автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.03, диссертация на тему:Теоретические основы расчета рабочих процессов прогрессивных криогенных технологий термостатирования и получения сверхчистых криопродуктов

Санкт-Петербургская государственная академия холода и пищевых технологий

Р - , « _ На правах рукописи

ОД УДК 621.59

БОРЗЕНКО Евгений Иванович

Теоретические основы расчета рабочих процессов прогрессивных криогенных технологий термостатировання н получения сверхчистых крнопродуктов

Специальность 05.04.03 - Машины и аппараты холодильной н криогенной техники и систем кондиционирования

ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени доктора технических наук в форме научного доклада

Санкт-Петербург 1998

Работа выполнена в Санкт-Петербургской государственной академии холода к пищевых технологий.

Официальные оппоненты:

Заслуженный деятель науки и техники России, доктор технических наук, профессор A.M. Архаров, Заслуженный деятель науки и техники России, доктор технических наук, профессор О.П. Иванов, доктор технических наук, профессор A.A. Шлейфер.

Ведущее предприятие: Научно-технический центр «Энергия» НИИЭФА им. Д.В. Ефремова.

Защита состоится 7 мая 1998 г. в 14 часов в ауд. 2219 на заседании диссертационного Совета Д063.02.01 при Санкт-Петербургской государственной академии холода и пищевых технологий по адресу: 191002, Санкт-Петербург, ул. Ломоносова, 9.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Санкт-Петербургской государственной академии холода и пищевых технологий.

Отзыв в двух экземплярах, заверенный печатью учреждения, просим направить в диссертационный Совет академии.

Диссертация в форме научного доклада разослана 7 апреля 1998 г.

Ученый секретарь диссертационного Совета,

доктор технических наук, профессор----—

( -~ Л.С. Тимофеевскин

Обшая характеристика работы

Актуальность проблемы. Развитие энергетики, ракетной, космической техники, радиоэлектроники, металлургии редкоземельных металлов и других областей народного хозяйства поставило в 60-е годы перед криогенной техникой новые задачи.

Наиболее важными из них являлись разработка и создание криогенных технологий крностатировання широкого спектра энергетических сверхпроводниковых систем, машин и устройств, а также технологий получения криопродукгов особой чистоты.

. Среди сверхпроводниковых объектов крностатировання особое место занимают электрические машины с криогенным охлаждением, у которых сверхпроводниковая обмотка размещается во вращающемся криостате и из-за критических параметров промышленно выпускаемых технических сверхпроводников термоста-тируется жидким кипящим гелием. При этом на гелий действует поле центробежных и кориолисовых сил, что сильно усложняет картину теплообмена при кипении гелия в каналах сверхпроводниковой обмотки.

В известных системах криостатирования гелий подается во внутреннюю по- . лость ротора. Под действием центробежных сил он перемещается к периферии, где и происходит процесс теплообмена. Сложность этого процесса в поле центробежных сил обусловливает возможность различных механизмов: от теплообмена при пузырьковом, пленочном кипении до конвективного теплообмена при закрн-■ таческом состоянии гелия.

Для уменьшения влияния градиента давления в жидком гелии, возникающего под действием центробежных сил, на теплоотдачу от сверхпроводящей обмотки при свободной конвекции целесообразно применить поток однофазного гелия при сверхкритическом давлении.

Электрические машины с криогенным охлаждением, как уникальные опытные машины, пока изготовлены в единичных Экземплярах, что практически исключает возможность проведения широких физических экспериментов по исследованию вариантов систем криостатирования, связанных с изменением их конструкции. Это создает предпосылки для разработки и внедрения математических моделей для проведения численного эксперимента по исследованию процессов, протекающих в элементах системы криостатирования, с целью синтеза их характеристик и повышения эффективности процессов. Итогом этой работы должно быть создание и внедрение в практику проектирования подсистем математических моделей криостатирования сверхлроводниковых элементов конструкций.

В настоящее время многие направления науки и техники связаны с использованием криопродукгов, таких как азот, аргон, кислород и другие в жидком или газообразном состоянии. Проблема получения технически чистых криопродукгов из воздуха и газовых смесей в основном считается решенной. Однако, для целого ряда перспективных промышленных технологий, базирующихся на использовании

криопродуктов, слишком велико то минимальное содержание примесей, которое находится в технически чистых криопродуктах.

Для получения сверхчистых газообразных и жидких криопродуктов широко используются криотехнологии, основанные на использовании процессов низкотемпературной ректификации и адсорбции. В промышленности имеется опыт по получению сверхчистых криопродуктов в автономных ректификационных модулях, которые, как правило, рассчитывались на конкретные проектные параметры. Это не позволяет прогнозировать поведение систем при изменении эксплуатационных параметров.

Дальнейшее развитие криотехнологии получения сверхчистых криопродук-тов требует разработки теоретических основ и научно обоснованных методов расчета и моделирования процессов в автономных ректификационных модулях.

Разработка математических моделей процессов, протекающих в узлах ректификации и охлаждения, требует создания пакетов программных модулей для получения статических характеристик с целью повышения эффективности процесса очистки при изменении режимных параметров.

Настоящая работа выполнялась в соответствии с координационным планом научно-исследовательских, опытно-промышленных и проектных работ по цеолитам Научного Совета по синтезу, изучению и применению адсорбентов АН СССР и координационным планом по комплексной проблеме «Теплофизика и теплоэнергетика» АН СССР.

Цели к задачи исследования. Разработка теоретических основ расчета рабочих процессов прогрессивных технологий термостатирования сверхпроводниковых элементов электрических машин и получения сверхчистых криопродуктов путем математического моделирования физических процессов для синтеза статических и динамических характеристик криогенных систем и установок. Основные задачи исследования следующие.

1. Разработка концепции построения, создания и реализации на ЭВМ математических моделей статических характеристик структурных элементов циркуляционного контура криостатирования сверхпроводящей обмотки возбуждения роторов криотурбогенераторов однофазным закритическим гелием.

2. Создание и реализация на ЭВМ математических моделей теплопередаюших и парогенерирующих элементов систем криостатирования с целью получения динамических характеристик для качественной оценки влияния переходных режимов на устойчивость их работы.

3. Создание и реализация на ЭВМ вычислительной системы для определения термических, калорических параметров и транспортных свойств реальных рабочих веществ криогенных систем.

4. Теоретическое исследование путем численного эксперимента на математических моделях характеристик циркуляционной системы криостатирования

сверхпроводящих обмоток роторов криотурбогенераторов при различных режимах работы.

5. Разработка принципов построения криогенных технологий получения особо чистых веществ методом низкотемпературной ректификации и адсорбции.

6. Экспериментальное исследование низкотемпературной адсорбции в процессе очистки криопродукта от примесей на стационарном слое адсорбентоп.

7. Разработка и реализация на ЭВМ математических моделей процесса низкотемпературной ректификации при очистке технически чистых криопродуктов от мнкропримесей с целью синтеза статичесмгх характеристик ректификационных колонн как систем с сосредоточенными и распределешшми параметрами

8. Разработка и реализация на ЭВМ математической модели автономного ректификационного модуля, реализующего флегмообразующнй цикл, для синтеза его энергетических характеристик.

9. Теоретическое исследование путем численного эксперимеета на математических моделях характеристик автономных ректификационных модулей получения сверхчистых криопродуктов при различных режимах работы.

Научная новизна. Настоящая работа развивает одно из новых научных направлений в криогенной технике, которое может быть сформулировано так: Разработка теоретических основ расчета прогрессивных криогенных технологий термостатнрованпя н получения сверхчистых криопродуктов на основе ра. циоизлыюго сочетания методов математического п физического моделирования.

Основные положения диссертации, научная новизна которых защищается, следующие.

1. Математическая модель для синтеза статистических характеристик циркуляционной системы крностатирования сверхпроводящей обмотки возбуждения ротора криотурбогенератора закритическим гелием.

2. Математическая модель течения реального рабочего вещества во вращающихся каналах центробежного гелиевого насоса и циркуляционного контура системы крностатирования сверхпроводящей обмотки возбуждения ротора криотурбогенератора.

3. Математическая модель для синтеза динамических характеристик-парогенери-рующей поверхности первичного контура криогенной системы криостатирова-кия.

4. Анализ влияния конструктивных и режимных параметров циркуляционной системы на условия термостатирования сверхпроводящей обмотки возбуждения ротора криотурбогенератора.

5. Математические модели для синтеза статических характеристик автономною ректификационного модуля получения сверхчистых криопродуктов.

6. Анализ влияния режимных параметров автономных ректификационных модулей на обеспечение наибольшей энергетической эффективности.

Практ ическая ценность и внедрение результатов. На базе разработанных теоретических основ расчета рабочих процессов прогрессивных криогенных технологий термостатирования посредством применения комплекса математических моделей создана единая методология, позволяющая проектировать, рассчитывать статические и динамические характеристики и анализировать режимы работы вторичного контура термостатирования вращающейся сверхпроводящей обмотки возбуждения роторов криотурбогенераторов однофазным закритическим гелием.

Па основе анализа характеристик систем термостатирования сверхпроводящих обмоток возбуждения криотурбогенераторов разработаны новые, более эффективные системы термостатирования роторов электрических машин с криогенным, охлаждением, защищенные авторским свидетельством СССР.

Результаты численного анализа системы термостатирования сверхпроводящих обмоток возбуждения криотурбогенератора КТГ-300 однофазным гелием при сверхкрнтическом давлении переданы в НИИ «Электросила» для использования при создании альтернативных систем криостатироваиня.

Впервые путем численного эксперимента получены данные о характере распределения параметров рабочего вещества во вращающихся каналах гелиевого це1пробежного насоса и ротора криотурбогенератора КТГ-300.

Впервые получены разгонные характеристики изменения параметров в элементах нижней ступени охлаждения криогенной установки с учетом динамики процессов в парогенерирующей поверхности вторичного контура.

Разработанные методологическая основа и комплекс математических моделей автономных модулей ректификационной- очистки технически чистых крио-продуктов применяются при моделировании физических процессов в структурных элементах системы очистки и проектировании автономных ректификационных модулей. В частности, они были использованы для разработки ректификационной установки получения сверхчистого вещества и переданы в Радиевый институт.

