Приведенные характеристики нагнетателя 235 24 1. Текст научной работы на тему «Характеристики совместимости энергоэффективных центробежных нагнетателей газа»

Изобретение относится к области металлургии, а именно к легированию сталей азотом. Способ включает выплавку металла в сталеплавильном агрегате, окисление примесей, рафинирование, раскисление и легирование, в т.ч. азотом в виде азотированного феррохрома с содержанием азота 8-12%, плотностью 4-6,5 г/см 3 и с содержанием кислорода не более 0,5%. Азотированный феррохром вводят в печь за 5-15 минут до выпуска стали в количестве 0,1-5 кг/т. Использование изобретения позволяет получать необходимую концентрацию азота в стали при минимальном расходе азотсодержащих ферросплавов без дополнительного введения в расплав алюминия и титана. 3 з.п. ф-лы, 1 табл.

Изобретение относится к металлургии, а именно к производству азотсодержащих сталей и сплавов, и конкретно касается способа выплавки стали, легированной азотом.

Азот при повсеместной его доступности и низкой стоимости является сильным аустенитообразующим элементом и эффективно применяется в производстве экономно-легированных сталей различного назначения. В низколегированных сталях нитридного упрочнения обычно содержится от 0,010 до 0,040% азота, а в высоколегированном металле концентрация азота может превышать 1%.

Для легирования азотом может использоваться любой материал, содержащий азот в достаточном количестве и способный растворяться в жидком металле. Ввиду дешевизны и простоты известны методы легирования азотом, основанные на продувке расплава газообразным азотом.

Например, в патенте Великобритании GB1282161 «А method of making a high nitrogen steel», опубликованном 3.07.1969, предлагается во время внепечной обработки стали вдувать азот в металл через пористые пробки, установленные в днище ковша.

Указанный способ позволяет за 5-8 минут продувки увеличить содержание азота в стали на 0,001-0,002%, однако он не позволяет достигать стабильного усвоения азота и требует дополнительных энергетических затрат для поддержания необходимой температуры в ковше в течение длительной продувки.

В известном способе выплавки азотсодержащей стали (авторское свидетельство СССР № 2818485/22-02) насыщение металла азотом достигают во время окислительного рафинирования в печи путем вдувания в течение 10 минут азотокислородной смеси с концентрацией азота до 10-30%. В результате в расплаве содержится 0,015%-0,017% азота, а степень его усвоения составляет 0,6-0,7%. Недостатками такой технологии являются низкая производительность и малоэффективное использование газообразного азота. Кроме того, при совместном вдувании азота и кислорода в жидкий металл неизбежно выделение в атмосферу оксидов азота N x O y , которые оказывают негативное влияние на окружающую среду и здоровье человека.

Не нашли широкого применения в производстве азотсодержащих сталей способы (авторское свидетельство СССР 367156, авторское свидетельство СССР 899664) с использованием различных химикатов, таких как аммиачная селитра, цианамид кальция и др. Причиной тому является бурная реакция при взаимодействии с расплавом, зачастую сопровождающаяся выплеском металла из сталеплавильного агрегата с выделением токсичных веществ.

В настоящее же время наибольшее распространение получили способы выплавки азотированных сталей с применением азотсодержащих ферросплавов. В известном способе (авторское свидетельство СССР 1047965) для легирования азотом используется литой азотированный феррохром с содержанием азота 1-2%. Применение данного метода позволяет повысить качество отливок и снизить брак литья. Однако это достигается за счет ввода в сталь дорогостоящих редкоземельных металлов и повышенного расхода азотсодержащего сплава: 10 кг/т.

Наиболее близким по технической сущности является способ производства штамповой стали (авторское свидетельство СССР 1261964), включающий расплавление шихты, окисление примесей, диффузионное рафинирование, ковшевое раскисление алюминием и/или силикокальцием, легирование в печи литым азотированным феррохромом с содержанием азота 1-2% с, введением в металл феррованадия и модифицирование стали ферротитаном. Способ-прототип позволяет насыщать расплав азотом до 0,024% с расходом азотированного сплава 5-10 кг/т. Благодаря практически полному усвоению азота из литого ферросплава удается с высокой точностью прогнозировать получаемую концентрацию азота в стали. Однако высокая степень усвоения в данном способе достигается при условии ввода значительного количества нитридообразующих элементов: алюминия, ванадия и титана. При такой технологии сталь неизбежно загрязняется большим количеством крупных неметаллических включений в виде нитридов алюминия и нитридов титана, которые ухудшают эффект нитридванадиевого упрочнения и приводят к снижению ее механических свойств.

Опыт производства сталей, легированных азотом, показывает, что для наилучших технологических показателей расход азотсодержащей присадки должен быть минимальным. Однако этого не достигается в способе-прототипе, поскольку используется азотированный ферросплав с невысокой концентрацией азота: 1-2%.

Таким образом, в предлагаемом изобретении решается задача эффективной технологии легирования стали азотом с возможностью получения необходимой концентрации азота при минимальном расходе азотсодержащих ферросплавов без дополнительного введения в расплав алюминия и титана.

Поставленная задача решается тем, что в известном способе, включающем расплавление шихты в сталеплавильном агрегате, окисление примесей, рафинирование и легирование азотсодержащим сплавом, в качестве азотсодержащей добавки используют азотированный феррохром с содержанием азота 8-12% и включающий в составе не более 0,5% кислорода.

Решить задачу путем непосредственного использования в способе-прототипе азотсодержащего сплава с повышенным содержанием азота результатов не дали. Вследствие высокого содержания кислорода в литых азотсодержащих ферросплавах происходило интенсивное бурление металла и удаление значительного количества азота из стали в газовую фазу.

