RAZVOJ VISOKOVAKUUMSKE OLJNE DIFUZIJSKE FRAKCIONIRNE ČRPALKE S PREMEROM SESALNE ODPRTINE 650 mm* J. Gasperič\ S. Suldč^, M. Drab^, A. Pregelj^, ^Institut J. Stefan, Ljubljana, ^Galileo Special Vacuum Equipment, Zgonik Jrst, ^Center za vakuumsko tehniko in tehnologije, lEVT, Ljubljana The development of high vacuum oil diffusion fractionating pump with the inlet diameter of 650 mm ABSTRACT tn this art>cJe the main physical fundamentals olopecation, as well as resutts of the calculation and consttuclion oJ the high-vacuum four siage fracticjriating oit diflusiori pump ar© presented The pump mtet diamdter of mm is tak^n and the pumping ol 1SOOO Ut at > 10'' rnbar is calculaled On tha basis of results ol calculation iha pump IS built up Key words high-vacuum diffuson pump, Jat systam, C0n$irucl)0n of Ihadiffusch pump, ultimata pressuta, limiting foraprassure POVZETEK Članek podaja glavna lizikalna osrwvd dalovania, izračun m konstrutrania difuzijska ftakcionima šliristopeojska črpalka s sesalno odprtino 651 mm m črpalno htrrostjo 13 000 Vs P(i t 10*^ mbai Kl)U&he besede visokovakuumska difuzijska črpalka, sistam iot konstruiranid difuzijske črpalka, čtpalna hitrosi, končni tlak mairi piedtlak 1 Uvod Vel tki visokovaku umski sistemi navadno uporabljajo oljne difuzijske črpalke, ker so v primerjavi z drugimi (npr. turbo molekulam I mi, kriogenskimi, ionsko^getr-skimi] mnogo oenejše in enostavnejše za izdelavo in tudi za vzdrževanje. Ker difuzijske črpalke nimajo gibljivih delov, je njihova trajnost praktično neomejena. Drugače povedano, pri normalnem delu z njimi jih ni mogoče uničiti. Zato lahko še vedno najdemo v labo* ratortjih in tudi v industriji črpalke, ki so stare nad petdeset let, tj. iz začetnih časov proizvodnje, in jih še vedno s pridom uporabljajo. Pri vzdrževanih delih je treba le občasno zamenjati električne grelnike, doliti ali zamenjali olje ter očistiti sistem šob, Pn črpalkah, ki delujejo več desetletij, se dodatno pojavi še zamašitev vodnih hladilnih cevi s kotlovcem Od prvih začetkov, tj, od Gaedejevega Fzuma I, 1913> pa do danes so difuzijske črpalke opravile dolgo razvojno pot, ki je bila podprta s teoretičnimi m praktičnimi spoznanji (Jaeckel, 1960, L Zobač,1955 in drugi). Teorija je sicer zgrajena na aproksimacijah m ustreza bolj cilindričnim šobam kot pa obročastim divergentnim Lavalovim, vendar je doDra podlaga za razumevanje fizikalnih osnov delovanja difuzijskih črpalk. Danes uporabljamo za izračun termodinamične enačbe. Zaradi velikih po* enostavitev. ki jih uporablja teorija, konstruktorji veliko raje eksperimentirajo ter izboljšujejo svoje konstrukcije za doseganje optimalnih črpalnih hitrosti, najnižjih končnih tlakov, za odpravo ali vsaj zmanjšanje povratnega toka oljnih par itd. Največ eksperimentiranja doživljajo' sistemi šob. V praksi najdemo take siste* me. ki so sestavljeni Iz treh, štirih ab celo pelih &lop»ytij, Phpspevek je bil predstavljan na 3 kon(ere*>ci d matecialih m tehnologijah vPcKiOfOžu, 0*^1 199$ odvisno od tega, kako se je odloČil konstruktor, da porazdeli kompresi)Ska razmerja med njimi za tlačno področje od 10*' do 10*' mbar.tj. namreč delovno področjedifuzi|Skih črpalk, ki potrebujejo, kot vemo. za svoje delovanje primerno