Разработана инженерная методика расчета процесса адсорбционной очистки аргона от примесей, которая была, в частности, использована при разработке системы очистки рабочей среды циркуляционного контура МГД-генератора. Расчет установки очистки УО-3 передан заказчику.

Вычислительная, система для определения термических, калорических параметров и транспортных свойств реальных рабочих веществ применяется при расчете криогенных машин, установок и систем.

Результаты выполненных исследований используются в учебном процессе в курсах «Теоретические основы криогенной техники», «Основы систем автоматизированного проектирования», читаемых автором на кафедре криогенной техники.

Апробация работы. Основные положения и результаты работы, докладывались и обсуждались на Всесоюзной научно-технической конференции по термодинамике (Ленинград, 1968г.); Республиканской научной конференции

(Ленинград, 1970г.); Третьей Всесоюзной конференции по теоретическим вопросам адсорбции (Ленинград, 1973г.); Всесоюзной научно-технической конференции «Повышение эффективности процессов и оборудования холодильной и криогенной техники» (Ленинград, 1981г.) Второй Всесоюзной конференции по техническому использованию сверхпроводимости (Ленинград, 1983г.); 16е Congress International du Froid (Paris, 1983); Всесоюзной научно-практической конференции «Итенсификация производства и применение искусственного холода» (Ленинград, 1986г.); Секции тепломассообмена Научного Совета АН СССР по Комплексной проблеме «Теплофизика и теплоэнергетика» на тему: «Теплообмен и гидродинамика во вращаюицгхся криогенных системах» (Лешшград, 1987г.); Четвертой Всесоюзной научно-технической конференции по криогенной технике «Криогеника-87» (Москва, 1987г.); «Low Temperature Engineering and Cryogenics Conference International Institute of Refrigeration» - Commission A3 (London, 1994); 19 ,h International Congress of Refrigeration (Haaga, 1995); Всесоюзном совещании «Холодильная техника России. Состояние и перспективы» (С.-Петербург, 1995); Международной научно-технической конференции «Холод и пищевые производства» (С.-Петербург, 1996г.);

Публикация результатов работы. Результаты работы, положенные в основу настоящего доклада, ¡вложены в 32 печатных трудах, в том числе в монографии «Статика и динамика элементов криогенных систем» - Л: ЛГУ, 19S8 -212с.

Основное содержат« работы Введение

С начала 70-х годов развитие энергомашиностроения ракетной и космической техники, радиоэлектроники, металлургии редкоземельных металлов и других областей народного хозяйства, поставило новые задачи перед криогенной техникой. В их число входит разработка и создание криогенных технологии и систем криостатирования широкого спектра энергетических сверхпроводниковых установок, машин и устройств, а также технологий получения газообразных и жидких криопродуктов особой чистоты .

В настоящее ¡время в развитых зарубежных странах и России имеется опыт в создании действующих образцов сверхпроводниковых электрических машин. При разработке систем охлаждения и криостатирования элементов ротора важный вклад внесли работы Глебова И.А., Даннлевичз Я.Б., Хофмана А., Розенфельда Л.М., Вишнева И.П., Филиппова И.Ф., Рыбина Ю.Л., Кугателадзе С.С., Луцета М.О., Кириченко Ю.А. и другие.

Среди сверхпроводниковых объектов криостатирования особое место занимают электрические машины у которых сверхпроводниковая обмотка размещается во вращающихся криостатах с кипящим гелием.

Для уменьшения влияния повышения давления в поле центробежных сил на теплоотдачу от сверхпроводящей обмотки к гелию при свободной конвекции, может быть применен закритнческин гелий.

Известно, что во Франции, Италии и других странах ведутся работы по созданию электрических машин с циркуляционным термостатнрованием сверхпроводящей обмотки возбуждения однофазным гелием при сверхкритнческом давлении.

. Обзор работ по криогенным гелиевым системам, используемых для крно-статнрования сверхпроводящих устройств в стационарных режимах, показал, что исследования этих систем, проводились Днном Д., Беляковым В.П., Бродянским В.М., Агеевым А.И., Агаповым H.H., Дженселом Д., Краковским Б.Д., Горбачевым С.П. и другими. В переходных режимах этим же системам посвящены работы Новотельнова В.Н., Краковского Б.Д., Козлова В.Н., Белушкина В.А., Буткеви-ча И.К и других.

Нами была разработана и исследована, альтернативная испарительной схеме охлаждения ротора, циркуляционная система криостатирования сверхпроводящей обмотки возбуждения ротора криотурбогенератора однофазным гелием при за-критических параметрах. Эта система позволяет улучшить условия термостабилизации обмотки.

Для ряда современных технологий требуются криопродукты особой чистоты Эти криопродукты в отдельных процессах являются основным технологическим сырьем или выполняют роль высокоэффективной защитной среды, в том числе и в циркуляционных контурах.

Одним из способов получения особочистых криопродуктов являются низкотемпературная адсорбция и ректификация.

В криогенной технике адсорбционные технологии находят широкое применение для предварительной очистки газов от примесей и в ряде основных технологических процессах в том числе и при получении инертных газов. Проблеме повышения эффективности адсорбционных технологий в криогенике посвящены работы Фастовского В.Г., Ровинского А.Е., Вагина Е.В., Дыхно Н.М., Головко Г.А. и других.

Расчету процесса ректификации бинарных и многокомпонентных смесей посвящены работы Кафарова В В., Девятых Г.Г., Петлюка Ф.Б., Анисимова И.В., Наринского Г.Б., Кортикова B.C. и других. Некоторые vrj них показали удовлетворительное согласование с опытными данными, полученными при разделении многокомпонентных смесей различного состава. Однако, большинство методов расчета, предложенных ранее, оказываются неприменимыми или недостаточно точными и трудоемкими в тех случаях, когда требуется методом ректификации получать отдельный компонент в сверхчистом виде из технически чистого про-

дукта.

В криопродуктах технической чистоты, поступающих на ректификационную очистку, наряду с базовым веществом содержатся микропримеси высоко и низко-кипящих компонентов смеси. Будневич С.С. доказал, что ректификационный процесс должен быть двустадшшым: в начале очистка проводится от одной группы микропримесей, а затем от другой группы примесей. Так как тонкий процесс получения сверхчистых веществ оказывается нарушенным при любых изменениях режимных параметров основного блока, он должен быть автономным или связанным с газоразделительной установкой только по линии питания исходным продуктом.

Вопросы разработки и создания методики расчета таких модулей рассмотрены в настоящей работе. Эта методика позволяет рассчитывать не только степень извлечения целевого компонента из смеси, но и достаточно точно прогнозировать составы продуктов разделения в зависимости от рабочих параметров ректификационной колонн.

1. Синтез статических характеристик вторичного контура системы крноста-тнровання сверхпроводящей обмотки возбуждения крнотурбогенератороп злкрнтнческим гелием

Современные системы криогенного термостатироваикя рассчитываются с . учетом последних достижений криогенной техники и способ!!ы работать при оптимальных параметрах с высокими энергетическими показателями. Однако, при эксплуатации могут возникать ситуации, которые переводят некоторые элементы или всю систему на нерасчетные режимы работы. Для выявления степени влияния отдельных возмущающих факторов на параметры потоков рабочих сред и энергетические показатели используется метод математического моделирования, который является незаменимым при расчетном анализе криогенных систем для новейшей техники, особенно при ограниченных возможностях экспериментального исследования.

Роторы криотурбогенераторов являются сложными техническими системами, в которых одновременно протекают электромагнитные, тепловые и механические процессы.

Для расчетно-теоретического анализа была создана математическая модель циркуляционного контура, схема которого представлена на рис 1. В ротор III криотурботенератора подаются два потока гелия. Поток С, предназначенный для охлаждения термического экрана, тоководов и тепловых мостов, направляется из криогенной гелиевой установки в центральную полость ротора, где создается разрежение под действием термосифонного эффекта в каналах теплообменников тепловых мостов П. Сверхпроводящая обмотка возбуждения IV криостатнруется с помощью циркулирующего потока гелия М', кратность циркуляции которого обеспечивается насосом VI.

Математическая модель была использована применительно к ротору крио-турбогенератора КТГ-300, спроектированного с испарительной системой криоста-тнроваиия обмотки, которая была заменена циркуляционной системой термоста-тнрования закритическлм гелием в качестве возможного альтернативного варианта.

1.1 Моделирование процессов в элементах вторичного контура криогенной гелиевой системы

Для расчетного анализа циркуляционного контура была принята комбинированная математическая модель, состоящая из элементов с распределенными и сосредоточенными параметрами. При моделировании использовался метод элементарных балансов для подвижных сред. Циркуляционный контур рассматривался состоящим из неподвижных и вращающихся элементов с подводом теплоты. Наиболее важными элементами контура являются теплообменные аппараты. Из-за сложности реальных процессов, протекающих в теплообменных аппаратах, при реализации их математических моделей численными методами принимается ряд допущений:

а) процессы тепло- и массообмена считаются квазистационарными;

б) процесс течения рабочих сред принимается одномерным;

в) осевая теплопроводность материала оболочки канала и рабочих веществ не учитывается;

г) термическое сопротивление стенок каналов отсутствует, то есть принимается, что температура элементарного участка оболочки во всех точках поперечного сечения постоянна: О,"; здесь и далее индекс (') относится к прямому потоку, индекс (") - к обратному потоку.

д) теплоприток из окружающей среды не учитывается, д/ - 0.

Математическая модель рекуперативного теплообменного аппарата с кипением криоагента в межтрубном пространстве. Рассматриваемый теплообменник относится к испарительным аппаратам и состоит из трех подсистем: прямого потока М\ оболочки канала и кипящего криоагента. Алгоритм "математической модели записывается так [18]:

к, - *; - <*;Р,{Т; - в,)/ м• • д, = м■ (/,, - )/ ; р'.„ = р\ - ар\; г,и = /(/>;„ .а;.,).

(1)

Здесь В - расчетный комплекс параметров кипящей жидкости ; Ар, - потеря давления от гидравлических сопротивлений канала.

Математическая модель теплообменного аппарата с внешним тепло-притоком и распределенными параметрами. При разработке модели было принято, что внешний поток теплоты равномерно распределен по наружной поверхности оболочки. Прямой поток М' представляет собой гелий при сверхкр!ггиче-ском давлении.