Исследования закономерностей растворения азота в стали с применением различных азотсодержащих ферросплавов привели к весьма неожиданному результату. Оказалось, что при использовании азотированного ферросплава с высокой концентрацией азота для исключения образования пузырей (молекулярного азота) и обеспечения высокой степени усвоения азота металлом, в его составе должно быть минимальное содержание кислорода. Этот подход позволил существенно сократить расход азотсодержащих добавок и отказаться от дополнительного ввода в сталь алюминия и титана. Положительным моментом стало также то, что уменьшение порции вводимых азотсодержащих ферросплавов позволило сократить продолжительность легирования стали и уменьшить расход раскислителей.

Известно, что при азотном легировании вводимое в расплав азотсодержащее соединение диссоциирует, а выделяющийся азот распределяется в объеме жидкой ванны. Однако при вводе большой порции азота в металл или в случае изменения растворимости азота в стали, существует риск образования крупных пузырей - молекулярного азота, которые стремительно всплывают на поверхность. В результате значительная часть азота теряется, а его распределение в объеме металла получается неравномерным.

Поэтому совсем неочевидно, что при использовании высокоазотистого ферросплава степень усвоения азота металлом будет не ниже, чем в случае применения низкоазотистого легирующего материала.

В результате многочисленных экспериментов по исследованию усвоения азота в металле удалось решить поставленную в изобретении задачу. Задача решается путем:

Выбора состава азотированного ферросплава;

Выбора оптимального размера кусков вводимого азотированного ферросплава;

Выбора оптимальных условий ввода азотированного ферросплава.

В качестве азотсодержащего ферросплава в предлагаемом изобретении используют азотированный феррохром. Нитриды хрома CrN и Cr 2 N, входящие в состав данного материала, являются устойчивыми химическими соединениями и диссоциируют при оптимальной температуре: 1100-1600°C. Проведенные исследования показали, что в отличие от других лигатур растворение азотированного феррохрома в металлическом расплаве происходит постепенно, а поступающий азот равномерно распределяется в объеме жидкой ванны. Также положительным аспектом является то, что данный ферросплав является наиболее универсальным для выплавки большинства марок азотсодержащих сталей, поскольку хром является эффективным легирующим элементом, повышающим растворимость азота в стали.

Главным фактором, влияющим на усвоение азота в стали, является содержание кислорода в металле, поэтому в предлагаемом изобретении перед азотным легированием проводится глубокое раскисление стали. В то же время сами же азотсодержащие ферросплавы могут вносить достаточное количество кислорода в расплав. Проведенные исследования показали, что содержание кислорода в литых азотсодержащих лигатурах может достигать 5%. Связано это с большой продолжительностью жидкофазного азотного насыщения ферросплавов в электропечах. Поскольку используемое оборудование не обеспечивает достаточной герметичности, за 4-16 часов обработки получаемый материал сильно окисляется. В ферросплавах твердофазного азотирования также возможно высокое содержание кислорода, т.к. в технологии производства используются мелкодисперсные порошки, которые в значительной степени сильнее окисляются, а также склонны адсорбировать влагу при открытом хранении (Гасик М.И., Игнатьев B.C., Каблуковский А.Ф. и др. Газы и примеси в ферросплавах. - М.: Металлургия, 1970. - 152 с.).

Для того чтобы внести минимальное количество кислорода в металл, в предлагаемом способе используют менее склонный к окислению азотированный феррохром. Проведенные исследования показали, что предельное содержание кислорода в данном материале составляет 0,5%. При превышении этого показателя парциальное давление в пузырьках азота значительно увеличивается и способствует их быстрому всплыванию на поверхность. Таким образом, металл «закипает», а степень эффективного использования азота из ферросплава снижается.

Известно, что ряд элементов, таких как марганец, хром, молибден, ванадий и др., растворенные в железе, повышают в нем растворимость азота. Поэтому их содержание перед азотным легированием должно быть максимальным в пределах марочного регламента. Исходя из этого, азотированный феррохром целесообразно вводить в печь в заключительный период плавки, после рафинирования, обезуглероживания, глубокого раскисления и ввода легирующих добавок, повышающих растворимость азота. На основе результатов опытных плавок было определено, что наиболее эффективно вводить азотированный феррохром за 5-15 минут до выпуска металла. Выдержка расплава в печи более 15 минут приводит к его переокислению, а менее 5 минут - не обеспечивает полного растворения азотсодержащего сплава.

Исследования показали, что для достижения наилучших результатов целесообразно применять азотсодержащий сплав с оптимальной плотностью в пределах 4,5-6,5 г/см 3 . При низкой плотности лигатуры - менее 4,5 г/см 3 - ее растворение происходит на поверхности металла, в результате чего значительная часть азота переходит в шлак и не усваивается расплавом. При использовании сплава с высокой плотностью более 6,5 г/см 3 увеличивается продолжительность плавки вследствие замедления его растворения в металле.

На степень усвоения азота влияет его интенсивность поступления из азотированных ферросплавов. Проведенные исследования выявили зависимость значения скорости выделения азота из сплава от его размера. При использовании кусков размером менее 20 мм интенсивность выделения азота высокая и происходит локальное перенасыщение металла азотом в точке ввода лигатуры. В результате степень усвоения азота снижается. В то же время куски азотированного феррохрома размером более 99 мм не растворяются в металле в течение длительного времени. Поэтому, как показали опытные плавки, оптимальный размер кусков азотированного ферросплава находится в пределах 20-99 мм.

Для получения концентрации азота в стали в узких пределах ±0,001% иногда возникает необходимость корректировки ее состава. Осуществлять данную технологическую операцию целесообразно путем введения азотированного ферросплава в ковш, поскольку во время доводки расплава в печи до заданной температуры, а также при выпуске стали, существует возможность дополнительного насыщения металла азотом из атмосферы. При проведении опытных плавок был определен максимальный расход корректировочной присадки - 0,5 кг. Для растворения большего количества азотсодержащего сплава необходим дополнительный нагрев металла в ковше, требующий существенных энергетических затрат. Введение азотсодержащей лигатуры в количестве менее 0,1 кг/т не обеспечивает необходимой корректировки содержания азота в стали.

