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1、第五章气体液化循环第一节气体液化的热力学理想循环和系统性能参数5.1气体液化的热力学理想循环气体液化的热力学理想循环是指由可逆过程组成的循环，在循环的各过程中不存在任何不可逆损失。如图3-4所示，设欲液化的气体从与环境介质相同的初始状态0、一（点1）转变成相同压力下的液体状态0、T0（点0）,气体液化的理想循环按下述方式进行：先将气体在压缩机中等温压缩到所需的高压P2,即从点1沿12线到达点2（P2、W所示状态；然后，在膨胀机中等燧膨胀到初压0,并作外功，即从点2沿20线到达0（pi、7b）所示状态而全部液化。此后，液体在需要低温的过程中吸热气化并复热到初始状态，如图3-4中的031过程，使气
2、体恢复原状。不过这一过程不是在液化装置中进行。图3-4热力学理想气体液化系统循环所耗的功等于压缩功与膨胀功的差值。因为压缩过程和膨胀过程都是可逆的，则12压缩过程消耗的功最小,20膨胀过程所作的功最大。因此，采用理想循环使气体液化的过程所需消耗的功最小，minco(3.16)wco=s-)-(1-)(3.17)wp=2-h0(3.18)将开口系统等温压缩功吃及绝热膨胀功匕的表达式代入上式可得Wmin=TIG-So)-Sl-%)(3.19)式(3.19)表明，气体液化的理论最小功仅与气体的性质及初、终状态有关。对不同气体，液化所需的理论最小功不同。表3-2列出了一些液化气体(Ikg和ID所需的理
3、论最小功的数值。表3-2一些气体液化的理论最小功WnJ2气体匕-%理论最小功卬ninkJ/kgkJ/kgkWh/kgkWh/1.空气427.1741.70.2060.18氧407.1638.40.1770.201氮433.1769.60.2130.172氤273.6478.50.1320.184氢3980119003.310.235氢156268501.90.237M371.213310.370.445甲烷91511100.3070.13注：空气、氧、氮与氤的初态参数为0=l5pa,T=303K;氢、氮、窟、甲烷的初态参数为P尸101.3kPa,T=303K0气体液化循环完全由可逆过程组成时所
4、消耗的功最小，称为气体液化的理论最小功。实际上，由于组成液化循环的各过程总是存在不可逆性（如节流、存在温差的热交换、散向周围介质的冷损等），因此任何一种理论上的理想循环都是不可能实现的。实际采用的气体液化循环所耗的功，总是显著地大于理论最小功。此外采用图3-4所示循环虽然可以将状态点1的气体一次性完全液化但此时的P2是实际设备无法承受的，如用该系统来液化氮时，P2高达70-80Gpa,故理想液化循环实际上是无法实现的。然而，理论循环在作为实际液化循环不可逆程度的比较标准和确定最小功耗的理论极限值方面具有其理论价值。气体液化循环的性能指标在比较或分析液化循环时，除理论最小功外，某些表示实际循环经
5、济性的系数也经常采用，如单位能耗匹0、制冷系数八循环效率”。M。单位能（功）耗WO表示获得Ikg液化气体需要消耗的功。W0=-（3.20）y式中w加工Ikg气体循环所耗的功（kJkg加工气体）；y液化系数，表示加工Ikg气体所获得的液化量。制冷系数为液化气体复热时的单位制冷量饮与所消耗单位功坟之比，即=（3.21）每加工Ikg气体得到的液化气体量为ykg,故单位制冷量可表示为%=），（%-%）（kJkg加工气体）（3.22）故Sio)(3.23)W循环效率(或称热力完善度)FOM说明实际循环的效率同理论循环效率之比。低温技术中广泛应用循环效率来度量实际循环的不可逆性和作为评价有关损失的方法。循
