翟金亮 莊 明 邱立龍

(中國(guó)科學(xué)院等離子體物理研究所 合肥 230031)

1 引 言

大型低溫系統(tǒng)多以氦氣作為工質(zhì)，進(jìn)入氦低溫系統(tǒng)前的污氦氣中摻雜著較多的諸如H2O、N2、H2、O2、Ne、Ar等雜質(zhì)氣體。內(nèi)純化氦氣中各種雜質(zhì)氣體的來(lái)源如表1所示。雜質(zhì)氣體對(duì)于氦制冷機(jī)產(chǎn)生很大的危害，為了保證氦制冷機(jī)的安全平穩(wěn)運(yùn)行，必須對(duì)工質(zhì)氦氣進(jìn)行純化，使其達(dá)到系統(tǒng)運(yùn)行所需要的純度［1］。

進(jìn)入內(nèi)純化系統(tǒng)污氦氣中的H2O會(huì)由分子篩干燥器去除，H2和Ne會(huì)由20—30 K溫區(qū)氖氫吸附器去除，因此低溫?fù)Q熱器中去除的雜質(zhì)主要為N2和O2。

表1 進(jìn)入內(nèi)純化氦氣中雜質(zhì)來(lái)源Table 1 Impurities sources in helium

目前大型氦低溫系統(tǒng)對(duì)于氦氣雜質(zhì)的純化主要分為外純化和內(nèi)純化兩種，分別采用低溫吸附和低溫冷凍技術(shù)。外純化系統(tǒng)主要消耗液氮冷量，將雜質(zhì)氦氣降低到液氮溫度，進(jìn)而采用活性炭對(duì)雜質(zhì)進(jìn)行吸附純化。內(nèi)純化系統(tǒng)主要引用制冷機(jī)系統(tǒng)內(nèi)部的冷量將雜質(zhì)氦氣中的雜質(zhì)進(jìn)行液化冷凍分離。目前大型氦低溫系統(tǒng)多采用自動(dòng)化程度較高的內(nèi)純化系統(tǒng)［2］。

內(nèi)純化系統(tǒng)雜質(zhì)分離量直接影響到氣液分離器的設(shè)計(jì)及低溫冷凍換熱器的設(shè)計(jì)，因而，有必要對(duì)其進(jìn)行計(jì)算。本文針對(duì)500 W@4.5 K氦制冷機(jī)設(shè)計(jì)需求，進(jìn)行了雜質(zhì)分離量的計(jì)算，得出了壓力和設(shè)計(jì)溫度的變化對(duì)于最終氦氣純度的影響關(guān)系。

2 內(nèi)純化系統(tǒng)典型流程

內(nèi)純化系統(tǒng)典型的流程如圖1所示，不純氦氣從儲(chǔ)罐經(jīng)回收壓機(jī)增壓(或直接接入高壓鋼瓶)后進(jìn)入分子篩干燥器，將雜質(zhì)水蒸氣吸附去除，然后進(jìn)入抽真空的冷箱，在冷箱內(nèi)經(jīng)過(guò)兩級(jí)換熱器EX1和EX2，溫度降低到氮?dú)庋鯕獾姆悬c(diǎn)以下，經(jīng)氣液分離器分離出液氮液氧，分離出的氮?dú)庋鯕饪勺鳛閾Q熱器冷量參與換熱，最后排空。不純氦氣則進(jìn)入換熱器EX3，溫度進(jìn)一步降低到氮?dú)馊帱c(diǎn)以下，部分雜質(zhì)凍結(jié)在換熱器表面，不純氦氣再進(jìn)入氖氫吸附器，將雜質(zhì)氖氣和氫氣去除。系統(tǒng)冷氣經(jīng)過(guò)換熱后回到系統(tǒng)低壓端。

