Технологический расчет холодильной установки

1. Назначение и область применения

2. Техническая характеристика

3. Описание установки

4. Технологический расчет установки

4.1 Данные для расчета

4.2 Расчетная схема установки

4.3 Материальные балансы аппаратов и установки

4.4 Энергетические балансы аппаратов

4.5 Расчет процесса ректификации нижней колонны

4.6 Определение удельного расхода электроэнергии

5. Расчет машин

5.1 Исходные данные для расчёта

5.2 Расчёт основных характеристик насоса.

5.3 Определение теплопритоков

6. Расчет аппаратов

6.1 Расчет ректификационной колонны

6.2 Расчет переохладителя жидкого кислорода

7. Обоснование выбора материалов и проверка прочности основных деталей и узлов

8. Основы эксплуатации установки

9. Выбор и обоснование схемы автоматизации

10. Охрана труда

11. Технико-экономические расчеты

12. Гражданская оборона Заключение Список литературы Приложения

В наши дни под криогеникой понимают не всю холодильную технику и технологию, а те их области, которые связаны с получением или использованием температур ниже. Таким образом, криогеника это — техника создания и применения наиболее низких температур, которые в естественных условиях Земли не наблюдаются.

Начало промышленного применения криогенных систем относится к 20-м годам прошлого столетия. За прошедший период времени криогеника развилась в самостоятельную отрасль науки и промышленности, оказывающую большое влияние на научно — техническую революцию.

Особенно велика роль криогенной техники в развитии новых направлений науки и техники, причем одним из наиболее перспективных считается применение криогенной техники в энергетике.

Кислород широко применяется в металлургии, в газовой сварке и резке цветных металлов, ракетно-космической технике, медицине, микробиологии, в химической и нефтяной промышленности.

Азот применяется в химической промышленности для производства аммиака, этилена, азотных удобрений и т. д.; в нефтеперерабатывающей промышленности и металлургии — в качества защитной среды в процессах; в сварке и резке — защитная среда; в народном хозяйстве — для увеличения сроков хранения в овощехранилищах; в крупномасштабных физико-технических исследованиях — криогенное обеспечение сверхпроводящих устройств; в криомедицине и криобиологии — криохирургия, ядерная томография и т. д. Большое значение приобрели выделяемые из воздуха инертные газы.

Для криогеники весьма характерны постоянное расширение областей ее применения и появление новых типов криогенных устройств и систем.

В настоящее время существует необходимость усовершенствования криогенного оборудования, его модернизация с учётом новейших технических достижений, и производственных потребностей.

Модернизация установки направлена на понижение себестоимости получаемого продукта, за счёт установки компрессора 4ВП-55/71 взамен старого ВП-50/70.

Данную модернизацию целесообразно производить на установках производителя продуктов разделения, заинтересованного в повышении производительности.

1. Назначение и область применения установки

Модернизируемая воздухоразделительная установка предназначена для производства газообразного технического с концентрацией продукционного кислорода. Установка воздухоразделительная предназначена для производства:

— кислорода газообразного технического 1-го сорта и медицинского чистотой 99,7% О₂ по ГОСТ 5583;

— кислорода жидкого технического 1-го сорта и медицинского чистотой 99,7% О₂ по ГОСТ 6331;

— азота жидкого 2-го сорта по ГОСТ 9293;

— кислорода жидкого 1-го сорта под давлением 2,45 МПа;

Установка может применяться в металлургии, в машиностроении, в химической промышленности.

Установка предназначена для нужд народного хозяйства и для поставок в районы с умеренным и тропическим климатом.

Оборудование установки, размещаемое вне здания (блок разделения, блок очистки) используется в климатическом исполнении «У» и «Т» категории 1, остальное оборудование в исполнении «У» и «Т» категории 3 по ГОСТ 15 150–36.

Конструкция оборудования, размещаемого вне здания, допускает его эксплуатацию в условиях соответствующих IV району по снеговой нагрузке, и V району по ветровой нагрузке по СНиП 2.01.07−85.

Установку допускается эксплуатировать в районах с сейсмичностью до 8 баллов включительно ГОСТ 6249–52.

Кислород широко применяется в металлургии, в газовой сварке и резке цветных металлов, ракетно-космической технике, медицине, микробиологии, в химической и нефтяной промышленности.

2. Техническая характеристика

Начальное давление;

Начальная температура;

Производительность установки по газообразному кислороду;

Количество перерабатываемого воздуха;

Концентрации:

продукционного кислорода;

воздуха ;

Коэффициент подачи насоса л=0.75;

Доля извлекаемого газообразного кислорода;

Общая потребляемая мощность;

3. Описание установки

В установке используется цикл среднего давления. Холодопотери компенсируются за счет холода, вырабатываемого холодильной машиной, охлаждения газа в концевом холодильнике компрессора и расширения потока в турбодетандере. Рекуперация холода осуществляется в витых трубчатых теплообменниках. Разделение воздуха производится в колонне двукратной ректификации. Осушка воздуха и очистка его от углекислоты, и углеводородов производится в цеолитовом блоке очистки.

Предварительное охлаждение воздуха перед блоком очистки осуществляется в теплообменнике-ожижителе за счет холода обратного потока, в концевом холодильнике компрессора и холода, вырабатываемого холодильной машиной.

Холодопотери в установке компенсируются циклом среднего давления с расширением части воздуха в турбодетандере.

Рекуперация холода осуществляется в витых трубчатых теплообменниках, разделение воздуха производится в колонне двукратной ректификации.

Предварительное охлаждение воздуха перед блоком разделения осуществляется в теплообменнике А4; теплообменнике А6, работающим совместно с холодильной машиной 1МКТ 20−2-0.

Очистка воздуха от влаги, углекислоты и углеводородов производится в адсорбционном цеолитовом блоке очистки.

Атмосферный воздух сначала очищается от крупных механических примесей в воздухозаборнике 1, а затем от более мелких примесей в воздушном фильтре А24, после чего воздух сжимается в компрессоре К в количестве 3360 мі до давления при температуре. После концевого холодильника компрессора воздух поступает во влагоотделитель А1, где из него удаляется капельная влага.