6、环效率定义为实际循环的制冷系数(分,)与理论的制冷系数(必)之比，即FOM=.(3.24)%显然，FoM总是小于Io/OM值越接近于1,说明实际循环的不可逆性越小，经济性越好。循环效率可以用不同的方式表示。由于相比较的实际循环与理论循环的制冷量必须相等，因此式(3-23)可写成FoM=(%/%，)/(%/%)=手(3.25)于是，循环效率可表示为理论循环所需的最小功与实际循环所消耗的功之比。此外在实际液化系统中反映部件的性能参数有如下一些：(1)压缩机和膨胀机的绝热效率；(2)压缩机和膨胀机的机械效率；(3)换热器的效率；(4)换热器和管道的压降；(5)设备与环境的换热量。第二节空气、氧、氮和
7、氧的液化空气、氧、氮、氮的热力性质相近，故它们的液化循环类型亦相似。它们的液化循环有四种基本类型：节流液化循环、带膨胀机的液化循环、利用气体制冷机的液化循环及复叠式液化循环。前两种液化循环在目前应用最为普遍。节流液化循环是低温技术中最常用的循环之一。由于节流循环的装置结构简单，且运转可靠，这就在一定程度上抵消了节流膨胀过程不可逆损失大所带来的缺点。本节以讨论空气的液化循环为主。1 简单1.inde-Hampson系统1.l概述1895年德国1.inde和英国HamPSon分别独立地提出了一次节流循环，因此文献上也常称之为简单1.inde-Hampson循环。其流程图及7-s图如图3.5所示。图
8、3-51.inde-Hampson系统图及T-S图为了便于分析系统的性能，先讨论理论循环（除节流阀外，没有不可逆压降；没有漏热；无热交换不完善损失）。常温、常压0下的气体等温压缩至P2,TT图上用等温线1-2表示；随后高压气体在热交换器中被节流后的返流气体（点5）冷却至温度心（点3）,这是一个等压冷却过程，用等压线2-3表示；然后高压气体经节流阀膨胀至常压0（点4）,温度降至0压力下的饱和温度，同时部分气体液化，节流过程用等焰线34表示；节流后产生的液体（点0）自气液分离器引出作为产品；未液化的饱和气体（点5）从气液分离器引出返回流经热交换器，以冷却节流前的高压气体，自身被加热至常温TV（点）
9、,用等压线51，表示，至此完成一个气体液化循环。1.2 1.inde-Hampson系统的启动过程如前所述，必须将高压空气预冷到一定的低温，节流后才能产生液体。因此，循环开始时需要有一个逐渐冷却的过程,或称起动过程。图3.6示出该循环逐渐冷却过程的TT图。图3-61.inde-Hampson系统启动过程的T-S图空气由状态Y等温压缩到状态2,24,为第一次节流膨胀，结果使空气的温度降低幽。节流后的冷空气返回流入换热器以冷却高压空气，而自身复热到初始状态1，。高压空气被冷却到状态3,（T；）,其温降为M。第二次节流膨胀从点3,沿3，4等焰线进行，节流后达到更低的温度埒。此时低压空气的温降为（M+
10、纳），当它经过换热器复热到初态1，时，可使新进入的高压空气被冷却到更低的温度7；（状态3），其温降接着是从点3沿3一4咕进行的节流膨胀等等。这种逐渐冷却过程继续进行，直到高压空气冷却到某一温度T3（状态3）,使节流后的状态进入湿蒸气区域；若此时两股空气流的换热已达到稳定工况，则起动过程结束，空气液化装置开始进入稳定运转状态。1.3 实际循环实际的1.inde-Hampson系统同理论循环相比存在许多不可逆损失，主要有：（1）压缩机中工作过程的不可逆损失;（2）换热器中不完全热交换的损失，也称跑冷损失。由于这些损失的存在，使循环的液化系数减小，效率降低。下面在考虑这些损失的条件下进行循环的分析和
11、计算。设不完全热交换损失为伏（kJkg加工空气），它由温差t=7m确定（如图35）。通常假定返流空气在7；与力之间的比热是定值，则设跑冷损失为衣，其与装置的容量、绝热情况及环境温度有关。至于压缩机的不可逆损失，一般由压缩机的效率予以考虑。选取图3-5中点划线包围的部分为热力系统，加工空气量为1kg,得下列热平衡方程式%+%=%+O-（3.26）而%=居一Cp（Tl,-Tl）=h-1ypr由此可得实际液化系数（%+%）=一牛（kgkg加工空气）（3.27）片一%片一%循环的实际单位制冷量-）=-MT-Zq（kJkg加工空气）（3.28）从式（3.27）、（3.28）可见，实际循环的液化系数及制冷
