Claude系统 Linde- 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。 1 64s7 6 T B 图3-16 Claude系统的流程图及T-s图 lkg温度T1、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V恕的空气进入膨胀机E膨胀到p1(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Ⅱ、I以预冷高压 空气;另一部分Vn=(1-kg的空气经换热器Ⅱ、Ⅲ冷至温度Ts (点5)后,经节流阀节流到pi(点6),获得yk液体,其余(h-y) kg饱和蒸气返流经各换热器冷却高压空气
Claude 系统 Linde-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 3-16 Claude 系统的流程图及 T-s 图 1kg 温度 T1、压力 p1（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 Ve kg 的空气进入膨胀机 E 膨胀到 p1（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 II、I 以预冷高压 空气；另一部分 (1 ) Vth = −Ve kg 的空气经换热器 II、III 冷至温度 T5 （点 5）后，经节流阀节流到 p1(点 6)，获得 pr y kg 液体，其余（ th pr V − y ） kg 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q3;不完全热交换损失为q2。由图中 ABCD热力系统的热平衡方程式得 h2+veh4+g3=ypr ho+veh,+(1-yor )h, (3.52) (1-yor)(h,,) (3.53) 所以h2+h4+q3=ymh+1h3+(1-ypm)-2(354) 从而可求得实际液化系数 (h-h2)+(-h)-(q2+q1)-Mh+1(h-h) h1-h0 (kg/kg加工空气) (3.55) 循环的单位制冷量 qm=ym(4-h)=Mh2+(2-h)-(kJ/kg加工空气)(3.56 在理想情况下,气体在膨胀机中的膨胀过程是等熵过程,如 图中3-4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 程是有熵增的过程,如图中的3-4线所示。 衡量气体在膨胀机中实际膨胀过程偏离等熵膨胀过程的尺 度,称为膨胀机的绝热效率(n),它可用膨胀中膨胀气体实际焓 降与等熵膨胀焓降之比来表示,即 7 一h鸟-h (3.57) h,-h4s Ah 因此式(3-55)、(3-56)亦可写为 M+VM,7,-2q (kgkg加工空气) (3.58) hi-ho
性能指标的计算 设系统的跑冷损失为 3 q ；不完全热交换损失为 q2 。由图中 ABCD 热力系统的热平衡方程式得 2 4 3 0 3 1 h +Ve h + q = y prh +Ve h + (1− y pr )h （3.52） 因 (1 )( ) 1 / q2 = − y pr h1 − h （3.53） 所以 2 / 2 4 3 0 3 1 h +Ve h + q = y prh +Ve h + (1− y pr )h − q （3.54） 从而可求得实际液化系数 0 / 1 3 4 0 / 1 2 3 4 2 3 / 1 ( ) ( ) ( ) ( ) 2 h h h V h h q h h h h V h h q q y T e e p r − − + − − = − − + − − + = （kg/kg 加工空气） （3.55） 循环的单位制冷量 q pr = y pr (h − h0 ) = −hT +Ve (h3 − h4 ) −q / 0, 1 2 （kJ/kg 加工空气） （3.56） 在理想情况下，气体在膨胀机中的膨胀过程是等熵过程，如 图中 s 3 − 4 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 程是有熵增的过程，如图中的 3 − 4 线所示。 衡量气体在膨胀机中实际膨胀过程偏离等熵膨胀过程的尺 度，称为膨胀机的绝热效率（ s ），它可用膨胀中膨胀气体实际焓 降与等熵膨胀焓降之比来表示，即 s s s h h h h h h h − = − − = 3 4 3 4 3 4 （3.57） 因此式（3-55）、（3-56）亦可写为 0 / 1 2 h h h V h q y T e s s pr − − + − = （kg/kg 加工空气） (3.58)
q0m=-Mh2+V△hn-xq(kJ/kg加工空气) (3.59) 将式(3.58)、(3.59)与式(339)、(340)比较可以看出, Claude循环比 Linde-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 RT m2/B-Mhnn(kJ/kg加工空气)(360) 式中n——膨胀机的机械效率。 由式(3.58)及(360)即可求出制取1kg液空所需的单位能耗 分析以上各式可知,高压压力p2、进入膨胀机的气量v以及 进膨胀机的高压空气温度73不仅影响循环的性能指标ν、qm、 r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T不变时,增大膨胀量Ⅴ,膨胀机产冷量随之增大, 循环制冷量及液化系数相应增加。但过分增大,去节流阀的气 量太少,会导致冷量过剩,使换热器Ⅱ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V一定时,提高膨胀前温度T3,膨胀机的焓降即单 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 高压空气出换热器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Ⅱ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
