгаженной цеолитовой ловушкой
270

механические насосы позволяют получить стартовое давление ниже
10-2 Па. Тем не менее эти насосы применяют крайне редко из-за
опасения случайно загрязнить камеру и высоковакуумный насос.
Нередко чистые системы предварительной откачки строят на
основе сорбционных насосов (рис. 5.22). На стартовом этапе
вакуумирования целесообразно использование воздушных эжекторов
или безмасляных механических насосов. С их помощью до
подключения сорбционных насосов из камеры можно удалить 90 %
атмосферного воздуха, радикально уменьшив скорость насыщения
сорбента. Особенно эффективны в этом отношении безмасляные
механические насосы. Они имеют предельное остаточное давление
ниже 2,5 Па и могут работать длительное время без риска загрязнить
вакуумную систему. К тому же с их помощью можно проводить её
обезгаживание. Такими насосами можно ограничиться в случае, если
геттерно-ионный насос имеет большую производительность, а
откачиваемый объект мал (например, лампа СВЧ-диапазона). Их
удобно сочетать с одноступенчатыми сорбционными агрегатами и/или
титановыми испарительными насосами.

Рис. 5.22. Вакуумная система с сорбционными
насосами предварительной откачки

Для предварительной откачки крупных камер целесообразно
последовательно использовать безмасляные механические, затем
криогенные или молекулярные/турбомолекулярные насосы и лишь
271

после этого включать геттерно-ионные насосы. Примером являются
накопители заряженных частиц и коллайдеры. Они насыщены
сверхвысоковакуумным оборудованием и откачиваются, как правило,
разрядными и комбинированными насосами.
Вопросы для самоконтроля
1. Принцип действия геттерных насосов. Механизм откачки
инертных газов и метана.
2. Механизм откачки магнитных электроразрядных насосов.
Откачка активных и инертных газов.
3. Влияние давления на быстроту действия геттерных насосов.
4. Достоинства и недостатки электроразрядных насосов.
5. Требования к системам предварительного разрежения
геттерных насосов.
6. Что представляет собой активный элемент в насосах с
нераспыляемым геттером?
7. Варианты чистых систем предварительной откачки.

272

6. ПЕРЕГРУЗКА ВАКУУМНЫХ НАСОСОВ
6.1. Эксплуатация высоковакуумных насосов
в зоне максимальной производительности
6.1.1. Пароструйные насосы
Вернёмся к рабочей диаграмме пароструйного насоса (см. рис.
2.6). Эта диаграмма не отражает физического различия между
стационарным режимом работы насоса с постоянной быстротой
действия («плато») и переходным режимом с постоянной
производительностью, когда одна или несколько входных ступеней изза перегрузки практически не функционируют. Имея в виду эти
ступени, насос следует считать работающим с перегрузкой в
интервале давлений конечного участка «плато». Если форвакуумный
насос не обладает чрезмерной быстротой действия, рабочая диаграмма
чётко фиксирует участок постоянной производительности. Напомним,
что этим словосочетанием обозначен тот факт, что ежесекундно
удаляемое насосом количество молекул при впускных давлениях 2,5 
10-1 и 2,5 Па примерно одинаково.
Резервную зону эксплуатационной безопасности должна иметь
каждая ступень пароструйного насоса. Выполнение этого требования
предотвращает внезапное прекращение откачивающего действия
насоса при перегрузке первой ступени. Это, однако, не избавляет от
негативных последствий перегрузки, в частности от резкого
увеличения обратного потока паров рабочей жидкости.
Расположение точки Qmax на конечном участке «плато»
существенно для высоковакуумных насосов любого типа и напрямую
связано с потребляемой насосом мощностью. Эксплуатация
пароструйных насосов при газовых нагрузках, превышающих Qmax,
часто сопровождается колебаниями впускного давления, затухающими
при давлении выше ~ 3 Па. Обычно это вызвано прерыванием паровой
струи первой ступени «запредельным» потоком откачиваемого газа.
Возникновение подобных колебательных процессов является
универсальным свойством любых функциональных систем: чем ближе
к вертикали стремится кривая, представляющая в линейной системе
координат зависимую переменную, тем ею труднее управлять. Даже
очень малые вариации независимой переменной имеют результатом
273