12、量的大小取决于-同冽的差值；若实际循环的等温节流效应-恻不能补偿全部冷损q时，则不可能液化气体。若压缩机的等温效率用力表示，则对Ikg气体的实际压缩功为（kJkg加工空气）（3.29）_W7._RTnp2p.W-Ht%实际单位能耗（；一O）Rnn也(kJkg液空)(3.30)_卬_PlWo,pr=.YprM-Xn-Zq）循环实际制冷系数(3.31)_q.pr_7（-41一q）-WPrRTMpjp循环效率PrFOM=*小式中，理论液化循环的制冷系数为（按图5-3所示状态）(3.32)_q04_%WminT（S；TO）-（%-%）(3.33)所以P实际循环的性能指标的主要参数如高压（P2）、初压（
13、pi）、换热器热端温度（T）有密切关系，现分别进行讨论如下。1 .高压P2对循环性能的影响当初压PI及进换热器的高压空气的温度不变，则高压压力的变化直接影响循环的性能指标。图3-7示出当T=303K,PI二98kPa,尸11.5kJ/kg加工空气，力=0.59时，对不同高压P2的计算结果。由图可见：a）随着p2的增高，4、%及“均增大;显而易见,FoM也增加；b）单位能耗Wow随p2的增高而不断减少；C)只有当高压达到一定值时，才能获得液化气体；图中显示只有P2超过600OkPa时，液空的积累才有可能。90$7050330100.08OJr-胡0.06Ha一“004-X0.02图3-71.in
14、de-Hampson系统的特性2 .初压pi对循环性能的影响当P2及T给定时，初压Pl的变化将使外、等参数随之变化。表3-3列出空气在P2=i9.6K)3w,T=293K及不同PI时循环的特性，其中=一代表简单1.inde-Hampson循环的Wt理论制冷系数。由表3-3可看出：随PI增加，-A%减少的幅度不如功耗减少的大，故显著增大。相应地循环效率FOM增加，单位能耗降低。由此看来提高初压Pl能够改善循环的经济性。表3-3不同初压pi时循环的e(T=293K,P2=19.6x103.)Pl(kPa)984.9XlO39.8XlO3-Ah(kJ/kg)37.526.915.9w(kJkg)44
15、5.5116.658.30.08420.2310.273空气在T=288K时-P1.P2关系更详细的分析数据如图3-8所示。由图可见，对应于每个Pl值，有一个相应的最大理论制冷系数皿及P2值，%”点的转迹如图中虚线的右段。p2(io2)I一PllxiO2kPaII-Pl10xi02kPaIV一Pl5QxlO2kPaV-Pl=100XloawIII-P1=25x102PVIIimPl=P2此外，当P2一定时，Pl越高则C越大，因此最佳的Pl值应尽可能高甚至接近P2,这样也将达到最佳值。因此，适当地提高Pl以减少循环压力范围可以提高理论制冷系数。图3-81.inde-Hampson一乩一生关系图3
16、 .换热器热端温度T和的关系降低高压空气进换热器的温度T对增加等温节流效应-%有明显的作用。图3-9表示了空气在Pl=IXK)25外“2=200x102.、不同T时的-A-值。图3-9换热器热端温度T与-期的关系综上所述可得下列结论：对于简单1.inde-Hampson液化循环，为改善循环的性能指标，可提高P2,对于空气P2(2()-22)103;可在保证所需循环制冷量及液化温度的条件下，适当提高初压pi,从而减小节流的压力范围；可采取措施降低高压空气进入换热器的温度，以提高液化系数。3.2预冷1.inde-Hampson系统根据前述结论可知，降低换热器热端高压空气的温度可以提高循环的经济性。
17、为此除利用节流后的低压返流空气外，还可采用外部冷源预冷，以降低进入换热器的高压空气的温度。对于空气1.inde-HamPSon液化循环，一般采用氨或氟利昂制冷机组进行预冷，可使进出换热器的高压空气温度降至-40-50o采用这一措施组成的液化循环称为预冷的1.inde-Hampson循环。图3-10有预冷的1.inde-Hampson液化循环的系统图及T-S图图3-10绘出了有预冷的1.inde-HamPSOn液化循环的系统图及Tt图。图中I预换热器；II主换热器；III制冷设备的蒸发器。为高压气体在换热器/中的放热量，q为高压气体在换热器中的放热量，%.为高压气体在换热器/中的放热量。设加工I