При выплавке азотсодержащей стали даже без использования в технологии алюминия и титана, существует риск ее загрязнения крупными оксинитридными и карбонитридными неметаллическими включениями. Наличие таких примесей в структуре стали является причиной снижения ее механических свойств. В то же время при выделении в объеме металла мелкодисперсных нитридов ванадия, которые играют роль дополнительных центров кристаллизации, существенно уменьшается размер зерна. В результате показатели механических свойств стали увеличиваются. Поэтому для равномерного распределения в объеме жидкой ванны азота, ванадия и других легирующих, а также удаления неметаллических включений в ряде случаев целесообразна обработка стали инертным газом (аргоном и/или азотом) в ковше. Как показали исследования, оптимальная продолжительность продувки стали инертным газом с расходом 0,5-1 м 3 /т составляет 3-5 минут. Продувка длительностью менее трех минут не обеспечивает достаточную степень удаления неметаллических включений, а при длительности более 5 минут происходит нежелательное окисление и переохлаждение расплава.

На примере получения конструкционной азотсодержащей стали марки 35Х2АФ рассмотрим подробнее предлагаемый способ выплавки стали, легированной азотом. В соответствии с техническими условиями содержание азота и других легирующих элементов должно находиться в следующих пределах: 0,030-0,035%N, 0,32-0,37%C, 0,22-0,37%Si, 0,15-0,30%Mn, 1,4-1,8%Cr, 0,12-0,018%V, остальное железо и неизбежные примеси.

Сталь выплавляли в дуговой сталеплавильной печи вместимостью 80 т. После рафинирования и раскисления расплава провели предварительное легирование хромом до его содержания =1,4% и легирование ванадием до его содержания [V]=0,16. Затем в печь ввели азотированный феррохром в количестве 2 кг/т в виде кусков, размером 50-150 мм, плотностью 4,2 г/см 3 и с содержанием азота и кислорода соответственно: 11,8% и 0,20%. Такой расход азотсодержащих ферросплавов обеспечил увеличение концентрации азота в стальном расплаве с 0,010%N до 0,032%N. После выдержки метала в печи в течение 5 минут и подогрева его до заданной температуры произвели выпуск стали в ковш. Таким образом, предлагаемый способ выплавки конструкционной стали, легированной азотом, позволяет получать марочное содержание азота. При этом по сравнению со способом-прототипом расход легирующего материала снизился в 5 раз, а для стабильного усвоения азота не потребовалось вводить алюминий и титан.

Также с использованием предложенного способа были проведены плавки рельсовой стали Э83Ф, штамповой стали 5ХНМАФ и аустенитной стали 8Х20Г6АН6Ф. Результаты опытных плавок в сравнении с существующим способом представлены в таблице.

ФОРМУЛА ИЗОБРЕТЕНИЯ

1. Способ выплавки азотсодержащей стали, включающий расплавление шихты в сталеплавильной печи, окисление примесей, рафинирование, раскисление и легирование азотом в виде азотированного сплава, отличающийся тем, что в качестве азотированного сплава используют азотированный феррохром с содержанием азота 8-12%, плотностью 4-6,5 г/см 3 и с содержанием кислорода не более 0,5%, который вводят в печь за 5-15 мин до выпуска в количестве 0,1-5 кг/т.

2. Способ по п.1, отличающийся тем, что азотированный феррохром используют в виде кусков размером 20-99 мм.

3. Способ по п.1, отличающийся тем, что производят корректировку состава стали путем дополнительного введения в ковш азотированного феррохрома в количестве 0,1-0,5 кг/т.

4. Способ по п.1, отличающийся тем, что осуществляют усреднительную продувку металла в ковше аргоном и/или азотом в течение 3-5 мин с удельным расходом газа 0,5-1 м 3 /т.

С железом азот образует нитриды двух типов Fe 4 N и Fe 2 N . Для сварки большее значение имеет нитрид железа Fe 4 N , так как обычно избытка азота не бывает. Нитриды железа образуются в области пониженных температур (в интервале 550-700 °С), при более высоких температурах они диссоциируют. Таким образом, в железе азот может, находиться в твердом растворе a – Fe и в виде включений нитридов Fe 4 N .

Рис. 2.8 – Кривые зависимости растворимости азота и водорода от температуры

Растворимость азота в железе сильно зависит от температуры. По мере роста температуры растворимость азота увеличивается, претерпевая скачкообразные изменения в момент полиморфных превращений железа.

Процесс насыщения металла азотом возможен следующими путями:

1. Диссоциированный азот непосредственно растворяется в металле капель. При последующем охлаждении металла образуются нитриды.

2. Диссоциированный азот образует в области высоких температур стойкие нитриды, которые растворяясь в жидком металле насыщают его азотом. В этом случае по мере охлаждения металла сварочной ванны из раствора может выделиться атомарный азот, который, вступая во взаимодействие с железом образует при соответствующей температуре нитриды железа.

3. Дисоциированный азот образует, в высокотемпературной зоне монооксид азота NO , которая растворяется в каплях. При температуре металла ниже 1000 °С монооксид азота выпадает из твердого раствора и диссоциирует, при этом атомарный азот образует нитриды, а кислород оксиды.

В общем случае азот является нежелательной примесью в металле шва, так как он снижает пластические свойства стали особенно ударную вязкость. Появляется склонность металла к старению, повышенная склонность к хладноломкости и синеломкости, увеличивается способ­ность к закалке, понижается магнитная проницаемость и увеличивается электрическое сопротивление металла.

Однако в условиях сварки высоколегированных сталей аустенитного класса, азот повышает устойчивость аустенита и является легирую­щей добавкой, способной заменить некоторое количество никеля.