намного бóльшие изменения зависимой! В действующих насосах, как
правило, ни быстрота действия, ни впускное давление не поддаются
контролю. Исключение составляют испарительные геттерные (геттерноионные насосы) и средства откачки на основе нераспыляемых геттеров.
Их быстроту действия и производительность в процессе эксплуатации
можно менять в довольно широких пределах: в первом случае –
вариацией скорости формирования геттерного слоя, а во втором – меняя
рабочую температуру. Единственное, чем можно управлять, – это
газовый поток. С этой целью видоизменяют конструктивные и
технологические решения внутрикамерного оборудования и самой
камеры; заменяют конструкционные и функциональные материалы;
применяют дросселирование и т.п. Применительно к пароструйным
насосам описанная ситуация характерна для интервала впускных
давлений 0,1 – 2,5 Па в зависимости от производительности насоса и его
конструктивного исполнения.
Для «ухода» от вертикали в системе координат газовый поток –
впускное давление проектант располагает весьма ограниченными
возможностями.
Во-первых,
производительность
каждой
последующей ступени (и соответственно потребляемую ею мощность)
увеличивают приблизительно на 10 % в сравнении с предыдущей. При
таком подходе первая (входная) ступень становится самой «слабой». В
больших насосах, имеющих пять-шесть ступеней, «потерянная» из-за
этого мощность достигает 20 – 30 %. Такое решение едва ли можно
считать оптимальным методом избавления от пульсаций. Вторая,
столь же далёкая от идеала возможность, – применение больших
форвакуумных насосов. Перегруженный пароструйный насос,
работающий в паре с высокопроизводительным форвакуумным
насосом, быстро теряет рабочую жидкость: более плотный газовый
поток, пронизывая паровые струи, увлекает за собой в форвакуумный
насос их часть. При перегрузке существен и ещё один механизм
потери рабочей жидкости: струи пара не достигают стенок и с потоком
газа уходят в форвакуумный насос. Об этом свидетельствует снижение
температуры воды в системе охлаждения пароструйного насоса,
длительное время работающего в режиме перегрузки.
Выше ~ 5 Па давление стабилизируется, поскольку функция
откачки переходит к форвакуумному насосу. Этому сопутствуют
интенсивные потери рабочей жидкости. Для нормальной работы
пароструйных насосов при давлении в камере свыше ~ 0,1 Па
274

необходимо ограничивать газовый поток до уровня максимальной
производительности
первой
ступени
и
осуществлять
его
дросселирование входным клапаном. В целях экономии можно
использовать малогабаритные клапаны, маслоотражатели и ловушки.
Можно, наконец, по завершении высоковакуумной откачки камеры
зашунтировать пароструйный насос и вакуумирование осуществлять
насосом предварительного разрежения или форвакуумным насосом. В
вакуумных системах, которые с интервалом около получаса или чаще
подвергаются воздействию атмосферы, нет необходимости применять
клапаны и ловушки с повышенной проводимостью. Сопутствующее
увеличение быстроты откачки всё равно не уменьшит её
продолжительность, тогда как сопротивление малогабаритных
компонентов будет способствовать эффекту дросселирования.
6.1.2. Турбомолекулярные насосы
В зоне максимальной производительности турбомолекулярные
насосы ведут себя подобно пароструйным (рис. 6.1). Единственное
различие обусловлено тем, что даже если в ТМН входные ступени
перестают функционировать, это не находит внешнего отражения,
пока не начнётся торможение двигателя. На самом деле при
перегрузке из-за увеличения плотности откачиваемого газа
увеличивается трение в подшипниках, и повышается их температура,
что в конечном итоге сокращает срок службы. Но заметно это будет не
сразу.
Вернёмся к причинам уменьшения быстроты действия на
конечном участке «плато», в области высокого впускного давления.
Ход кривых на рис. 6.1 и 6.2 свидетельствует о том, что спад быстроты
действия не связан с режимом течения на входе в насос. Его следует
ассоциировать с уровнем энергопотребления и поведением
приводного электродвигателя. Этот вывод подтверждают данные табл.
6.1. Видно, что при приближении насоса к состоянию перегрузки
потребляемая им мощность остаётся неизменной, тогда как скорость
вращения ротора и, следовательно, быстрота действия уменьшаются.

275

Рис. 6.1. Рабочая диаграмма турбонасоса

Рис. 6.2. Мощность, потребляемая гибридным турбонасосом
(S0 = 250 л/с; N2), в функции впускного давления
форвакуумного насоса

276

Таблица 6.1
Эволюция характеристик турбонасоса Macrotorr
при возникновении перегрузки
Выпускное
Степень
Скорость
Потребляемая
сжатия
вращения
мощность,
давление,
ротора,
(N2)
Вт
Па
об /мин
1,33

2.0  108

56000

13

50,5

8

2.0  10

56000

65

101

2.0  108

56000

85

202

8

1.9  10

52000

90

364

8.7  107

47000

90

516

3.9  10

43000

90

665

6.0  10

38000

90

7
6

Рис. 6.3. Эволюция рабочей диаграммы ВВН при приближении
к вязкостному режиму на входе в насос