18、kg空气时生产依的液空，制冷蒸发器供给的冷量为心。将装置分成ABCD与CDEF两个热力系统，其跑冷损失分别为4与4；换热器I和II的不完全热交换损失为4和4，则有4 =（1-%）（力；-。）（3.34）城=。-%）（4-4）（3.35）由ABCD系统的能量平衡得生+（1）力8+=+（l-ypr）z1+qoc（3.36）将媪代入上式可得（1一%。%一%=（1一丫3川-q!+qc一比一q；（3.37）由CDEF系统的能量平衡得(i-y*)%+为,%=儿+成（3.（38） 联解式（3.37）、（3.38）求得循环的实际液化系数二阳一2）十“一（+夕；+&）=-A+夕”一（夕;+/3）（k/k加工空气
19、）Pr必一%（3.（39）式中&+&=%整个系统的跑冷损失。循环的实际单位制冷量%,“=丁”（；-%）=-7+夕”-+%）（kJkg加工空气）（3.（40）将4代入式（3.38）可得循环实际液化系数的另一表达形式丫=（%-%）-（4+嫉）=一酱-（以+/）（kJkg加工空气）其中-4是在,温度下空气从P2到Pl的等温节流效应（3.（41）将（3.40）、（3.41）同式（3.28）、（3.27）比较可知:在pi、P2与T相同的情况下，有预冷的1.inde-Hampson循环的实际制冷量及液化系数比没有预冷的1.inde-Hampson循环大，制冷量所大的值即为预冷设备输入的冷量/;液化系数的增
20、大是由于在较低温度（T4）下的等温节流效应增加了，即-A%4-,同时分母的（%-%）（%-%），而冷损同样是比较小的。由此可见，/乍为一种附加冷量，借助主换热器及节流阀转化到更低的温度水平，增加了循环的制冷量和液化系数。而始是在较高的温度（-40-50C）下产生的冷量，它所需的能量消耗比起在液化温度下产生相同冷量的能耗要小得多，因此采用预冷提高了循环的经济性。制冷设备供给的冷量可以将以代入式（3-37）求得qoc=（%-%）-（月一4）+%（一4）+包-4）+4=（-4）（）ypr（；一4）+（q；一=WRw（kJ/kg加工空气）（3.43）式中，WAW由式（3.30）给出，叫W可从下式求得W
21、x2-（3.44）q。.Per式中心单位功耗获得的预冷冷量（kJ/kJ），即制冷循环的制冷系数。故生产Ikg液空的单位能耗为Rnn也WS=(W”+吗?.)/%=-+ql(kJ/kg液空)tlyprq。.PeryPr(3.45)图3-11示出当T=303KP,=98kPa、4=11.5jU/依力口工空气、预冷温度为288K、%=o.59时，不同Wj压下有预冷的1.inde-Hampson循环的特性曲线。图3-11有预冷的1.inde-HamPSon循环的特性曲线图比较图3.7和图3.11可以看出，在相同情况下，采用预冷后循环的实际液化系数”、制冷系数.提高了，而单位能耗叱”降低了，相应地循环效率
22、FOM也将增加。Claude系统1.inde-Hampson系统是利用焦耳-汤姆逊膨胀来获得温降的，而ClaUde系统是利用气体绝热膨胀，即使气体进入膨胀机膨胀并对外作功获得大的温降及冷量。1工作过程及性能指标的计算工作过程1902年法国的Claude首先实现了带有活塞式膨胀机的空气液化循环，其流程图及T-S图如图所示。图3-16Claude系统的流程图及T-S图Ikg温度Ti、压力p（点1）的空气，经压缩机K等温压缩到P2（点2）,并经换热器I冷却至T3（点3）后分成两部分：一部分Vekg的空气进入膨胀机E膨胀到pi（点4）,温度降低并作外功，而膨胀后气体与返流气汇合流入换热器I1.I以预冷