predčrpalko.Pri naši konstrukciji smo se odločili za štiri stopnje zaradi velikosti črpalke oz. njene sesalne odprtine, ki ima premer 651 mm, kar je bila zahteva investitorja Glavni pogo) pn konstruiranju te črpalke pa je bil, da mora biti konstrukcija kar se da enostavna za izdelavo, da bi bili zato tudi stroški manišl, V konstrukcijo smo skušali vnesti vse prednosti in finese moderne gradnje/5,6;', ki so znane iz literature in ki jih je mogoče pri nas realizirati,Tudi izkušnje pri konstruiranju črpalk iz preteklosti so nam bile v pomoč/1,4/. 2 Fizikalne osnove delovanja in dimenzioniranje difuzijske črpalke Delovanje difuzijske črpalke skušamo zajeti z dveh strani, in sicer tako. da obravnavamo: a) difuzijo plina(zraka) v curek pogonske pare ter pot plinskih molekul od ustja črpalke do pred črpalke Od tega je predvsem odvisna črpalna hitrost, b) termodinamične razmere v prostoru, kjer ima dostop pogonska para, tj. od vrelnika (bojlerja), dovodnih valjev, šob in delovnega prostora do kondenzacije na hladnih stenah črpalke. Obe strani sta med seboj povezani. Tako npr, črpalna hitrost ni odvisna le od geometrije vstopnih delov črpalke, fizikalnih lastnosti črpanega plina in pogonske pare. ampak tudi od tlaka in temperature pare, privedene k šobam, njene hitrosti m gostote v delovnem prostoru (tj. prostor, kjer nastaja difuzija plinskih oz. zračnih molekul v curek pogonske pare). Pojav, ki ima nasprotno smer kot difuzija, bomo imenovali povratna difuzija. Pri difuzijskih črpalkah govorimo o povratni difuziji plina in povratni difuziji pare ter njunem vplivu na lastnosti črpalke. Pri izračunu črpalke moramo ugotoviti optimalno gostoto pogonske pare v delovnem prostoru, pn katen sta obe iMvratni difuziji zanemarljivo majhni m zato ne zmanjšujeta črpal ne hitrosti.Zato moramo dimenzioni-rati šobe in dovodne dele za paro, upoštevajoč temperaturo m tlak pare pri izvinj (v vrelniku) in temperaturne padce ter spremembe tlaka na različnih mestih. Hitrost pare v delovnem prostoru je pn difuzijskih črpalkah med 100 in 600 m/s. Srednja termična hHrost plinskih molekul je približno istega velikostnega reda in je pri temperaturi dovodnih delov (ustja črpalke) 1za zrak približno 460 m/s { za vodik 1750 m/s) Mase molekul črpanih plinov so med M » 2 do 40, uporabljene pogonske tekočine (npr silikonsko olje) pa so cd 200 do 500, Iz tega sledu da je kinetična energija pogonske pare v delovnem prostoru mnogo večja od črpanega plina, zato dobe plinske molekule Že po nekaj trkih z molekulami pare njihovo smer oz. smer curka. iz študija drfu2i)e plina (zraka) v curek pogonske pdre v delovnem prostoru izhajajo ndslednje ugotovitve: - Izstopna smet molekul plina ni odvisna od vstopne smeri v curek. ' Skozi curek pogonske pare prodre zelo mdjhno število plinskih molekul (srednjd prosta pot plinskih molekul v pari mora biti zato manjša cd debeline curka, ki prihaja iz šobe) in je zato večina plinskih molekul prenesena po površini curka, koncentracija plinskih molekul pa se veča v smeri od šobe proti steni črpalke. - Povratna difuzija plina z večanjem kota med steno in smerjo curka narašča, s tem pa se manjša črpal na hitrost (teoretično je vpadni kot v mejah med O* in 90®, Koti blizu