Нагнетатель СПЧ 235-1,4/76-16/5300 АЛ 31 предназначен для сжатия природного газа на компрессорных станциях магистральных газопроводов. Степен сжатия - 1,45.сНагнетательсвсразрезесприведенсвсрисункес1.8. Нагнетатель состоит из цилиндра (корпуса) и пакета нагнетателя. Цилиндр нагнетателя выполнен из литой стали, не имеет горизонтального разъема, входной и выходной патрубки выполнены за одно целое с цилиндром и имеют приварныесфланцысДус680сдлясприсоединениясксгазопроводу. Пакет нагнетателя выполнен по схеме «пакет на крышке» состоит из ротора, диафрагмы всасывающей, средней части, нагнетательной части, лабиринтных уплотнений, торцевых уплотнений, и опорных подшипников, упорного вкладыша, вкладыша и винтового насоса. Нагнетательная часть выполнена из кованой стали и имеет упругую диафрагму для компенсации осевых температурных деформаций и создания усилий, сжимающих части пакета. Нагнетательная част является одновременномискрышкойсцилиндра. Средняя часть представляет собой стальной сварно-литой элемент, не имеющийсгоризонтальногосразъема. Центровка частей пакета производится при помощьи выступающих поясков на крайних частях пакета, выполненных с высокой точностью. Части пакета по вертикал ным разъемам связаны крепежными элементами. Все элементы, входящие в пакет, кроме подшипников не имеют горизонтальных разъемов, что дает возможность повысит точность изготовления посадочных поверхностей и снизить перетечки газа при работе нагнетателя. Утечкам газа препятствуют лабиринтные уплотнения. состоящие из обойм с начеканенными в них латунными гребнями. В нагнетателе применена система концевых уплотнений вала типовой конструкции, состоящая из торцевых уплотнений и опорных подшипников полного давления Осевые усилия, действующие на ротор нагнетателя, воспринимаются опорным подшипником с выравнивающим устройством для равномерного нагружения колодок подшипника. Ротор нагнетателя соединяется ссприводом нагнетателя посредством эластичной муфты, не требующей смазки. Во избежание попадания масла в полост, в которой вращается муфта, и для охлаждения последней, в кожух муфты подается воздух из системы обдува привода трансмиссии. Каждый тип нагнетателя характеризуется своей характеристикой(рисунок 1.9), которая строится при его натурных испытаниях. Под характеристикой нагнетателей принято понимат Зависимость степени сжатия, политропического КПД () и мощности N от объемного расхода газа Q. Строятся такие характеристики для заданного значения газовой постоянной R З, показателя адиабаты k, принятой расчетной температуры газа на входе в нагнетатель T н в принятом диапазоне изменения приведенной относительной частоты вращения.

Рисунок 1.8 - Нагнетатель СПЧ 235-1,4/76-16/5300 АЛ 31

1 - ротор; 2 - подшипники; 3 - торцевые уплотнения; 4 - лабиринтные уплотнения; 5 - диффузоры; 6 - обратный направляющий аппарат

Рисунок 1.9 - Газодинамические характеристики нагнетателя СПЧ 235-1,4/76-16/5300 АЛ 31

Q-производительность объёмная; ?-отношение давлений; з-политропный КПД;

N-потребляемая мощность.

Начальные условия: Т н = 288° К; Р к = 7,45 МПа; R з = 454,6 Дж/кг·К; k=1,312;

Частота вращения ротора n, мин: 1-5565; 2-5300; 3-5000; 4-4600; 5-4200; 6-3700

Основные параметры нагнетателя 235-21-1 приведены в таблице 1.11.

Таблица 1.11 - Основные параметры нагнетателя СПЧ 235-1,4/76-16/5300 АЛ 31

Наименование параметра	Значения параметров
1 Производительность объемная, отнесенная к 20 0 С и 0.1013 МПа, м 3 /сутки 2 Производительность массовая, кг/с 3 Производительность объемная, отнесенная к начал ным условиям, м 3 /мин Давление газа конечное, абсолютное, при выходе изнагнетательного патрубка, МПа (кг/см 2) 4 Отношение давлений, нагнетание на всаывание 5 Политропный коэффициент полезного действия сменной проточной части нагнетателя, не менее % 6 Мощность на муфте, потребляемая нагнетателем, не более, МВт 7 Частота вращения, мин -1 (%) 8 Температура газа при выходе из нагнетательного патрубка нагнетателя (информационно) 0 С	35.0 · 106 276.2 7,45 (76.0) 5200(98,1)

Предназначен для
сжатия и
транспортировки
природного газа по
магистральному
газопроводу. Работа
возможна по схеме
одного нагнетателя
или параллельно
нескольких
одинаковых
нагнетателей.

Центробежный нагнетатель Н-235-21-1

Характеристики:
Длина 2900мм.
Ширина 2900мм.
Высота 2840мм.
Масса блока 20,350кг.
Масса пакета 5,945кг.
Масса крышки 1, 955кг.
Масса ротора 1, 029кг.

Центробежный нагнетатель Н-235-21-1

Нагнетатель предназначен для сжатия газа следующего состава:
Этан С2Н6 0,12%
Метан СН4 98,63%
Азот N2 0,12%
Пропан С3Н8 0,22%
Бутан С4Н10 0,1%
Удельный газ СО2 1,01%.
Расчётное значение удельного веса газа при 20*С 760мм. Рт.
Ст. составляет 0, 68 кг/ м3
Значение газовой постоянной для сухого газа 508,2 Дж/кг.К.
Запылённость газа на входе в нагнетатель 5мгр/м3.
Нагнетатель предназначен для работы на газе при температуре
на всасывании до -20*С.