Для расчета параметров теплообмена при вынужденном течении гелия со сверхкритическим давлением в трубах может быть использована критериальная зависимость, полученная Пронько В.Г., Малышевым Г.П., Мигалннской Л.Н. и др.

Гидравлическое сопротивление при вынужденном движении гелия при сверхкритическом давлении в каналах рассчитывалось по уравнению Гиарратано П. и Жонеса М.:

1п (/,-,) = -5,4860+1,7035 • 104 йе"' -1,9644 ■ 10" Яе~2. ( 2 )

Параметры потока гелия и температура оболочки капала в сечении /+1 находились из алгоритма:

,= X + <?, / а, ; Др, = 2/тдс, (р*> / д )*; ~ р, - Ар];

+ А/"; С, =/(рмЛ'ч)-Здесь с, = I/ ; (/г*) = №/ - среднемассовая скорость потока; Д Д>я и У7, -длина элементарного участка, внутренний диаметр и площадь проходного сечения канала.

Математическая модель (1) - (3) описывает тепловые и гидрогазодинамические процессы в криотрубопроводах V ( рис. 1 ) и гелиевых каналах бандажа сверхпроводящей обмотки .

Для нахождения параметров состояния гелия па выходе нз радиального канала принималось, что в канале 0-1 под действием центробежных сил происходит увеличение давления гелиевого потока и параметры точки 1 определяются из решения системы уравнений:

К - К + ((М* /(2 • Ю5)) / ц, ; А = Р. + /(2 ■ ю5);

р. = /(р..г.) ;

Параметры в точках 3 и 5 находились решением таких систем уравнений:

А = /(Л.Т2) ; Г^ДдА). [

р, = р, + Дд-< + ¿р«.; К = К + / л/'; г, = Дл,.Р,); Л, = Мл - р.И'ир).

где р = (л + а)' 2. Тепловая нагрузка <2Г = Л/'(й, - А,).

(3)

(6)

Собственный. напор вращающихся теплообменников криотурбогенератора Нг = (р, - рг )(<уй„ )2 / 2 , где р, ,рг - средняя плотность гелия в радиальных каналах с центробежным и центростремительным движением, соответственно.

Вычислительная система для определения термических, калорических параметров и транспортных свойств криогенных рабочих веществ. Система построена по модульному принципу, использует усредненное уравнение состояния Боголюбова - Майера, которое имеет единую форму для основных криоаген-тов и обеспечивает относительно высокую точность расчета р-\-Т- данных и принято в качестве стандартного:

г 31 Л) '

1*1 1*0 1

где г - коэффициент сжимаемости; Ьу - коэффициент разложения; &р = р!рц, • приведенная плотность ; г = Т1ТЧ. - приведенная температура; р и рц, - плотность н критическая плотность, а Т и - температура и критическая температура соответственно.

Сопоставление уравнения состояния и полученных на его основе выражений для калорических параметров -показывает, что они содержат обобщенный оператор вида

о'

1-1 /-0 '

где с/„ • алгебраическая комбинация индексов суммирования » и / Прн использовании оператора термодинамические свойства криогенных рабочих веществ в однофазной области рассчитываются по формулам, полученным на основании известных термодинамических соотношений:

ИТ -энтальпия ; $ = + А

Я - энгро-

пая; -

• изохорная теплоемкость;

ср = су + л(] - - ]])3 / () -I- 4' +• 1]) -изобарная теплоемкость; а = VI + А' + Ч • - скорость звука.

Здесь Но. .V с° -энтальпия, энтропия и изохорная теплоемкость в идеально газовом состоянии.

<Ч> = а а„ = ^ К Тср / су термодинамические функции нормировки .

и

Давление насыщенных паров ■че г шве

1*1

Теплопроводность и вязкость определяются по формулам:

Разработанная система процедур позволяет решать большинство задач, которые могут возникнуть при расчете криогенных машин, систем и установок.

1.2 Численный эксперимент по исследованию параметров циркуляционного контура сверхпроводящей обмотки возбуждения.

При проведении численного эксперимента было принято, что участки 6-0 и 3-4 ( рис. 1) циркуляционного контура имеют длину Юм, (2т = (?т" = 10Вт. Система криостатирования состояла из 388 каналов диаметром 0,002 м, равномерно расположенных по окружности бандажа диаметром 0,68 м и длиной 2,5 м. Радиус радиальных каналов 0-1 и 2-3 принимался К„ = 0,34 м, а частота вращения ротора п = 50 с'1.

В результате численного эксперимента установлено, что температура гелия на выходе из каналов на участке 1-2 циркуляционного контура интенсивно падает при изменении массового расхода с 0,025 до 0,1 кг/с. Дальнейшее увеличение расхода гелия в каналах с 0,1 до 0,2 кг/с существенного уменьшения температуры в точке 2 не вызывает. При расходе циркуляционного гелия порядка 0,03 кг/с для принятых значений теплопритока <?/ обеспечивается заданный уровень термоста-тирования.

Наиболее благоприятные температурные условия в каналах создаются при расходе 0,1 кг/с. При уменьшении расхода до 0,05 кг/с в некоторых исследованных режимах значение температуры гелия при выходе из обмотки Тг превышает верхний предел температуры, гарантирующий стабильную сверхпроводимость в обмотке. При расходе 0,1 кг/с и О1 = 100 Вт в подводящем радиальном канале давление гелия увеличивается с 0,3 до ~ 1,147 МПа, а в отводящем канале, при движении к центру вращения - уменьшается от ~ 1,146 до 0,393 МПа.

Принятая геометрия каналов на участке 1-2 позволяет обеспечить относительно небольшие потери давления циркуляционного потока М", которые при (2/ = 50 Вт достигают следующих значений: для М' = 0,1 кг/с, Ар = 680 Па, а для М'= 0,2 кг/с - Ар = 2290 Па.

Компенсация гидравлических потерь давления в ряде участков циркуляционного контура происходит за счет собственного напора ротора и приводит к тому, что практически во всех рассмотренных расчетных режимах давление перед насосом настолько велико, что необходимость в нем отпадает, а роль насоса сводится к созданию циркуляции в момент запуска криотурбогенератора.

Отклонение процессов в радиальных каналах от изоэнтропных вызывает изменение температурного режима гелиевого потока и энергетических показателей циркуляционного контура. В результате увеличение температуры на входе в горизонтальные каналы 1-2 соответственно растут и Гср по средней линии обмотки.

Так, изменение изоэшропного КПД от 1 до 0,9 при О, = 50 Вт влечет за собой повышение температу-ры 7; с 4,12 до 4,4 К (рис. 2а) Появление внутренне необратимых потерь в радиальных каналах вызывает увеличение тепловой нагрузки на криогенную установку. Однако, из-за изменения плотности одновременно с этим происходит увеличение собственного напора ротора (рис. 26)

Циркуляционная работа определялась из следующего выражения. А' = К('Н, / , где /?„_3 - средняя плотность гелия в каналах ротора на участке О- 3 , Полученные значения Л„р изменяются при увеличении теплопрнтока в зону крлостатирования О/ от 50 до 200 Вт и при Л/'= 0,1 кг/с , г), = 1 цирку ляционная работа ротора изменялась с 5,56 до 22,01 Вт, а при т], =0,95 с 7,88 до 24,59 Вт.

2. Сшгтез статических характеристик врашающтся каналов элементов криогенных систем при квазндвухмерном течении реального рабочего вещества.

Ротор криотурбогенератора является специфическим объектом криостата-рования, в каналах которого под действием центробежных сил создаются специфические условия течения гелия. Определить параметры потока реального газа можно, применив систему уравнений течения сжимаемого вещества с переменной массой при учете трения и подвода энергии, анализ которой позволил Л.А. Вулнсу сформулировать закон обращения воздействий.

Система уравнений, определяющая параметры реального вещества на средней линии межлопаточных каналов, когда все воздействия происходят одновременно, а скорость и давление вещества, подаваемого на входном участке косого среза, не равны скорости и давлению основного потока, имеет вид

¿к И'

А (А/2 -1)

И (£1 J

/г, V?/ (к С а2 сЬ

г.

аР _

йх

Рср

1

.«*> "а/Ч ¿X

dx

Л/ ■

M ¡ -\{rplcl) P

1--

TAsc, Р0,

m

M 1 - i

A*'(<>/<•. "ó.

X1 <kL_\x + £ji

G dx V pw

X

1 dF 1 dAT

F dx

w

JJ±

dx ' 1 pcv V оГ

M!{cf/c,-1)

+ l

1 U4ff

W | ¿ra1

Mi

c.TXCM'

-1

Üs. dx '

(9)

гле М = — - число Маха; а - скорость звука, м/с; а

Система решатась численно стандартной процедурой решения системы обыкновенных дифференциальных уравнений с учетом реальных свойств гелия. Производные механической работы и потерь вычисляются по формулам

iílí dx

dC

,dr

' dx ~ Г0>

где <~- коэффициент потерь, отнесенный к единице длины канала;

/п>, /5,- местный коэффициент трения и эквивалентный диаметр; ¿л - коэффи-

ииеот, учитывающий потери от расширения.

При рассмотрении квазидвухмерного течения скорости и» на границах кана-• ла - корыте к спинке - определялись с учетом его профиля и угловой скорости с помощью известного решения дифференциального уравнешм плоского течения газа (К. И. Страхович, В.И Егагфанова)

1 - ехр

= 2 го

, «П ■ d

I - ехр{ + —) + w expl -

(10) ( П )

2т) г\ 2 г)

где г з о¿(гж<ч + rj¡ ~ радиус кривизны линии тока; г^, - радиусы кривизны корыта и спинки канала; d -диаметр окружности, вписанной в канале в радиальной плоскости; w - скорость потока на средней линии канала.

Давление и температуру находим из предположения, что изменение параметров поперек потока происходит при ,v comí. Тогда для рассматриваемого сечения по известной энтальпии заторможенного потока на границах канала

( 12) ( 13) ( 14 ),{ 15 )

К„ - h(p,T)+ [w,2of - - - r¡)l l];

К = Чр, т) + - - е>3{£ - г1)/2]; я», = /К,, = /(я.^,,4;

рс„-АкЛ . (16),(17)

Коэффициент теоретической работы колеса по величине крутящего момента, создаваемого полем давления вокруг профиля лопатки впервые был определен Н.Н Бухариным

<р2ы = соМ „ / (С С/ 22 ). (18)

Величина крутящего момента в общем случае для двухъярусной решетки определяется так.

