低温原理与技术ppt课件
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➢如图3.30 左边的活塞只允许气体A通过，右边的 活塞只允许气体B通过，通过把两个活塞移动到一起， 由气体A和B组成的混合物就可逆地被分离成纯净的 气体A和气体B。
49
图3.30热力学理想分离系统模型.
50
➢理想气体混合物分离的理论功:
Wi / mm Tm[(ma / mm )Ra ln(Pm / P1a ) (mb / mm )Rb ln(Pm / P1b )]
140.4
氨
239.8
359.1
8
3. 简单林德－汉普逊系统
图3.2 林德－汉普逊系统.
9
图3.3 林德－汉普逊循环的T－S图
10
件
➢热力学第一定律应用于除压缩机外的所有设备，下得到: (
0 (m mf )h1 mf h f mh2
.
mf
.
m
y h1 h2 h1 hf
(3.33)
➢容器的熵变为:
Sc
77.93Rc
D3
(T
3 5
Tf
3)
(3.35)
➢存在漏热: S6 S5 (mc / m6)Sc
(3.37)
➢液化率:
(Sg S5) (mc / m6)Sc y
Sg Sf
(3.39)
➢满液体部分的容积比:
Vf mf f yf
V m66 6 g / f
y
y g / f －1
(3.424)8
3.1.2 气体分离和纯化系统
1. 热力学理想分离系统
半渗透膜：该膜仅允许一种气体自由完全地通过， 而其他气体无法通过。
➢使用这种装置，气体混合时就可以获得输出功，输 入同样的功就可以把他们分开，因此，该过程是个
可逆过程。
方向启动，它仍不能传递足够的能量以获得液体
13
➢林德－汉普逊系统的耗功 :
QR w m(h2 h1)
(3.11)
➢单位质量耗功 :
w/ m T1(s1 s2 ) (h1 h2 ) (3.12)
➢单位质量的液化功:
w mf
w my
(
h1 h1
.
.
mN 2 mN 2 / m z
.
mf
.
.
mf / m
y
(3.30)
(3.31)
37
图3.23 在液氮预冷林德－汉普逊系统中每液化单位质 量氢所需氮的蒸发率与液氮槽温度的关系.
38
14. 用于氖或氢的克劳特系统
图3.24 生产液氢或氖的 液氮预冷克劳特系统
39
15. 氦制冷的氢液化系统
m
(3.21)
22
图3.13 林德双压系统液化功
23
6. 复迭式系统
复迭式系统是预冷系统的展开，由其它制冷 系统来预冷。
优点
第一个用于生产液空的液化装置 系统的性能好 所需压力降低
缺点
系统的每一级循环都必须完全不漏，以防止流体渗 漏
24
图3.14复迭式系统
25
7. 克劳特系统
17. 西蒙氦液化系统
3
1. 基本概念
系 统
单位质量气体的压缩功 w/ m
的 性
单位质量气体液化功
w/ mf
能
参
液化率
数
y mf / m
三者之间的关系是:
(w/ m) (w/ mf ) y
(3.1)
4
循环效率FOM(热力完善度): 通常以理想循 环所需的最小功与实际循环液化功比值作为 评定的标准。
图3.21混合制冷剂 液化天然气系统
33
12. 各种液化系统的性能比较
表3.3 以空气为工质，＝300K，P＝101.3kPa液化系统的比较
34
续上表：
35
13. 用于氖和氢的预冷林德－汉普逊系统
图3.22 适用于液化氖和氢的 液氮预冷林德－汉普逊系统
36
➢取三个换热器、液氮槽、液氢或氖的储罐和节流阀 作为分析系统，针对没有热漏的稳定流动:
和 11
简单的林德－汉普逊 循环不能用于液化氖、氢 和氦:
1. 由于这些气体的 转化温度低于环境温度， 所以无法降温启动。
2. 用林德－汉普逊 系统能够获得降温，通过 低温下节流后完全都是蒸 汽，没有气体被液化。
图3.4 用氦或氢作工作流体简单 林德－汉普逊系统的启动过程
12
图3.5 即使氢或氦的简单林德－汉普逊系统能按正确
h1 h f
(3.15) (3.16)
➢带预冷系统的最大液化率: h6 h3 y max h6 hf
(3.17)
➢假定主压缩机是可逆等温的,附加压缩机是可逆绝 热的.单位质量加工气体压缩耗功:
wi T1(S1 Sf ) (h1 hf ) wi (3.18)
h1 h3 h1 h2
y
i
h1 hf h1 hf
..
