JPH01163565A - 膨張タービンを用いたヘリウムガスの液化方法 - Google Patents
膨張タービンを用いたヘリウムガスの液化方法Info
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- JPH01163565A JPH01163565A JP31886687A JP31886687A JPH01163565A JP H01163565 A JPH01163565 A JP H01163565A JP 31886687 A JP31886687 A JP 31886687A JP 31886687 A JP31886687 A JP 31886687A JP H01163565 A JPH01163565 A JP H01163565A
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- 239000001307 helium Substances 0.000 claims abstract description 57
- 229910052734 helium Inorganic materials 0.000 claims abstract description 57
- SWQJXJOGLNCZEY-UHFFFAOYSA-N helium atom Chemical compound [He] SWQJXJOGLNCZEY-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims abstract description 57
- 239000007789 gas Substances 0.000 claims abstract description 44
- 230000006835 compression Effects 0.000 abstract description 2
- 238000007906 compression Methods 0.000 abstract description 2
- 239000012530 fluid Substances 0.000 abstract description 2
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- 239000007788 liquid Substances 0.000 description 10
- 230000005514 two-phase flow Effects 0.000 description 9
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-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
- F25B—REFRIGERATION MACHINES, PLANTS OR SYSTEMS; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS
- F25B2400/00—General features or devices for refrigeration machines, plants or systems, combined heating and refrigeration systems or heat-pump systems, i.e. not limited to a particular subgroup of F25B
- F25B2400/14—Power generation using energy from the expansion of the refrigerant
- F25B2400/141—Power generation using energy from the expansion of the refrigerant the extracted power is not recycled back in the refrigerant circuit
