在这几种冷却循环方式中，均采用真空泵系统来维持超导腔真空室的压力。温度为313 K的常温常压氦气被螺杆压缩机系统压缩到1. 3 M Pa，再通过制冷机冷箱内各级换热器的换热冷却和两级透平膨胀机的预冷后通过两级节流产生2 K部分需要的两相氦流或者超临界氦流，两相氦流在气液分离器内进行气液分离； H e的获得主要是利用上述饱和液氦或者超临界氦流，经过2 K部分的节流阀和真空泵系统的共同作用，维持超导腔真空绝热氦池内压力为3 131 Pa，产生冷却超导腔的2K饱和态超流氦。根据冷却循环方式的不同， 2 K的饱和氦气经由低温换热器，或者低压换热，或者冷压缩机和加热器等设备进入真空泵系统后回到压缩机入口。
在方案A， B， D中2 K制冷系统均采用了低温换热器和低压换热器，方案A和D与B相比分别多了一个节流阀和两级冷压缩机；而方案E则是利用低温换热器和一个加热器的组合，其中A D四种冷却方案通过利用低温换热器预冷和低压换热器的方式回收2 K系统中低温氦气高温到常温时的冷量。方案D则是利用压缩机压缩后的一部分高温高压氦气在低压换热器内与来自2 K部分的低温低压氦气进行热交换后再返回到制冷机冷箱内与高压氦气混合；而在方案E中2 K的低温氦气复温到常温的冷量则没有回收，即被加热器消耗掉。
2数值模型、计算结果及分析
PK U S CA F低温系统数值模型的建立主要是根据所示的几种冷却循环方式为基础。在热力计算过程中忽略流体在各级换热器中的压力损失，且各换热器的效率取为0. 95，压缩机和室温泵的等熵压缩效率分别取为0. 59和0. 55.
2. 1冷却循环流程分析
计算结果分析表明，由于A方案是采用超临界氦流进一步降温获得超流氦，该循环方式中返回冷箱的低温氦气是经过低压换热器降温后节流在气液分离器产生压力为0. 12 M Pa的饱和氦气和一部分饱和液体由于吸热蒸发的饱和氦气，流量受该节流后的液化率和热负荷限制，为避免制冷机内的各级换热器出现负温差，则需要保证制冷机冷端有足够的冷氦气流量；且同时又需要保证低压换热器冷端出口温度不能超过常温，则该低压换热器热端的出口温度和流量也降被限制，因此在满足上述两个要求的条件下，为使整个冷却循环系统平衡，可采用在低压换热器热端出口处加节流阀来满足冷箱内高压氦气中对冷量的需求。而其余四种冷却循环方案采用饱和液氦进一步降温获得超流氦则没有出现此情况。
2. 2 2 K系统热效率分析
可知，上述的几种冷却循环方式中，方案B的C COP和F FOM*高，而方案E则是*差，方案B和E相比其C COP值相差近1. 2倍。结果还显示了当采用回收2 K部分冷量的冷却循环方式的制冷效率均较不回收2 K部分冷量的冷却循环方式的制冷效率高，表明在低温冷却循化中从提高效率上考虑需尽可能地回收低温气体的冷量。
表明方案B冷却循环方式消耗电功率*少，其值约为1. 732 kW/ W；几种冷却循环方式的单位质量流量消耗的压缩功（包括室温泵和主压缩机）之差在0. 3 %以内变化。
可知，随着冷却循环方式的不同，流经各设备的氦气质量流量百分比均不同。而且上述的几种冷却循环方式中透平膨胀机所占的氦气质量流量都超过了总氦气质量流量的50%，这说明带透平膨胀机预冷的氦冷却循环中，超过一半的氦气都经透平膨胀机膨胀降温后用于预冷高压来流氦气。
可得出，在采用低压换热器的冷却循环过程中，流过真空泵系统和低温换热器的氦气质量流量基本相当，但在冷却循环方式A ， B和C中真空泵系统的质量流量均大于流经低压换热器的氦气流量，而在循环方式D中却正好相反，这主要是流经低压换热器的高压氦气流量主要是受到该换热器热端出口温度的限制，因为在上述几种冷却循环方式中低压换热器内负压氦气的质量流量和进出口温度都接近，而图中所示的循环方式D中低压换热器的高压氦气*后是与冷箱内的40 K级换热器氦气混合，因此氦气出口温度为40 K；而对于A， B和C三种冷却循环方式中，高压氦气*后经过冷器冷却后直接节流，在气液分离器内获得0. 12 M Pa的气液两相氦，因此该方式中低压换热器内的高压氦气温度都被降到约7 K，所以导致了上述差别。
给出了几种情况下该系统的制冷系数和品质因数，随着低压换热器热端氦气的温度不断降低，流经低压换热器热流体的流量减少，但对于提高整个系统的制冷效率却很有利，特别是当温度越低时这种效果越明显。
通过对上述5种冷却循环方式的热力计算和分析比较，冷却循环方式B由于具有2 K系统*高的制冷效率，而且系统总耗功也*少等优点，采用该循环方式冷却PK SCAF的两个9壳超导加速腔要好于其他冷却循环方式，图中虚线为从压缩机出口分流到低压换热器的流体。