O® konstrukcijsko in funkcionalno niso mogoči, čeprav bi bila črpalna hitrost maksimalna. Koti blizu 90® pa pomemjo zmanjšanje črpalne hitrosti na nič.). Poiskati je treba neki optimalni kot, ki je tudi konstrukcijsko izvedljiv. - površini parnega curka se plinske molekule tudi odbijajo, kar bomo zaradi poenostavitve vključili v pojem povratne difuzije plina. - Nastopa tudi verjetnost, da plinske molekule prodro skoz» curek pogonske pare brez trkov v obeh smereh, pri čemer je verjetnost, da prodre molekule iz izstopne smeri na vstopno večja zaradi višjega tlaka na izstopni strani. - Ob stani črpalke nastane difuzni odboj molekul plina, nekatere plinske molekule proniknejo nazaj v črpani prostor (tj.v smeri ustja, od koder so pnletele}, druge pa se vrnejo v curek tik pred steno in se po nekaj trkih s parnimi molekulami in odbojih na steni znajdejo na izstopni strani. Ker |e gostota pare ob steni najmanjša, je tu možnost povratne difuzije plina največja, odvisna pa je tudi od pre) omenjenega vpadnega kota parnega curka na steno črpalke. Para pogonske tekočine (olja) se na hladni steni 6'palke kondenzira in odteče nazaj v vrelnik. Ugotovili smo že. da povratni tok plinskih in parnih molekul zmanjšuje efektivno črpalno hitrost. Kadar ta tok doseže velikost vstopnega plinskega toka, ali drugače povedano, ko je število vstopajočih plinskih molekul v curek pogonske pare enako izstopajočim, je efektivna črpalna hitrost enaka mč. Ravnotežni tlak, ki se pri tem vzpostavi v ustju črpalke imenujemo končni tlak črpalke po. Namen tega sestavka ni. da bi razpredali teorije o difuziji in s tem povezanim črpanjem, pač pa. da bi pokazali, kako praktično dimenzioniramo difuzijsko Črpalko. 3 Izračun difuzijske črpalke 3.1 Glavne tehnične zahteve oz. osnovni podatki za izračun b) Končni tlak................................nižji od 1.10 ^mbar. olje (silikonsko) DC 704 C) Mejni predtlak...........................večji od 2.10'^ mbar č) Notranji premer črpalke.............do» 651 mm (zaradi kompatibiinosti s črpalkami drugih proizvajalcev) d) Višina celotne črpalke .........H=1i21mm e) Število stopenj ............ 3 ali 4; izbrali smo 4 stopnje za frakdonirno delovanje črpalke f) Material za sistem šob......aluminij, debelina 2 mm 3.2 Izbira kompresijskega razmerja med posameznimi stopnjami Izračun glavnih dimenzij sistema šob temelji na raz> merah, ki vladajo pri največji obremenitvi, tj. pri najviš* jem vstopnem tlaku, kjer lahko črpalka črpa največjo množino plina (največji pretok). Vtem pnmeru doseže tlak plina v delovnem prostoru vseh šob maksimalno absolutno vrednost. Ker smo izbrali sistem šob s štirim« stopnjami, moramo tlačno področje pri največjem pretoku, ki je navadno za difuzijske Črpalke pri tlakih od i.iO*^ do nekajkrat 10*'' mbar, primerno razdeliti. Pri največji plinski obremenitvi in konstantnem pretoku se tlaki (plina, zraka) med posameznimi stopnjami ustale v razmerju čfpalnih hitrosti vsake stopnje posebej (si. 1). Torej; plmi«.p2max'p3rviax:p4ma:<:piz max = Siz t S4 ; $3 :$2 :Si (1) pri čemer je pimax najvišji vstopni tlak nad 1. šobo ah kar na ustju črpalke, p2max je vstopni tlak nad 2. šobo (ki ^e enak izstopnemu tlaku 1. šobe) itd Tlak piz je izstopni tlak 4. šobe. ki je kar enak izstopnemu tlaku črpalke oz predtlaku (predvakuumu), ki ga mora ustvariti rotacijska predčrpalka, če želimo, da difuzijska črpalka še normalno deluje z maksimalno močjo oz : ösimtn ____i a) ČrpaJna hitrost pri 1.10 mbar ..... 