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- Separation By Low-Temperature Treatments (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は、膨張タービンに係り、特に二相流ヘリウム膨
張タービンの設計に好適な構造に関するものである。
張タービンの設計に好適な構造に関するものである。
（］）
従来の二相流ヘリウム膨張タービンは、特公昭６１−６
３０９号公報記載のように、ヘリウムガスがノズル内で
液化するのか、ロータ内で液化するのかが明確にされて
いなかった。
３０９号公報記載のように、ヘリウムガスがノズル内で
液化するのか、ロータ内で液化するのかが明確にされて
いなかった。
上記従来技術は、ジャーナル軸受の回転安定性について
配慮されておらず、ノズル内でヘリウムガスが液化すれ
ば密度の大きい液滴がタービンロータに衝突して、過大
の力がタービンロータに加わりシャフトとジャーナル軸
受が接触し、正常な回転を行うことができなくなる問題
があった。
配慮されておらず、ノズル内でヘリウムガスが液化すれ
ば密度の大きい液滴がタービンロータに衝突して、過大
の力がタービンロータに加わりシャフトとジャーナル軸
受が接触し、正常な回転を行うことができなくなる問題
があった。
本発明の目的はタービンのノズル内において、ヘリウム
ガスが液化しないように、ノズル出口圧力をヘリウムガ
スの臨界圧力以上に設定することにより、タービンの安
定回転を達成するものである。
ガスが液化しないように、ノズル出口圧力をヘリウムガ
スの臨界圧力以上に設定することにより、タービンの安
定回転を達成するものである。
上記目的は、ノズル出口圧力をヘリウムの臨界圧力（２
，２６８ａｔｍ）以上に設定することにより、ノズル内
でヘリウムガスが液化することを防止できることにより
達成される。
，２６８ａｔｍ）以上に設定することにより、ノズル内
でヘリウムガスが液化することを防止できることにより
達成される。
すなわち本発明による膨張タービンは、ヘリウムガスを
液化させるためのジュール・トムソン膨張弁の代わりに
用いられる、ガスを増速するノズルと前記ノズルを通っ
た噴流によってシャフトの一端に設けたタービンロータ
が高速回転し、前記シャツ１〜はジャーナル軸受及びス
ラスト軸受によって保持されるヘリウム膨張タービンに
おいて、ノズル内では前記ヘリウムガスが液化すること
がないようにヘリウムの臨界以上に前記ノズルの出口圧
力を設定したことを特徴とする。
液化させるためのジュール・トムソン膨張弁の代わりに
用いられる、ガスを増速するノズルと前記ノズルを通っ
た噴流によってシャフトの一端に設けたタービンロータ
が高速回転し、前記シャツ１〜はジャーナル軸受及びス
ラスト軸受によって保持されるヘリウム膨張タービンに
おいて、ノズル内では前記ヘリウムガスが液化すること
がないようにヘリウムの臨界以上に前記ノズルの出口圧
力を設定したことを特徴とする。
ヘリウムガスはタービン入口からノズルを通って断熱膨
張を行うが、ノズル出口圧力をヘリウムの臨界圧力（２
，２６８ａｔｍ）以上に保っているので、ヘリウムガス
はノズル内で膨張して液化することがない。したがって
ノズルから単一相のヘリウムガスだけがタービンのロー
タに衝突してロータを回転させる。それゆえノズル内で
ヘリウムガスが液化する場合に比して、直接密度が大き
いヘリウムの液滴がロータに衝突して、ジャーナル軸受
に余分な力を加えることがないので、安定した回転を行
うことができる。
張を行うが、ノズル出口圧力をヘリウムの臨界圧力（２
，２６８ａｔｍ）以上に保っているので、ヘリウムガス
はノズル内で膨張して液化することがない。したがって
ノズルから単一相のヘリウムガスだけがタービンのロー
タに衝突してロータを回転させる。それゆえノズル内で
ヘリウムガスが液化する場合に比して、直接密度が大き
いヘリウムの液滴がロータに衝突して、ジャーナル軸受
に余分な力を加えることがないので、安定した回転を行
うことができる。
以下、本発明の一実施例の原理を第１−図により説明す
る。第１図はヘリウムの温度−エントロピー線図を示し
たものである。ヘリウム液化冷凍機の最終段膨張前の状
態を点Ａ（圧力Ｐｌａｔｍ）とすると、従来のジュール