Если же на входе в высоковакуумный насос устанавливается
вязкостный режим, неизбежно падение степени сжатия, а отнюдь не
быстроты действия. Последняя лимитируется кривой Qmax (рис. 6.3). В
результате, как это видно на графике, возрастает предельное
277

остаточное давление насоса. Если бы в паре с высоковакуумным
насосом работал форвакуумный насос бóльшей производительности и
адекватной мощности, это препятствовало бы уменьшению компрессии
высоковакуумного насоса и способствовало бы росту его быстроты
действия. Так, для воздуха при комнатной температуре удельная
быстрота действия в вязкостном режиме достигает ~ 20 л/(с  см2), тогда
как в молекулярном режиме она составляет лишь 11,6 л/(с  см2).
Остановимся теперь на балансе мощности, потребляемой
компримирующими насосами. Для изотермического сжатия газа в
насосе необходима мощность
Wсж = Q ln Pвып/Pвп ,

(6.1)

где Q – производительность; Pвп, Pвып - соответственно впускное и
выпускное давление. Но это лишь незначительная часть необходимой
мощности. В пароструйных насосах её основная часть затрачивается
на непрерывное кипячение рабочей жидкости. В турбонасосах
доминируют фрикционные потери в подшипниках и в выходных
ступенях (трение в газе). Кроме того, в турбомолекулярных и
струйных насосах часть мощности затрачивается на поддержание
перепада давления между выпускным и впускным отверстиями даже
при нулевой газовой нагрузке.
Таким образом, выражение для полной мощности W,
потребляемой компримирующим насосом, приобретает вид
W = Q ln Pвып/Pвп + S (Pвып – Pвп) + Wрас,

(6.2)

где S – быстрота действия насоса; Wрас – мощность, рассеиваемая в
различных функциональных узлах (в турбомолекулярных и
механических форвакуумных насосах это в основном фрикционные
потери).
Мощность, потребляемую многоступенчатыми насоссами,
определяют суммированием мощностей каждой из ступеней.
Степень сжатия и перепад давления между выпускным и
впускным отверстиями, являясь относительно независимыми
параметрами
компримирующих
насосов,
определяются
их
конструктивными особенностями и условиями эксплуатации. Их
взаимосвязь, представленную в виде семейства кривых на рис. 6.4,
278

обычно определяют экспериментально. С этой целью, варьируя
газовую нагрузку и меняя тем самым выпускное давление, фиксируют
впускное давление насоса. Не трудно представить, какого терпения и
внимания требует эта процедура при подходе к предельному
остаточному давлению.

Рис. 6.4. Взаимозависимость между впускным и выпускным
давлением для гибридного турбонасоса: параметр – газовая нагрузка

6.1.3. Насосы поверхностного действия
Напомним, что термином «насосы поверхностного действия»
обозначают обширную группу различных по физической природе
средств высоковакуумной откачки, объединяемых общим принципом
действия: они не перекачивают, сжимая, а поглощают газ. Иначе
говоря, их рабочий орган – сорбционно-активная поверхность,
сформированная до начала процесса вакуумирования или
формируемая непосредственно в ходе самого процесса. Эту группу
составляют криогенные (конденсационные и криосорбционные)
насосы; испарительные геттерные и геттерно-ионные насосы;
распылительно-ионные
(магниторазрядные) насосы;
откачные
устройства на основе нераспыляемых геттеров.
279

Эксплуатация насосов поверхностного действия в режиме
перегрузки имеет существенные особенности. Рассмотрим их на
примере криогенных и магниторазрядных насосов.
Наряду с ограничением максимального потока откачиваемого
газа (предельного давления) в квазистационарных условиях,
характерного для компримирующих насосов, лимитирующим фактором
для криогенных и разрядных насосов является количество уже
поглощённого газа. Реакция крионасоса на газовый импульс,
превышающий его максимальную производительность, зависит от
сорбционной ёмкости и теплоёмкости криопанелей. Если количество
газа в импульсе достаточно велико, возможен нагрев панелей,
сопровождающийся высвобождением ранее поглощённого газа. В
сравнении с пароструйными криогенные насосы менее чувствительны к
броскам
давления.
Однако
по
величине
приемлемой
производительности пароструйные насосы предпочтительнее (рис. 6.5).
Зоны приемлемой перегрузки для насосов поверхностного действия (на
рис. 6.5 эти зоны выделены штриховкой) отражают зависимость Qmax от
условий эксплуатации: для криогенных насосов – от временнóго
промежутка между последовательными циклами регенерации, а для
разрядных – от периодичности замены катодных пластин.