14.000 l/s (s hladno kapo nad 1. stopnjo) Slika 7. Sistem šob difuzijske črpalke ODF 650 G (p • tfaki plina 02. zraka, P - tlaki oljne pare) maksimalnim pretokom plina. Ta razmerja razumno izberemo. Tlak (oljne) pare mora biti v delovnem pro-stofu, tj. v prostoru, kjerditundirajo molekule črpanega plina v curek pare. ki izstopd Iz šob, ndjmanj dvakrat vdčji. kot je tlak plina na odgovarjajoči izstopni strani. Za našo črpalko smo izbrali razmerje vstopnih tlakov oz. kompresijsko razmerje takole: pi ma» • P2maA : P3ma* : P4mA*: Pi: ma;< -1:3:20:100:300 ima> = 1.10 ^ mbar (2) Pri maksimalnem vstopnem tlaku plina : pima* = 1.10' mbar. $o tlaki v t^m razmerju naslednji: pi ma. p3max = 1.10 ^ mbar = 3.10'^ mbar » 2,10*2 mbar = 1.10 ' mbar Co-'^o Ci.Fi Pizma* = 3.10*' mbar Sfika 2. Vstopni del črpalke s l.šobo- she- matski prikaz Tlak pare v delovnem prostoru pa mora biti, kot rečeno, vsaj dvakrat večji, kot je izstopni tlak plina za odgovarjajočo iobo Torej: Poi « 6.10*^ mbar Pq2 = 4.10-^ mbar Po3 = 2,10*^ mbar Po4 «6.10*^ mbar (Opomba. Izstopni tlak plina za 1. šobo je npr. 3.10^ mbar. kar je tudi vstopni tlak za 2. šobo) 3.3 Izračun glavnih dimenzij štiristopenjske oljne difuzijske frakcionirne črpalke 3.3.1 Izraeun 1. gobe Vstopr^a odprtina (visokovakuumska str^n ali ustje črpalke) je: do = 651 mm (zahteva investitorja) in ima površino Fo « 3328,52 cm^, njena prevodnost Co za zrak je v molekularnem področju pretokov 38,6i 1 l/s. V splošnem je črpalna hitrost odvisna od prevodnosti (konduktance) vseh vstopnih delov Upoštevati mo* ramo tudi prevodnost oevi dolžine lo (si 2) in h ter prevodnost odprtine (koloba/površine Fi) ob prvi šobi. Zato je prevodnost in z njo tudi efektivna črpalna hitrost S vedno manjša od prevodnosti vstopne odprtine Co. Za izračunčrpalne hitrosti S (l/s) uporabljamo naslednji obrazec 2: S = do^/((01/12.1) + y/(12,1(1-p)^ 4--H (1+ß)cü) + 1/(9,1(1-0'^)Hoi) pri tem je: (3) do /cm/ premer ustja črpalke u » lo/do razmerje med dolžino vstopnega valja in premerom do 3 « di/do razmerje med premerom 1. šobe in pr^ merom do V » li/do razmerje med višino 1. šobe in premerom do u), faktor, ki je odvisen od razmerja di/do in je tabeliran /2/ Splošno je Ho faktor črpalne hitrost», ki podaja razmerje med Črpalno hitrostjo S, merjeno na ustju črpalke, in prevodnostjo odprtine oz. ustja Co Hol, faktor črpalneja razmerje med črpalno hitrostjo S, merjeno na ustju črpalke, in prevodnostjo vstopnih delov do ravnine, ki jo predstavlja kolobar ob i. šobi (SI. 2) H(52, Ho3. Hoj .. analogno kot za Hot. le da gre za prevodnost vseh vstopnih delov do ravnine, ki jo predstavlja kolobar ob 2.oz 3 in 4 šobi. Dimenzije, kot so: lo ,li ,di, primerno Izberemo. Idealno bi bilo vzeti npr, lo « O ( oz, a = 0), vendar si t^a ne moremo privoščiti. Zaradi kondenzacije povratnih oljnih par, predvsem Iz delovnega prostora 1. šobe, naj bi bil črpalkin valj (ohišje) čim višje hlajen Ker pa bomo nad i. šobo uvecJN hladno kapo (zahteva investitorja), vzamemo lo = 20 