・トムソン膨張弁による等エンタルピー膨張の場合、そ
の膨張過程は等エンタルピー線（点Ａから点Ｂに沿って
行なわれ、ヘリウムの圧力Ｐ８が１．２ａｔｍの場合は
点Ｂで４．４にで気液平衡状態となりこの時の液化率は
線分ＢＤとＣＤの比となる）に沿って行なわれる。−方
、ジュール・トムソン弁の代りに膨張タービンを用いて
ヘリウムガスの液化を行う場合は、等エントロピー膨張
線（点Ａから点Ｅに沿って行なわれる）に沿って行なわ
れる。しかしながら膨張タービンの効率は１． Ｏ０％
ではないので、実際には点Ｅと点Ｂの間の点Ｅ′の間に
位置するが、その液化率は線分Ｅ’ ＤとＣＤの比とな
り、等エントロピー膨張の方が液化効率を大きくできる
。
る。第１図はヘリウムの温度−エントロピー線図を示し
たものである。ヘリウム液化冷凍機の最終段膨張前の状
態を点Ａ（圧力Ｐｌａｔｍ）とすると、従来のジュール
・トムソン膨張弁による等エンタルピー膨張の場合、そ
の膨張過程は等エンタルピー線（点Ａから点Ｂに沿って
行なわれ、ヘリウムの圧力Ｐ８が１．２ａｔｍの場合は
点Ｂで４．４にで気液平衡状態となりこの時の液化率は
線分ＢＤとＣＤの比となる）に沿って行なわれる。−方
、ジュール・トムソン弁の代りに膨張タービンを用いて
ヘリウムガスの液化を行う場合は、等エントロピー膨張
線（点Ａから点Ｅに沿って行なわれる）に沿って行なわ
れる。しかしながら膨張タービンの効率は１． Ｏ０％
ではないので、実際には点Ｅと点Ｂの間の点Ｅ′の間に
位置するが、その液化率は線分Ｅ’ ＤとＣＤの比とな
り、等エントロピー膨張の方が液化効率を大きくできる
。
次にタービンの膨張過程を考えてみると以下の２通りの
方法がある。ここではタービン効率を損失がない１００
％とすると、まず第１に高圧のヘリウムガスがタービン
入ロ圧力Ｐ工（点Ａ）からノズルを通ってノズル出口圧
力Ｐ２まで（点Ｆ）温度、圧力を降下し、さらにタービ
ンロータ（回転翼）に入って膨張してタービン出口圧力
Ｐ８（点Ｅ）の状態になったとすると、ノズル出口圧力
Ｐ２はヘリウムの臨界圧力（Ｐ ｃ ＝ ２．２６８ａ
ｔｍ）より大きいために、ノズル内での液化は生じるこ
とはなく、タービンロータ内で気流の二相混合状態とな
って他の構成要素に導びかれる。次に高圧のヘリウムガ
スがタービン入口圧力Ｐｚ（点Ａ）からノズルを通って
ノズル出口圧力Ｐ２’ まで（点Ｆ）、温度、圧力を
降下し、さらトこタービンロータ （回転翼）に入って
膨張してタービン出口圧力Ｐａ （点Ｅ）の状態にな
ったとすると、ノズル出口圧力Ｐｘ’はヘリウムの臨界
圧力（Ｐ ｃ ＝ ２．２６８ａｔｍ）より小さいため
に、ノズル内でヘリウムガスの一部は液化し、気液２相
状態となる。この場合、液化したヘリウムの液滴はヘリ
ウムガスの密度よりも２〜６倍程度の大きな密度を有し
、ヘリウムガスに同伴され、高密度、高速の状態でター
ビンロータに衝突することになる。ロータに加わる圧力
は密度を流速の２乗の積に比例するから、ヘリウムガス
だけがタービンロータに衝突する場合に比して、混相流
の場合はノズル内のヘリウムガスの液化率にもよるが、
数倍程度の力が加わる。またノズルはタービンロータに
対して数個所より液体を噴出する構造が一般的に用いら
れているので、各ノズル翼内での液化率に分布が生成す
れば、タービンロータには円周上、不規則な力が加わり
、タービンの安定回転上問題となる。
方法がある。ここではタービン効率を損失がない１００
％とすると、まず第１に高圧のヘリウムガスがタービン
入ロ圧力Ｐ工（点Ａ）からノズルを通ってノズル出口圧
力Ｐ２まで（点Ｆ）温度、圧力を降下し、さらにタービ
ンロータ（回転翼）に入って膨張してタービン出口圧力
Ｐ８（点Ｅ）の状態になったとすると、ノズル出口圧力
Ｐ２はヘリウムの臨界圧力（Ｐ ｃ ＝ ２．２６８ａ
ｔｍ）より大きいために、ノズル内での液化は生じるこ
とはなく、タービンロータ内で気流の二相混合状態とな
って他の構成要素に導びかれる。次に高圧のヘリウムガ
スがタービン入口圧力Ｐｚ（点Ａ）からノズルを通って
ノズル出口圧力Ｐ２’ まで（点Ｆ）、温度、圧力を
降下し、さらトこタービンロータ （回転翼）に入って
膨張してタービン出口圧力Ｐａ （点Ｅ）の状態にな
ったとすると、ノズル出口圧力Ｐｘ’はヘリウムの臨界