➢中间压力蒸汽流率比： i mi / m
(3.19) (3.20)
➢热力学第一定律应用于两个压缩机，单位质量气体 的压缩耗功为:
.
w
. [T1(S1 S3 ) (h1 h3 )] i[T1(S1 S2 ) (h1 h2 )]
点 1 (3.8) ) 的 压
力
和P1 T1 h1 hf
P2 h2 P2
温
➢我们无法改变环境状态,因此系统的性能取决于度压力 p2
要使液化率 y 最大，则必须使 h2最小：
,
h ( P )T T1 0
从 而 决
(
h P
)T T1
(JT
C p )T T1
0
(定了3.10)
41
氢液化器中正－仲氦转换
氢可能存在两种不同的状态:正氢和仲氢
在平衡氢中正氢的浓度主要取决于氢的温度:
➢ 在常温下，平衡氢是75%正氢和25%仲氢的混合物 ➢ 在液氢的标准沸点时，氢的平衡组成几乎全部为 仲氢，占99.8%。
➢当氢气经过液化系统时，气体不可能在热交换器内
保持足够长的时间以建立起一定温度下的平衡氢组成， 结果是液氢由接近环境温度下的正仲氢组成。
(3.5)
➢. 等熵过. 程 S2 Sf
.:
Q R mT1(S2 S1) mT1(S1 Sf )
(3.6)
➢液化气体的理论最小功:
wi T 1(S1 Sf ) (h1 hf ) wi
m
mf
(3.7)
7
表3.1 液化气体的理论最小功 (初始点P=101.3kPa，T=300K)
图3.15 克劳特系统
26
图3.16 理论克劳特系统T－S图
27
➢ 取热交换器、节流阀、气液分离器作为能量分析系 统，该系统没有外部热功交换，对该系统应用热力学 第一定律:
0 (m mf )h1 mf hf mehe meh3 mh2 (3.22)
➢膨胀机的流量比率:
hf h2
)[T1(s1
s2
)
(h1
h2
)]
(3.13)
14
4. 带预冷林德－汉普逊系统
预冷林德－汉普 逊系统:
对简单林德－ 汉普逊系统，当热 交换器入口温度低 于环境温度时，可 以改善简单林德－ 汉普逊系统的性能 指标。
图3.6 液化率随热交换 器入口温度变化关系.
15
图3.7 预冷林德－汉普逊系统
FOM wi wi / mf w w/ mf
(3.2)
实
压缩机和膨胀机的绝热效率
际
压缩机和膨胀机的机械效率
性 能
换热器的效率
参
换热器和管道的压降
数
系统与环境的热交换
5
2. 热力学理想系统
图3.1 热力学理想液化系统. (a) T-S图，(b)系统图6 。
➢稳定物流的热力学第一定律:
16
图3.8 预冷林德－汉普逊循环的T-S图
17
➢应用热力学第一定律
0 (m mf )h1 mrha mf hf mh2 mrhd (3.14)
➢定义制冷剂的质量流率比: r mr m
➢液化率:
y h1 h2 r ha hc
h1 h f
31
10. 采用膨胀机的其它液化系统
双压克劳特:原理与林德双压系统相似。
通过节流阀的气体被压缩至高压 经过膨胀机循环气体仅压缩至中压
图3.20 双压克劳特系统
32
11. 液化系统
自动制冷复迭系统:工作时重组分先冷凝，轻组分后冷 凝的特性，将它们依次冷凝、节流、蒸发得到不同温度 级的冷量，使天然气对应组分冷凝并全部液化。
第三章 低温原理与技术
第一节 气体液化与分离 第二节 低温制冷机 第三节 低温绝热
1
3.1 气体液化与分离
3.1.1 气体液化 3.1.2 气体分离和纯化系统 3.1.3 气体的分离原理 3.1.4 变压吸附 3.1.5 空气分离系统
2
3.1.1 气体液化
1. 基本概念 2. 热力学理想系统 3. 简单林德－汉普逊系统
➢分压比=质量比:
(3.45)
Pm mmRmTm /Vm mmRm
x1
he1 h1 hf
x2
he2 h1 hf
(3.32)
44
图3.27 考林斯氦液化系统
45
17. 西蒙氦液化系统
图3.28 西蒙液化系统
46
图3.29 西蒙液化系统的T－S图
47
➢假定厚壁容器传入热量可逆，同时容器材料的比热
符合德拜表达式:
dQ mcTcdSc CcmcdTc
(3.25)
28
图3.17 克劳特循环单位质量液化功
29
8. 卡皮查系统
图3.18 卡皮查系统.