Рис. 6.5. Допустимые области перегрузок для насосов различных типов:
1 – геттерно-ионные; 2 – криогенные; 3 – пароструйные; 4 –
турбомолекулярные; 5 – турбонасосы с молекулярной ступенью
280

Необходимость их замены на практике обычно увязывают с
ухудшением откачных характеристик, затруднённым запуском или
внезапным отказом из-за короткого замыкания в электродной системе.
Перегрузку, обусловленную «запредельным» количеством ранее
поглощённого газа, выявляют, наблюдая за эволюцией откачной
характеристики для водорода.
6.2. Сопоставительные оценки и выводы
Дадим сопоставительные оценки предельных параметров
насосов различных типов (рис. 6.6).
Степень сжатия двухступенчатых пластинчато-роторных
насосов с масляным уплотнением по гелию близка к 107. Столь
высокая компрессия делает очень эффективным их применение в
масс-спектрометрических течеискателях, использующих гелий в
качестве пробного газа.

Рис. 6.6. Степень сжатия по гелию в зависимости
от объёмной скорости газового потока на входе в насосы различных типов:
1 – пластинчато-роторные; 2 – комбинированные турбомолекулярные;
3 – пароструйные; 4 – гибридные турбомолекулярные;
5 – турбомолекулярные
281

Контролируя герметичность изделий в режиме противотока, с
помощью этих насосов удаётся поддерживать фоновое давление гелия
в высоковакуумной системе течеискателя на уровне 10-8 Па, при том
что его парциальное давление в атмосфере составляет
~ 5  10-1 Па. Для пароструйных насосов типичен коэффициент сжатия
по гелию порядка 106. Его точное значение зависит от плотности
паровых струй и количества ступеней. Схожая картина характерна и
для комбинированных молекулярных насосов.
Для проектанта вакуумного оборудования очень полезны
графические зависимости степени сжатия от массового расхода или
производительности. Они наглядно демонстрируют зависимость
степени сжатия от конкретных условий, в частности от выпускного
давления. Их использование способствует достижению генеральной
цели: решая вопросы рационального сопряжения совместно
работающих насосов, ориентироваться на баланс массовых расходов, а
не давлений.
Завершая тему, отметим, что традиционная связка быстрота
действия – впускное давление может представлять интерес для
проектанта или испытателя насосов, но отнюдь не для
эксплуатационника. Для последнего важнее всего давление в рабочей
камере. Оценивая насос, мы измеряем газовый поток и давление в его
впускном отверстии. Его быстрота действия в конечном итоге всего
лишь отношение этих двух базовых параметров.
Вопросы для самоконтроля
1. Причина перегрузки вакуумных насосов.
2. Способы снижения газовой нагрузки на паромасляные насосы
при впускном давлении выше 0,1 Па.
3. Особенности эксплуатации турбомолекулярных насосов в
режиме перегрузки.
4. Определение мощности, потребляемой компримирующими
насосами.

282

Литература
1. Основы проектирования экспериментальных термоядерных
реакторов с магнитным удержанием плазмы/ А.Б. Алексеев [и др.]; под
ред. В.А. Глухих, Г.Л. Саксаганского. – СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2016. 614 с.
2. Бурмистров, А. В. Бесконтактные вакуумные насосы:
учебное пособие / А.В. Бурмистров, С.И.Саликеев. – Казань: Изд-во
КГТУ, 2010. – 104 с.
3. Бурмистров, А.В. Прямые и обратные потоки в
бесконтактных вакуумных насосах: монография / А.В. Бурмистров,
С.И. Саликеев, М. Д. Бронштейн. - Казань: Изд-во КГТУ, 2009. -232 с.
4. Вакуумная техника: справочник / К. Е. Демихов [и др.]; под
общей ред. К. Е. Демихова, Ю. В. Панфилова. – М.: Машиностроение,
2009. 590 с.
5. Механические вакуумные насосы / Е. С. Фролов [и др.]. – М.
: Машиностроение, 1989. – 288 с.
6. Методы расчета сложных вакуумных систем / С.Б. Нестеров
[и др.]; под общ. ред. С.Б. Нестерова и А.В. Бурмистрова. – М.: ОМР.
ПРИНТ, 2010, 370 с.
7. ОСТ 26-04-2140-86. Насосы и агрегаты вакуумные
механические. Виды испытаний. Номенклатура проверяемых
параметров. Методы испытаний. – 53 с.
8. Розанов, Л. Н. Вакуумная техника / Л. Н. Розанов. – М.:
Высшая школа, 2007. – 391с.
9. Саксаганский, Г. Л. Молекулярные потоки в сложных
вакуумных структурах / Г. Л. Саксаганский. – М.: Атомиздат, 1980.216 с.
10. Саксаганский , Г.Л. Электрофизические вакуумные насосы
/ Г. Л. Саксаганский. – М.: Энергоатомиздат, 1988. -280 с.
11. Хабланян, М.Х. Вакуумная техника. Оборудование,
проектирование, технологии, эксплуатация. Ч.1. Инженернофизические основы: учебное пособие / М.Х. Хабланян, Г.Л.
Саксаганский,
А.В. Бурмистров. - Казань: Изд-во КНИТУ, 2013 – 232 с.
12. Хоффман, Д. Справочник по вакуумной технике и
технологиям / Д. Хоффман, Б. Сингх, Дж. Томас. – М.: Техносфера,
2011. — 736 с.
283