Далее воздух проходит влагоотделитель А2 и водяной теплообменник А6, с помощью которого поддерживается постоянной температура воздуха перед блоком очистки. В теплообменнике А6 осуществляется теплообмен между потоками влажного (до блока очистки), сухого (после блока очистки) воздуха и водой, поступающей из холодильной машины Х1. Постоянная циркуляция воды обеспечивается насосом Н3, входящим в комплект установки. Наличие в схеме теплообменника А6 позволяет стабилизировать температуры воздуха перед блоками чистки и разделения, а также снимать «пиковые» тепловые нагрузки, возникающие в момент переключения адсорберов блока очистки, когда температура сухого воздуха временно может достигать 323 К (50° С).

Сухой и чистый воздух после блока очистки при температуре 283 К (10°) поступает в основной теплообменник А5 блока разделения установки. В этом аппарате происходит основное охлаждение воздуха за счет теплообмена с обратными потоками отбросного азота и продукционного кислорода, отходящими из узла ректификации установки. Весь поток воздуха, пройдя среднюю зону основного теплообменника А5, охлаждается до температуры 156 К (минус 117°) и делится на две части.

Большая часть воздуха выводится на расширение в турбину ТД, а остальной поток охлаждается в нижней зоне основного теплообменника и дросселируется в регулирующем клапане ВР₁ до давления нижней колонны и поступает на 7-ю тарелку нижней колонны.

Поток воздуха после турбины ТД поступает на разделение в куб нижней колонны А10. В нижней колонне воздух разделяется на обогащенную кислородом кубовую жидкость и азотную флегму (2…2,5% О₂).

Кубовая жидкость при температуре около 101 К отбирается из куба колонны А10, охлаждается в соответствующей секции теплообменника А8 на 3…3,5 град ниже температуры насыщения, дросселируется через клапан ВР₂ в межтрубное пространство переохладителя жидкого кислорода А7 и поступает на 41-ю тарелку верхней колонны А11.

Поток азотной флегмы, отбираемый из кармана нижней колонны проходит соответствующую секцию теплообменника А8, охлаждаясь на 11…12 град ниже температуры насыщения, а затем дросселируется через клапан ВР₃ до давления 0,14 МПа и поступает на орошение в верхнюю колоннуА11.

В верхней колонне происходит окончательное разделение воздуха на отбросной азот с содержанием кислорода 2% О₂ и жидкий кислород концентрацией 99,7% О₂.

Отбросной азот из верхней колонны А11 поступает в теплообменник А8, где охлаждает азотную флегму и кубовую жидкость. Затем, проходя последовательно межтрубные пространства теплообменников А5 и А4, подогревается до температуры 303…308 К (30…35 °С). После этого необходимое количество отбросного азота через клапан ВР₁₄ отбирается для регенерации и охлаждения адсорберов блока очистки, а остальная часть сбрасывается в атмосферу через клапан ВР₁₃.

Жидкий кислород из куба верхней колонны поступает в трубное пространство теплообменника А7, где охлаждается до температуры 87,5 К и поступает в насос жидкостной — Н1, который нагнетает жидкий кислород после переохладителя А7 в трубки кислородной секции основного теплообменника А5. В основном теплообменнике кислород газифицируется и подогревается до 257…260 К, далее догревается в теплообменнике А4 и при температуре 295…298 К (22…25°С) выдается потребителю в количестве 600 м³/ч. Максимальное давление кислорода на выходе — 19,6 МПа (200 кгс/см²).

воздухоразделительная установка кислород азот ректификация

4. Технологический расчёт

В технологическом расчете установки были определены доли и количества продуктов разделения, холодопроизводительность установки, доля детандерного потока, тепловые нагрузки аппаратов, рассчитан процесс ректификации, определен удельный расход энергии.

4.1 Расчетная схема установки

Диаграмма для отображения процессов криогенной установки (см. приложение).

4.2 Данные для расчета

Количество перерабатываемого воздуха;

Количество продукционного кислорода;

Концентрации:

кислорода продукционного;

азот отбросной;

воздуха ;

кубовая жидкость;

азотная флегма;

Температуры и разности температур:

воздух перед ожижителем;

воздух после ожижителя;

воздух перед основным теплообменником;

воздух перед турбодетандером;

кислород перед насосом;

кислород после основного теплообменника;

переохлаждение азотной флегмы;

переохлаждение кубовой жидкости ;

недорекуперация между воздухом и кислородом на теплом конце ожижителя;

недорекуперация между воздухом и отбросным азотом на теплом конце основного теплообменника ;

Давления:

воздух после компрессора ;

кислород перед насосом;

кислород после насоса ;

в кубе нижней колонны;

в кубе верхней колонны;

Гидравлические сопротивления:

теплообменник ожижитель ;

блок очистки ;

теплообменник основной;

нижняя колонна;

верхняя колонна;

каждого переохладителя;

Адиабатический КПД турбодетандера;

Теплопритоки:

переохладители;

конденсатор — испаритель ;

верхняя ректификационная колона;

нижняя ректификационная колона;

теплообменник основной;

теплообменник-ожижитель ;

насос жидкого кислорода ;

блок разделения;

4.3 Материальные балансы установки и аппаратов

Общий материальный баланс воздухоразделительной установки

Цель расчета: определение долей и количеств продукционного и отбросного азота.

Расчет ведем на перерабатываемого воздуха. .

Уравнение материального баланса:

(4.1)

(4.2)

Уравнение материального баланса по кислороду:

(4.3)

(4.4)

(4.5)

(4.6)

;

;

Материальный баланс нижней колонны

Рисунок. 1. — Схема нижней колонны

Цель расчет: определение долей потоков кубовой жидкости и азотной флегмы.

Уравнение материального баланса:

(4.7)

;(4.8)

Уравнение материального баланса по кислороду:

(4.9)

(4.10)

(4.11)

(4.12)

;

Количество перерабатываемого воздуха

Расчетное количество воздуха принимаем равным номинальной производительности компрессора при и давлении

;

Минимальное количество воздуха определяемое с учетом потерь в компрессоре:

(4.13)

;

Коэффициент — 0,92 учитывает потери воздуха на продувки, при переключениях адсорберов блока очистки, на неплотности и минусовой допуск компрессоров .

Производительность установки по кислороду с учетом потерь в компрессоре:

Производительность установки.

Расчетная производительность установки по кислороду:

К' = К ^. B_ном ^. 0.92

где:

К = 0.194кмоль/кмоль — доля извлечения кислорода .