卡皮查循环：带有高效率透平
膨胀机的低压液化循环。它采用
低压力，等温节流效应及膨胀机
焓降均较小。
30
9. 海兰特系统
海兰特循环：带高压膨胀机的气体液化循环。实际上 它也是克劳特循环的一种特殊情况。
图3.19 海兰特系统
0 mN2 hc (m mf )h1 mf hf mN2 ha mh2 (3.28) ➢单位质量压缩氢或氖所对应的氮的蒸发率:
z mN2 / m
(3.29)
h2 h1 h1 hf
z
y
hc ha hc ha
➢单位质量液化氢或氖下氮的蒸发率:
42
图3.26 正仲氢转化布置
43
16. 考林斯氦液化系统
➢早期氦液化器采用液氢作为预冷剂,如带预冷林德 －汉普逊系统可以用来液化氦气。
考林斯氦液化器是克劳特系统的进一步发展具 有低温工程里程碑。
取除氦压缩机及膨胀机外的所有部件作为分析 系统，对该稳定流动系统应用热力学第一定律:
y
h1 h2 h1 hf
气体名称
沸点(K)
理论最小功(kJ/kg)
氦－3
3.19
8178
氦－4
4.21
6819
氢
20.27
12019
氖
27.09
1335
氮
77.36
768.1
空气
78.8
738.9
一氧化碳
81.6
768.6
氩
87.28
478.6
氧
90.18
635.6
甲烷
111.7
1091
乙烷
184.5
353.1
ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ丙烷
231.1
4. 带预冷林德－汉普逊系统
5. 林德双压系统 6. 复迭式系统 7. 克劳特系统
8. 卡皮查系统 9. 海兰特系统
10. 采用膨胀机的其它液化系统 11. 液化系统 12. 各种液化系统的性能比较 13. 用于氖和氢的预冷林德－汉普逊系统
14. 用于氖或氢的克劳特系统
15. 氦制冷的氢液化系统
16. 考林斯氦液化系统
m
mf
18
图3.9 液化率与极限液化率 随制冷剂流率的变化。
图3.10 带预冷林德－汉普 逊系统单位质量氮气液化19功
5. 林德双压系统
图3.11 林德双压系统
20
图3 .12 林德双压系统T－S图
21
➢ 取热交换器，两个气液分离器，二个节流阀，作为 热力分析系统，针对稳定流动，根据能量守恒原则， 可得液化率为:
Qnet Wnet
.
m(
h
v
2
/
2
gz
)
.
m(
h
v
2
/
2 gz )
(3.3)
out
in
➢通常动能和势能的变化相对于焓变而言小得多:
.
Q net
. W
net
.. ..
mh mh
out
in
(3.4)
➢理想系统时:
. ..
.
Q R wi m( hf h1 ) m( h1 hf )
氦制冷机采用改进的克劳特系统，在循环中 氦气并不被液化，但达到的温度比液氢或氖更低。
压缩氦气经液氮槽预冷，进入膨胀机膨胀产 冷降温，冷氦气返回以冷却高压的氢或氖，以使其 液化。
采用氦制冷系统与高压系统相比:
优点:
相应地降低了使用压力 缩小了压缩机的尺寸 减小了系统材料的壁厚
不足:
需用两台压缩机
40
图3.25 氦气制冷的氢液化系统
进膨胀机质量流量占总流量比例: x me / m
➢液化率:
.
m f h1 h2 h3 he
y
.
m
h1 hf
x h1 hf
(3.23) (3.24)
➢净耗功:
w m
[T1
(s1
s2
)
(h1
h2
)]
x(h3 he )
(3.26)
we me (h3 h4 )
49
图3.30热力学理想分离系统模型.