13. ISO 21360:2007 Vacuum Technology – Standard methods for
measuring vacuum pump performance – General description Вакуумная
техника – Стандартные методы измерения характеристик вакуумных
насосов – Общие положения
14. ISO 1607-1:1993 Positive Displacement Vacuum Pumps –
Measurement of Performance Characteristics – Part 1. Measurement of
volume rate of flow (pumping speed) Насосы вакуумные объёмного
действия – Измерение рабочих характеристик – Ч.1. Измерение
объёмного расхода (быстроты откачки)
15. ISO 1607-2:1989 Positive Displacement Vacuum Pumps –
Measurement of Performance Characteristics – Part 2. Measurement of
Ultimate Pressure Насосы вакуумные объёмного действия – Измерение
рабочих характеристик – Ч.2. Измерение предельного остаточного
давления
16. ISO 1608-1:1993 Vapour Vacuum Pumps – Measurement of
Performance Characteristics – Part 1. Measurement of volume rate of flow
(pumping speed) Струйные вакуумные насосы – Измерение рабочих
характеристик – Ч.1. Измерение объёмного расхода (быстроты
откачки)

284

Приложение 1
Испытания механических насосов
с масляным уплотнением
Параметры вакуумных насосов с масляным уплотнением
измеряют по методикам, изложенным в ГОСТ Р 53335-2009 (ИСО
1607-1: 1993), ГОСТ 54107-2010 (ИСО 1607- 2: 1989). Ранее подобные
измерения регламентировались ГОСТ 25663-83, ОСТ26-04-2140-86 и
ОСТ 11295.021-74. В ходе испытаний контролируют предельное
остаточное давление и зависимость быстроты действия от давления на
входе. Схема испытательного стенда представлена на рис. П1.1.

Рис. П1.1. Вакуумная схема стенда для испытаний
механических вакуумных насосов

На вход испытуемого насоса устанавливают измерительную
камеру СVI (рис. П1.2, табл. П1.1). Её диаметр для всех насосов, кроме
механических с масляным уплотнением и адсорбционных, должен
быть равен диаметру условного прохода насоса, но не менее 100 мм.
При диаметре условного прохода менее 100 мм измерительную камеру
и испытуемый насос соединяют переходником (рис. П1.2). В качестве
пробного газа обычно используют сухой воздух или азот.
285

Объём измерительной камеры (в литрах) определяют по формуле
VК  5VВС ,

VВС  60S / ni ,

(П1.1)

где S - ожидаемая быстрота действия испытуемого насоса, л/c;
n - скорость вращения вала насоса, об/мин; i - число циклов в каждом
обороте; VВС - объём газа, всасываемого за один оборот вала
насоса, л.

Рис. П1.2. Измерительная камера и переходник для испытаний
вакуумных насосов: 1 – напускная трубка; 2 – штуцер для присоединения
манометрического преобразователя

Таблица П1.1
Размеры измерительных камер для испытаний
механических насосов
Объём всасывания Объём измерительной Диаметр измерительной
камеры, мм
насоса V ВС , дм3
камеры V К , дм3
До 0,26
1,3
100
0,26 - 1,10
5,5
160
1,10 - 4,20
21,0
250
4,20 - 17,00
85,0
400
17,00 - 65,00
325,0
630
65,00 - 260,00
1300,0
1000
286

