JPH079316B2 - 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
- Publication number
- JPH079316B2 JPH079316B2 JP62318866A JP31886687A JPH079316B2 JP H079316 B2 JPH079316 B2 JP H079316B2 JP 62318866 A JP62318866 A JP 62318866A JP 31886687 A JP31886687 A JP 31886687A JP H079316 B2 JPH079316 B2 JP H079316B2
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- JP
- Japan
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- helium
- turbine
- pressure
- gas
- expansion turbine
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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—Component parts or details not otherwise provided for in this subclass
- 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)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明はヘリウムガスの液化方法に係り、特にヘリウム
液化冷凍装置として好適な、膨張タービンを用いたヘリ
ウムガスの液化方法に関する。
液化冷凍装置として好適な、膨張タービンを用いたヘリ
ウムガスの液化方法に関する。
従来のヘリウムガスの液化方法は、特公昭61-6309号公
報記載のように、単段のタービンで液化するものは知ら
れていたが、ヘリウムガスがノズル内で液化するのか、
タービン内で液化するのかが明確にされていなかった。
報記載のように、単段のタービンで液化するものは知ら
れていたが、ヘリウムガスがノズル内で液化するのか、
タービン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、単段で膨張する際のタービンにかかる
大きなスラスト力について配慮されておらず、通常のス
ラスト軸受では能力不足となる問題があった。また、ジ
ャナル軸受の回転安定性について配慮がされておらず、
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。
大きなスラスト力について配慮されておらず、通常のス
ラスト軸受では能力不足となる問題があった。また、ジ
ャナル軸受の回転安定性について配慮がされておらず、
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。
本発明の目的は液化回路に設置された膨張タービンの安
定回転が容易で、効率の良い液化方法を提供することに
ある。
定回転が容易で、効率の良い液化方法を提供することに
ある。
上記目的は、ヘリウムガスの液化ラインに単相流の膨張
タービンと二相流の膨張タービンを直列に設置すること
により達成される。すなわち、タービンに働くスラスト
力はタービン入口圧力とタービン出口圧力の圧力差によ
り決定されるので、スラスト軸受の負荷を減少するため
には適当な圧力レベルでタービンを分割して配置する必
要がある。さらに二相流タービンでは、ノズルの出口圧
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
止することによりタービンの安定回転が達成される。
タービンと二相流の膨張タービンを直列に設置すること
により達成される。すなわち、タービンに働くスラスト
力はタービン入口圧力とタービン出口圧力の圧力差によ
り決定されるので、スラスト軸受の負荷を減少するため
には適当な圧力レベルでタービンを分割して配置する必
要がある。さらに二相流タービンでは、ノズルの出口圧
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
止することによりタービンの安定回転が達成される。
すなわち本発明のヘリウムガスの液化方法は、ヘリウム
冷凍機と液化ヘリウムタンク内の凝縮熱交換器間を低圧
ヘリウムラインと高圧ヘリウムラインとで結び、高圧ヘ
リウムライン上に、ヘリウム冷凍機側に配された上流側
の第１の膨張タービンと、その下流側に配された第２の
膨張タービンとの２台の膨張タービンを直列に配し、第
１の膨張タービンは単相流にしてヘリウムガスが液化し
ないようにしておき、しかる後第２の膨張タービンにヘ
リウムガスを供給し、第２の膨張タービンはヘリウムの
二相流タービンにしてかつ該第２膨張タービンはヘリウ
ムの臨界圧力以上にタービンノズルの出口圧力を設定す
るようにしたことを特徴とする。
冷凍機と液化ヘリウムタンク内の凝縮熱交換器間を低圧
ヘリウムラインと高圧ヘリウムラインとで結び、高圧ヘ
リウムライン上に、ヘリウム冷凍機側に配された上流側
の第１の膨張タービンと、その下流側に配された第２の
膨張タービンとの２台の膨張タービンを直列に配し、第
１の膨張タービンは単相流にしてヘリウムガスが液化し
ないようにしておき、しかる後第２の膨張タービンにヘ
リウムガスを供給し、第２の膨張タービンはヘリウムの
二相流タービンにしてかつ該第２膨張タービンはヘリウ
ムの臨界圧力以上にタービンノズルの出口圧力を設定す
るようにしたことを特徴とする。
特に本発明においては、下流側膨張タービンは、そのタ
ービン軸をジャーナル軸受で支え、スラスト方向をスラ
スト軸受で支え、夫々の軸受を動圧気体軸受とすること
が望ましい。
ービン軸をジャーナル軸受で支え、スラスト方向をスラ
スト軸受で支え、夫々の軸受を動圧気体軸受とすること
が望ましい。
本発明に用いる下流側膨張タービンは、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、前記シャフト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ものである。
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、前記シャフト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ものである。
液化ラインを流れる高圧ヘリウムガスは単相流タービン
で断熱膨張して低温の中圧ヘリウムガスになる。中圧の
ヘリウムガスは二相流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。従ってノズル
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。それ故ノズル内でヘリウム
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。
で断熱膨張して低温の中圧ヘリウムガスになる。中圧の
ヘリウムガスは二相流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。従ってノズル
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。それ故ノズル内でヘリウム
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。