Л/,.

\pJrWrJr

)р„У)Ь(г)гс1г .1'

(19)

Сделанные допущения обусловливают приближенность получаемых результатов и данная модель предназначена для качественной оценки влияния режима течения, свойств вещества и геометрических параметров вращающихся каналов на параметры потока.

Параметры потока однофазного гелня в межлопаточном канале рабочего колеса центробежного насоса . В вычислительном эксперименте были рассмотрены колеса с широким диапазоном изменения геометрии и такими геометрическими размерами: диаметры при входе с/)= 0,028 м , при выходе ¿/.¡ 0,12м, ширина канала Ь = 0,09 и число' лопаток = 12. Исследования проводили при фиксированных параметрах потока гелня, на входе в колесо ( р= 0,26 МПа и 7=3,8 К ). Изменяли значения частоты вращения колеса ( п = 25...125 с"1) и угла атаки потока (/ =0...6). Из изученных колес, лучшим было признано колесо, некоторые характеристики которого приводятся ниже.

При течении закритического гелия в межлопаточном канале колеса наблюдаются сложные гидродинамические процессы. Так, с увеличением угловой скорости колеса в канале возникает обратное течение. Это подтверждается отрицательными значениями относительной скорости н>ш на линии лопатки канала.

Значения скорости IV на средней линии канала, полученные при решении дифференциальных уравнений (7-9) находятся в пределах 1,4...1,0 м/с и хорошо согласуются со значениями скорости Юры, найденными из уравнения расхода.

Массовый расход гелия при увеличении частоты вращения колеса и безударном входе в канала (угол атаки равен ¿=0°) меняется по линейной зависимости и увеличивается с 0,00956 до 0,0479 кг/с. Общий характер изменения температуры и повышения давления в канале соответствует закономерностям для таких колес, но в межлопаточном канале рабочего колеса с лопатками, загнутыми назад, наблюдается наибольшее повышение давлений. Оно меняется от 6,4 кПа при п = 25 с"1 до 158,1 кПа при и = 125 с'1 при практически изотермическом течении. Увеличение угла атаки потока до / = 3° приводит к уменьшению расхода закритического гелня в, с 0,0958 до 0,0798 кг/с при п = 25 с'1 и с 0,1596 до 0,1330 кг/с при

п =41,67 с"1 с одновременным повышением давления.

В принятых условиях проведения вычислительного эксперимента при безударном входе угол отставания потока 8 на выходе изменяется с 6,93 до 9,1°. Изменение условий входа (угол атаки потока I = 3°) влечет за собой увеличение угла 5.

Для колеса с лопатками, загнутыми назад, коэффициент теоретической работы, рассчитанный по формулам (21,22), с уменьшением расхода возрастает, что соответствует закономерностям для таких колес. Расчетное значение политропно-го к.п.д. Т7,юл«0,845.

Течение центробежного потока однофазного гелия в радиальных каналах ротора криотурбогенератора . Моделирование квазидвухмерного течения в радиальных канатах ротора проводилось на примере наклонного прямолинейного канала прямоугольного сечения при следующих геометрических характеристиках: входной диаметр (¡1 = 0,05 м, выходной - <12 = 0,68 м, угол наклона средней линии канала Д = 32".

При этом было изучено два режима: течение однофазного закритичесного гелия и парообразного гелия. Скорости потока № на средней линии канала постоянного сечения практически не меняются вследствие малого изменения плотности гелия. Изменение скорости поперек канала в соответствии с уравнениями (13) и (14) имеет линейный характер: при п> = 6 м/с, = 3,65 м/с, и^ = 8,35 м/с. Характер изменения давления и температура вдоль средней линии канала представлены на рис.3.

Давление в канале от оси ротора до наружного радиуса при входе в теплообменник тепловых мостов увеличивается от 50 ... 53 кПа до 106 ...113 кПа (рис. 4). При этом числа Маха малы и находятся в пределах от 0,061 на входе и до 0,031 на выходе.

3. Синтез динамических характеристик тсплообменных и парогенериругощпх поверхностей нижней ступени охлаждения

При решении задач динамики исходное состояние анализируемой системы задается, а решение осуществляется на основе математических моделей, описывающих статические характеристики систем. При моделировании динамических характеристик принимается, что в шинах сверхпроводящей обмотки возбуждения происходит скачкообразное тепловыделение, которое переводит низкотемпературную ступень охлаждения на нерасчетные режимы работы.

Для синтеза динамических характеристик были созданы математические модели структурных элементов с сосредоточенными или распределенными параметрами. Принципиальная расчетная схема низкотемперату рной системы охлаждения представлена на рис.5.

Математическая модель динамических режимов теплообменного аппарата с распределенными параметрами. На основании преобразования уравне-

ннй тепловых балансов для I - того сечения теплообменного аппарата получается система уравнений для расчета статических характеристик в виде [18]:

(20)

Для решения системы уравнений число участков п выбирается таким образом, чтобы значения коэффициентов (1-/1°), (1 - Я,0) и (1 - С°) были положительными. При решении задачи динамики сохраняются все допущения, принятые в анализе статической модели.

Для элементарных объемов подсистем, заключенных между 1+1 и < сечений уравнения тепловых балансов имеют вид:

Прямой поток Обратный поток ,

де;=-б;-а; Д0"=(?;'+{?:,-(?/;.;'

в; = ; (£, =С"сг:ч|,,7,:,,Дг;

'к-фг.

Оболочка канала

да,,=ск. - к;; .

В этих уравнениях Дг,- шаг по времени, т, - масса элементарного участка оболочки канала, с\ц,т- текущее значение теплоемкости материала оболочки канала; V/ и V"- элементарные объемы прямого и обратного потоков, соответственно.

Устойчивость решения обеспечивается соответствующим выбором величины шага по времени [18].

Математическая модель динамических режимов парогенерирующей поверхности криогенной системы с сосредоточенными параметрами. Переходные процессы в парогенерирующем элементе V криогенной системы ( рис. 5) могут возникать под воздействием различных факторов возмущения: изменение расхода жидкого криопродукта Оь изменение теплового потока О , подведенного к жидкости и связанного с ним расхода пара Ос,- При стационарном режиме обеспечивается соблюдение материального баланса Сао^Ош постоянства уровня жидкости и энергетического баланса <2и>+()«Здесь и далее индекс « 0 » относится к установившемуся режиму.

Появление возмущающих факторов приводит и изменению материального и энергетического балансов и , как следствие, давления в паровом пространстве от Ро до р (рис 56)

Характер изменения давления находится совместным решением балансовых уравнений при нестационарных режимах [16]: уравнение материального баланса

GL-Ga=£T(l'ap0+rlPL) (22)

и уравнение энергетического баланса

GLhL-Gah0+Q = ~{vcpcc0&r + ViPLcLbT+Gtlcu&Tu) (23)

с учетом состояния рабочего вещества.

Из геометрических соображений очевидно, что V=Va +Vl, откуда следует, что d\'a I'h = JVL Ur .Текущие значения объемов l'G и VL определяются из баланса масс пара и жидкости в объеме аппарата

МяИ'сРеЫ+^Ы. (24)

где р(р) - приведенная плотность жидкого и парообразного рабочего вещества.

При скачкообразном увеличении теплоподвода от Q до Q\ зависимость для определения динамической температуры насыщения кипящего криоагента после линеаризации и преобразований принимает такой вид:

= Гг +(о,Дг/ AT-GahaAr/ AT + G^h^r/ AT), (25)

где AT ~ ATP + ATL + ATM - суммарная тешгоаккумулирующая емкость аппарата; АТР -- Vgcg(p)Pg(p)\ATL - VLcL(p)pL(p)-,ATM = Смс„й'!\,; Тх - температура насыщения при давлении р,.

В качестве независимого параметра принято давление р и р , и на следующем шаге расчета температура Т„Лг находится по давлению/V\r = pmct+dr-Уровень жидкости Н' плг в объеме У находится с помощью уравнения (25). Вначале из уравнения (24) находится значение приведенной плотности рг, а затем по разностям притока и стока рабочего вещества за время Л г в объем V определяется на следующем шаге.

р, ^ = (26) Тогда объем парового пространства в момент т+Дт будет

=y(pr.i,-р1.,.л/)'(р0.,.А,-Рм,) . (27)

а объем жидкости

' (28)

Динамическая модель пзрогенерируюшсй поверхности криогенной системы позволяет определ1гть разгонную характеристику нижней ступени охлаждения и, затем, разгони)то характеристику криогенной гелиевой установки.

Динамика элемента шины сверхпроводящей обмотки возбуждения при нестационарных тепловыделениях. Под действием переменного магнитного поля или в процессе изменения силы тока в магнитной системе в обмоточном материале происходит выделение теплоты. Источниками тепловыделений являются

потери как в нитях сверхпроводника , так и в материале самой матрицы, в которую они помещены. В многослойном сверхпроводнике потери определяются, в основном, вихревыми токами и явлением гистерезиса. Суммарные тепловыделения могут достигать значительных величин н приводить к разогреву шины сверхпроводящей обмотки возбуждения.

При этом встает вопрос об устойчивости системы криогенного обеспечения и ее способности охладить сверхпроводящие шины за ограниченный промежуток времени до температуры, гарантирующей сохранение сверхпроводимости.

Для расчета температурного поля и разгонных характеристик применялся метод элементарных балансов. Температура во внутренних элементарных объемах находилась но уравнению

где . •

и х' Аг • г Х> Дг • п 0Дг - л =1 -в -С

Температура в наружных элементарных объемах £ г = , ,

" " ' (f*«),; ^

при А,, = \-Ви -2С,.-£„,В = , 2Х\ Аг, , С = -2/t'". üf ■

J J ' " {рсЛ,^- ,J

Шина состоит из отдельных стабилизированных медной матрицей сверхпроводников размером 2x3,5 мм, электро- и теплоизолированных друг от друга.