q0, pr = −hT 2 +Vehs s − q （kJ/kg 加工空气） (3.59) 将式（3.58）、（3.59）与式（3.39）、（3.40）比较可以看出， Claude 循环比 Linde-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 e s s m T pr Inp p V h RT w = 2 / 1 − （kJ/kg 加工空气） （3.60） 式中 m——膨胀机的机械效率。 由式（3.58）及（3.60）即可求出制取 1kg 液空所需的单位能耗 wo, pr。 分析以上各式可知，高压压力 p2、进入膨胀机的气量 Ve 以及 进膨胀机的高压空气温度 T3 不仅影响循环的性能指标 pr y 、qo, pr 、 wpr 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 Ve，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 II 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，膨胀机的焓降即单 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 高压空气出换热器 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 II 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1kg液空时n2、V及vnp的关系曲线。曲线 是在换热器I、Ⅱ热端温差为10K,跑冷损失q3=8.37kJ/kg加工空 气,压缩机等温效率η=06,膨胀机绝热效率η=07,膨胀机机械 效率n=07,膨胀后压力p1=98kPa的情况工作出的。从图可以看 出,在 Claude空气液化循环中,p2值较高和节流量Vi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V与高压压力p2的关系曲线。作图条件与图3-17相同。 16 5 4321 6 5 2 010203040506070809 Vk(Kg/Kg加工空气 1—2=20x103PaⅡP2=10x103kPa-P2=6x103kPa IV--P2=4x10kPa v--P2=3x10kPa VI--P2=2x10kPc 图 Claude空气液化循环的n2,与vm关系曲线
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 1kg 液空时 2 p 、Vth 及 wo, pr 的关系曲线。曲线 是在换热器 I、II 热端温差为 10K，跑冷损失 q3=8.37 kJ/kg 加工空 气，压缩机等温效率 T = 0.6 ，膨胀机绝热效率 s = 0.7 ，膨胀机机械 效率 m = 0.7 ，膨胀后压力 p1=98 kPa 的情况工作出的。从图可以看 出，在 Claude 空气液化循环中，p2 值较高和节流量 Vth 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 Vth 与高压压力 p2 的关系曲线。作图条件与图 3-17 相同。 图 Claude 空气液化循环的 p2 ， Vth 与 wo, pr 关系曲线
03 270 0.1 图最佳膨胀机进气温度T3和节流量Vm与高压p2关系曲线 Claude循环中换热器的温度工况及参数计算 选择 Claude液化循环参数时,不仅需要从循环的能量平衡考 虑,还需要满足换热器正常换热工况的要求。正常换热工况是指 在换热器任一截面上热气体与冷气体之间的温差必须为正值,且 温差分布比较合理,最小温差Δ7m不低于某一定值(通常为3~5K) 2]。冷、热气体间的最小温差可能发生在换热器的不同截面上, 这取决于循环的流程和气体的热力性质 现在讨论影响换热器温度工况的因素。图3-19表示 Claude循 环的第Ⅱ换热器。p2压力的正流空气量为Vhkg,进、出口温度为 T3、Ts,在换热器某一段正流空气的平均比热为cn2;p1压力的返 流空气为(1-y)kg,进、出口温度为T4、T,某一段返流气的平 均比热为cl。若不考虑跑冷损失,在换热器热端至任一截面b-b 区域的热平衡方程式为 h(73-Th2)cp2=(1-y)(7。-7n)Cp (3.61) 式中7、Tn-—为b-b截面上返流与正流空气的温度 令 y 式(361)可转换为 73-7n2=Br2(1o-7)
图 最佳膨胀机进气温度 T3 和节流量 Vth 与高压 p2 关系曲线 Claude 循环中换热器的温度工况及参数计算 选择 Claude 液化循环参数时，不仅需要从循环的能量平衡考 虑，还需要满足换热器正常换热工况的要求。正常换热工况是指 在换热器任一截面上热气体与冷气体之间的温差必须为正值，且 温差分布比较合理，最小温差 Tmin 不低于某一定值（通常为 3~5K） [2 ]。冷、热气体间的最小温差可能发生在换热器的不同截面上， 这取决于循环的流程和气体的热力性质。 现在讨论影响换热器温度工况的因素。图 3-19 表示 Claude 循 环的第 II 换热器。p2 压力的正流空气量为 Vth kg，进、出口温度为 T3、T8，在换热器某一段正流空气的平均比热为 cp2；p1 压力的返 流空气为（ 1− y ）kg，进、出口温度为 T4、T9，某一段返流气的平 均比热为 cp1。若不考虑跑冷损失，在换热器热端至任一截面 b—b 区域的热平衡方程式为 3 2 2 9 1 1 ( ) (1 )( ) th bp p bp p V T −T c = − y T −T c （3.61） 式中 Tbp1、Tbp2—— 为 b-b 截面上返流与正流空气的温度。 令 Vth − y = 1 ， 2 1 p p c c c r = 式（3.61）可转换为 ( ) 3 bp2 c T9 Tbp1 T −T = r −