К' = 0.194 ^. 3360 ^. 0.92 = 600 м³/ч(4.14)

4.4 Энергетические балансы аппаратов

Энергетический баланс переохладителя азотной флегмы

Рисунок. 2. — Схема переохладителей кислорода и азотной флегмы

Из уравнения энергетического баланса определяем энтальпию отбросного азота после переохладителя азотной флегмы:

(4.15)

где — энтальпия азотной флегмы при состоянии насыщения при и ;

— энтальпия азотной флегмы при и

(4.16)

;

— энтальпия отбросного азота на выходе из верхней колонны в состоянии насыщения при .

Теплопритоки из окружающей среды к трем переохладителям составляют, следовательно к одному переохладителя они составляют .

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.17)

При этой энтальпии соответствует ;

Степень сухости азотной флегмы при входе в верхнюю колону:

(4.18)

где — энтальпия азотной флегмы после дросселирования в верхнюю колонну;

— энтальпия насыщенного жидкого азота при ;

— энтальпия насыщенного пара азота при ;

;

Энергетический баланс охладителя кубовой жидкости

Из уравнения энергетического баланса определяем энтальпию отбросного азота на выходе из охладителя:

(4.19)

где — энтальпия кубовой жидкости на выходе из нижней колоны при. Определим эту энтальпию по уравнении смешения, зная, что в потоке содержится .

(4.20)

где — энтальпия насыщенного жидкого азота пир ;

— энтальпия насыщенного жидкого кислорода при;

;

Мольная теплоемкость смеси:

(4.21)

;

Так как разность температур при охлаждении кубовой жидкости составляет, то изменение энтальпии в аппарате составит:

;(4.22)

Следовательно, получим:

(4.23)

;

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.24)

;

При этой энтальпии соответствует .

Энергетический баланс переохладителя жидкого кислорода

Из уравнения энергетического баланса определим энтальпию кубовой жидкости на выходе из переохладителя:

(4.28)

где — энтальпия кубовой жидкости после дросселирования;

Рисунок. 3. — Схема переохладителя кислорода

— энтальпия жидкого кислорода в состоянии насыщения при ;

— энтальпия жидкого продукционного кислорода при и ;

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.25)

;

Параметры кислорода после насоса:

;(4.26)

где — работа сжатия в насосе;

(4.27)

где — плотность кислорода перед насосом;

— молярная масса кислорода;

— расчетное давление нагнетания;

— теплопритоки к насосу жидкого кислорода;

;

При этой энтальпии соответствует температура ;

Степень сухости кубовой жидкости при определим по формуле:

(4.28)

где — энтальпия азотокислородной смеси в насыщенном паровом состоянии при ,

где — энтальпия кубовой жидкости в состоянии насыщения;

и определим из уравнения смешения:

(4.29)

;(4.30)

Энтальпия насыщенных паров азота и кислорода при :

;

Температура азота и кислорода при :

;

Энтальпия жидких азота и кислорода в состоянии насыщения при :

;

По уравнению смешения получим:

;

Тогда:

;

Энергетический баланс узла ректификации

Рисунок. 4. — Схема узла ректификации Из уравнения энергетического баланса узла ректификации определим энтальпию воздуха после дросселя:

(4.31)

где — энтальпия воздуха после детандера;

(4.32)

;(4.33)

Параметры воздуха перед детандером:

;

Определим, что ,

— энтальпия воздуха при адиабатическом расширении в детандере до ;

Тогда:

;

При этой энтальпии соответствует температура ;

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.34)

где ,(4.35)

;

Энергетический баланс блока разделения

Из уравнения энергетического баланса блока разделения определим долю детандерного потока:

(4.36)

где — изотермический дроссель-эффект (4.37)

сжатия воздуха в компрессоре на уровне температур ;

— действительный теплоперепад при (4.38)

расширении воздуха в детандере;

(4.39)

— теплопритоки к блоку разделения;

— работа сжатия кислорода в насосе;

— теплопритоки к насосу жидкого кислорода;

— потеря холода от недорекуперации (4.40)

кислорода;

— потеря холода от недорекуперации (4.41)

азота;

Определим температуру отбросного азота после основного теплообменника по формуле:

(4.42)

теперь по давлению и температуре определяем энтальпию в этой точке:

;

Определим величины входящие в формулу:

— энтальпия воздуха при и ;

— энтальпия воздуха при и ;

;

— энтальпия кислорода при и ;

— энтальпия кислорода при ;

;

— энтальпия азота ;

;

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.43)

;

Энергетический баланс основного теплообменника

Рисунок. 5. — Схема основного теплообменника Из уравнения энергетического баланса основного теплообменника определим энтальпию воздуха перед дросселем. Так как, то значение энтальпии полученное в результате расчета должно быть примерно равным значению энтальпии полученном в результате расчета энергобаланса узла ректификации. То есть, проверяем правильность предыдущих расчетов.

(4.48)

где — энтальпия кислорода после основного теплообменника;

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.44)

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.45)

где — теплопритоки к основному теплообменнику;

— энтальпия воздуха перед основным теплообменником при и ;

Небаланс составляет, что вполне допустимо и является следствием округлений при расчетах.

Энергетический баланс теплообменника-ожижителя

Рисунок. 6. — Схема теплообменника-ожижителя Из энергетического баланса теплообменника ожижителя определяем температуру отбросного потока на выходе из аппарата:

(4.46)

где — энтальпия влажного воздуха при и ;

— энтальпия влажного воздуха при и ;

— энтальпия кислорода при и ;

Преобразуем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.47)

;

При этой энтальпии соответствует температура .

Энергетический баланс верхней колоны

Рисунок. 7. — Схема верхней колонны Из уравнения энергетического баланса определим тепловую нагрузку конденсатора-испарителя:

(4.48)

где — теплоприток к верхней колоне;

— теплопритоки к конденсатору-испарителю (в расчете считаем половинный теплоприток, так как вторая часть теплопритока учитывается в энергобалансе нижней колонны);

при ;

— тепловая нагрузка конденсатора-испарителя. Приведем уравнение энергетического баланса к виду:

(4.49)

Расчет процесса ректификации нижней колонны установки

Тепловую нагрузку конденсатора испарителя мы определяем в технологическом расчете. Для проверки правильности расчета определим ее из энергетического баланса нижней колонны:

;(4.50)

Преобразуем уравнение энергобаланса к виду:

(4.51)

Рисунок. 8. — Схема потоков верхней колонны

Параметры всех потоков были определены в технологическом расчете. Полученные данные сведем в таблицу 1:

Таблица 4.1. — Параметры потоков.