Характеристики ЦБН

Давление газа конечное, абсолютное, при выходе из
нагнетательного патрубка 76кг./см2.
Мощность потребления на муфте от турбины 9000 кВт.
Температура газа при выходе из нагнетателя 46*С.
Давление газа нагнетателя абсолютное при выходе во
всасывающего патрубка нагнетателя 52,8 кг/см2.
Температура газа во входе в нагнетатель 15*С
Частота вращения ротора нагнетателя 4800 об/мин.
На компрессорных станциях допускаются только
параллельные или одиночные работы нагнетателя.

В состав ЦБН входят:

Корпус
пакет с ходовой частью
муфта зубчатая
блок защитных устройств БЗУ
блок масленых фильтров
винтовые насосы МНУ
трубопроводы с арматурой
навесное МНУ.

Работа ЦБН.

ЦБН является турбомашиной центробежного типа,
движение газа и повышение Р. в проточной части Н
происходит за счёт задания поля центробежных сил
в рабочем колесе обеспечивающею движения газа
от центра колеса к его периферии и за счет,
преобразования кинетической энергии газа в
потенциальную (давления).
Процесс сжатия происходит следующим образом:
газ из всасывающего трубопровода поступает во
всасывающую камеру нагнетателя, затем в 1
рабочее колесо, лопаточный диффузор, обратный
направляющий аппарат, (улитку) 2 рабочее колесо,
сборную кольцевую камеру и далее по
нагнетательному трубопроводу в трассу.

Поплавковые камеры
РПД
Поплавковые камеры
Газоотделитель

Гидроаккумулятор

Предназначен для
обеспечения
уплотнения и смазки
опорного подшипника
нагнетателя в течение
10 мин. В случае
остановки МНУ. Этого
времени достаточно
для аварийной
остановки ГПА. И
стравливается газ из
нагнетателя.

Нагнетателями природного газа принято называть лопаточные компрессорные машины с соотношением давления сжатия свыше 1,1 и не имеющих специальных устройств для охлаждения газа в процессе его компримирования. Все нагнетатели природного газа условно делятся на два класса: неполнонапорные (одноступенчатые) и полнонапорные .

Первые, имеющие степень сжатия в одном нагнетателе на уровне 1,25-1,27 используются при, так называемой, последовательной схеме компримирования газа на компрессорной станции, когда сжатие газа на станции осуществляется последовательно в двух агрегатах; вторые – полнонапорные, имеющие степень сжатия 1,45-1,51, используются при параллельной работе установленных на станции агрегатах (т. е. коллекторной схеме обвязки компрессорной станции).

Геометрические размеры нагнетателя определяются его объемной подачей. Применительно к газопроводу различают объемную Q, м 3 /мин., массовую G, кг/ч. и коммерческую подачу газа Q к, млн. нм 3 /сут. Перевод одних величин в другие осуществляется с использованием уравнения Клапейрона с поправкой на сжимаемость газа z, pv = zRT. При использовании массовой подачи газа G кг также используется уравнение Клапейрона-Менделеева с использованием поправки на сжимаемость газа z, pQ = GzRT, где Q – объемная подача газа, G – массовая подача, характеризующая количество газа, протекающее в единицу времени через сечение всасывающего патрубка.

Коммерческая подача газа Q к определяется по параметрам его состояния во всасывающем патрубке, приведенным к нормальным физическим условиям (t = 20 0 C ; p = 0,101 МПа). Для определения коммерческой подачи используется уравнение Клапейрона для «стандартных» условий: р 0 v 0 = RT 0 ; Q k = G/r 0 ; r 0 = p 0 /RT 0 .

При рассмотрении особенностей конструктивного устройства двух и более ступенчатых центробежных нагнетателей различают две их существенно различных ступени: промежуточную и концевую (Рис. 7.1). Промежуточной ступенью (Рис. 7.1,а) называется сочетание рабочего колеса, диффузора и обратного направляющего аппарата, используемого только в двух или многоступенчатых нагнетателях для создания равномерности потока газа на входе в последующую ступень после выхода из предыдущей; концевой ступенью (Рис. 7.1,б) - сочетание рабочего колеса, диффузора и нагнетательной камеры или улитки. Диффузор вместе с нагнетательной камерой часто называют выходным устройством.

Рис. 7.1 Схема ступени центробежного нагнетателя

а – промежуточная ступень, б – концевая: 1 – рабочее колесо, 2 – диффузор,

3 – обратный направляющий аппарат, 4 – сборная камера.

Рабочее колесо в центробежном нагнетателе – наиболее важный элемент конструкции, где механическая работа силовой турбины ГТУ преобразуется в энергию потока природного газа с повышением его давления. В ряде случаев рабочие колеса изготовляют с лопатками, выфрезерованными из тела основного диска колеса, либо приваривают к основному диску; покрывающий диск крепят с помощью заклепок или сварки.

Диффузор – наиболее важная часть выходного устройства, где кинетическая энергия газового потока после рабочего колеса преобразуется в потенциальную энергию давления. Одновременно диффузор обеспечивает относительную равномерность потока по величине и направлению скорости, снижая в определенной степени закрутку потока после выхода его из рабочего колеса.

На газопроводах страны в настоящее время используются нагнетатели газа, изготовленные разными заводами и различными компаниями, в том числе и зарубежными: Невским машиностроительным заводом (НЗЛ), Свердловским турбомоторным заводом (ТМЗ), Сумским машиностроительным производственным объединением (МПО), Уральскими и Пермскими ОАО, зурубежными фирмами: Купер – Бессемер, Нуово – Пиньони и др.

Одним из первых нагнетателей с классической формой газа на входе был нагнетатель типа 280, разработанный заводом НЗЛ с приводом от электродвигателя типа СТД – 4000 через повышающий редуктор, от газотурбинной установки ГТ – 700 -5 мощностью 4000 кВт с номинальной частотой ротора 7950 об/мин. (Рис. 7.2). Такие нагнетатели могли работать с роторами диаметром 564, 590, 600 и 620 мм различных модификаций в зависимости от подачи и степени сжатия КС.