23、高压空气；另一部分匕（1-匕）kg的空气经换热器n、In冷至温度T5（点5）后，经节流阀节流到p（点6）,获得“依液体，其余（V1.yQkg饱和蒸气返流经各换热器冷却高压空气。性能指标的计算设系统的跑冷损失为私；不完全热交换损失为。由图中ABCD热力系统的热平衡方程式得匕%+%=yprK+匕为+U-YprM(3.52)因=(l-)(-4)(3.53)所以外+匕丸+%=力人+V,h3+(-yfM-q1(3.54)从而可求得实际液化系数,=(h；2)+匕(/?34)(%+%)_-2Tl+V&3-l)-g(kgkg加工空气)(3.55)循环的单位制冷量r=ypr(-)=-+-)-(kJkg加工空气)
24、(3.56)在理想情况下，气体在膨胀机中的膨胀过程是等皤过程，如图中彳.,线；实际上由于气体在膨胀机中流动时存在多种能量损失；外界的热量也不可避免地要传入，因此膨胀机的实际膨胀过程是有爆增的过程，如图中的三线所示。衡量气体在膨胀机中实际膨胀过程偏离等燧膨胀过程的尺度，称为膨胀机的绝热效率(%),它可用膨胀中膨胀气体实际熔降与等燧膨胀焰降之比来表示，即上b=g1.(357)%一因此式(3-55)、(3-56)亦可写为%=一%;丫*一物(kgkg力口工空气)(3.58)q,pr=-h2+匕M/-/(kJ/kg加工空气)(3.59)将式(3.58)、(3.59)与式(3.39)、(3.40)比较可以
25、看出，Claude循环比1.inde-Hampson循环的实际液化系数和单位制冷量大。在ClaUde循环中，制冷量主要由膨胀机产生，其次为等温节流效应。Claude循环消耗的功应为压缩机消耗的功与膨胀回收的功之差，即W=Inp01px-Vehssm(kJkg加工空气)(3.60)%式中/一一膨胀机的机械效率。由式(3.58)及(3.60)即可求出制取Ikg液空所需的单位能耗WS。分析以上各式可知，高压压力P2、进入膨胀机的气量%以及进膨胀机的高压空气温度3不仅影响循环的性能指标%、q“等，还将影响系统中换热器的工况，下面分别进行讨论。循环性能指标与主要参数的关系当P2与T3不变时，增大膨胀量V
26、e,膨胀机产冷量随之增大，循环制冷量及液化系数相应增加。但Ve过分增大，去节流阀的气量太少，会导致冷量过剩，使换热器11偏离正常工况。当Ve与T3一定时，提高高压压力P2,等温节流效应和膨胀机的单位制冷量均增大，液化系数增加。但过分提高P2,会造成冷量过剩，冷损增大，并因冷量浪费而使能耗增大。当P2与Ve一定时，提高膨胀前温度T3,膨胀机的焰降即单位制冷量增大，膨胀后气体的温度T4也同时提高，而节流部分的身压空气出换热器II的温度（T8）和T4有关，若T3太高，膨胀机产生的较多冷量不能全部传给高压空气，导致冷损增大，甚至破坏换热器11的正常工作。在上述讨论中，都假定两个参数不变，而分析某一参数
27、对循环性能的影响。但是在实际过程中三个参数之间是相互制约关系，因此在确定循环系数时几个因素要同时加以考虑，才能得到最佳值。图3-17示出制取Ikg液空时P2、%及的关系曲线。曲线是在换热器1.II热端温差为10K,跑冷损失0=8.37kJ/kg加工空气，压缩机等温效率%=06,膨胀机绝热效率么=0.7,膨胀机机械效率=0.7,膨胀后压力p=98kPa的情况工作出的。从图可以看出，在CIaUde空气液化循环中，p2值较高和节流量4值较小时单位能耗较低。图3-18示出Claude空气液化循环中最佳的膨胀前温度T3及节流量4与高压压力P2的关系曲线。作图条件与图3-17相同。543654321098
28、761111A14A20.10.20.30.40.50.60.70.80.9%（卷j加工空气）IP2=20xl03P11Pz=1010%为IIIP2=610PTV2=4xlCP上FaVP2=3x103PTs9即在冷端出现负温差，此时换热器的最小温差在冷端，需由点8向右作平行于横坐标的线段，取面而，得点4,作点4作垂线与心=*0直线交于点g,贝。=百/刘。此时换热器各截面的温差为前线与雪2=/(T)曲线间水平线的距离。用上述方法在GA图上图解求得夕值，贝U%=1双/,=1一以1一匕)(3.67)将上式代入式(5-58),经整理可得y_(K-他-Eq(368)伙片-%)-Mz将求出的匕再代入式(5