50
➢理想气体混合物分离的理论功:
Wi / mm Tm[(ma / mm )Ra ln(Pm / P1a ) (mb / mm )Rb ln(Pm / P1b )]
140.4
氨
239.8
359.1
8
3. 简单林德－汉普逊系统
图3.2 林德－汉普逊系统.
9
图3.3 林德－汉普逊循环的T－S图
10
件
➢热力学第一定律应用于除压缩机外的所有设备，下得到: (
0 (m mf )h1 mf h f mh2
.
mf
.
m
y h1 h2 h1 hf
(3.33)
➢容器的熵变为:
Sc
77.93Rc
D3
(T
3 5
Tf
3)
(3.35)
➢存在漏热: S6 S5 (mc / m6)Sc
(3.37)
➢液化率:
(Sg S5) (mc / m6)Sc y
Sg Sf
(3.39)
➢满液体部分的容积比:
Vf mf f yf
V m66 6 g / f
y
y g / f －1
(3.424)8
3.1.2 气体分离和纯化系统
1. 热力学理想分离系统
半渗透膜：该膜仅允许一种气体自由完全地通过， 而其他气体无法通过。
➢使用这种装置，气体混合时就可以获得输出功，输 入同样的功就可以把他们分开，因此，该过程是个
可逆过程。
方向启动，它仍不能传递足够的能量以获得液体
13
➢林德－汉普逊系统的耗功 :
QR w m(h2 h1)
(3.11)
➢单位质量耗功 :
w/ m T1(s1 s2 ) (h1 h2 ) (3.12)
➢单位质量的液化功:
w mf
w my
(
h1 h1
.
.
mN 2 mN 2 / m z
.
mf
.
.
mf / m
y
(3.30)
(3.31)
37
图3.23 在液氮预冷林德－汉普逊系统中每液化单位质 量氢所需氮的蒸发率与液氮槽温度的关系.
38
14. 用于氖或氢的克劳特系统
图3.24 生产液氢或氖的 液氮预冷克劳特系统
39
15. 氦制冷的氢液化系统
m
(3.21)
22
图3.13 林德双压系统液化功
23
6. 复迭式系统
复迭式系统是预冷系统的展开，由其它制冷 系统来预冷。
优点
第一个用于生产液空的液化装置 系统的性能好 所需压力降低
缺点
系统的每一级循环都必须完全不漏，以防止流体渗 漏
24
图3.14复迭式系统
25
7. 克劳特系统
17. 西蒙氦液化系统
3
1. 基本概念
系 统
单位质量气体的压缩功 w/ m
的 性
单位质量气体液化功
w/ mf
能
参
液化率
数
y mf / m
三者之间的关系是:
(w/ m) (w/ mf ) y
(3.1)
4
循环效率FOM(热力完善度): 通常以理想循 环所需的最小功与实际循环液化功比值作为 评定的标准。
图3.21混合制冷剂 液化天然气系统
33
12. 各种液化系统的性能比较
表3.3 以空气为工质，＝300K，P＝101.3kPa液化系统的比较
34
续上表：
35
13. 用于氖和氢的预冷林德－汉普逊系统
图3.22 适用于液化氖和氢的 液氮预冷林德－汉普逊系统
36
➢取三个换热器、液氮槽、液氢或氖的储罐和节流阀 作为分析系统，针对没有热漏的稳定流动:
和 11
简单的林德－汉普逊 循环不能用于液化氖、氢 和氦:
1. 由于这些气体的 转化温度低于环境温度， 所以无法降温启动。
2. 用林德－汉普逊 系统能够获得降温，通过 低温下节流后完全都是蒸 汽，没有气体被液化。
图3.4 用氦或氢作工作流体简单 林德－汉普逊系统的启动过程
12
图3.5 即使氢或氦的简单林德－汉普逊系统能按正确
h1 h f
(3.15) (3.16)
➢带预冷系统的最大液化率: h6 h3 y max h6 hf
(3.17)
➢假定主压缩机是可逆等温的,附加压缩机是可逆绝 热的.单位质量加工气体压缩耗功:
wi T1(S1 Sf ) (h1 hf ) wi (3.18)
h1 h3 h1 h2
y
i
h1 hf h1 hf
..