Нагнетатель состоит из корпуса 1, корпуса подшипников 11, ротора 111, всасывающего и нагнетательного патрубков. Корпус нагнетателя представляет собой стальную улитку, сваренную из двух половин с одним вертикальным разъемом. Ротор нагнетателя состоит из вала 2, на конец которого на шпонке насажено рабочее колесо1. На резьбовой конец вала навинчивается гайка-обтекатель 9. Корпус подшипника нагнетателя разделяется перегородкой 7 на две полости – загазованного и чистого масла. Каждая полость имеет свой патрубок для его слива. Упорный диск 4, расположенный ближе к рабочему колесу, имеет кольцевые выступы для уплотнения перегородки 7. Внутри корпуса подшипника установлено реле осевого сдвига ротора 5 для подачи импульса на остановку агрегата при аварийном сдвиге ротора. На крышке корпуса подшипника 6 установлены термометры сопротивления 3, подававшие импульсы на остановку агрегата при аварийном повышении температуры вкладышей или упорных колодок подшипника. Ротор нагнетателя усиановлен на опорный 8 и опорно-упорный 6 подшипники скальжения.

Рис. 7.2 Центробежный нагнетатель 280 – 11 – 1 (2).

Широкое распространение на газопроводах получили нагнетатели НЗЛ типов 370 и 520 с приводом соответственно от газотурбинных установок ГТ- -750- 6 мощностью 6000 кВт и ГТК-10-2 мощностью 10000 кВт уже с тангенциальным подводом газа.

Общий вид нагнетателя 520-11-1 приведен на Рис. 7.3. Корпус нагнетателя имеет вертикальный разъем, тангенциальные соосные входные и выходные патрубки.

Рис. 7.3 Неполнонапорный одноступенчатый центробежный нагнетатель 520-11-1.

Нагнетатель состоит из сварно-литого корпуса 4 бочкообразной формы. В корпусе нагнетателя установлена улитка 5 и закреплен с помощью болтового соединения диффузор 2 с цельнофрезерованными лопатками. Улитка 5 прижимается крышкой 6 корпуса нагнетателя. В верхней части корпуса нагнетателя на специальной площадке сварной конструкции установлен аккумулятор масла 1.

Нагнетатель снабжен независимой масляной системой уплотнения, позволяющей значительно снизить количество загазованного масла. Ротор нагнетателя образует единый сварочный узел, который, имея горизонтальный разъем, позволяет относительно легко проверять правильность взаимного расположения деталей.

На НЗЛ впоследствии были разработаны и полнонапорные двухступенчатые нагнетатели типов 235-21 и 650-21 для агрегатов ГТК-10 мощностью 10 мВт и ГНТ-25 мощностью 25 мВт.

Двухступенчатый нагнетатель НЗЛ типа 650-21 приведен на Рис. 7. 4.

Рис. 7.4 Двуступенчатый центробежный нагнетатель НЗЛ типа 650-21.

1-полумуфта, 2- рабочее колесо, 3-лопаточный диффузор, 4- корпус, 5-сборная

камера, 6- крышка, 7- думмис, 8- пакет ротора, 9- гребень упорного подшипника.

Нагнетатель 650-21 имеет литой корпус 4, изготовленный низколегированной стали, с тангенциальными соосно-расположенными входными и выходными патрубками. Корпус имеет один вертикальный разъем. Проточная часть нагнетателя вместе с ротором образует как бы единый сборный узел, допускающий возможность его замены в целом в условиях эксплуатации. Рабочие колеса 2 первой и второй ступеней сжатия несколько различаются между собой по ширине, в остальном их геометрия одинакова. Лопаточные диффузоры 3 и обратные направляющие аппараты – сварной конструкции. За диффузором второй ступени расположена сборная камера 5. Мощность от силовой турбины передается ротору нагнетателя с зубчатых

муфт 1 с бочкообразным зубом. Компенсация осевого усилия осуществляется думмисом 7. В сварной опорной раме располагается поплавковая камера, пусковой насос уплотнения, маслопроводы и т.п.

Первым нагнетателем Свердловского турбомоторного завода (ТМЗ) был нагнетатель Н-300-1,23 для газотурбинной установки ГТ-6-750 мощностью 6000 кВт. На базе нагнетателя Н-300-1,23 была разработана и выпущена серия нагнетателей на давления 5,5 и 7,5 МПа. Несколько модификаций линейных и дожимных нагнетателей мощностью 16 МВт было выпущено заводом для агрегата ГТН-16 на давление 7,5 МПа со степенью сжатия 1,45-1,50.

В настоящее время на газопроводах страны эксплуатируются нагнетатели различных типов, в том числе и зарубежного производства. Характеристики некоторых типов центробежных нагнетателей приведены в табл. 7.1.

Таблица 7.1.

Характеристики центробежных нагнетателей для транспорта газов.

Тип нагнетателя	Ном. произв. при 20 0 С и 1 МПа, млн. м 3 /сут.	Ном. част. вращения, об/мин.	Объемная производит. м 3 /мин.	Степень сжатия	Давление на выходе, МПа
370-14-1	19,1			1,25	5,66
Н-300-1,23	20,0			1,24	5,50
Н-196-1,45	10,7			1,45	5,60
520-12-1	29,3			1,27	5,60
370-18-1	36,0			1,23	7,60
Н-16-56	51,0			1,24	5,60
Н-16-75	51,0			1,24	7,50
Н-16-76	31,0			1,44	7,50
650-21-1	53,0			1,45	7,60
820-21-1	53,0			1,45	5,60
Купер-Бессемер:
280-30	16,5			1,51	5,60
СДР-224	17,2			1,51	7,50
2ВВ-30	21,8			1,51	7,50
Нуово-Пиньони:
РСL-802/|24	17,2			1,49	7,52
PCL-1001-40	45,0			1,51	7,52

7.2. Характеристики центробежных нанетателей.