Численный эксперимент проводился с элементом размером Lx - 0,03м ; ¿,, = 0,09 м. при значениях теплопроводности Я, = 0,296 и Л.,. = 0,413 Вт/(м К). Объемная теплоемкость материала шины была аппроксимирована Ласкарисом Е. соотношением (/> сы )= 55-Т2,7. Устойчивость решения обеспечивается соответствующим выбором шагов по времени и линейными.

Исследовалась аварийная ситуация, связанная с возникновением в термостатированной обмотке возбуждения внутренних тепловыделений различной интенсивности. Было принято, что температура стенки канала постоянна и равна Гс = 5 К, а коэффициент теплоотдачи от стенки к гелию а = 1200 Вт/(м2-К). В шине создавались внутренние объемные тепловыделения W, различной интенсивности.

Установлено, что при Wy = 1,5 и 3,0 кВт/м3 в рассматриваемом элементе шины происходит медленное повышение температуры, которое прекращается после достижения динамического теплового равновесия. При =1,5 кВт/м5 разогрев прекращается через 7с с установлением температуры в центральном элементарном объеме Гц= 5,6 К.

Повышение !Г„до 3 кВт/м' приводит к такому изменению температурного поля, что в центральной части шины появляется зона с температурой выше 6К, размеры которой со временем увеличиваются. Так, при г = 3,5 с от момента возникновения тепловыделений она составляет 12% площади сечения шины, а при г= 7с достигает своего предельного значения - 22,4%, после чего наступает динамическое равновесие.

Моделирование разгонных характеристик нижней ступени охлаждения гелиевой системы крностатнровааня. Для расчета динамических характеристик необходимо знать статическое распределение параметров в основных элементах ступени охлаждения, к которым относятся: рекуперативный теплообменник 1, дроссельный вентиль IV, криогенный нагнетатель VI и парогенерирующая поверхность V (рис. 1 Оа).

Математические модели рекуперативного теплообменника и парогенерн-рующей поверхности описаны выше.

Алгоритм расчета напорных и расходных статических характеристик системы криогенный нагнетатель - дроссельный вентиль представляет собой систему уравнений:

А'н. = - Л60) / 7. ; К - + А'н. ■

Статическая холодопроизводительность

Здесь е - отношение давлений; (7пр - приведенный расход; А,В,С - постоянные величины; е - 2 ... 4 - показатель степени; С0 - расходный коэффициент нагнетателя; а0 - доля пара в потоке после дросселя IV; А'ц0 - удельная работа нагнетателя; ;/„ - КПД нагнетателя.

Для полного описания динамики процесса в нижней ступени охлаждения расход гелия через дроссель IV аппроксимирован зависимостью

-Рь)/{Р« -Ри),

а расходная характеристика нагнетателя -

где = А + в(1 - р, / р6)С,л "] ; А,В,С,т - коэффициенты полинома.

При проведении численного эксперимента по синтезу динамических характеристик были взяты геометрические и режимные параметры нижней ступени КГУ 250/4,5 и приняты следующие допущения: г/с=0; параметры прямого и обратного потоков и КПД нагнетателя в течение переходного процесса постоянны.

Возмущение имитировалось прямоугольным импульсом тепловой нагрузки с различными продолжительностью действия и интенсивностью. На рис.6 представлены зависимости изменения температуры криостатирования при времени

разгона Гра3 = 6 с, а на рис. 7 - разгонные характеристики в элементах нижней ступени охлаждения.

Как видно из данных, приведенных на рнс.б, с увеличением теплового импульса происходит повышение температуры кипящего гелия в конце разгона системы при Три = б с от 3,55 до 3,77.К. Темпы роста температуры за Гра, примерно на порядок выше скорости восстановления параметров при снятии теплового импульса. Коэффициенты восстановления параметров К, = г„/г^, =12. Переходные процессы в аппарате V приводят к увеличению массы обратного потока, уменьшению удельной работы нагнетателя и как следствие к понижению температуры Т<) с 5,17 до 4,8 К, температуры Тг с 5,29 до 5,15 и увеличению потерь от недоре-куперашш (рис.7).

После прекращения действия теплового импульса в структурных элементах низкотемпературной ступени охлаждения происходит постепенное восстановление параметров гелиевых потоков, причем скорость их изменения обусловлена тепловой инерцией структурных элементов.

Импульсы тепловыделения объекта криостатирования при определенных условиях могут вызвать существенные количественные и качественные изменения параметров гелиевых потоков в нижней ступени охлаждения.

\

4. Основы теории и расчета низкотемпературных ректификационных и адсорбционных процессов при получешш чистых веществ

Промышленное производство отечественных синтетических цеолитов способствовало расширению области применения адсорбционных технологий для разделения и очистки газовых смесей и поддержания кондиции циркуляционных потоков. Среди новых технологических процессов особое место занимает адсорбционная очистка аргона от кислорода и азота.

При очистке аргона от примеси кислорода на цеолите N<2.4 селективная адсорбция кислорода происходит за счет действия эффекта молекулярного сита, так как размеры молекулы кислорода меньше диаметра входных окон в большие полости кристаллов цеолита, а размеры молекулы аргона и азота соизмеримы с диаметром входных окон. Процесс адсорбции паров азота из потока сырого аргона на цеолитах типа СаА, 'СаХ и Л'аЛ' усложняется высокой адсорбционной способностью всех компонентов смеси в равновесных условиях. . .

Характеристики динамики процесса адсорбции паров азота из потока аргона на стационарном слое цеолитов. Картина адсорбции паров аргона, кислорода и азота на цеолитах типа СаА, СаХ и НаХ другая, так как молекулы исследуемых паров свободно проникают в большие полости цеолитов и разделение возможно при использовании кинетических и термодинамических свойств системы адсорбент - адсорбат [1-10].

Сложность механизма адсорбции в динамических условиях определяется внешне диффузионным и внутренне диффузионным сопротивлением процесса.

Существенное влияние иа адсорбцию также оказывает гидродинамика процесса и физическая структура сорбента.

Процесс адсорбции в стационарном слое цеолитов описывается нижеприведенной системой дифференциальных уравнений

дс 1 \ , да

(ш, р-ад)™ = - р +■ иУ1

сйне = = О

(31)

с граничными условиями: первичная зона

мгновенная сорбция газа-вытеснителя

г = с = с01,а = 1

х > хоу С, = О, о, = 0;

г > 0, х = О, С = Сга, а = а,

02»

а, =0

дг = со, С, =0,

и уравнением, ущипывающим состояние равновесия в данных условиях.

Преобразовав систему дифференциальных уравнений (31) методами теории подобия, получаем функциональную зависимость в виде

КГ = ДКе,Гг') ( 32 )

и с учетом критерия структурного н энергетического подобия, предложенного П. Г. Романковым, В.Н. Лепнлиным и В. Флоком

(33,

на основании зависимостей (32) и (33) с учетом числа геометрического подобия получим

где В - структурная постоянная из уравнения Дубинина- Радушкевича; Д - коэффициент аффинности смеси; С„„ / С„ - отношение концентраций; Ж - диаметр зерна; Д,- диаметр адсорбера; К(, 1У - диффузионные критерии Кирпичева и Прандтля; Не - число Рейнольдса.

Для определения сорбционных свойств цеолитов и констант В и 1У0 уравнения изотермы адсорбции теории объемного заполнения микропор была изучена сорбция паров азота на исследуемых цеолитах СаА, СаХ, ЫаХ при стандартном паре - азоте [7].

Значения предельных сорбционных объемов И'а изменялись от 0,174 для цеолита СаА и до 0,254 см3/г - для ЫаХ. Структурная константа В-106 увеличивалась с 3,45 до 7,69 град'2, соответственно.

Исследование процесса адсорбции проводилось на синтетических цеолитах типа А , X, Линде 5А и актив(грованных углях при разделении смесей аргон-азот, аргон-кислород и аргон-азот-кислород. Установлено, что динамика адсорбции паров азота как из смеси аргон-азот, так и из смеси аргон-азот-кислород описывается уравнением динамики Н.А. Шилова [3]. Анализ показал, что при разделении смеси аргои-азот-кислород вначале за слоем цеолита типа СаА появляется чистый аргон, за ним кислород, а затем наступает проскок азота, при этом динамическая емкость по кислороду примерно в 10 раз меньше, чем по азоту. Динамическая емкость по парам азота как в первом случае, так и во втором одинаковая.

Из анализа данных, характеризующих динамику процесса адсорбции, следует, что при разделении смеси аргон-азот-кислород азот и кислород не оказывают заметного влияния на взаимную адсорбцию на цеолитах типа СаА, СаХ и МаХ. Кинетика процесса адсорбции азота и кислорода из сырого аргона будет определяться предсорбцией аргона и специфическим взаимодействием молекул азота и кислорода со структурой сорбента.

Рассмотрение адсорбции компонентов сырого аргона на активированном угле является крайним случаем по сравнению с адсорбцией на синтетических цеолитах, так как в отличие от алюмосиликатного скелета цеолита, обладающего значительным электростатическим полем, структура активированных углей апо-лярна и адсорбция на них происходит в основном за счет дисперсионных сил.

Эти же выводы подтверждаются экспериментальными данными, приведенными в работе [5].

Обобщение экспериментальных данных по очистке сырого аргона от примеси азота проводилось с использованием методов теории подобия. Установлено, что увеличение скорости газового потока влечет за собой небольшое повышение коэффициента массообмена. Столь малая зависимость коэффициента массообме-на от гидродинамических условий в потоке свидетельствует о том , что скорость процесса массообмена определяется преимущественно внутренней диффузией. Скорость вытеснения предадсорбированного вещества существенно зависит от концентрации газа-вытеснителя. Как и ожидалось, скорость массообмена убывает с увеличением начальной концентрации азота в смеси. Данная зависимость объясняется влиянием внутренней диффузии на процесс адсорбции.

Установлено, что скорость адсорбции возрастает при переходе от цеолита ЫаХ к СаА, т.е. с уменьшением структурной константы В. Несмотря, на то, что скорость адсорбции несколько больше на цеолите типа СаА, для очистки сырого аргона от примеси азота может быть рекомендован цеолит типа КаХ, который является более крупнопористым, что улучшит условия проведения процесса десорбции адсорбированной смеси. Это позволит проводить процесс десорбции в более короткое время и с меньшими энергетическими затратами.