Определение числа теоретических тарелок будем вести в диаграмме y-x.

Так как ввод детандерного и дроссельного потоков в нижнюю колонну осуществляется раздельно, то есть необходимость построить две рабочие линии.

Строим первую рабочую линию. Для этого составляем уравнение материального баланса верхней части нижней колонны (контур) и уравнение баланса по легкокипящему компоненту:

(4.52)

;(4.53)

Расход пара определяем по нагрузке конденсатора испарителя и теплоте парообразования .

При ;

Определим расход пара :

(4.54)

;

Расход флегмы определяем из общего материального баланса:

(4.55)

;

Уравнение первой рабочей линии, устанавливающее связь между концентрациями, имеет вид:

(4.56)

;

Рабочую линию строим по точкам:

,

;

Теперь переходим к построению второй рабочей линии. Для этого составляем уравнение нижней части нижней колонны (контур) и уравнение баланса по легкокипящему компоненту:

(4.57)

;(4.58)

Расход флегмы определяется следующим образом:

(4.59)

где — степень сухости дроссельного потока:

(4.60)

где — энтальпия жидкого воздуха на линии насыщения при давлении ;

— энтальпия сухого воздуха на линии насыщения при давлении ;

;

Определим расход флегмы :

;

Расход пара определяется из общего материального баланса:

(4.61)

;

Составляем уравнение второй рабочей линии:

(4.62)

;

Рабочую линию строим по следующим точкам:

;

;

В результате проведенных графических построений получаем, что число теоретических тарелок равно:

;

Таблица 4.2. — Концентрации жидкости и пара над тарелками нижней колонны.

Принимаем КПД тарелки для нижней колонны

Определяем действительное число тарелок:

(4.63)

;

4.5 Определение удельного расхода электроэнергии

Согласно технических условий на воздушный компрессор 4ВМ10 — 55/71 его потребляемая мощность при давлении нагнетания составляет:

;

Согласно технических условий на холодильную машину 1МКТ — 20−1 потребляемая ею мощность при температуре кипения хладагента составляет:

;

С учетом того что машина работает только 50% времени при эксплуатации установки, то затрачиваемая мощность составляет:

(4.64)

;

Установленная мощность электронагревателя блока очистки. Продолжительность работы электронагревателя за цикл работы блока очистки составляет 32%:

(4.65)

;

Мощность потребляемая электродвигателем водяного насоса ;

Мощность потребляемая электродвигателем маслонасоса детандера ;

Мощность потребляемая щитом управления ;

Общая потребляемая мощность:

(4.66)

;

Удельный расход электроэнергии на производство газообразного кислорода

(4.67)

;

5. Расчёт машин

5.1 Расчет насоса криогенной жидкости

К насосу проектируемой установки предъявляются следующие требования:

— возможность работы при низких температурах;

— высокое нагнетание;

— относительно невысокая производительность.

В настоящее время в криогенной технике наибольшее распространение получили два вида насосов: центробежные и поршневые.

Центробежные насосы обеспечивают невысокое давление — до 4 МПа, большую производительность. Поршневые насосы обеспечивают давление до 40 МПа и небольшую производительность.

Для газификационной установки разрабатываемой в данном дипломном проекте, оптимальной конструкцией является поршневой насос, позволяющий создать необходимое для наполнения баллонов давление при небольшой производительности. Выбранный насос — одноцилиндровый поршневой насос с регулированием производительности при остановленном электродвигателе (вращательное движение ротора электродвигателя посредством одноступенчатого редуктора и эксцентрикового механизма движения преобразуется в возвратно-поступательное движение поршня цилиндровой группы. Регулирование подачи насоса осуществляется изменением хода поршня при изменении эксцентриситета эксцентрикового механизма. Конструкция цилиндровой группы приведена в графической части проекта. Непосредственное перекачивание жидкого кислорода осуществляется цилиндровой группой, состоящей из корпуса 5, плунжер 9, рабочей втулки 8, всасывающего 4 и нагнетательного клапанов 2, сальника 10. В цилиндровых группах криогенных насосов наибольшее применение получили две конструкции всасывающих и нагнетательных клапанов: тарельчатые и шариковые. Идеальный клапан должен оказывать минимальное сопротивление потоку (особенно касающееся всасывающего клапана из-за опасности явления кавитации), и поэтому клапан должен иметь минимальную массу.

В быстроходных насосах, применяющихся на всасывании — тарельчатые клапаны, а на нагнетании — шариковые. Тарельчатые и шариковые клапаны изготавливают из коррозийно-стойкой стали 12Х18Н10Т. Седла всасывающего клапана изготавливают из латуни, а нагнетательного из бронзы. Запорный орган притирается к седлу. Важным фактором является получение цилиндрической формы с высокой точностью как седла, так и запорного органа. При наличии эллиптичности, даже при хорошей герметичности в начале работы насоса в дальнейшем совершаются повороты запорного устройства вокруг своей оси, и клапан перестает держать.

Большой интерес представляет использовать шариковые клапаны, так как они изготавливаются по передовым технологиям, имеют высокую точность, сферичность и при вращении шарикового клапана герметичность не нарушается. Шариковый клапан (диаметр 10 мм) имеет сравнительно большую массу, а значит и инерцию. Поэтому он будет увеличивать сопротивление на всасывающей линии и вызывать кавитацию.

Сальник уплотняет шток поршня. Непосредственно уплотняет поршень комплект воротников. Для охлаждения насоса при запуске и снижении теплопритоков во время работы насоса в конструкции цилиндровой группы насоса предусмотрена рубашка, выполненная в виде концентрично расположенных вдоль камеры нагнетания отверстий, внутрь которых поступает часть всасываемой насосом жидкости. Она, испарившись отбирает тепло у металла цилиндровой группы, обеспечивая бесперебойную работу насоса. Пары и утечки вдоль штока отводятся в резервуар, обеспечивая компенсацию падения давления в нем при снижении уровня жидкости.

Схемы охлаждения цилиндра бывают 4-х типов. Первая схема не имеет специальной рубашки охлаждения и работает на переохлажденной жидкости. Во второй схеме рабочая жидкость перед поступлением в цилиндр проходит через рубашку охлаждения. В третьей схеме часть поступающей жидкости отбирается на цели охлаждения в рубашку. Охлаждение по четвертой схеме производится специальным посторонним потоком Vох, который может быть жидким или газообразным.