Каждый тип нагнетателя определяется своей характеристикой, которая строится при его натурных испытаниях. Под характеристикой нагнетателя принято понимать зависимость степени сжатия e, политропического КПД (h пол.) и удельной приведенной мощности (N i /r в) пр. от приведенного объемного расхода газа Q пр. Строятся такие характеристики для заданного значения газовой постоянной R пр. , коэффициента сжимаемости z пр. , показателя политропы, принятой расчетной температуры газа на входе в нагнетатель Т в в заданном диапазоне изменения приведенной относительной частоты вращения вала нагнетателя (n/n 0) пр.

Типовая характеристика нагнетателя типа 370-18-1 приведена на Рис. 7.5. Характеристики других типов нагнетателей имеют такой же вид, как для неполнонапорных, так и для полнонапорных нагнетателей.

В последние годы характеристики центробежных нагнетателей, представленные в форме Рис. 7.5 стали перестраивать в форме единой зависимости F (Q), Рис. 7.6. В этом случае на графике в точке пересечения координат - степень сжатия () и объемная подача газа (Q, м 3 /мин.) одновременно фиксируются численные значения приведенного политропического КПД нагнетателя (), его приведенные обороты () и приведенная внутренняя мощность на валу нагнетателя ().

Расчетные соотношения (7.1-7.4) для вычисления параметров газа по первой форме представления характеристики нагнетателя естественно справедливы и для второй формы отражения его параметров.

Пользуются характеристиками нагнетателей следующим образом. Зная фактические значения величин R, z, T B , n для данных условий, по соотношению 7.1 определяют приведенную относительную частоту вращения нагнетателя (n/n 0)пр. По известной степени сжатия с использованием характеристики нагнетателя (Рис. 7.1) находят объемный расход газа Q 0 , а по соотношению 7,2 определяется приведенный объемный расход газа Q пр. . По соответствующим кривым характеристики нагнетателя (Рис. 7.5) определяется политропический КПД h пол. и приведенная внутренняя мощность нагнетателя (N i /r B)пр. :

(7.1)

Q пр. = Q 0 (7.2)

где n 0 и n – соответственно номинальная и текущая частота вращения силового вала; Q пр. – приведенная объемная производительность нагнетателя.

Внутренняя мощность, потребляемая нагнетателем, определяется соотношением:

N i = (7.3)

В соотношениях 7.1- 7.3 индексом «0» отмечен номинальный режим работы нагнетателя; индексом «в» – отмечены параметры газа на входе в нагнетатель. Плотность газа на входе в нагнетатель r в, кг/м 3 определяется по соотношению:

где р в, Т В – соответственно абсолютное давление газа на входе в нагнетатель (р в, МПа) и абсолютная температура газа на линии всасывания, К.

Эффективная (фактическая) мощность на муфте силовой турбины, кВт; N e = N i + N мех. , где N мех. – механические потери; для газотурбинного привода N мех. = 100 кВт.

Расчетный рабочий расход газа Q пр. для нагнетателей должен быть примерно на 10-12% больше крайних левых значений расхода на его характеристике, соответствующего условиям начала срыва потока газа по нагнетателю (зоне помпажа). На Рис. 7.5 этому режиму соответствует подача газа на уровне примерно 360 м 3 /мин.

Рис. 7.5. Приведенные характеристики нагнетателя 370-18-1

при Т пр. = 288 К; z пр. =0,9; R пр. = 490 Дж/(кгК).

Наличие надежных приведенных характеристик при эксплуатации газотурбинного привода позволяет обслуживающему персоналу определять характеристики работающих агрегатов и выбирать наилучший режим их работы в зависимости от конкретных условий.

К сожалению характеристики, представленные на Рис 7.5. и Рис. 7.6 в эксплуатационных условиях не всегда являются достаточно надежными. Характеристики одного и того же типа нагнетателя не всегда идентичны друг другу. Кроме того, в эксплуатационных условиях в силу определенного износа проточной части нагнетателя эти характеристики в той или иной степени сдвигаются одна относительно другой. В наибольшей степени, как показывает опыт эксплуатации, сдвигается характеристика зависимости КПД нагнетателя от приведенного расхода газа, что естественно вызывает и определенные неточности при проведении расчетов.

В этом случае в ряде случаев целесообразно использовать расчетные характеристики, производные от паспортных, например, для определения политропического КПД нагнетателя.

При определении этих расчетных характеристик необходимо принимать во внимание, что функции состояния природного газа, в частности, энтальпия, в отличии от идеального газа, определяются в зависимости от двух параметров, например температуры и давления: h = f (P,T).

Тогда, полный дифференциал этой функции h есть сумма частных производных, т.е.:

dh = (а)

Рассматривая выражение (а) при h = idem, необходимо знаки полных дифференциалов dP и dT заменить на знаки частных производных

(в)

откуда непосредственно следует:

(г)

(д)

где с р – истинная теплоемкость газа при постоянном давлении, определяемая как частная производная энтальпии по температуре; D h - коэффициент Джоуля-Томсона в изоэнтальпийном процессе, характеризующая изменение температуры по давлению, К/Па.

С учетом соотношения (а) интегральное значение изменения энтальпии (удельной работы сжатия) будет определяться соотношением:

Приведенная разность энтальпии газа (или реальная приведенная удельная работа нагнетателя):

(7.5а)

Приведенная удельная потенциальная работа (удельная работа обратимого процесса сжатия):

Из сопоставления уравнений (7.5) и (7.6) определяется политропический КПД нагнетателя в реальных условиях его работы:

где соответственно перепад температуры и давления газа по нагнетателю; с pm – теплоемкость природного газа; D h – коэффициент Джоуля-Томсона, К/Па.