Испытания начинают с измерения предельного остаточного
(базового) давления насоса. Измерительную камеру откачивают при
закрытом натекателе VF в течение 1-2 ч до стабилизации давления в
камере и температуры насоса. Давление через один час после
стабилизации температуры для данного насоса считают базовым.
Быстроту действия в данном случае измеряют методом
постоянного потока, основанном на формировании некоторого
газового потока через натекатель VFI в измерительную камеру и
измерении этого потока и давления на входе в насос.
После откачки до предельного остаточного давления в
измерительной камере с помощью натекателя устанавливают более
высокое давление PВХ . Давление считают установленным, если
результаты трёх последовательных измерений, проведённых с
интервалом не менее 1 мин, отличаются друг от друга не более чем на
3 %. Одновременно измеряют поток Q , поступающий в камеру через
натекатель, температуру и давление окружающей среды, а также
температуру напускаемого газа (датчик Т1 на рис. П1.1). Затем с
помощью натекателя устанавливают более высокое давление и
измерения повторяют. В каждой декаде давлений проводят не менее
трёх измерений.
Поток газа в зависимости от типа насоса и его
производительности может измеряться потокомерами с бюреткой,
ротаметрами, газовыми счётчиками, а также методом диафрагмы (см.
прил. П3).
Согласно ГОСТ 54107-2010 быстроту действия находят по
формуле
Q
S ВХ 
,
(П1.2)
PВХ  PБ
где Q , PВХ , PБ - экспериментально измеренные величины потока,
давления на входе и базового давления соответственно. Быстроту
действия определяют в интервале входных давлений от PОСТ до
PНАИБ .РАБ .
Результаты измерений оформляют в виде графической
зависимости SВХ  f ( PВХ ) . Типичные экспериментальные кривые для
287

пластинчато-роторных насосов АО «Вакууммаш» представлены на
рис П1.3.
При испытаниях газобалластных насосов аналогичные измерения
проводят с открытым газобалластным устройством.

Рис. П1.3. Экспериментальные кривые быстроты действия
пластинчато-роторных вакуумных насосов

Другой метод измерения быстроты действия – метод постоянного
объёма - базируется на результатах математической обработки
экспериментальных кинетических кривых откачки камеры известного
объёма V испытуемым насосом. Алгоритм этого метода – определение
продолжительности откачки камеры в фиксированном интервале
давлений (рис. П1.4). Этот метод удобен при работе с насосами
низкого и среднего вакуума в области высоких давлений. Его
применение в высоковакуумной области ограничено из-за
погрешности,
вызываемой
адсорбционно-десорбционными
процессами на стенках измерительной камеры. Эту погрешность
можно устранить, используя в качестве пробного газа гелий.
В ходе измерений фиксируют время изменения давления от P1 до
P2 при откачке камеры CVI. Полагая, что искомая быстрота действия
288

в диапазоне давлений от P1 до P2 постоянна, её вычисляют по
формуле
V ln P 1 P 2 
,
S
(П1.3)

где  - временной интервал, за который давление в камере
изменяется от P1 до P2 . Полученное значение быстроты действия
относят к среднему давлению P  ( P1  P2 ) / 2 .

Рис. П1.4. Схема стенда для измерения быстроты
действия насоса методом постоянного объёма

Для большинства насосов низкого и среднего вакуума
предположение о постоянстве быстроты действия в области высоких
давлений вполне обосновано. Это видно, например, из рис. П1.3, где
приведена типичная зависимость быстроты действия от давления для
вакуумных насосов с масляным уплотнением: быстрота действия
практически не меняется в интервале давлений от 100 Па до
атмосферного. Однако, к примеру, для ДВН участок с постоянной
быстротой действия отсутствует, и метод постоянного объёма для них
неприменим.
289

Ещё один существенный недостаток метода постоянного объёма –
необходимость использования вакуумных камер больших размеров. В
стандарте ISO 21360:2007 указывается, что объём камеры должен быть
не меньшим, чем ожидаемая быстрота действия, умноженная на 120 с.
Отсюда следует, например, что для измерения быстроты действия
одного из популярных и далеко не самого «большого» отечественного
насоса НВР-60Д необходима камера объёмом почти 2 м3.
Перейдём к процедуре измерений. При откачке газ охлаждается,
так что падение давления в измерительной камере обусловлено не
только его эвакуацией, но и понижением его температуры. Темп его
охлаждения меняется в ходе откачки, поскольку на теплообмен между
газом и стенками влияет давление в камере. При давлениях, близких к
атмосферному, падение температуры весьма существенно; в
переходном и молекулярном режимах оно невелико. Для ослабления
его влияния откачку ведут циклически, причём конечное давление в
цикле должно отличаться от начального лишь на несколько процентов.
Затем откачку прекращают, закрыв быстродействующий клапан VEI, и
выдерживают паузу для стабилизации температуры. Эту процедуру
выполняют до достижения конечного давления.
При обработке результатов измерений с использованием формулы
(П1.3) необходимо учитывать наряду с объёмом камеры V объёмы
клапана и соединительного трубопровода.

290

Приложение 2
Испытания двухроторных насосов
Номенклатура контролируемых параметров и методика
испытаний регламентируются ОСТ 26-04-2140-86. Двухроторные
насосы практически всегда работают в агрегате с форвакуумными, что
и предусмотрено схемой испытательного стенда (рис. П2.1). При
измерении
быстроты
действия
испытуемого
насоса
NZ1
дополнительно измеряют давление на его выходе (манометрический
преобразователь P3). На выходе из насоса устанавливают натекатель
VF2 для регулирования выпускного давления.