Охлаждение может производиться за счет теплоемкости потока или за счет кипения жидкости.

Схемы охлаждения в проектируемом насосе такова, что часть поступающей жидкости отбирается на цели охлаждения в рубашку.

Исходные данные для расчета:

Производительность .

Температура жидкости на всасывании

Давление на входе в насос

Давление нагнетания

Число двойных ходов поршня n = 500

Одноцилиндровые машины можно применять до Vн=м³/с при диаметре поршня до 50 мм. Для большей уравновешенности и плавности подачи следует применять 2 и 3-х цилиндровые машины при Vн больше м³/с. Четырехцилиндровые насосы можно рекомендовать только при очень больших производительностях.

Для большей уравновешенности работы насоса выберем двухцилиндровую конструкцию насоса.

Число цилиндров Z = 2

Отношение ход поршня диаметр поршня S/d можно принимать более 1 для насосов высокого давления и 0.4 — 0.8 для низкого давления и малой производительности.

5.2 Расчёт основных характеристик насоса

Определение производительности насоса

(5.1)

где — плотность кислорода на входе в насос

G — производительность

(5.2)

Ориентировочное значение диаметра поршня

(5.3)

30мм.

Утечка через поршневое уплотнение

(5.4)

где Су — коэффициент утечки,

(5.5)

д — эквивалентный зазор, мм Величина Су вычисляется по формуле

(5.6)

здесь r — плотность жидкости в кг/мі,

m — вязкость в Па с

(5.7)

где d — зазор поршень — цилиндр, мм

m — вязкость, Па с

d, l — диаметр и длина поршня, мм

Pн — давление нагнетания, МПа

Коэффициент наполнения цилиндра

(5.8)

где Sмах — максимальный ход поршня в насосе с регулируемым ходом, =2.5

Выражение в фигурных скобках дает значение аргумента функции cos в градусах.

Коэффициент запаздывания клапанов

(5.9)

Секундный описанный поршнем объем

(5.10)

Ход поршня для двухцилиндрового насоса с диаметром плунжера при числе двойных ходов ^-1

Ход поршня

(5.11)

Округлим до целого S = 50 мм. Значение S удовлетворяет условиям, продолжим расчёт.

Коэффициент подачи насоса

(5.12)

Производительность насоса по жидкости

(5.13)

Определение мощности и выбор электродвигателя

(5.14)

Мощность на валу электродвигателя:

(5.15)

где — описательный объем

— максимальное давление нагнетания

— полный КПД насоса Число оборотов

(5.16)

где — передаточное отношение редуктора

— количество ходов поршня в минуту Выбран двигатель марки 4А132S6.

5.3 Определение теплопритоков

Для выполнения тепловых расчетов необходимо составить эскиз цилиндровой группы. Эскиз разрабатывается на основании рассчитанных ранее размеров поршня и цилиндра. Эскиз представляет собой упрощенное изображение разреза цилиндровой группы, учитывающее особенности будущей конструкции.

По длине цилиндровая группа делится на два участка. Один (правый) — охлаждаемый, имеющий температуру Тk, второй — с переменной температурой, от Тk до То.с. — рассматривается как тепловой мост. По эскизу определяются размеры l₁, l₂, D₁, D₂.

l₁ = 0.13 м

l₂ = 0.2 м

D₁ = 0.056 м

D₂ = 0.08 м

Расчет поперечных сечений теплового моста По корпусу

(5.17)

По поршню

(5.18)

Наружная поверхность холодной части, м²

(5.19)

Поверхность рабочего объема цилиндра (при половинном ходе)

(5.20)

Поверхность всасывающей полости

F_ВС назначается ориентировочно по возможной конфигурации всасывающей полости. Приближенно F_ВС = 5F_Ц.

Поверхность нагнетательной полости

F_НП назначается ориентировочно по возможной конфигурации всасывающей полости. Приближенно F_НП = 2F_Ц.

Теплопритоки из окружающей среды

Т_К — температура корпуса цилиндра охлаждаемого участка.

Зададимся значением Т_К в рациональных пределах и рассчитаем теплопритоки к насосу.

Т_К = 97.5 К Теплопритоки из окружающей среды Q1 и Q2 поступают через изоляцию, которой окружена цилиндровая группа, и по тепловым мостам — корпусу Q3 и поршню Q4.

Теплопритоки через боковую поверхность изоляции

(5.21)

где a_н коэффициент теплоотдачи на наружной поверхности изоляции (a_н @ 5 — 10 Вт/м²К), примем a_н =10 Вт/м²К.

Dн — наружный диаметр изоляции, Dн = 0.18 м

l₁ — теплопроводность изоляции, для перлита l₁ = 0.03 Вт/м²К

Теплопритоки через изоляцию на участке l₁

(5.22)

1.841 Вт

Теплопритоки по корпусу цилиндра, Вт

(7.15)

где l₂ — коэффициент теплопроводности материала корпуса цилиндра 12Х13 нержавейка.

Теплопритоки по поршню

(5.23)

где l₃ — коэффициент теплопроводности материала поршня Суммарный теплоприток из окружающей среды, Вт

(5.24)

Тепловым потоком Q₅ можно пренебречь.

Нагрев за счёт теплопритоков

(5.25)

;

Переохлаждение кислорода

(5.26)

температура насыщения кислорода при Рвх.

в результате нагрева жидкости от теплопритоков кавитации не будет, заданные условия соответствуют требованиям.

Из перечня насосов, выпускаемых ПО «Кислородмаш» выбираем насос производительностью выше чем 357 л/час для обеспечения необходимого расхода продукционного газа.

Поршневые насосы повышенной быстроходности с компактным цилиндрическим редуктором, с механическим регулированием подачи в пределах от 100% до 40% путем изменения числа двойных ходов поршня предназначены для перекачивания сжиженных газов: азота, аргона, двуокиси углерода в составе газификационных либо воздухоразделительных установок.

Использование насосов в воздухоразделительных установках обеспечивает непрерывность процесса газификации и выдачу газообразных продуктов под необходимым давлением с минимальными потерями в магистраль либо для наполнения реципиентов, что дает значительную экономию электроэнергии по сравнению с использованием компрессоров в ходе процесса газификации.