В итоге получено критериальное уравнение

Ю' = 32,35-Мг'-Яе "■1г(Сна,С/-Л8-(ВТ1/^а)-°-6 ,

которое позволяет определить значение коэффициента массообмена при изменении различных параметров процесса адсорбции с отклонением ± 8%. При проведении экспериментальных исследований получена динамическая емкость адсорбентов ад = 10% с остаточным содержанием азота за слоем цеолита Спр< 0,0001 моль ЛУмоль.

При проектировании адсорберов определяющим технологическим параметром является длина зоны массообмена, которая при известном значении коэффициента массообмена может быть определена по уравнению Ю.С. Лезина.

В результате анализа экспериментальных данных получено, что длина зоны массообмена Ь0 является сложной кинетической величиной и зависит от основных параметров процесса адсорбции. Установлено, что при переходе от цеолита СаА к ЫаХ увеличение скорости приводит к более интенсивному росту /.<> Уменьшение константы В влечет за собой снижение длины зоны массообмена при тех же скоростях газового потока. В случае вытеснительной адсорбции паров азота на синтетических цеолитах с увеличением значения С0 длина зоны массообмена растет.

С повышением степени сродства сорбируемых молекул с цеолитом длина зоны массообмена уменьшается. Из рассмотрения теории объемного заполнения микропор видно, что критерием относительной сорбируемости исследуемых компонентов является коэффициент аффинности характеристических кривых.

Математические модели ректификационных колони с сосредоточенны: ми параметрами л синтез их статических характеристик. При производстве сверхчистых веществ в промышленных масштабах их целесообразно получать из криопродуктов технической чистоты в ректификационных автономных криогенных модулях. Принципиальная схема такого модуля приведена на рис.8.

Поток питания Уг рассматривается как многокомпоне1ггная смесь, состоящая из основного компонента концентрации дг„г и высоко- и низкокнпящих х I* компонентов (здесь - число компонентов микропримесей). Поэтому ректификационное концентрирование потока питания должно быть двухступенчатым: вначале производится очистка в колонне I от одной группы микропримесей (от высоко- или низкокнпящих ), а затем в колонне II от оставшейся группы микропримесей. Рассмотрим случай, когда в первой ступени удаляются высоко-, а во второй - низкокипящие примеси.

Основные положения этой методики были использованы применительно к • процессу разделения многокомпонентной смеси, являющейся разбавленным раствором.

Поток питания колонны I содержит хут молярных долен базового вещества и включаетп низкокнпящих х'"|тХ"^, х3"ут, ■■■, х""п и к высококипящих х'" 1Т

п К

, х^'уг. микропримесей ( при этом Хл*" +х1т+Хлт = 1 •*«'">). Пред-

>1

полагается, что среди низкокипящих примесей компонент л|и(7, а среди высоко-кипящих - х^т более близки по летучести к ее базовому веществу потока питания

х'„ и многокомпонентная смесь представляется бинарной, состоящей

добным образом поток питания представляется в виде бинарной смеси, содержащей базовое вещество и иизкокипящую микропримесь.

Поток питания колонны является силыгоразбавленным раствором и он близок по своим свойствам к идеальному.

Константа фазового равновесия К, = у, / х! в этом случае может определяться на основе экспериментальных данных или из известного отношения К1 = /Лас 1 (Т) / р , где Риги у (Т) - давление насыщенных паров 1 - компонента; р • давление смеси.

Математическая модель ректификационной колонны очистки потока питания от высококипящих микропримссен. Колонна состоит из укрепляющей и исчерпывающей секций и число теоретических тарелок для каждой секции при очистке потока питания от высо'кокипящнх микропримесей рассчитывается по алгоритму: :

где - Э „„ - минимальное флегмовое число.

Из решения системы уравнений (35) находятся угловые коэффициенты рабочих линий и число теоретических тарелок в каждой из секций колонны. При этом утлы наклона рабочих линий для различных участков ректификационной колонны остаются одинаковыми и для остальных микропримесей. Содержание вы-

сококипящих микропримесей х'*л, > - >*аВ дистилляте 01 колонны I сум-

марно меньше, чем к которому были присоединены все высококипящие примеси на первом этапе расчета (здесь и далее индекс I у потоков относится к колонне I, индекс 2 - к колонне II). Это связано с тем, что микропримесь наиболее близка по летучести к базовому компоненту и поэтому содержание остальных высококипящих примесей в укрепляющей секции колонны I будет убывать быст-

из базового вещества х'п и высококипящей компоненты хип т.е. +х!г ~' • По-

а( =9Г /(&' +1) ;

(35)

рее, чем содержание А'т

Действительное количество каждой из высококипящнх микропримесей в потоке 0\ находится нз выражения

(36)

Г-"

г/.______2И.

Л П1 ~

1 +

(а{ 1 К-)"'"'(\-К')/(а(-К')

где М-г,хт " содержание у- тых высококипящнх мнкропримесей в потоках питания колонн 1 и II, соответственно; К' - константа фазового равновесия /-той высо-кокипящей микро примеси в бинарной смеси с базовым компонентом; п'щр - число

теоретических тарелок в укрепляющей секции колонны I; а/ - угловой коэффициент рабочей линии укрепляющей секции колонны I.

Содержание высококипящнх микропримесей в отбросном потоке Я\ (кубовый продукт) определяется из материального баланса колонны I по каждой примеси.

При расчете процесса ректификации все низкокшшцне примеси условно присоединены к . Принимается, что они целиком выводятся из колонны с потоком /Л. В действительности часть этих микропримесей уносит отбросный поток Я\. Содержание низкокипящих примесей в этом потоке можно определить нз выражения

г'"

(37)

1 +

(л:;/^)^-!](/:;-!)/(а:;-о,')

где , х{'т - содержание у-тых низкокипящих мнкропрнмесей в потоках Кт и Д1, соответственно; К" - константа фазового равновесия у-той низкокипящей микропримеси в бинарной смеси с базовым компонентом; число теоретических тарелок в исчерпывающей части колонны I; а'2, - угловой коэффициент рабочей линии исчерпывающей секции колонны I

Содержание низкокипящих микропримесей в потоке £>1 определяют из материального баланса колонны I по этим примесям.

Математическая модель ректификационной колонны очистки потока питания от низкокипящих мнкропрнмесей. В колонне II потоком питания является продукт предварительного разделения П\ и расчет числа теоретических тарелок для каждой секции реализуется по алгоритму:

_ьгн

¿>1=ГЪ

__ _ к-^-^а)

+ 1

Ч^'К)-

(38)

+1

М^/ат).

Анализируя аналогичным способом процесс ректификации в колонне II , можно получить выражение для определения состава продукционного потока К2 по низкокипящим компонентам и выражение для определения содержания высо-кокипящих микропримесей в отбросном потоке

х'н

(39)

СЯ2

1 +

[(лг; / а-)"" - - 0/-

X1' =

с1'

*Р1

(40)

где х'уа , х„г - содержагае у-тых низкокипящих микропримесей в потоках питания

и продукционном потоке 112, соответственно; , хВ2 - содержание у-тых высо-кокипящих микропримесей в потоке питания О! и отбросном потоке 1)2, соответственно; К", К'- константы фазового равновесия у-тых низко- и высококипящих микропримесей в бинарной смеси с базовым компонентом, соответственно;

укр,яИис - число теоретических тарелок в укрепляющей и исчерпывающей частях колонны II, соответственно; а" и а" - угловые коэффициенты рабочих линий укрепляющей и исчерпывающей частей колонны II, соответственно.

Состав потока И2 по высококипящим, и 1У2 по низкокипящим микропримесям определяется из материальных балансов колонны II. В зависимости от свойств базового вещества и микропримесей схема автономного модуля и организация процесса ректификации могут быть изменены. Например, в колонне I методом низкотемпературной ректификации могут отделяться низкокипящие мнкроприме-си, а в колонне II - высококипящие.

Алгоритм (35) - (40) предназначен для решения задач проектирования и оптимизации конструкции автономного криогенного модуля.

Математическая модель ректификационной колонны с распределенными параметрами. Для решения задач расчета статических характеристик колонн необходимо создание математической модели колонны с распределенными параметрами.

При математическом описании процессов на контактном устройстве принимаются следующие допущения: жидкость и пар находятся при температуре насыщения; потоки жидкости Д, и пара £7, постоянны; паровая и жидкая фазы идеально перемешаны, рассматривается теоретическая тарелка; в колонне находится т теоретических тарелок; куб и дефлегматор приравниваются по разделительным свойствам к теорепгческой тарелке; куб соответствует тарелке I. Тарельчатая часть имеет тарелки от 2 до п, а дефлегматор соответствует тарелке (л+1).

Уравнения материального баланса поу - тому компоненту имеет вид: для I - тон тарелки [18] + О.-Л-и - /,х, - С,уг = о 0 = = 1, . ,*) ;

для тарелки питания С,_,у,Л) + £,.и - - = + ВСуе1) .

При моделировании дефлегматора уравнение, описывающее материальный баланс, может быть представлено в виде зависимости = уя/ + - . где - эффективность дефлегматора.

Уравнение, описывающее куб, может быть представлено в том же виде, что и для дефлегматора, т.е. д, = хи +[/(**.,)-г».,,]?* > гае - равновесная кон-

центрация пара; пк - эффективность куба.

Одним из способов решения задачи о распределении компонентов по высоте ректификационной колонны является метод независимого определения концентраций, согласно которому система уравнений баланса по ¿-той тарелке приводится к линейной или квазилинейной системе относительно лгв (молярной доли у - того компонента в смеси) путем замены у,, = КуХу, где А",у — константа фазового равновесия у-того компонента.

Исходную систему уравнений материальных балансов структурных элементов колонны (/-той тарелки, тарелки питания, куба и дефлегматора) преобразуют относительно хг и после определения коэффициентов В,¿-- {О,К,,

+£(), Счи,1 левой части и правой части (для тарелки питания) - Л^ -¡Хущ - 01л характеризующей состав потока питания (здесь йЬ - доли пара и жидкости в потоке питания; ущ, хщ - содержание у-того компонента в паровой и жидкой фазах потока питания соответственно), приводят к виду, удобному для решения на ЭВМ:

А,Х\1 - Вг^И+СуХг, =0,

Л-1.,*•-!./ ~ К** + С. 1,/*•♦!./ = "Л'

~ =

(41 )

Решение системы (44) осуществляется методом прогонки с условием соблюдения материального баланса с заданной точностью е на каждой тарелке по всем компонентам .