mm, torej a »0,03. Za osnovni izračun vzamemo 0 »0,31 (0 za hladno kapo pa 0,36), kar odgovarja di « 0. do ® 200 mm (za hladno kapo pa je dik = 235 mm), odgovarjajoča faktorja oy sta po tabeli iz literature /2/ 1,088 oz. un, -1.285. Faktor Y priporočajo/2/izbrati med 0,1 in 0,5. Ta faktor vsebuje višino 1. šobe. Pri tem je zelo pomembno razmerje iztočne hitrosti pare Uo in krrtične Us (v najožjem delu šobe), torej Uo/Us To razmerje je sorazmerno razmerju presekov Ao/As (si. 2). Iz diagrama na si. 3 je razvidno, daje pri Ac/As s 3,3 razmerje Uo /us =2. Iztočna hitrost pare v La valovi divergentni šobi je torej dvakrat večja, kot je kritična uo v najožjem delu šobe. Za našo črpalko smo po več korekturah glede na obstoječe dovodne cevi in konstrukcijo vzeli li » 75 mm, pri tem je y® 0,115 oz. pn hladni kapi h k « 99 mm. kjer je7k»0,152. Faktor črpalne hitrosti H01, ki se giblje pri oljnih črpalkah med 0,3 in 0,5, smo izbrali za izračun približno breüiiju vtednuöL, lyrsj Hol=0.46. Upoštevajoč hladno kapo nad to (prvo) šobo pa Hoik -0,4, Če vstavimo izbrane podatke v enačbo 3, dobimo črpalno hitrost naše črpalke (brez hladne kape) v l/s. Si = 65.1^/((0,03/12,l) + (0,115/(12,1(1-0,31)^(1+0,31) 1.0&8)) + (1/(9,1 (1-0,an 0,46)) » 15.094 l/s Z upoštevanjem hladne kape pa: $ik - 12 6i5 l/s. (Opomba Čtpalna hiirost i. šobe Si je kar enaka örpaini hitrosti celotne oq^alka S.) 3.3.2 Izračun dimenzij naslednjih fiob Iz enačbe za pretok plina: Qlmax — pimax . Si (4) ter zaradi kontinuitete plinskega toka in zdradi pogoja, da ne smejo biti prekoračeni dopustni vstopni tlaki, sied i: pimM • Si = p2maj'. S2 = P3Jl/4(do2-d32)(p3rrax/04max)(Ho3/HoA) (10) Izbrali smo: Hoi =0,46 Ho3 = 0,2 Ho2 = 0,4 Hod = 0,2 V našem primenj smo izračunali naslednje premere: 62 • 505 mm, da = 603 mm, d4 « 643 mm. Pri konstrukciji črpalke smo morali upoštevati polzečo plast kondenzata (olja), ki zmanjšuje efektivni premer črpal ki nega valja, zato smo izračunane premere d^, da in d4 primerno zmanjšali za nekaj mm, In sicer: dž = 500 mm, da = 600 mm, d4 = 640 mm Dalje sledi iz enačbe 5 oz. 6« da mora biti. SizžSi (Pimax/Pizmax) 2 15.094 {1.10'^/3.10'') > 50,3 l/S =i 180 rrfi/h (11) Iz tega izhaja zahteva po dimenzioniranju predvakuum-skega priključka in kapaciteti predčrpalke pn pizmax — 3.10'^ mbar. Konduktanca predvakuumskega voda mora biti enaka ali večja od 50 l/s oz. najmanj 180 m^/h. Zadostuje sicer cev premera 60 mm, vendar jo vzamemo z notranjim premerom 150 mm, ker bomo vanjo vgradili še lovilnik par in tudi zato. ker je zahteva investitorja, da mora biti predvakuumski priključek DN ISO 160, kot ga imajo podobne črpalke drugih proizvajalcev. 3.3.3 Dimenzioniranje divergentnih Lava lovih šob Potem ko smo v prejšnjem poglavju izračunali zunanje dimenzije šob iz izbranih tlačnih razmenj in črpalnih hitrosti za posamezne šobe, se bomo sedaj osredotočili na izračun minimalne debelme curka oljne pare v delovnem prostoru,tj. prostoru,kjer nastopa difuzija, z namenom, da bi dosegli izbrana kompresijska razmerja. Za prvo šobo smo vzeli razmerje P2mex : Pirnas " 3:1 in tlak pare v delovnem prostoru Pot » mbar. imax 6.10*2 Debelino curka na izstopni strani šobe izračunamo po naslednjem obrazcu: h «(In (100(p2mafc^pimax))(Ti10'^/Si,2 Poi) = =»(2,3x416,5 log 300)/(118x6)=33,5 mm (12) pri tem je Ti temperatura nasičene pare, ki jo izračunamo za olje DC 704 po empiričnem obrazcu, ki ga podaja proizvajalec, podjetje Dow Corning iz ZDA. Ti « 5570/(11,025-log P) » 5570/(11,025 + 2,34679) = 416.5 K (13} (Pvtorr; 6.10-^ mbar » 4,5.10'^lorr), Faktor 5i,2 »118 za DC 704 m zrak /1,3/. Vzamemo li je 30 mm. Vrednosti za Ho za drugo in naslednje šobe smo vzeli manjše, kar je v skladu z eksperimentalnimi dognanji, da se ta faktor zmanjšuje zaradi večje gostote pare in phna. Če postopoma ustavljamo v zgornje enačbe odgovarjajoče vrednosti, dobimo velikosti površine kolobarjev ob šobah: F; , F3 in F4. Iz tega pa se da ' računati Odgovarjajoče premere itd.). Na podoben način izračunamo dolžine l(i, Idi in livtudi za druge šobe, ki pa smo jih pniagodili tako, da smo Oobili ustrezna razmerja Ao/As.Tako je: lil = 35 mm liii = 20 mm liv = 20 mm. Iz teorije drvergeninrh Lavalovih šob je znano, da je pri razmerju specifičnih toplot (pri konstantnem tlaku in «1 i Uo % eksperimentalnem ugotavljanju odvisnosti črpalne hitrosti od nastavitve kntičnph presekov šob 3.3.4 Izračun pretoka pare Iz gladine olja v vrelniku (boJler;u) se upari \z enote površine v enoti časa neka množina pare q. Iztdrmodi-namike je znana enačba za množino pare, ki gre skozi šobo. Za 1 .šobo je: qi«1,33f(K)V(RT/M)Asi Pi (14) (15) Slika 3. Odvisnost razmer/a tittrosti ucJug od razmerja presekovAo/A^pri k =7,3 konstantnem volumnu) za pline in približno tudi za pare k s1,3 in razmerju Ao/As s 3 (slika 3) iztočna hitrost uo priDližno dvakrat večja od kritične hitrosti us v najožjem delu šobe. Z večanjem razmerja Ao/As bistveno sicer ne povečamo Uo/Us (npr. pri Ao/As « 8 je Uo/Us B 2,25), vendar je Iz praktičnih razlogov priporočljivo imeti visoka razmerja» ki jih še vedno lahko zmanjšamo s povečanjem najožjega dela šobe. Tki. "dolge" šobe tudi lepo usmerjajo curek pogonske pare v delovni prostor, da je öm manj stresanih molekul, ki povečujejo povratni tok parnih in plinskih molekul v smeri črpanega prostora. Za našo črpalko smo izbrali dve velikosti najožjega dela šobe, in sicer: st »2,Ž5 mm ter s? « 2.5 mm. Izračunana razmerja Ao/As so v tabeli i. Tabela 1. Razmerje Ao/As za posamezne šobe ter razmerje meö /zpar//no povriino v vre/n;Au in kniicnim presekom sobe Ažp/Aj šoba A0/A4 Aiip/As 52» 2 5mm 5i»2 25rmn S2=2.5fnm 1 15.9 14,3 35,8 32.1 2 16,7 15.1 34,4 31,0 3. 9,2 8,2 24.6 22,1 4. 9,2 8.2 17,2 15,5 Iz teh razmerij lahko ugotovimo, da so relativno visoka in da nam dopuščajo {predvsem pri 1. in 2. šobi) povečanje kritičnega preseka (As), s tem pa tudi zmanjšanje iztočne hitrosti pare, kar pride v poštev pri za K =1,3 je PWP5i = 1.83. Vrednost tunkdje f(»:) je za olje. kjer je < =1.3, enaka: f(k)=0,668. A«i je kriočni presek 1. šobe v cm. Pi je tlak pare v dovodnem valju pred 1. šobo Pis je tlak pare v kritičnem preseku 1. šobe Pot je tlak v delovnem prostoru, ki smo ga že prej določili (6x10*^ mbarl. Če predpostavimo zaradi poenostavitve, da teče para od kritičnega preseka Asi skozi ustje A01 v stožčastem curku stalne debeline k steni črpalke, potem je zaradi kontinuitete toka pare npr. za 1. Šobo Psi/Poi »doy'di »651 /2CND»3,255 (16) p8t=3,255Poi =3,255x6x10*^ «• 2x10'^ mbar (17) Pi = 1.83P8' = 1,83x1,95x10'^«3,6x10^mbar (18) Poglejmo še nekatere zanimive vrednosti za tlake oljne pare! V tabeli 2 so zbrani podatki za našo črpalko. Tabela 2 Vaki oljna pare ob posameznih sobeh (slika V šoba n Pon (mbar) Pgn/Pw (mbar) Pn (mbar) 1. 