圧力（Ｐ ｃ ＝ ２．２６８ａｔｍ）より小さいため
に、ノズル内でヘリウムガスの一部は液化し、気液２相
状態となる。この場合、液化したヘリウムの液滴はヘリ
ウムガスの密度よりも２〜６倍程度の大きな密度を有し
、ヘリウムガスに同伴され、高密度、高速の状態でター
ビンロータに衝突することになる。ロータに加わる圧力
は密度を流速の２乗の積に比例するから、ヘリウムガス
だけがタービンロータに衝突する場合に比して、混相流
の場合はノズル内のヘリウムガスの液化率にもよるが、
数倍程度の力が加わる。またノズルはタービンロータに
対して数個所より液体を噴出する構造が一般的に用いら
れているので、各ノズル翼内での液化率に分布が生成す
れば、タービンロータには円周上、不規則な力が加わり
、タービンの安定回転上問題となる。
したがって、ノズルの出口圧力をヘリウムの臨界圧力以
上に設計していれば、以上述べたような問題は生じず、
タービン効率の安定した、しかも回転上価れたヘリウム
膨張タービン（２相流タービン）を製作できる効果があ
る。
上に設計していれば、以上述べたような問題は生じず、
タービン効率の安定した、しかも回転上価れたヘリウム
膨張タービン（２相流タービン）を製作できる効果があ
る。
第２図に本実施例のヘリウム膨張タービンの便宜的な構
造図を示す。１は高速回転するタービン軸であり、その
下にはロービンロータ２が取付けられ、上端部にはブレ
ーキファン４が設けられている。３はタービン軸１を支
えるジャーナル軸受であり、スラスト方向はスラスト軸
受３′により支えられる。本例においては動圧の気体軸
受を用いである。ガスの流れを説明すると高圧（第１図
の圧力Ｐｚ）ヘリウムガスは移送管５を通りノズル１１
より噴出する。このときのノズル出口圧力（第１−図の
圧力Ｐ２）はノズルの臨界圧力Ｐｃ＝２．２６８ａｔｍ
以上であり、流体は単一ガス相である。
造図を示す。１は高速回転するタービン軸であり、その
下にはロービンロータ２が取付けられ、上端部にはブレ
ーキファン４が設けられている。３はタービン軸１を支
えるジャーナル軸受であり、スラスト方向はスラスト軸
受３′により支えられる。本例においては動圧の気体軸
受を用いである。ガスの流れを説明すると高圧（第１図
の圧力Ｐｚ）ヘリウムガスは移送管５を通りノズル１１
より噴出する。このときのノズル出口圧力（第１−図の
圧力Ｐ２）はノズルの臨界圧力Ｐｃ＝２．２６８ａｔｍ
以上であり、流体は単一ガス相である。
次にこの噴出ガスはタービンロータ２に動力を伝達し、
断熱膨張して温度、圧力を低下し、タービンロータ２内
でガスの一部分は液となり気液２相流の状態で移送管６
を通って他の構成要素（例えば液体ヘリウム容器）に導
びかれる。ブレーキファン４へは移送管７を通って、ヘ
リウムガスが導びかれ、ヘリウムガスを圧縮して移送管
８を通って再び移送管７へ戻るような閉サイクルとなっ
ている。またこのとき発生した圧縮熱は外部の熱交換器
によって系外に取り去られる。９はタービンの構成要素
を収納するケーシングであり、ケーシング９は真空保冷
槽１０に取り付けられている。
断熱膨張して温度、圧力を低下し、タービンロータ２内
でガスの一部分は液となり気液２相流の状態で移送管６
を通って他の構成要素（例えば液体ヘリウム容器）に導
びかれる。ブレーキファン４へは移送管７を通って、ヘ
リウムガスが導びかれ、ヘリウムガスを圧縮して移送管
８を通って再び移送管７へ戻るような閉サイクルとなっ
ている。またこのとき発生した圧縮熱は外部の熱交換器
によって系外に取り去られる。９はタービンの構成要素
を収納するケーシングであり、ケーシング９は真空保冷
槽１０に取り付けられている。
このような極低温部に設けられた膨張タービンでは常温
からの熱伝導による侵入熱によりタービンの効率が著し
く低下する恐れがある。したがって本実施例では、侵入
熱低減のためタービンロータ２（極低温部）とブレーキ
ファン４（常温部）の距離を設け、かつジャーナル軸受
部が低温ガスで満たされるような構造となっている。
からの熱伝導による侵入熱によりタービンの効率が著し
く低下する恐れがある。したがって本実施例では、侵入
熱低減のためタービンロータ２（極低温部）とブレーキ
ファン４（常温部）の距離を設け、かつジャーナル軸受