Принимая во внимание, что основным компонентом природного газа является метан, процентное содержание которого находится на уровне в 90-94%, в инженерных расчетах определение теплоемкости газа и коэффициента Джоуля-Томсона без большой погрешности можно определять по характеристике метана (Рис. 7,7; 7.8).

Рис. 7.7 Зависимость теплоемкости (с р) метана от давления и температуры газа.

Рис. 7.8 Зависимость коэффициента Джоудя-Томсона от давления

и температуры газа.

Следует заметить, что для центробежных нагнетателей газа, как и для осевых компрессоров, присуще такое же явление, как помпаж.

Помпаж центробежного нагнетателя сопровождается теми же внешними признаками, что и помпаж осевого компрессора: хлопки, сильная вибрация нагнетателя, периодические толчки, колебания частоты вращения и температуры газов ГТУ и т.д.

Причинами возникновения помпажа в нагнетателе являются: колебания давления в газопроводе, неправильная или несвоевременная перестановка кранов в трубной обвязке нагнетателя, снижение частоты вращения нагнетателя ниже допустимой, попадание посторонних предметов на защитную решетку нагнетателя и ее обледенение и т. д.

В настоящее время существует достаточно много противопомпажных автоматических систем, позволяющих не допустить попадание нагнетателя в зону помпажа и сигнализирующих о приближении рабочей точки к границе помпажа. Наиболее распространенные системы основаны на сопоставлении величины расхода газа с создаваемым нагнетателем напором с последующим воздействием на перепускной кран. Специальный регулятор, рассчитывая расстояние рабочей точки от границы помпажа, воздействует на перепускной клапан и перепускает часть газа с выхода нагнетателя на вход, чем и осуществляется устойчивость режима работы нагнетателя .

Принципиальная характеристика нагнетателя с линиями ограничения по помпажу приведена на Рис. 7.9. Данная система антимопажной защиты обеспечивает положение рабочей точки нагнетателя в правой зоне от линии границы помпажа (Рис. 7.9, линия 111). Это достигается открытием перепускного (антипомпажного) крана на величину, необходимую для поддержания минимального расхода. Точка на характеристике нагнетателя, соответствующая открытию клапана, является линией контроля помпажа (Рис. 7.9, линия 1). Расстояние между линией контроля и линией границы помпажа определяет предел безопасности или зону контроля помпажа (заштрихованная площадь). Открытие перепускного клапана увеличивается по мере перехода рабочей точки в зону контроля помпажа. Зона контроля помпажа имеет две области регулирования: область регулирования между линиями 1 и 11 соответствует малым возмущениям потока газа; область регулирования между линиями 11 и 111 соответствует большим возмущениям потока газа.

Рис. 7.9 Принципиальная характеристика нагнетателя с линиями ограничения

по помажу.

Q – Объемный расход газа; относительный напор; 1 – нормальный режим работы нагнетателя; 1 1 - режим работы нагнетателя после открытия перепускного клапана; 1 11 - режим полного открытия перепускного крана; 1 111 – режим работы нагнетателя с малыми возмущениями;

1 – линия контроля помпажа; 11 – линия ограничения больших возмущений; 111 – линия границы помпажа; 1U – линия ограничения числа хлопков.

7.3. Политропический КПД нагнетателя.

При рассмотрении основ термодинамического расчета циклов ГТУ и определение характера изменения их КПД и удельной работы в функции соотношения давлений сжатия по осевому компрессору () нельзя считать, строго говоря, принятые для расчета относительные значения КПД осевого компрессора и газовой турбины вполне реальными для широкого диапазона значений (), так как в действительности значения () также изменяются в зависимости от (). Так, в случае осевого компрессора, КПД его проточной части получается ниже КПД его отдельной ступени, а КПД многоступенчатой турбины – выше КПД одной ступени.

Увеличенный перепад температуры в ступени компрессора (по сравнению с адиабатическим перепадом) вызывает в следующей ступени при неизменной степени повышения давления более значительное повышение температуры, чем то, которое потребовалось бы для осуществления всего процесса сжатия с КПД, равным КПД отдельной ступени; и, наоборот, если во второй ступени имеет место такое же повышение температуры, как в первой ступени, то общая степень повышения давления будет ниже того значения, которое можно было бы получить в одной ступени с таким же КПД. В ступени турбины, напротив, возвращенное тепло может быть использовано в следующей ступени, так что сумма изоэнтропийных теплоперепадов превышает общий изоэнтропийный теплоперепад. Поэтому общий изоэнтропийный КПД проточной части турбины выше КПД отдельной ступени.

Влияние возвращенного тепла возрастает с увеличением числа ступеней компрессора или турбины и проявляется в расхождении изобар в диаграмме T - S.

Если с другой стороны, считать в компрессоре неизменной общую степень повышения давления и определять КПД по полной степени повышения давления от входного до выходного фланцев, то в этом случае уменьшение числа ступеней будет вызывать снижение КПД из-за увеличения относительного влияния потерь в патрубках.

По литропический КПД можно рассматривать как КПД бесконечно малой ступени сжатия или расширения; следовательно, общий КПД, основанный на этом представлении, не зависит от числа ступеней действительной машины, а зависит только соотношения давлений сжатия (). Поэтому политропический КПД часто используется для оценки совершенства процесса сжатия в центробежных нагнетателях.

Диаграммы Рис. 7. 10 а и б поясняют определение политропического КПД, (). Бесконечно малому изменению давления (dp) соответствует адиабатическое (dT 1) и действительное (dT) изменение температуры.

Связь между политропическим и общим адиабатическим КПД процесса вытекает из сопоставления уравнений (7.15) и (7.16).

Для политропического процесса в соответствии с уравнением (7.16) имеем:

(7.17)

В случае адиабатического процесса сжатия, имеем.