Рис. П2.1. Вакуумная схема стенда для испытаний
двухроторных насосов

Измерения предельного остаточного давления и быстроты
действия проводят по той же методике, что и при испытаниях
механических насосов с масляным уплотнением.
Ещё один контролируемый параметр при испытаниях –
максимальное отношение выходного ( РВЫХ ) и входного ( PВХ )
давлений. Измерения выполняют по следующему алгоритму.
291

Запускают оба насоса, выдерживают паузу для их выхода в
стационарный термо-гидравлический режим и откачивают камеру CVI
до предельного остаточного давления, фиксируя входное и выходное
давления испытуемого насоса. Затем, плавно приоткрывая натекатель
VF2, несколько повышают давление РВХ . Эту процедуру
проделывают многократно, вплоть до достижения паспортной
величины максимального входного давления. При этом случайные
неконтролируемые вариации давления РВЫХ и РВХ не должны
превышать 5% на протяжении одной минуты в течение всего цикла
испытаний. В каждой декаде давления РВЫХ проводят не менее трёх
измерений. Используя полученные экспериментальные данные,
определяют компрессию:


РВЫХ  РБ
РВХ  РБФН

,

(П2.1)

где РБ , РБФН – базовое давление двухроторного и форвакуумного
насосов. Результаты удобно представлять графически (рис. П2.2).

Рис. П2.2. Максимальное отношение выходного и входного давлений насоса
НВД-200

292

Приложение 3
Испытания пароструйных и турбомолекулярных насосов
Предельное остаточное давление и быстроту действия
пароструйных насосов и механических насосов с масляным
уплотнением измеряют по одинаковым методикам. Испытательный
стенд формируют по схеме, представленной на рис. П3.1.
Дополнительно измеряют наибольшее выпускное давление. Для этого
снимают взаимозависимость впускного и выпускного давлений. При
закрытых натекателях VF 1 и VF 2 измерительный колпак откачивают
до предельного остаточного давления. Плавно открывая натекатель
VF 2 , повышают выпускное давление и фиксируют соответствующее
давление на входе. Продолжая плавно увеличивать выпускное
давление, доводят его до такого значения, при котором давление на
входе скачкообразно возрастает не менее чем в 10 раз. Это значение
считают наибольшим выпускным давлением насоса без газовой
нагрузки.

Рис. П3.1. Вакуумная схема стенда для испытаний
пароструйных насосов
293

Согласно ГОСТ 25662-83 измеряют также наибольшее выпускное
давление при нагрузке. Для этого колпак, предварительно откачанный
до предельного остаточного давления, с помощью натекателя VF1
заполняют пробным газом. Давление в колпаке устанавливают на
уровне, отвечающем максимальной быстроте действия испытуемого
насоса. Затем, плавно приоткрывая натекатель VF2, по
вышеописанному алгоритму определяют выпускное давление насоса.
Найденная величина и есть наибольшее выпускное давление
испытуемого насоса при максимальной нагрузке. Результаты измерений
представляют в виде графических зависимостей PВХ  f ( PВЫХ ) или
( PВЫХ / PВХ )  f ( PВЫХ ) . Вторая кривая более наглядна.
При
испытаниях
высоковакуумных
насосов,
включая
пароструйные и турбомолекулярные, для измерения газовых потоков
обычно используют метод диафрагмы. Этот метод универсален и
позволяет измерять даже очень малые потоки. Он состоит в
следующем. На вход испытуемого насоса устанавливают
измерительный колпак, разделённый диафрагмой на две камеры:
верхнюю CV1 (давление Р1 ) и нижнюю CV2 (давление P2 < Р1 ) - рис.
П3.2. Пробный газ подают через натекатель VF1.
Поток пробного газа из верхней камеры в нижнюю:
(П3.1)
Q  U ( P1  P2 ) .
Искомая быстрота действия испытуемого насоса:

S

 P P 
Q
 U  1 Б1  ,
P2
 Р2  РБ 2 

(П3.2)

где U - проводимость отверстия в диафрагме: PБ1 и PБ 2 – базовые
давления в каждой из камер. Проводимость U выбирают в
зависимости от ожидаемой величины быстроты действия S. Обычно
принимают
U=0,1 S.
Измерения быстроты действия насоса при впускном давлении
менее 0,1 Па проводят в следующем порядке:
- откачивают измерительный колпак до предельного
остаточного давления и фиксируют базовые давления PБ1 и PБ 2 ;
- с помощью натекателя VF1 устанавливают в колпаке более
высокое давление, которое считается установленным, если результаты
294

трёх последовательных измерений, проведённых с интервалом не
менее 60 с, отличаются не более чем на 3 %;
- одновременно измеряют давления Р1 и P2 ;
- рассчитывают быстроту действия испытуемого насоса при
заданном давлении Р2  РВХ по формуле (П3.2).