у-1

Однако, критерием корректного решения задачи является сходимость не только материальных балансов на каждой тарелке, но и внешнего материального баланса колонны. Для этого при моделировании процесса ректификации применяется так называемый 0 -метод, в результате реализации которого находится откорректированный внешний материальный баланс

где Му - количествоу-того компонента в продукте питания; - количест-

во /-того компонента в дистилляте; — количество у-того компонента в

кубовом продукте.

После корректировки внешнего материального баланса, т.е. уточнения концентраций компонентов в дистилляте, осуществляют перерасчет профиля распределения концентраций в жидкости

X, :--

где /у = ¿гхц — количествоу-того компонента на /-той тарелке в жидкости. Здесь индексом "р" обозначены параметры, получаемые при решении системы (34), а индексом V -откорректированные параметры.

Анализ полученных результатов подтверждает возможность применения рассмотренных методов расчета процесса ректификации. Математические модели колонн как с сосредоточенными, так и с распределенными параметрами дают результаты идентичные с результатами, полученными методом Льюиса и Мачесона, который при расчете разделения смеси Иг-Лг-Ог дает хорошее совпадение с экспериментальными данными.

Численный эксперимент по исследованию влияния конструктивных и режимных параметров проводился применительно к автономному рефрижераторному модулю, показанному на рис.8.'

Узел охлаждения включал циркуляционный компрессор и теплообменный аппарат. Рассматривалось три автономных модуля для получения сверхчистых кислорода, азота и аргона. Оценивалось влияние флегмового числа на число теоретических тарелок при заданной чистоте потока питания и влияние состава потока питания на число теоретических тарелок в колонне.

Установлено»что при очистке Ог от высококипящей примеси метана СН4 в колонне I (рис.8) увеличение флегмового числа приводит к уменьшению числа

теоретических тарелок (рис.9). При этом, если число тарелок в исчерпывающей секции меняется мало, то в укрепляющей секции колонны в диапазоне Э = 0,61-й,14 оно сначала изменится резко от пт = 24 до ~ 11, после чего увеличение флегмового числа на приводит к существенному уменьшению пт.

При очистке кислорода СЬ от низкокипящей примеси А г в укрепляющей секции отмечается незначительное влияние флегмового числа на пт , в то время как в исчерпывающей секции с ростом & сначала наблюдается резкое уменьшение п,, азатем при 5 >100 необходимое число тарелок изменяется мало (рис.10).

Изменение чистоты жидкого кислорода, поступающего на очистку в автономный модуль с 99,2% до 99,7% по объему практически не влияет на число тарелок в первой колонне, где лт « 15 и приводит к уменьшению пт от 107 до 80 во второй колонне.

Это объясняется тем, что в исходной смеси независимо от изменения ее концентрации по кислороду, концентрация СНц и Кг почти не изменялась и находилась соответственно на уровне 4-10"4 н- 5'104 моль А>/моль. Наличие большого числа теоретических тарелок в колонне II связано с трудностью отделения примеси Аг от О2, так как эти компоненты смеси имеют близкие температуры кипения и летучести. Кроме того, по мере уменьшения в исходной смеси концентрации кислорода, в ней растет концентрация Аг и N1.

Увеличение концентрации аргона в потоке питания приводит к уменьшению числа теоретических тарелок (рис.11), причем характер влияния флегмового числа на п7 сохраняется.

Очистка технического азота от высококипящих примесей СО и Ог может осуществляться и в одноколонном модуле. При этом характер влияния чистоты потока питания и флегмового числа сохраняются (рис.12).

Удельные затраты энергии в автономном модуле зависят прежде всего от параметров циркуляционного контура, свойств рабочих веществ и температурных напоров в конденсаторах (рис.13).

Заключите

1. Впервые разработаны теоретические основы расчета рабочих процессов в прогрессивных криогенных технологиях, позволяющие создать современные методы синтеза статических и динамических характеристик, анализа и прогнозирования работы криогенных систем и установок криостатирования сверхпроводящих электрических машин и автономных криогенных модулей для производства особочнстых криопродукгов.

2. Разработана концепция построения математических моделей для синтеза статических и динамических характеристик системы криостатирования вращающихся сверхпроводящих обмоток энергетических машин однофазным закритиче-ским криоагентом.

3. Созданы и реализованы на ЭВМ математические модели рабочих процессов в элементах вторичного циркуляционного контура криогенной системы криоста-тнрования сверхпроводящей обмотки возбуждения ротора криотурбогенератора закритическим гелием.

4. Разработана и реализована на ЭВМ вычислительная система для определения термических, калорических параметров и транспортных свойств криогенных рабочих веществ по двум произвольным параметрам состояния.

5. Проведен численный эксперимент и анализ параметров циркуляционного контура сверхпроводящей обмотки возбуждения ротора криотурбогенератора КТГ-300. Установлено, что принятые параметры обеспечивают стабильный уровень термостатирования обмотки. Обнаружена интенсификация циркуляции, вызванная наличием собственного напора ротора в контуре криогенной системы, обусловленная разностью работ в радиальных каналах. Отмечается значительное влияние потерь в радиальных каналах на работу системы.

6. Создана и реализована на ЭВМ математическая модель для синтеза динамических характеристик теплообменных н парогенерирующих поверхностей нижней ступени охлаждения криогенной гелиевой установки, позволяющая проанализировать влияние стационарных и импульсных тепловыделений на работу системы и расходные характеристики ее элементов.

7. На основе численного эксперимента выполнен анализ динамических характеристик элемента шины сверхпроводящей обмотки возбуждения при нестационарных тепловыделениях. Получены и проанализированы разгонные характеристики парогенерирующей и теплообменной поверхностен нижней ступени охлаждения при разных характере и уровне тепловыделений, что позволяет оценить пределы устойчивости работы системы криосгатировання при переходных режимах.

8. На основе комплекса экспериментальных исследований созданы теоретические основы низкотемпературной адсорбционной технология получения чистого аргона на широком спектре адсорбентов. Установлено влияние кинетических параметров процесса адсорбции на массообмен при вытесннтельной адсорбции паров азота из его смеси с аргоном и кислородом. Выявлена существенная зависимость внутридиффузионной адсорбции паров азота от структуры сорбентов.

9. Созданы и реализованы на ЭВМ математические модели ректификационных колонн с сосредоточенными и распределенными параметрами, применяемых в автономных низкотемпературных модулях с целью получения сверхчистых веществ из технически чистых криопродуктов. На основе моделей колонн с распределенными параметрами создана математическая модель для синтеза статических характеристик колонн.

10.Путем численного эксперимента выполнен анализ взаимного влияния состава, свойств потока питания, режимных параметров и степени очистки на конструктивные параметры колонн и энергетическую эффективность процесса очистки.

Определены пределы изменения режимных параметров ректификационных колонн при очистке криопродукта от высококипящнх и низкокипящих примесей.

Основные результаты диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Борзенко Е.И. Некоторые данные исследования процесса адсорбции паров азота из потока сырого аргона на синтетических цеолотах //Исследование процессов, аппаратов и машин глубокого охлаждения и криогенной техники: Сб. докл. Всесоюзной межвуз. конф. Л: ЛТИХП, 1968.С. 172-178.

2. .Борзенко Е.И. О кинетике процесса адсорбции паров азота из потока сырого аргона на стационарном слое сшггетических цеолитов. ЖПХ, N4,1969.С. 891-897.

3. Борзенко Е.И..Будневич С.С. Влияние основных параметров процесса адсорбции на процесс массообмена при очистки сырого аргона от примесей азота. Труды Всесоюзной научно-технической конференции по термодинамики. -Л. :ЛТИХП,1969.С. 386-392.

4. Акулов Л.А., Борзенко Е.И., Головко Г.А., Иванова B.C., Игнатов Ю.Я., Лагун C.B., Федорова Т.И. Тонкая очистка и осушка инертного газа // Труды Всесоюзной научно-технической конференции по термодинамики. -Л.: ЛТИХП, 1969.С.412-418.

5. Борзенко Е.И., Игнатов 10.Я., Лагун C.B. Исследование процесса разделения многокомпонентных криогенных газовых смесей методом низкотемперату рной адсорбции//Холодильная техника: Труды науч. конф. -Л.: ЛТИХП, 1970.С. 62-67.

6. Борзенко Е.И., Будневич С.С., Головко Г.А., Кондряков И.К., Коренюк В.В., Лагун С.В, Малафеев А.Н., Федорова Т.И., Холодковский C.B., Шурубцов В Н. (ЛТИХП),Михайлов Н.Н.,Харитонов Е.А.(Ижорскнй машиностроительный завод),Вишняков В.М., Мальченко В.М., Мисаренко С.Н.,Цитрин Л.А. (Черноморский судостроительный завод).Опытно-промышленная установка очистки сырого аргона от примесей с помощью синтетических цеолитов //Техника низких температур. Сб. мат. респуб. науч. конф. -Л.:ЛТИХП, 1971.С.129-134.

7. Борзенко Е.И., Будневич С.С., Цицишвили В.Г.(акад. АН Гр.ССР), Андронн-кашвили Т.Г., Окропиридзе Ц.М. Адсорбция паров азота из потока сырого аргона на стационарном слое синтетических цеолитов типа А и ХМ Адсорбционные, хроматографические и каталитические свойства цеолитов. Сб. тр. АН Гр.ССР, ин-т физ. и орг. химии им. П.Г. Меликишвили. Тбилиси: Изд-во, Мец-ниереба,1972.С.107-116.

8. Примеры расчетов установок глубокого охлаждения / Будневич С.С.,Акулов Л.А., Борзенко Е.И., Головко Г.А. Учебное пособие. -Л.: Машиностроение, 1972. 287с.

9. Борзенко Е.И. К вопросу определения длительности охлаждения промышленных адсорберов // Холодильные машины и установки. Сб. науч. трудов. -Д.: ЛТИХП, 1973.С. 23-25.