➢中间压力蒸汽流率比： i mi / m
(3.19) (3.20)
➢热力学第一定律应用于两个压缩机，单位质量气体 的压缩耗功为:
.
w
. [T1(S1 S3 ) (h1 h3 )] i[T1(S1 S2 ) (h1 h2 )]
点 1 (3.8) ) 的 压
力
和P1 T1 h1 hf
P2 h2 P2
温
➢我们无法改变环境状态,因此系统的性能取决于度压力 p2
要使液化率 y 最大，则必须使 h2最小：
,
h ( P )T T1 0
从 而 决
(
h P
)T T1
(JT
C p )T T1
0
(定了3.10)
41
氢液化器中正－仲氦转换
氢可能存在两种不同的状态:正氢和仲氢
在平衡氢中正氢的浓度主要取决于氢的温度:
➢ 在常温下，平衡氢是75%正氢和25%仲氢的混合物 ➢ 在液氢的标准沸点时，氢的平衡组成几乎全部为 仲氢，占99.8%。
➢当氢气经过液化系统时，气体不可能在热交换器内
保持足够长的时间以建立起一定温度下的平衡氢组成， 结果是液氢由接近环境温度下的正仲氢组成。
(3.5)
➢. 等熵过. 程 S2 Sf
.:
Q R mT1(S2 S1) mT1(S1 Sf )
(3.6)
➢液化气体的理论最小功:
wi T 1(S1 Sf ) (h1 hf ) wi
m
mf
(3.7)
7
表3.1 液化气体的理论最小功 (初始点P=101.3kPa，T=300K)
图3.15 克劳特系统
26
图3.16 理论克劳特系统T－S图
27
➢ 取热交换器、节流阀、气液分离器作为能量分析系 统，该系统没有外部热功交换，对该系统应用热力学 第一定律:
0 (m mf )h1 mf hf mehe meh3 mh2 (3.22)
➢膨胀机的流量比率:
hf h2
)[T1(s1
s2
)
(h1
h2
)]
(3.13)
14
4. 带预冷林德－汉普逊系统
预冷林德－汉普 逊系统:
对简单林德－ 汉普逊系统，当热 交换器入口温度低 于环境温度时，可 以改善简单林德－ 汉普逊系统的性能 指标。
图3.6 液化率随热交换 器入口温度变化关系.
15
图3.7 预冷林德－汉普逊系统
FOM wi wi / mf w w/ mf
(3.2)
实
压缩机和膨胀机的绝热效率
际
压缩机和膨胀机的机械效率
性 能
换热器的效率
参
换热器和管道的压降
数
系统与环境的热交换
5
2. 热力学理想系统
图3.1 热力学理想液化系统. (a) T-S图，(b)系统图6 。
➢稳定物流的热力学第一定律:
16
图3.8 预冷林德－汉普逊循环的T-S图
17
➢应用热力学第一定律
0 (m mf )h1 mrha mf hf mh2 mrhd (3.14)
➢定义制冷剂的质量流率比: r mr m
➢液化率:
y h1 h2 r ha hc
h1 h f
31
10. 采用膨胀机的其它液化系统
双压克劳特:原理与林德双压系统相似。
通过节流阀的气体被压缩至高压 经过膨胀机循环气体仅压缩至中压
图3.20 双压克劳特系统
32
11. 液化系统
自动制冷复迭系统:工作时重组分先冷凝，轻组分后冷 凝的特性，将它们依次冷凝、节流、蒸发得到不同温度 级的冷量，使天然气对应组分冷凝并全部液化。
第三章 低温原理与技术
第一节 气体液化与分离 第二节 低温制冷机 第三节 低温绝热
1
3.1 气体液化与分离
3.1.1 气体液化 3.1.2 气体分离和纯化系统 3.1.3 气体的分离原理 3.1.4 变压吸附 3.1.5 空气分离系统
2
3.1.1 气体液化
1. 基本概念 2. 热力学理想系统 3. 简单林德－汉普逊系统
➢分压比=质量比:
(3.45)
Pm mmRmTm /Vm mmRm
x1
he1 h1 hf
x2
he2 h1 hf
(3.32)
44
图3.27 考林斯氦液化系统
45
17. 西蒙氦液化系统
图3.28 西蒙液化系统
46
图3.29 西蒙液化系统的T－S图
47
➢假定厚壁容器传入热量可逆，同时容器材料的比热
符合德拜表达式:
dQ mcTcdSc CcmcdTc
(3.25)
28
图3.17 克劳特循环单位质量液化功
29
8. 卡皮查系统
图3.18 卡皮查系统.