圖1 內(nèi)純化系統(tǒng)典型流程圖Fig.1 Flow chart of integrated purifier system

在系統(tǒng)運(yùn)行過(guò)程中，EX3換熱器由于不斷有雜質(zhì)凍結(jié)在表面上，會(huì)發(fā)生凍堵現(xiàn)象，使得殼側(cè)壓降增大，換熱器換熱效果降低。當(dāng)壓力降低到一定值時(shí)，需要進(jìn)行再生，將凍堵在換熱器上的雜質(zhì)氣化吹除，然后進(jìn)入降溫模式，當(dāng)溫度達(dá)到預(yù)設(shè)值時(shí)，再次進(jìn)行純化。純化和再生的自動(dòng)控制與系統(tǒng)關(guān)鍵部位溫度和壓力的設(shè)定值有關(guān)。

在換熱器的設(shè)計(jì)中溫度點(diǎn)的選取很關(guān)鍵，內(nèi)純化系統(tǒng)為了在前級(jí)換熱器分離出較多的液氮液氧，EX2換熱器的溫度一般設(shè)定為N2的三相點(diǎn)，即64 K［3］，EX3換熱器的溫度選取則由氦氣最終純度的大小決定。

3 內(nèi)純化系統(tǒng)分離量計(jì)算

3.1 氮?dú)庋鯕怙柡颓€

在進(jìn)行分離量計(jì)算時(shí)，將低溫不純氦氣當(dāng)作理想氣體來(lái)處理，由此N2和O2與實(shí)際氣體物性的最大偏差不超過(guò) 6%［3］。

由于內(nèi)純化系統(tǒng)大部分換熱器處于氮?dú)獾娜帱c(diǎn)以下，因此需要確定氮?dú)夂脱鯕庠谌帱c(diǎn)以下的飽和曲線。從NIST-REFPROP中查得N2和O2的物性參數(shù)，對(duì)物性數(shù)據(jù)進(jìn)行曲線擬合，可以到氮?dú)夂脱鯕獾娘柡颓€，如圖2所示。參照氮?dú)庠谌帱c(diǎn)溫度以上的飽和曲線表達(dá)式［3］，可以得到 N2、O2在三相點(diǎn)以下的擬合函數(shù)表達(dá)式:

其中:T為飽和溫度，30 K＜T＜40 K;P為飽和溫度T對(duì)應(yīng)的飽和壓力，Pa。

3.2 同壓力下雜質(zhì)含量與設(shè)定溫度的關(guān)系

500 W@4.5 K氦制冷系統(tǒng)內(nèi)純化設(shè)計(jì)參數(shù)如表2所示，純化量的分析主要參考此設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。

圖2 N2、O2飽和曲線擬合Fig.2 Saturation curve fittings of nitrogen and oxygen

表2 內(nèi)純化系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Design parameter of integrated purifier system

若要達(dá)到最終純度要求，變換不同壓力，EX3換熱器所需要設(shè)定的溫度點(diǎn)也是不同的，因此有必要做出某一壓力下溫度點(diǎn)設(shè)定與最終純度的關(guān)系曲線。本文采用3、2.5、2 MPa三個(gè)壓力對(duì)比來(lái)描述壓力變化對(duì)于溫度和純度曲線的影響。計(jì)算過(guò)程如下:

3 MPa時(shí)，由道爾頓分壓原理可得N2和O2溫度與各雜質(zhì)含量分?jǐn)?shù)的關(guān)系式以及總雜質(zhì)含量分?jǐn)?shù)與溫度的關(guān)系式:

式中:T為各種雜質(zhì)飽和溫度，I為對(duì)應(yīng)的雜質(zhì)含量分?jǐn)?shù)。同理可以相應(yīng)得到2.5、2.0 MPa時(shí)溫度與純度的關(guān)系式，將3者表達(dá)式對(duì)比得到圖3，從圖3中可以看出，壓力越大，相同設(shè)定溫度時(shí)，雜質(zhì)的含量就越低。溫度在34 K以下時(shí)，壓力的變化對(duì)于純度的影響較小，隨著溫度的增大，壓力的影響越來(lái)越明顯。

圖3 不同壓力下溫度與雜質(zhì)含量變化關(guān)系Fig.3 Temperature and impurity content curves under different pressures