Рис. П3.2. Вакуумная схема испытательного стенда с применением метода
диафрагмы (на примере турбомолекулярного насоса)

При давлении выше 0,1 Па поток, как правило, измеряют с
помощью бюретки.
295

Приложение 4
Испытания геттерных и криогенных насосов
Геттерные и криогенные насосы формируют остаточную газовую
среду, свободную от углеводородных загрязнений. Поэтому и стенды
для их испытаний должны комплектоваться только «сухими»
форвакуумными
насосами.
Схема
испытательного
стенда
представлена на рис. П4.1. Форвакуумный насос подсоединён к стенду
через клапан VП1.

Рис. П4.1. Вакуумная схема стенда для испытаний геттерных
и криогенных насосов

Для измерения предельного остаточного давления включают
форвакуумный насос и откачивают колпак до давления, необходимого
для
запуска
испытуемого
насоса,
затем
осуществляют
термовакуумную тренировку стенда, после завершения которой
измеряют предельное остаточное давление испытуемого насоса по
методике, используемой при тестировании механических насосов с
296

масляным уплотнением. Измерения быстроты действия проводят по
методике, аналогичной вышеописанной для пароструйных и
турбомолекулярных насосов.
При испытаниях геттерных и криогенных насосов измеряют
также наибольшее рабочее давление. Для этого при работающем в
штатном режиме насосе с помощью натекателя VF1 поддерживают
давление, равное предполагаемому наибольшему рабочему. Если в
течение часа давление в измерительном колпаке изменяется не более
чем на 10 %, его и принимают за наибольшее рабочее. Если оно
изменяется более чем на 10 %, с помощью натекателя его немного
снижают и повторяют измерения.
Еще один важный параметр для геттерных и крионасосов –
наибольшее давление запуска. Для его измерения включают
испытуемый насос, и колпак откачивают до ~ 10-4Па. Затем насос
выключают и, приоткрывая натекатель VF1, колпак заполняют
пробным газом при атмосферном давлении. Далее натекатель
закрывают, клапан VП1 открывают и колпак откачивают до давления,
равного ожидаемому давлению запуска испытуемого насоса. Поле
этого клапан VП1 закрывают и вновь включают испытуемый насос,
фиксируя время, за которое колпак будет откачан до ~ 10-4Па. Если
оно составляет 5-10 мин, то давление в момент повторного включения
испытуемого насоса и принимают за наибольшее давление его
запуска. Если время превышает 10 мин, снижают «стартовое»
давление и измерения повторяют. Если же оно составляет менее 5 мин,
испытания повторяют, увеличив стартовое давление.

297

Приложение 5
Испытания сорбционных насосов
Испытания сорбционных насосов проводят на стенде по рис. П1.1
Объём измерительного колпака должен быть равен максимальному
откачиваемому объёму, указываемому в паспорте на насос. Между
колпаком и испытуемым насосом может устанавливаться переходник.
Предельное остаточное давление измеряют по методике,
рассмотренной ранее для механических насосов с масляным
уплотнением.
Величину максимального откачиваемого объёма оценивают
следующим образом. Включают испытуемый насос и откачивают
камеру до давления ~1,0 Па. Давление измеряют каждые 15 мин. Если
продолжительность откачки не превышает паспортное значение, насос
считают успешно прошедшим испытания. В противном случае
проверяют качество и характеристики адсорбента и повторяют
измерения. По их результатам строят кривую «набора вакуума», т.е.
зависимость давления на входе в насос в логарифмическом масштабе
от длительности откачки в линейном масштабе.

298

УЧЕБНОЕ ИЗДАНИЕ
Марсбед Хабланян
Георгий Леонидович Саксаганский
Алексей Васильевич Бурмистров

ВАКУУМНАЯ ТЕХНИКА
ОБОРУДОВАНИЕ, ПРОЕКТИРОВАНИЕ,
ТЕХНОЛОГИИ, ЭКСПЛУАТАЦИЯ
Часть 2
ВАКУУМНЫЕ НАСОСЫ

Редактор Л. Г. Шевчук

299

Подписано в печать 14.09.2016
Бумага офсетная
Печать ризографическая
18,75 уч.-изд. л.
Тираж 250 экз.

Формат 6084 1/16
17,44 усл. печ. л.
Заказ
«С» 184

Издательство Казанского национального исследовательского
технологического университета
Офсетная лаборатория Казанского национального
исследовательского технологического университета
420015, Казань, К. Маркса, 68

300