Все перечисленные преимущества всегда позволят заказчику обеспечить технологические потребности производства в широком диапазоне подач и давлений.

6. Расчёт аппаратов

6.1 Расчет ректификационной колонны

Основная цель расчета — определение конструктивных и технологических параметров ректификационной колонны.

Ректификационная колонна проектируемой установки представляет собой цилиндрический сосуд с внутренним диаметром в которой установлено 20 алюминиевых поперечно-точных тарелок с сепарацией фаз. Расстояние между тарелками. По высоте колонны попеременно установлены тарелки с двумя и с одним сливными карманами, тем самым обеспечивая попеременный ток жидкости.

Гидравлическое сопротивление колоны определяется, как сумма сопротивлений каждой тарелки, где — число тарелок;

— сопротивление тарелки.

Производим гидравлический расчет тарелки, который проверяет нормальную работоспособность колоны и подберем наиболее оптимальный диаметр перфорации тарелок.

Среднее сопротивление тарелки определим исходя из расчета верхнего и нижнего сечения колонны.

Расчет верхнего сечения колонны

Данные для расчета:

Тип тарелки — двухсливная.

Количество пара в сечении;

Количество жидкости в сечении;

Концентрация пара и жидкости;

Плотность пара;

Плотность жидкости;

Плотность азота в нормальных условиях;

Давление в сечении;

Температура ;

Коэффициент поверхностного натяжения:

(6.1)

;

Расход жидкости в рабочих условиях:

(6.2)

Расход пара в рабочих условиях:

(6.3)

Ширина перфорационной полосы — ;

Диаметр перфорированного листа ;

Ширина приемного кармана — ;

Площадь барботажа; (6.4)

Площадь сектора :

(6.5)

где, (6.6)

,

;

Площадь треугольника :

(6.7)

где, (6.8)

;

Рисунок. 9. — Схема двухсливной тарелки

Площадь сектора :

(6.9)

где ,(6.10)

,

;

Площадь треугольника :

(6.11)

где, (6.12)

;

Площадь сегмента :

(6.13)

;

Площадь одной перфорированной полосы:

(6.14)

;

Площадь барботажа:

;

Площадь щелевого зазора:

(6.15)

где — длина щели для двухсливной тарелки,

— ширина щели, Рисунок. 10. — Схема двухсливной тарелки

;

Скорость барботажа:

(6.16)

Скорость пара в щелевом зазоре:

(6.17)

Плотность орошения:

(6.18)

где — периметр сливных перегородок,

(6.19)

— длина сливной перегородки,

;

Коэффициент сопротивления щелевого зазора:

(6.20)

где — угол наклона отбойника,

;

Критическая глубина потока:

(6.21)

где — периметр перелива, равный двум длинам сливных карманов,

— ускорение свободного падения, Высота наиболее узкого сечения кармана:

(6.22)

Рекомендуется, принимаем .

Статический уровень жидкости на тарелке:

(6.23)

Сопротивление щелевого зазора неорошаемой тарелки:

(6.24)

Сопротивление щелевого зазора:

(6.25)

;

Определение площади отверстий:

;(6.26)

При ;

При ;

При ;

Скорость пара в отверстиях:

;(6.27)

При ;

При ;

При ;

Коэффициент сопротивления отверстий:

;(6.28)

При ;

При ;

При ;

Минимально допустимая скорость пара в отверстиях тарелки:

;(6.29)

При

При ;

При ;

Каждый из вариантов перфорации обеспечивает работу тарелки полным сечением без провала жидкости, так как для каждого случая выполняется условие .

Сопротивление не орошаемой тарелки:

;(6.30)

При ;

При ;

При ;

Определение потерь напора от поверхностного натяжения:

Для, ;(6.31)

При ;

При ;

Для, ;(6.32)

При ;

Полное сопротивление тарелки:

;(6.33)

При ;

При ;

При ;

Максимально допустимое сопротивление тарелки:

(6.34)

Каждый из вариантов перфорации удовлетворяет условию, следовательно колона работает стабильно без зависания.

Расчет нижнего сечения колонны

Данные для расчета:

Тип тарелки — односливная.

Количество пара в сечении;

Количество жидкости в сечении;

Температуры кипения чистых продуктов при :

Кислорода;

Азота;

Концентрации:

Пара;

Жидкости;

Плотности чистых насыщенных жидких продуктов:

Кислорода;

Азота;

Плотности чистых газообразных продуктов:

Кислорода;

Азота;

Плотность пара в нормальных условиях:

(6.35)

;

Плотность жидкости в нормальных условиях:

(6.36)

;

Плотность смеси пара:

(6.37)

;

Плотность смеси жидкости:

(6.38)

;

Коэффициент поверхностного натяжения:

Кислорода:

(6.39)

;

Азота:

(6.40)

;

Поверхностное натяжение смеси:

(6.41)

;

Определение площади барботажа односливной тарелки:

;(6.42)

Ширина не перфорированных полос .

Ширина сливного кармана .

Площадь сектора :

Рисунок. 11. — Схема односливной тарелки

(6.43)

где, (6.44)

;

;

Площадь сектора :

(6.45)

где ,(6.46)

, ;

;

Площадь треугольника :

(6.47)

где ,(6.48)

;

Площадь треугольника :

(6.49)

где ,(6.50)

;

Площадь сегмента :

(6.51)

;

Площадь одной перфорированной полосы:

(6.52)

;

Площадь барботажа:

Расход жидкости в рабочих условиях:

(6.53)

;

Расход пара в рабочих условиях:

(6.54)

;

Скорость барботажа:

(6.55)

;

Площадь щелевого зазора:

(6.56)

где — длина щели для односливной тарелки.

— ширина щели,

;(6.57)

Скорость пара в щелевом зазоре:

(6.58)

;

Плотность орошения:

(6.59)

где — периметр сливных перегородок,

(6.60)

— длина сливной перегородки,

;

Критическая глубина потока:

(6.61)

где — периметр перелива, равный двум длинам сливных карманов,

— ускорение свободного падения,

;

Высота наиболее узкого сечения кармана:

(6.62)

;

Рекомендуется, принимаем .