29、-67),得到或者，将=号代入式(5-58),即可得_伙;-)+(4T)AA-陀q(369)*M-)-M.然后由夕值求出,再求匕。现在采用Claude循环的空气液化装置一般不设置第HI换热器，其GM-T图如图3-21所示。点。表示膨胀前空气状态(已知温度)。假设出换热器11的低压返流空气温度为Tb(点b),则在换热器II中Ikg返流空气传出的冷量是qo=W。为了使高压空气冷却到接近于返流空气的温度(通常取温差5K),必须使低压返流空气量与高压空气量的比值等于因，cd即”也或4=匕上。求出夕值后，就可从式(3.68)及式(3.67)CdVlh算出坏人(或K)和值。既然返流空气离开换热器II的温度
30、/不知道，因此不得不先假定返流空气量等于全部空气量进行上述初步计算。这样求出的心和、是第一次近似值。知道后就能比较准确地确定gJ=Wg=JX1(1-y)dT直线的位置，重新求得乙和“值，所得的值已有足够的准确度，不必进行第二次校正。图321确定Claude循环的节流空气量ClaUde空气液化循环应用于中、小型空分装置，一般压力范围为(1.54.0)103kPa,采用活塞式或透平膨胀机，带有预冷的CIaUde循环可使制冷量增大，单位能耗降低，由于冷量充足可以获得更多液态产品，一般用于生产液氧、液氮的装置。例题4试计算Claude空气液化循环的实际液化系数及单位能耗Wa，已知条件如下：高压压力P2
31、=6000ZRz;膨胀后的空气为干饱和空气，压力p=600HZ;低压压力小=100kPa(它们分别对应与液化系统相连的精微塔的下塔和上塔压力)；环境温度T=3O3K,换热器I热端温差=5K；膨胀机绝热效率Z=().65,机械效率m=0.8,压缩机等温效率7=0.6；跑冷和不完全热交换损失之和Zq=I1.5ZJ/kg加工空气。解：首先确定膨胀前空气的温度(T3)，为此，在空气的-S图上(如例图Ia所示)，从Pi=600左&的等压线与干饱和蒸汽线的交点4引水平线，任意截取线段而，过点b作而的垂线，取线段而使其符合反/应=-=K的关系。曲线与p,二6000女尸的等1-(0.35压线交于点3,点3即为
32、膨胀前的状态。由图求得膨胀前空气温度7；=183K。G%XOZTEXO9-至xszK40Ga三x52201XZ1.qIX寸1.岑XOK21(a)例图I(b)在GM-T图上作小=600ZP、Ikg空气的外2=7(T)曲线和Pl=100SaIkg空气的力,=以7)直线,如例图Ib所示。qpx=Hr)线的冷端温度为返流压力下空气的饱和温度,等于81.8K。先按照保证高压空气与返流低压气体之间进行正常换热的条件确定通过换热器的节流量%,。为此从n=183K的点a作水平线嬴，显然线段比嬴/莉=。从例图21一%求得嬴/嬴=0.263.即ly“二3；y=l一0.38乙。U.Zo3按3查空气的T-s图求出膨胀
33、机的实际焰降为shs=3-A4=54.5。/左g7=303K时的等温节流效应为-AhT=VlkJIkg按式(3.58)可得l-3.8ft=12+(1-J54.5-11.5303+127由此得%,=0.237Ag/Ag加I工空气则ypf=l-3.80.237=0.0994Zg/Ag加工空气因为对于Ikg的高空气压来说,实际的低压返流量是=1-0.0994=0.9006kg此低压返流线应该位于以Ikg低压气体为基准的原始线%,=-(T)的下面,所以对上面所求得的值必须进行修正，为此，在例图Ib上另作1-%.=0.9006kg的”=3T)直线,即方。点e温度(=115K,从点e作国平行于正,修正后的
34、流量比为夕=s=刍4.8即=14.8%Vlhnm将以上数据代入式(3.58)得一.必J2+(f,)x545-11.5“303+127%=0.187Zg/Zg加工空气jpr=1-4.8x0.187=0.1024Zg/Ag力口工空气所得与第一次得相差约3%,不需再次修正。制取Ikg液空的能耗为Wo,prWpr二RTIn2/P-(1Kh)AhEEmypr11ypr0.2872X303In-(l-0.187)54.50.8=1000.6x0.1024=5222AZg液空Kapitza系统1937年苏联的卡皮查实现了带有高效率透平膨胀机的低压液化循环，即Kwitza循环。其流程图及T-S图见下图。图Ka