3.3 壓力變化時(shí)溫度點(diǎn)設(shè)定曲線

假設(shè)最終純度為1×10－7，根據(jù)雜質(zhì)氣體的成分設(shè)定為空氣組分比例，則雜質(zhì)N2和O2體積分?jǐn)?shù)分別為7.8 ×10－8和2.1 ×10－8。不同工作壓力下，N2和O2需設(shè)定溫度分別為:

其中:T為不同壓力下所需設(shè)定溫度值，K;P為工作壓力，MPa。

如圖4所示，在雜質(zhì)體積分?jǐn)?shù)為1×10－7時(shí)，壓力為3 MPa時(shí)需要設(shè)定的溫度為34.4 K，在2 MPa時(shí)需要設(shè)定的溫度為33.8 K，兩者相差較小。因此可以得出，在要求系統(tǒng)的純度較低時(shí)，壓力變化對(duì)于溫度設(shè)定的影響不再明顯。

圖4 不同壓力下氮氧溫度值設(shè)定曲線Fig.4 Temperature setting curves of nitrogen and oxygen under different pressures

3.4 液化量和凍結(jié)量的計(jì)算

前面分析可以得出壓力越高越有利于雜質(zhì)的分離，當(dāng)最終純度相同時(shí)，不同壓力下雜質(zhì)的分離量也是相同的，但是液化量和凍結(jié)量卻是不同的，分析兩者的關(guān)系，更加有助于EX2、EX3換熱器的設(shè)計(jì)。

在計(jì)算過(guò)程中，假設(shè)EX2后的溫度為64 K，而EX3換熱器溫度為33 K，得出的液化量和凍結(jié)量曲線如圖5所示。從圖中可以得出:當(dāng)P=3 MPa時(shí)，Mmax=1.698 kg/h;當(dāng) P=2 MPa 時(shí)，Mmin=1.378 kg/h。

圖5 不同壓力下雜質(zhì)液化量曲線Fig.5 Liquid volume curves of impurities under different pressures

同樣可以得到該條件下凍結(jié)在EX3上的雜質(zhì)量曲線，如圖6所示，最大最小凍結(jié)量分別為:當(dāng)P=2 MPa時(shí)，Mmax=0.963 kg/h;當(dāng) P=3 MPa 時(shí)，Mmin=0.642 kg/h。

圖6 不同壓力下雜質(zhì)凍結(jié)量曲線Fig.6 Frozen volume curves of impurities under different pressures

從中可以看出，當(dāng)壓力提高后，對(duì)于前級(jí)換熱器EX2可以增大其液化量，則相應(yīng)的可以減少后級(jí)換熱器EX3的凍結(jié)量。在換熱器設(shè)計(jì)中，EX3的設(shè)計(jì)尤為重要，因?yàn)殡S著雜質(zhì)在其上不斷凍結(jié)，會(huì)導(dǎo)致其換熱系數(shù)逐漸下降，壓降不斷增大，換熱效果變差，嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致流道阻塞，被迫停機(jī)再生。因此增大壓力可以緩解換熱器EX3的凍結(jié)狀況，對(duì)于整個(gè)系統(tǒng)來(lái)講是有利的。

4 純化量與冷氣量的關(guān)系

在系統(tǒng)運(yùn)行過(guò)程中，需要保證各換熱器所需的溫度盡量維持恒定，比如EX2點(diǎn)后的溫度要控制在64 K，如果高于64 K，則會(huì)有較多的未凝結(jié)的雜質(zhì)氮?dú)夂脱鯕膺M(jìn)入換熱器EX3發(fā)生凍結(jié)，更容易將換熱器EX3堵塞;如果控制溫度低于64 K，則會(huì)在EX2上提前發(fā)生凍結(jié)，對(duì)于系統(tǒng)的運(yùn)行也是不利的。因此，需要通過(guò)調(diào)節(jié)純化量和冷氣量來(lái)控制換熱器的溫度保持基本恒定。

為了簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，需要作幾點(diǎn)假設(shè):假設(shè)分離量不通過(guò)換熱器參與換熱(量小)，而是直接排空。各級(jí)換熱器的跑冷損失，總的思路是根據(jù)其換熱量乘以一個(gè)百分比因子來(lái)求得，溫度越低，百分比因子越大［5］。EX1換熱器冷氣出口溫度一般先設(shè)定為295 K。