Статический уровень жидкости на тарелке:

(6.63)

;

Сопротивление щелевого зазора неорошаемой тарелки:

(6.64)

;

Сопротивление щелевого зазора:

(6.65)

;

Определение площади отверстий:

(6.66)

При ;

При ;

При ;

Скорость пара в отверстиях:

;(6.67)

При ;

При ;

При ;

Коэффициент сопротивления отверстий:

;(6.68)

При ;

При ;

При ;

Минимально допустимая скорость пара в отверстиях тарелки:

;(6.69)

При ;

При ;

При ;

Условие, выполняется для всех вариантов перфорации, тарелка работает полным сечением без провала жидкости.

Сопротивление не орошаемой тарелки:

;(6.70)

При ;

При ;

При ;

Определение потерь напора от поверхностного натяжения:

Для, ;(6.71)

При ;

При ;

Для ;(6.72)

При ;

Полное сопротивление тарелки:

;(6.73)

При ;

При ;

При ;

Максимально допустимое сопротивление тарелки:

(6.74)

;

Тарелка с перфорацией равной условие не выполняет.

Для проектируемой установки выбираем диаметр перфорации, так как ей соответствует меньшее сопротивление тарелки, а колонна при этом работает стабильно без зависания.

Среднее сопротивление тарелки:

(6.75)

;

Общее сопротивление колоны:

;

Полученное сопротивление не превышает принятого в исходных данных задания. Таким образом, диаметр колонны и перфорации, расстояние между тарелками полностью удовлетворяют и обеспечивают нормальную работу нижней колонны.

6.2 Расчет переохладителя жидкого кислорода

Определяем коэффициенты теплоотдачи и теплопередачи, среднюю разность температур между потоками жидкого кислорода низкого давления и кубовой жидкостью низкого давления в двухпоточном витом гладкотрубном теплообменнике. Определить поверхность теплообмена диаметр труб и длину навивки, количество слоев, составить таблицу навивки теплообменника. Рассчитать гидравлическое сопротивление теплообменника и проверить на прочность днище и обечайку корпуса аппарата.

Исходные данные:

Расчетное количество перерабатываемого воздуха;

Мольные доли потоков:

Продукционного кислорода ;

Кубовой жидкости;

Давление:

Кислорода;

Кубовой жидкости;

Температура:

Кислорода на входе в теплообменник;

Кубовой жидкости на входе в теплообменник;

Кислорода на выходе из теплообменника;

Теплопритоки к переохладителю;

Расчет массовых расходов прямого и обратного потоков.

Определяем мольные расходы потоков кислорода и кубовой жидкости:

(6.76)

;

(6.77)

;

Определяем массовые расходы прямого и обратно потоков:

(6.78)

где — мольная масса кислорода,

(6.79)

где (6.80)

— мольная масса кубовой жидкости,

;

Определение теплофизических свойств кислорода и кубовой жидкости

Параметры прямого и обратно потоков определяем по их средним температурам. При этом считаем, что температура кубовой жидкости при кипении в межтрубном пространстве изменяется не значительно и ее можно принять постоянной.

Средняя температура прямого потока:

(6.81)

;

Среднюю температуру обратно потока принимаем:

;

Теплофизические свойства кубовой жидкости будем определять по уравнению смешения. Поэтому первоначально определим свойства азота и кислорода при и .

Таблица 4 — Теплофизические параметры веществ.

По уравнению смешения:

(6.82)

(6.83)

(6.84)

(6.85)

где — концентрация кислорода в кубовой жидкости, .

При этом значения и необходимо перевести в мольные единицы, а затем осуществить обратный перевод:

(6.86)

(6.87)

(6.88)

(6.89)

(6.90)

где и — молярные массы кислорода и азота,

— молярная масса кубовой жидкости

(6.91)

(6.92)

(6.93)

(6.94)

;

Результаты расчета теплофизических свойств веществ сведем в таблицу 5.

Таблица 5 — Теплофизические свойства потоков

Энергетический баланс теплообменника

Энергетический баланс аппарата был рассчитан в технологическом расчете схемы установки. Повторять его в данном расчете нет необходимости.

Определим коэффициенты теплоотдачи

Для навивки теплообменника выбираем медную трубку (т.е. внутренний диаметр трубки, а наружный), из соображений безопасности т.к. в трубках течет жидкий кислород. Принимаем массовую скорость кислорода в трубках, массовую скорость кубовой жидкости в межтрубном пространстве .

Для определения режима течения трубного (кислородного) потока найдем величину критерия Рейнольдса:

(6.95)

Критическое значение числа Рейнольдса для трубного пространства:

(6.96)

Принимая, получим:

Т.к., то в межтрубном пространстве устанавливается развитое турбулентное течение.

В этом случае критерий Нуссельта определяется по следующей зависимости:

(6.97)

где критерий Прандля:

(6.98)

— коэффициент учитывающий кривизну трубок:

(6.99)

;

Подставляя значения и в формулу критерия Нуссельта получим:

Коэффициент теплоотдачи от кислорода к трубке:

(6.100)

;

Определим величину критерия Рейнольдса в межтрубном пространстве:

(6.101)

;

В этом случае может быть применена разряженная навивка трубок. с относительным шагом трубок и .

Критерий Нуссельта в межтрубном пространстве определяется по зависимости:

(6.102)

;

Коэффициент теплопередачи от стенки трубки к кубовой жидкости:

(6.103)

Коэффициент теплопередачи отнесенный к внешней поверхности трубок:

(6.104)

;

Определение средней разности температур.

Определяем среднюю или среднеинтегральную разность температур Т. к. потоки протекают при низком давлении, то теплоемкости потоков по высоте теплообменника практически не изменяются. Проверяем отношение:

(6.105)

;

Следовательно среднюю разность температур следует определять как среднелогарифметическую:

(6.106)

;

Определение поверхности теплообмена.

Тепловая нагрузка теплообменника:

(6.107)

;

Принимая величину запаса поверхности теплообмена равной 75%, т. к. теплообменник жидкостной. Определим поверхность теплообмена:

(6.108)

;

Конструктивный расчет теплообменника.

Диаметр сердечника принимаем из условия:

(6.109)

;

Принимаем число слоев навивки

Площадь сечения межтрубного пространства:

(6.110)

;

Принимаем толщину прокладки, тогда:

(6.111)

;

Определяем расчетную толщину прокладки:

(6.112)

Т. к. принимаемое значение незначительно отличается от расчетного, фактическое проходное сечение изменяется также незначительно, следовательно нет необходимости уточнять принятое значение массовой скорости и пересчитывать значение коэффициента теплоотдачи .