部が低温ガスで満たされるような構造となっている。
本実施例によれば、ノズル内でヘリウムガスが液化する
ことがないので、安定した回転を行うことができる効果
があり、タービン効率を向上させる効果がある。
ことがないので、安定した回転を行うことができる効果
があり、タービン効率を向上させる効果がある。
第２図の実施例で説明したようなタービン１台の構成が
成り立たない場合、例えばタービン入口圧力とタービン
出口圧力の差圧が大きいために、スラスト力が大きくな
り、通常のスラスト軸受では能力不足となる場合は第３
図に示したように膨張タービンと２台直列に用いればよ
い。例えば、本実施例ではヘリウム冷凍機１９の最下部
に設けた、通常の単相流タービン１４と２相流タービン
１５を組合わせて使用している。高圧ヘリウムライン１
２を通って単相流タービン１４のタービン入口圧力Ｐ１
は、例えば１６ａｔｍでタービン出口圧力Ｐ２は６ ａ
ｔｍである。二相流タービンの出口圧力Ｐ８は１ 、２
ａｔｍとなっており、２相流タービン１５の構造は第
２図の本実施例で説明したものと同様である。本実施例
のように高圧側１．６ａｔｍから低圧側１．２ａｔｍま
でを適当に分割する（膨張タービンに作用スラスト力を
分割）ことによっても等エンタルピー膨張（ジュール・
トムソン膨張弁）よりも液化効率を向上させる効果があ
る。なお、本実施例においては二相流タービン１５を出
た気液２相流のヘリウム液体ヘリウム１８を収納する液
体ヘリウムタンク１７内の凝縮熱交換器１６を通り、そ
こで液体ヘリウム１８から蒸発したヘリウムガスを凝縮
する潜熱を受けて、再び気化し低圧ラインＪ３を通って
、冷凍機１９に入る。
成り立たない場合、例えばタービン入口圧力とタービン
出口圧力の差圧が大きいために、スラスト力が大きくな
り、通常のスラスト軸受では能力不足となる場合は第３
図に示したように膨張タービンと２台直列に用いればよ
い。例えば、本実施例ではヘリウム冷凍機１９の最下部
に設けた、通常の単相流タービン１４と２相流タービン
１５を組合わせて使用している。高圧ヘリウムライン１
２を通って単相流タービン１４のタービン入口圧力Ｐ１
は、例えば１６ａｔｍでタービン出口圧力Ｐ２は６ ａ
ｔｍである。二相流タービンの出口圧力Ｐ８は１ 、２
ａｔｍとなっており、２相流タービン１５の構造は第
２図の本実施例で説明したものと同様である。本実施例
のように高圧側１．６ａｔｍから低圧側１．２ａｔｍま
でを適当に分割する（膨張タービンに作用スラスト力を
分割）ことによっても等エンタルピー膨張（ジュール・
トムソン膨張弁）よりも液化効率を向上させる効果があ
る。なお、本実施例においては二相流タービン１５を出
た気液２相流のヘリウム液体ヘリウム１８を収納する液
体ヘリウムタンク１７内の凝縮熱交換器１６を通り、そ
こで液体ヘリウム１８から蒸発したヘリウムガスを凝縮
する潜熱を受けて、再び気化し低圧ラインＪ３を通って
、冷凍機１９に入る。
また、膨張タービン１４の効率が悪いときには、従来の
モジュール・トムソン膨張弁を用いても、同様な効果が
ある。
モジュール・トムソン膨張弁を用いても、同様な効果が
ある。
本発明によれば、タービンのノズル内で、ヘリウムガス
が液化することがないので安定した高速回転を行うこと
ができる効果があり、信頼性を高める効果がある。
が液化することがないので安定した高速回転を行うこと
ができる効果があり、信頼性を高める効果がある。
第１図は本発明の原理図を示すヘリウムの温度−エント
ロピー線図、第２図は本発明の一実施例を示すヘリウム
膨張タービンの便宜的な断面図、第３図は本発明の他の
実施例を示すフロー図である。 １・・・タービン軸、２・・・タービンロータ、３・・
・ジャーナル軸受、３′・・・スラスト軸受、４・・・
ブレーキファン、１１・・・ノズル、］４・・・単相流
タービン、（］Ｏ） 芽 ）図 エントロヒ０−．Ｓ ／／、、、ノ乙゛１し 芽５Ｆ Ｌ−−−−一 −−−−−− ぎ ■ ↑ ＋−／グ
ロピー線図、第２図は本発明の一実施例を示すヘリウム
膨張タービンの便宜的な断面図、第３図は本発明の他の
実施例を示すフロー図である。 １・・・タービン軸、２・・・タービンロータ、３・・
・ジャーナル軸受、３′・・・スラスト軸受、４・・・