卡皮查循环：带有高效率透平
膨胀机的低压液化循环。它采用
低压力，等温节流效应及膨胀机
焓降均较小。
30
9. 海兰特系统
海兰特循环：带高压膨胀机的气体液化循环。实际上 它也是克劳特循环的一种特殊情况。
图3.19 海兰特系统
0 mN2 hc (m mf )h1 mf hf mN2 ha mh2 (3.28) ➢单位质量压缩氢或氖所对应的氮的蒸发率:
z mN2 / m
(3.29)
h2 h1 h1 hf
z
y
hc ha hc ha
➢单位质量液化氢或氖下氮的蒸发率:
42
图3.26 正仲氢转化布置
43
16. 考林斯氦液化系统
➢早期氦液化器采用液氢作为预冷剂,如带预冷林德 －汉普逊系统可以用来液化氦气。
考林斯氦液化器是克劳特系统的进一步发展具 有低温工程里程碑。
取除氦压缩机及膨胀机外的所有部件作为分析 系统，对该稳定流动系统应用热力学第一定律:
y
h1 h2 h1 hf
气体名称
沸点(K)
理论最小功(kJ/kg)
氦－3
3.19
8178
氦－4
4.21
6819
氢
20.27
12019
氖
27.09
1335
氮
77.36
768.1
空气
78.8
738.9
一氧化碳
81.6
768.6
氩
87.28
478.6
氧
90.18
635.6
甲烷
111.7
1091
乙烷
184.5
353.1
ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ丙烷
231.1
4. 带预冷林德－汉普逊系统
5. 林德双压系统 6. 复迭式系统 7. 克劳特系统
8. 卡皮查系统 9. 海兰特系统
10. 采用膨胀机的其它液化系统 11. 液化系统 12. 各种液化系统的性能比较 13. 用于氖和氢的预冷林德－汉普逊系统
14. 用于氖或氢的克劳特系统
15. 氦制冷的氢液化系统
16. 考林斯氦液化系统
m
mf
18
图3.9 液化率与极限液化率 随制冷剂流率的变化。
图3.10 带预冷林德－汉普 逊系统单位质量氮气液化19功
5. 林德双压系统
图3.11 林德双压系统
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图3 .12 林德双压系统T－S图
21
➢ 取热交换器，两个气液分离器，二个节流阀，作为 热力分析系统，针对稳定流动，根据能量守恒原则， 可得液化率为:
Qnet Wnet
.
m(
h
v
2
/
2
gz
)
.
m(
h
v
2
/
2 gz )
(3.3)
out
in
➢通常动能和势能的变化相对于焓变而言小得多:
.
Q net
. W
net
.. ..
mh mh
out
in
(3.4)
➢理想系统时:
. ..
.
Q R wi m( hf h1 ) m( h1 hf )
氦制冷机采用改进的克劳特系统，在循环中 氦气并不被液化，但达到的温度比液氢或氖更低。
压缩氦气经液氮槽预冷，进入膨胀机膨胀产 冷降温，冷氦气返回以冷却高压的氢或氖，以使其 液化。
采用氦制冷系统与高压系统相比:
优点:
相应地降低了使用压力 缩小了压缩机的尺寸 减小了系统材料的壁厚
不足:
需用两台压缩机
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图3.25 氦气制冷的氢液化系统
进膨胀机质量流量占总流量比例: x me / m
➢液化率:
.
m f h1 h2 h3 he
y
.
m
h1 hf
x h1 hf
(3.23) (3.24)
➢净耗功:
w m
[T1
(s1
s2
)
(h1
h2
)]
x(h3 he )
(3.26)
we me (h3 h4 )