10.Борзенко Е.И. Инженерные методы расчета адсорбционной аппаратуры. Труды третьей Всесоюзной конференции по теоретическим вопросам адсорбции. -М.: Наука, 1973.С. 239-240.

11.Борзенко Е.И., Акулов Л.А., Новотельной В.Н. Эксергитический анализ низкотемпературных систем криогенного обеспечения криотурбогенератора. ВИНИТИ "Деп. рукописи" за № 1039,1983, № 10. С.123.

12.Акулов Л.А., Борзенко Е.И., Новотелыюв В.Н., Исакеев А.И. К выбору системы охлаждения сверхпроводящих электрических машин // Машины ц аппараты холодильной,криогенной техники и кондиционирования воздуха.Межвуз. сб. науч. трудов.-Л.:,Изд. ЛТИХП,1983. С.107-113.

13.Akulov L.A., Borzenko Е., Novotelnov V.N., Issakeev A.I. Simulation du processus de refoidissement d'un enroulement d'excitation supraconducteur d'un alternateur dans de l'hélium hyper critique sous refroidissement.In.inter.du froid.Docuraents de 16 Congres.In.inter. du froid,Paris,1983.P.157-162.

14.Борзенко Е.И.,Новотельное В.H.,Акулов Л.А. Криостатирование сверхпроводящей обмотки возбуждения (СПОВ) криотурбогенератора(КТГ) циркуляци-

■ онным потоком гелия// Машины и аппараты холодильной,криогенной техшпеи и кондиционирования воздуха. Межвуз. сб. науч. трудов.-Л.:, Изд.. ЛТИХП,1984. С.29-34.

15.Борзенко Е.И.,Новотельнов В.Н.,Акулов Л.А. Криостатирование сверхпроводящей обмотки возбуждения при наличии переходных процессов.// Процессы и аппараты криогенной технологии и кондиционирования. Межвуз. сб. науч. трудов. -Л.: ,Изд. ЛТИХП, 1985. С.27-32.

16.Новотельнов В.Н., Борзенко Е.И., Акулов Л.А, Переходные процессы в концевой ступени охлаждения криогенной системы при импульсных нагрузках. -М.: Известие вузов "Машиностроение",1985.С.62-67.

17. Новотельное В.Н., Борзенко Е.И, Моделирование процесса низкотемпературной ректификации. Всесоюзная научно- практическая конференция «Интенсификация производства и применение искусственного холода)). Тезисы докладов. -Л.: ЛТИХП, 1986. С.96.

18.Борзенко Е.И. Статика и динамика элементов криогенных систем. .-Л,: Изд-во ЛГУ,1988.212с.

19.Краснов В.Я., Борзенко Е.И., Новотельнов В.Н. Анализ моделей термоиндукционных колебаний в криогенных системах //Исследование теплофнзиче-ских свойств рабочих веществ и процессов теплообмена в холодильной техники. Межвуз. сб. науч. трудов.-Л.:,Изд.ЛТИХП, 1989. C.I31-135.

20.Краснов В.Я., Борзенко Е.И., Новотельнов В.Н. Экспериментальное исследование термоиндукциошшх колебаний в гелиевых криогенных системах. ИФЖ,Т.б1, №1,1991.С.162-163.

21 .Борзенко Е.И., Новотельное В Н., Бухарина О Н. Исследование на ЭВМ рабочих колес центробежного насоса для циркуляции закритического гелия //Теплообменные процессы в холодильной техники и теплофизические свойства рабочих тел. Межвуз. сб. науч. трудов. СПб. СПбГАХПТ, 1991. С.64-71.

22 .Борзеико Е,И. Автоматизированный расчет и моделирование процессов криогенных установок: Учебное пособие.-СПб.: СПбТИХП, 1992.-93 е.: ил.

23.Борзеико Е.И., Будневич С.С. Производство сверхчистых газов криогенными методами. Расчет процесса. //Теплофизические процессы в системах холодильной техники и свойства рабочих тел. Мелсвуз. сб. науч. тр.- СПб.: СПбТИХП, 1993.С.12-20.

24.Borzenko E.I., Aknlov L.A., Budnevich S.S. Production of particularly pure nitrogen, oxygen, argon at cryogenic plants //LTEC94, Distilation and Heat Transfer at Low Temperature 26/27 Jily 1994,IMeche, London, Paper f4.

25.Борзеико Е.И. Влияние флегмового числа на параметры ректификационных колонн блока тонкой очистки криопродуктов //Холодильная техника России. Состояние и перспективы. Тезисы докладов.-СПб.:СПбГАХПТ,1995. С.44.

26.Борзеико Е.И. Расчет и моделирование криогенных и массообменных процессов на ЭВМ: Учебное пособие.-СПб.:СПбГАХПТ,1995. 97с.

27.Borzenko E.I. and Akulov L.A. Purifiction of technical gases by low-temperature rectification. 19tli International Congress of refrigeration 1995. Proceedings Volume III b ,p.1056-1063.

28. Акулов JI.A., Борзеико Е.И. Установка ожижения аргона. Химическое и нефтяное машиностроение, N4,1996.С.35-37.

29. Борзенко Е.И., Акулов Л.А. Определение методом расчета состава продуктов разделения при ректификационной очистки криопродуктов технической чисто-ты.ЖПХ, 1996,т.69,вып.5,С.803-807.

30.Борзенко Е.И. Моделирование статических характеристик автономного криогенного модуля ректификационной очистки криопродуктов. Международная научно-техническая конференция "Холод и пищевые производства". Тезисы докладов. -СПб.: СПбГАХПТ, 1996.С.58.

31. Акулов Л.А., Борзенко Е.И. Анализ процесса доочистки жидкого аргона от микропримесей в автономном ректификационном модуле. Международная научно-техническая конференция «Холод и пищевые производства». Тезисы докладов. - СПб.: СПбГАХПТ, 1996. С. 73.

32.Budnevich S.S. and Borzenko E.I. Production of superclean gases by cryogenic metods: process calculation. Cryogenics, 1996, Vol.3, Number 8, p. 635-638.

Г„••300 к

Рис. 1. Принципиальная схема шзиостатирования ротора криотурбогенерато-ра: I -теплообменник нагрузки; II -теплоооменники тепловых мостов; III - ротор; IV - бандаж сверхпроводящей обмотки возбуждения; V - криотрубопро-воды; VI -циркуляционный насос; VII - криогенный нагнетатель

г, к

r¡,*0,SÍ

so

юо

150 200

100 750 200

Рис. 2. Зависимость температуры гелия в каналах бандажа обмотки (а), тепловой нагрузки на криогенную гелиевую установку и собственного напора ротора (б) от теплопритока

zoo лоо ta , --

Рис. 3. Изменение параметров гелия вдоль средней линия радиальных каналов ротора от частоты вращения при Р| = 0,26 МПаиТ, =3,8 ТС: 1 -3-значения давлений; Г -3'- значения температур; 1 Л^-^пр^п

3, З''п= 50V "П • '

jp, «Пв

о zoo лоо

Рис. 4. Изменение параметров потока парообразного гелия в радиальном канале теплообменников тепловых мостов: 1,2- значения давлений гелия на средней линии канала при температуре на входе в канал Т, = 3,55 К и Ti=3,6K; 3,3', 3"- изменение скоростей потока вдоль оси, спинки и корыта канала соответственно

- 75

я т« "¡'К,?»

и а

Рис. 5. Принципиальная расчетная схема низкотемпературной системы охлаждения: а - ступень охлаждения; б - процессы парогенерирующей поверхности в диаграмме Т - б; в - расчетная схема теплообменника нагрузки; I - основной теплообменник; И, IV - дроссельные вентили; V - теплообменник нагрузки; VI - криогенный нагнетатель

О 2,5 5,0 7,5 10 12,5 15 с.с

Рис. 6. Изменение температуры криостатирования при 5У|. = 0,5 , Тю, = 6 с и различной интенсивности теплового импульса: 1 - Оим

=2до;2-дим = 5д[Ь3-дим = 8до

Рис. 7. Разгонные характеристики в элементах нижней ступени охлаждения при =0,1 дим = 200; т™, = 20 с; 1 - =(Сч -в9о)ЛЗэд; 2 - 51„ = (1„ -

цуи '3 - 6С, = (ДО + ДО^/Й,,«, 4 - бдн = (дн-д„о)/д„о

. 1

Уп

V

VF-

■vr

Liai

VFÙ

Л2

Рис. 8. Принципиальная схема автономного модуля. 1 - компрессор' 2 - теплообменный аппарат; 3 - узел ректификации; 1,11 - ректификационные колонны

Рис.У. Зависимость числа теоретических тарелок от флегмового числа в колонне I при очистке кислорода от метана. 1 - в исчерпывающей секции; 2 - в укрепляющей секции;3 - в колонне

гас. 10. Зависимость числа тсоре-тических тарелок от флегмового числа в колонне I при очистке кислорода от аргона. 1 - в исчерпывающей секции; 2 - в укрепляющей секции; 3 - в колонне

пт

100

Пт 00

70 80-

40 -

зо

Рис.! I. Зависимость количества теоретических тарелок от флегмо-вого числа и состава потока питания. I- 0,99 моль Дг/моль ■ 2 -0,999 моль Аг/моль; 3- 0,9999 моль Аг/моль

Рис. 12. Зависимость количества теоретических тарелок от флегмового числа и состава потока питания. 1-0,97 моль ^/моль ; 2 -0,995 моль Ы2/моль; 3- 0,999 моль Ь!;/моль

Ц, $Вм

Ы-СЬ • о.<

0.35' • 0.3 0,25 0.2 0,15 0,1 0,05

Рис. 13. Зависимость удельных затрат энергии от флегмового числа колонны II, свойств циркуляционного потока и температурного напора. 1 - воздух; 2 - азот

Подписано к печати31.03.Эв^Формат 60x84 1/16. Бум. писчая. Печать офсетная. Усл. печ.л.2.0 .Тираж 100 экз. Заказ № 75.

ИПЦ Санкт-Петербургской государственной академии холода и пищевых технологий.. 191002, Санкт-Петербург, улЛомоносова, 9