換熱器組成的系統(tǒng)簡(jiǎn)圖如圖7所示，其中:H1為不純氣體進(jìn)口焓值，J/kg;H2為純化后氣體焓值，J/kg;H3為冷氣進(jìn)口焓值，J/kg;H4為冷氣出口焓值，J/kg;H5為分離出雜質(zhì)出口焓值，J/kg;Q1－4為各級(jí)換熱器跑冷損失之和，W，各級(jí)換熱器的跑冷損失計(jì)算結(jié)果如表3所示。

圖7 內(nèi)純化系統(tǒng)能量簡(jiǎn)圖Fig.7 Energy diagram of integrated purifier system

假設(shè)純化氣體量為 MF1，kg/s;冷氣量為 MF2，kg/s;分離出 N2、O2的質(zhì)量為 αMF1，kg/s;純化器出口氣體量為(1－α)MF1，kg/s;其中α為分離比與氣體的純度有關(guān)，對(duì)于此系統(tǒng):

表3 各換熱器跑冷損失及αTable 3 Heat loss of each heat exchanger and α value W

由此可以得到純化量與冷氣量的關(guān)系式:

5 結(jié) 論

制冷機(jī)為研究背景，首先曲線擬合出氮?dú)夂脱鯕庠谌帱c(diǎn)以下的飽和曲線表達(dá)式，進(jìn)而應(yīng)用理想氣體模型，得出了3個(gè)不同壓力下雜質(zhì)含量與需設(shè)定溫度的關(guān)系。從分析結(jié)果中可以看出，壓力越大，相同設(shè)定溫度時(shí)，最終雜質(zhì)的含量就越低，溫度在34 K以下時(shí)，壓力變化對(duì)于純度影響較小，隨著溫度的增大，壓力影響越來(lái)越明顯。同時(shí)由壓力變化時(shí)溫度點(diǎn)設(shè)定曲線可以得出，系統(tǒng)要求純度較高(雜質(zhì)含量在1×10－7以下)時(shí)，壓力變化對(duì)于溫度的影響不明顯。但是從分離量曲線可以看出，壓力對(duì)于雜質(zhì)液化量影響較大，壓力的增大，有助于緩解換熱器EX3的凍結(jié)狀態(tài)，因此在設(shè)計(jì)過(guò)程中，盡量采用較高的工作壓力。最后應(yīng)用能量平衡，得出不純氦氣流量與冷氣流量之間的關(guān)系。

1 袁金輝，白紅宇.大型氦低溫系統(tǒng)中的雜質(zhì)凈化［J］.低溫工程，2006(4):28-32.Yuan Jinhui，Bai Hongyu.Helium purification in large cryogenic system［J］.Cryogenics，2006(4):28-32.

2 李鴻勛，蔡朝恩.氦制冷機(jī)和液化器中的純化系統(tǒng)［J］.低溫工程，1996(4):24-28.Li Hongxun，Cai Chaoen.Purifiers Used in Helium Refrigerators and Helium Liquefiers［J］.Cryogenics，1996(4):24-28.

3 徐 鵬，龔領(lǐng)會(huì).氦液化器中內(nèi)純化器主要流程參數(shù)分析［C］.第十一屆全國(guó)低溫工程大會(huì)論文集，2013:80-84.Xu Peng，Gong Linghui.The analyses of primary process parameters of the integrated purifier in the helium liquefier［C］.Transaction on the 11th National Cryogenic Conference，2013:80-84.

4 Yang L C，Vo T D，Burris H H.Nitrogen adsorption isotherms for zeolite and activated carbon［J］.Cryogenics，1982:625-634.

5 白紅宇.HT-7U超導(dǎo)托卡馬克氦制冷系統(tǒng)熱力學(xué)分析及設(shè)計(jì)研究［D］.合肥:中國(guó)科學(xué)院等離子體物理研究所，2002.Bai Hongyu.Thermodynamic analysis and design of the helium refrigeration system for HT-7U superconducting tokamak［D］.Hefei:Institute of Plasma Physics of Chinese Academy of Sciences，2002.