35、pitza循环的流程及T-S图空气在透平压缩机中等温压缩到500600Kpa,经换热器I冷却到T3（点3）后分为两部分，大部分空气进透平膨胀机E膨胀100KPa,温度降到T4（点4）,而后进入冷凝器C的管内并输出冷量，使由膨胀机前引入冷凝器管间的小部分压力为500600Kpa的空气液化（点5）。冷凝液经节流阀节流至100KPa,节流后产生的液体作为产品放出，其余的饱和蒸气同膨胀机出来的冷空气混合，经冷凝器C和换热器I回收冷量后排出。卡皮查循环亦是ClaUde循环的一种特殊情况。它采用的压力较低，其等温节流效应与膨胀机绝热焰降均较小，循环的液化系数不可能超过5.8%2oKapitza低压循环所以
36、能实现,是因为采用了绝热效率高的透平膨胀机，通常小可达0.80.82,以及采用了效率高的蓄冷器（或可逆式换热器）进行换热并同时清除空气中的水分和二氧化碳。KaPiIZa循环的液化系数”单位制冷量成必和功耗的计算式与CIaUde循环相似，参见式（3.55）、（3.56）及（3.60）.Kapitza低压循环流程简单,由于采用透平机械，单位能耗小，金属耗量及初投资降低，操作简便，广泛用于大、中型空分装置。Heylandt系统从Claude循环特性可知，提高循环压力必可降低单位能耗；提高膨胀前温度，可增加绝热焰降和绝热效率。因此德国HeyIandt1906年提出了带高压膨胀机的气体液化循环即HeyI
37、andt循环，实质上它是ClaUde循环的一种特殊情况（如图所示）。图Heylandt液化循环流程及T-S图在Heylandt循环中，空气被压缩至（1620）IO3Kpa的较高压力，且部分高空气（Ve）不经预冷而直接进入膨胀机；另一部分（%l=l-匕）进入换热器【、11冷却后节流产生液体。海兰德循环的液化系数力,、单位制冷量或W和功耗的计算公式与CIaUde相似，参见公式（3.55）、（3.56）及（3.60）。采用膨胀机的其他液体系统为进一步改善基本Claude系统的性能，有许多研究者提出了许多修改系统，图给出一个双压ClaUde系统，其原理与1.inde双压系统相似。在该系统中，仅通过节流
38、阀的气体被压缩至高压，经过膨胀机的循环气体仅压缩至中压。因此，可以降低单位质量液化功。图双压Clallde系统示意图及Tt图甲烷及天然气液化循环天然气中甲烷的含量通常约在80%以上，经预处理后甲烷的相对含量还要高。因此天然气的性质与甲烷相近。以甲烷为主的天然气液化后的体积只有原来的1/625左右，因此，对天然气进行液化是大量贮存和远距离输送的一种经济而有效的方法。天然气的液化技术始于1914年，但到1940年才在美国建成世界上第一座工业规模的天然气液化装置。从六十年代开始，天然气液化工业发展迅速。目前天然气液化循环主要有三种类型：复叠式制冷液化循环（或称“逐级式”、“阶式”循环）、混合制冷剂液
39、化循环和带膨胀机的液化循环。复叠式制冷的液化循环这是一种常规的循环，它由若干个在不同低温下操作的蒸气制冷循环复叠组成。对于天然气的液化，一般是由丙烷、乙烯和甲烷为制冷剂的三个制冷循环复叠而成，来提供天然气液化所需的冷量，它们的制冷温度分别为-45,100及一160。该循环的原理流程如图3-26所示。净化后的原料天然气在三个制冷循环的冷却器中逐级地被冷却、冷凝液化并过冷，最后用低温泵将液化天然气（1.NG）送入贮槽。复叠式液化循环属于蒸气制冷循环，工作压力较低，制冷剂在液态下节流不可逆性小，实际单位能耗W约为0.32kw.hNm3原料气，是目前热效率最高的一种天然气液化循环。止匕外，制冷循环与天然气液化系统各自独立，相互影响少，操作稳定。但由于该循环机组多，流程系统复杂，对制冷剂纯度要求严格（否则将会引起温度工况变化），且不适用于含氮量较多的天气，这些均限制了此循环在天然气液化邻域的应用。图3-26复叠式制冷液化循环原理流程