Наружный диаметр намотки:

(6.113)

;

Число трубок теплообменника:

(6.114)

;

Принимаем. при этом массовая скорость не изменяется, и уточнять коэффициент теплоотдачи нет необходимости.

Средняя длина одной трубки теплообменника:

(6.115)

;

Теоретическая длина намотки:

(6.116)

где ,(6.117)

;

Составим таблицу навивки теплообменника, рассчитывая следующие величины:

Средний диаметр слоя:

(6.118)

где ,(6.119)

;

Число заходов в слое:

(6.120)

;

Число витков трубки в слое:

(6.121)

;

Длина трубки в слое:

(6.122)

;

С учетом дополнительной длины трубок в коллекторе получим:

Таблица 6 — Таблица навивки теплообменника.

Гидравлический расчет теплообменника.

Определим сопротивление трубного пространства:

(6.123)

где — коэффициент трения при, который определяется формулой:

(6.124)

— плотность жидкого кислорода при .

Тогда потери давления в трубном пространстве составят:

;

Определим гидравлическое сопротивление в межтрубном пространстве:

(6.125)

где ,(6.126)

— плотность кубовой жидкости при и ,

(6.127)

где ,(6.128)

тогда:

(6.129)

Подставляя в формулу найденные значения и, получим:

тогда:

;

Т.к. полученное значение, то считаем теплообменник годным для использования.

7. Обоснование выбора материалов и проверка прочности основных деталей и узлов

7.1 Обоснование выбора материалов

Колонна представляет собой цилиндрический сосуд состоящий из царг и днища, выполненных из стали 12Х18Н10Т. Эта сталь получила признание во всем мире. Она является важнейшим конструкционным материалом для нержавеющей, кислотостойкой и жаростойкой аппаратуры, и одновременно прекрасным холодостойким материалом для сварных аппаратов, не требующих термообработки. Эта сталь обладает значительной способностью сопротивляться хрупкому разрушению.

7.2 Проверка прочности днища

Материал — сталь 12Х18Н10Т, ГОСТ 532–72;

— допускаемое напряжение при температуре ;

м — предел текучести материала днища при температуре ;

— диаметр днища;

(7.1)

— высота днища;

.

Определим толщину стенки днища:

(7.2)

(7.3)

где — избыточное давление в колоне;

— коэффициент прочности продольного сварного шва;

— радиус кривизны в вершине эллиптическогоднища с ;(7.4)

— сумма прибавок к расчетной толщине;

— прибавка для компенсации коррозии металла,

— максимальная прибавка на компенсацию минусового допуска на толщину листа;

;

;

(7.5)

;

Принимаем ;

Приведение выше формулы применимы при условии:

(7.6)

(7.7)

;

Видим, что условие выполняется.

Определяем давление испытания:

(7.8)

но не меньше ,(7.9)

;

Принимаем давление испытания равным ;

Определим напряжение возникающее при испытаниях:

(7.10)

;

При пневмоиспытаниях должно выполнятся условие:

(7.11)

;

Условие прочности выполняется.

7.3 Проверка прочности обечайки

Материал — сталь 12Х18Н10Т, ГОСТ 532–72;

— допускаемое напряжение при температуре ;

м — предел текучести материала днища при температуре ;

— диаметр обечайки;

Определим толщину стенки обечайки:

(7.12)

(7.13)

где — избыточное давление в колоне;

— коэффициент прочности продольного сварного шва обечайки;

— сумма прибавок к расчетной толщине;(7.14)

— прибавка для компенсации коррозии металла,

— максимальная прибавка на компенсацию минусового допуска на толщину листа;

;

;

(7.15)

;

Принимаем ;

Приведение выше формулы применимы при условии:

(7.16)

Видим, что условие выполняется.

Определяем давление испытания:

но не меньше ,

;

Определим напряжение возникающее при испытаниях:

(7.17)

;

При пневмоиспытаниях должно выполнятся условие:

(7.18)

;

Условие прочности соблюдается.

8. Основы эксплуатации установки

Эксплуатацию установок разделения воздуха следует проводить в соответствии с требованиями существующих правил и нормативно-технических документов.

8.1 Подготовка воздухоразделительной установки к пуску

Пуск является наиболее сложной операцией при эксплуатации воздухоразделительных установок. Первый пуск проводится представителями завода изготовителя. Подготовка к пуску производится в следующей последовательности:

1 Отогрев, продувка и опресовка всего оборудования.

2 Внешний осмотр установки. Устранение всех обнаруженных дефектов.

3 Пробный запуск машин.

4 Проверка действия и отладка всех предохранительных устройств.

5 Проверка и приведение в рабочее состояние всех приборов КИП.

6 Подготовить к работе запорную арматуру.

7 Обеспечить установку технологической схемой, инструментами для обслуживания и ремонта.

8 Закрыть всю арматуру на блоке разделения. Открыть все вентили на приборах КИП.

9 По регламенту установки открыть вентили на выходе потоков из аппаратов.

10 Открыть вентиль выхода воздуха из детандера.

11 Открыть вентиль подачи азотной флегмы в верхнюю колонну.

12 Открыть продувку насоса.

13Открыть вентиль сброса воздуха после компрессора в атмосферу.

14Плавно открыть вход воздуха в теплообменник ожижитель. Затем открыть 2−3 раза продувочный вентиль влагоотделителя.

15 Включить в работу блок отчистки, соблюдая необходимую скорость подъема давления.

8.2 Пуск воздухоразделительной установки

Пуск включает три основных этапа:

1 Охлаждение коммуникаций и аппаратуры (появление жидкости в кубе колоны);

2 Накопление жидкости в аппаратах и коммуникациях (достижение расчетного уровня в конденсаторе-испарителе);

3 Отладка процесса ректификации (завершается при достижении паспортных показателей установки).

Первый этап пуска воздухоразделительной установки

Для его проведения должны быть полностью открыты вентили выхода отбросного газа в атмосферу, выхода продукционного газа в атмосферу, выхода воздуха из турбодетандера.

Необходимо предупредить машиниста компрессорной машины о приеме воздуха в блок разделения. Принять воздух в адсорбер блока очистки в соответствии с инструкцией по эксплуатации (соблюдая заданный темп роста давления). Приоткрыть в6ентиль после адсорбера и подать воздух в узел основного теплообменника.