ブレーキファン、１１・・・ノズル、］４・・・単相流
タービン、（］Ｏ） 芽 ）図 エントロヒ０−．Ｓ ／／、、、ノ乙゛１し 芽５Ｆ Ｌ−−−−一 −−−−−− ぎ ■ ↑ ＋−／グ
Claims (1)
- １、ヘリウムガスを液化させるために、ガスを増速する
ノズルを有し、該ノズルを通つた噴流によつてシャフト
の一端に設けたタービンロータが高速回転する構造とし
、該シャフトはジャーナル軸受及びスラスト軸受によつ
て保持されるヘリウム用の膨張タービンにおいて、前記
ノズル内では前記ヘリウムガスが液化することがないよ
うにヘリウムの臨界圧力以上に前記ノズルの出口圧力を
設定した構造にすることを特徴とする膨張タービン。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62318866A JPH079316B2 (ja) | 1987-12-18 | 1987-12-18 | 膨張タービンを用いたヘリウムガスの液化方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62318866A JPH079316B2 (ja) | 1987-12-18 | 1987-12-18 | 膨張タービンを用いたヘリウムガスの液化方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01163565A true JPH01163565A (ja) | 1989-06-27 |
| JPH079316B2 JPH079316B2 (ja) | 1995-02-01 |
Family
ID=18103837
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP62318866A Expired - Lifetime JPH079316B2 (ja) | 1987-12-18 | 1987-12-18 | 膨張タービンを用いたヘリウムガスの液化方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH079316B2 (ja) |
Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5366874A (en) * | 1971-02-19 | 1978-06-14 | Hitachi Ltd | Air separator |
| JPS57166451A (en) * | 1981-04-08 | 1982-10-13 | Hitachi Ltd | Control of inlet temperature for gas bearing expansion turbine |
| JPS616309A (ja) * | 1984-06-20 | 1986-01-13 | Teijin Ltd | ポリブチレンテレフタレ−トマルチフイラメント及びその製造法 |
-
1987
- 1987-12-18 JP JP62318866A patent/JPH079316B2/ja not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5366874A (en) * | 1971-02-19 | 1978-06-14 | Hitachi Ltd | Air separator |
| JPS57166451A (en) * | 1981-04-08 | 1982-10-13 | Hitachi Ltd | Control of inlet temperature for gas bearing expansion turbine |
| JPS616309A (ja) * | 1984-06-20 | 1986-01-13 | Teijin Ltd | ポリブチレンテレフタレ−トマルチフイラメント及びその製造法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH079316B2 (ja) | 1995-02-01 |
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