6x1 3.225 2x10'^ 3,6x10^ 2 4*10'^ 1.303 5,2x10^ 9.5x10^ 3 2x10'^ 1.085 2.2x10*' 4x10*' 4. 6x10' 1.017 6.1x10*' 1.1 Tlaki v vrelniku morajo biti še nekoliko višji zaradi njihovega padca na poti do odgovarjajoče šobe. kar moramo v natančnejšem izračunu upoštevati Razmeje med površino olja v vrelniku in kritičnem preseku za posamezne šobe (Ai2p/A$) Je podano v tabelj 1. 3.4 Gretje örpaikd Energija za pogon difuzljske črpalke se porablja za: 1) kritje toplotnih izgub, ki izvirajo iz nezaželenega odvajanja Iz ogretih delov črpalke 2) ogrevanje cirkuiirajoče množine pogonske tekočine do vrelišča in 3) odparevanje. Prvo je čista izguba in jo moramo omejiti na naimanjšo mero. Pri kovinskih črpalkah z zunanjim ogrevom so lahko izgube do 50%. Druge in tretje izgube so neobhodno potrebne za obratovanje črpalke. Lahko jih zmanjšamo, če omejimo množino pare na potrebni minimum z izbiro optimalne vrednosti delovnih tlakov. Topa lahko ugotovimo le eks pen mentalno, kajti končni tlak črpalke, mejni predtlak In črpalna hitrost so povezani z močjo grdtja, tako kot je razvidno iz diagrama na sliki 4. Za oceno moči gretja obstajajo obrazci, ki pa jih tu ne bomo navajali, najdemo jih lahko v literaturi /1,2/. Obstaja izkustveno načeio. da jd potrebna grelna moč pri majhnih kovinskih črpalkah okoli 5 W na vsak l/s črpalne hitrosti, za največje črpalke (do 55.000 l/s) pa okoli 0.5 W na l/s. Za našo črpalko z izračunano črpal no hjtrostjo ca 15.000 l/s smo instalirali grelnike s skupno močjo 13 kW (0,866 Ws/I), da bi imeli možnost ugo tavljanja optimalnega gret;a, smiselno tako. kot je prikazano na stiki. 4. —» no£ cffffO Slika 4 Odvisnost končnega (laks po. izfopnega tlaka p\z in črpalne hitrosti S v odvisnosti od gret/a N; Nmin /e najmanša moč gretja, pri katerem črpalka še lahko Oeluje. Wopt /e optimalno gretje 121. 3.5 Hlajenje črpalke Hlajenje spada funkcionalno h krožnemu prooesu pogonskega olja v črpalki. Ko oljne pare zadenejo ob steno ohišja črpalke, se morajo kondenzirati. Stene morajo biti zato hlajene. Najprej moramo ugotoviti, koliko energije mora sprejeti hladilna površina. Želimo tudi. da je zgornji del črpalke čim bolj hladen, tj. na temperaturi 15 do 20^C Dopustni dvig temperature na iztoku vode ne sme biti večji kot 10X. Iztočno temperaturo hladilne vode lahko reguliramo z velikostjo pretoka. Moč, ki jO moramo odvesti, je enaka tisti, ki je potrebna za ogrevanje cir1$lr&ko delo) Ljubljana, tiJL 2obad ZaHadyvaku(5vetechn(kv.SNTl.,Ptftha /Sy l ZoDač. Pfist>dv9k k teofik dituznich vyvev Slaboproudy ODzO' 16 1955,10, 541-fM9 lAi J Oa&p«n£ Izračun in pdlha z vgrajerim louilnikom par Dohumen tacijalEVT Ljubl)ana.|uNj 196« ;5/M H KabUnian. Prsii^niion of overload m high-vacuum systems Proco4AV&. SfralQe.1991 /6/M Hfiblanian. K CaUwell Thd ovarload cooditioos in high-vac-uum pumps, Procol Sccier/ of vacuum coaws Ua/ch. 177-2?.1d91 Philadelphia. USA Siika 5, Difu2'/sk3 črpa/ka OOF650-G