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P1atm）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
程は等エントロピー線（点Ａから点Ｂに沿って行われ、
ヘリウムの圧力P3が1.2atmの場合は点Ｂで4.4K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）
に沿って行われる。一方、ジュール・トムソン弁の代わ
りに単相流タービンと二相流タービンを用いてヘリウム
ガスの液化を行う場合は、まず第１に単相流タービン
で、高圧のヘリウムガスがタービン入口圧力P1（点Ａ）
からタービン出口圧力P2まで（点Ｆ）まで等エントロピ
ー膨張し、次の二相流タービンでさらに圧力P3まで等エ
ントロピー膨張（点Ｅ）する。しかしながら各々の膨張
タービンの効率は100％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、液化率は線分Ｅ′
ＤとCDの比となり、本発明の方が液化効率を大きくでき
る。尚、各々の膨張機の効率が０の場合はＢ点まで膨張
することになる。
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P1atm）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
程は等エントロピー線（点Ａから点Ｂに沿って行われ、
ヘリウムの圧力P3が1.2atmの場合は点Ｂで4.4K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）
に沿って行われる。一方、ジュール・トムソン弁の代わ
りに単相流タービンと二相流タービンを用いてヘリウム
ガスの液化を行う場合は、まず第１に単相流タービン
で、高圧のヘリウムガスがタービン入口圧力P1（点Ａ）
からタービン出口圧力P2まで（点Ｆ）まで等エントロピ
ー膨張し、次の二相流タービンでさらに圧力P3まで等エ
ントロピー膨張（点Ｅ）する。しかしながら各々の膨張
タービンの効率は100％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、液化率は線分Ｅ′
ＤとCDの比となり、本発明の方が液化効率を大きくでき
る。尚、各々の膨張機の効率が０の場合はＢ点まで膨張
することになる。
次に二相流タービンで中圧ヘリウムガスがタービン入口
圧力P2（点Ｆ）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、更にタービンロー
タ（回転翼）に入って膨張してタービン出口圧力P3（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（PC＝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、気液二相状態と
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
と流速の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、各ノズル翼での液化率に分布が生ずれば、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。
圧力P2（点Ｆ）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、更にタービンロー
タ（回転翼）に入って膨張してタービン出口圧力P3（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（PC＝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、気液二相状態と
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
と流速の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、各ノズル翼での液化率に分布が生ずれば、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。
従って、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、しかも回転上優れたヘリウム膨張
タービン（二相流タービン）を製作できる効果がある。
更に、ヘリウムの液化を２台の膨張タービンで行うこと
によって、タービンに作用するスラストを低減でき信頼
性の高いヘリウム液化冷凍装置を提供できる効果があ
る。
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、しかも回転上優れたヘリウム膨張
タービン（二相流タービン）を製作できる効果がある。
更に、ヘリウムの液化を２台の膨張タービンで行うこと
によって、タービンに作用するスラストを低減でき信頼
性の高いヘリウム液化冷凍装置を提供できる効果があ
る。
第２図に本実施例の二相流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、その下にはタービンロータ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。本例においては夫々動
圧の気体軸受を用いてある。ガスの流れを説明すると中
圧（第１図の圧力P2）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はヘリ
ウムの臨界圧力PC＝2.268atm以上であり、流体は単一ガ
ス相である。
的な構造図を示す。１は高速回転するタービン軸であ
り、その下にはタービンロータ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。本例においては夫々動
圧の気体軸受を用いてある。ガスの流れを説明すると中
圧（第１図の圧力P2）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はヘリ
ウムの臨界圧力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）
に導かれる。尚、ノズルの出口圧力をヘリウムの臨界圧
力以上にするには、ノズル出口の流速が音速を越えない
ようにノズル面積を設計すれば良い。
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）
に導かれる。尚、ノズルの出口圧力をヘリウムの臨界圧
力以上にするには、ノズル出口の流速が音速を越えない
ようにノズル面積を設計すれば良い。
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に取付け
られている。
が導かれ、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。従って本実施例では、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。従って本実施例では、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。本実施
例では二相流タービンの構造例を示したが、単相流ター
ビンの構造も基本的には同じであり、スラスト力の大き
い場合はスラスト軸受は静圧式の気体軸受を用いても良
い。
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。本実施
例では二相流タービンの構造例を示したが、単相流ター
ビンの構造も基本的には同じであり、スラスト力の大き
い場合はスラスト軸受は静圧式の気体軸受を用いても良
い。
以下、第３図を用いて本実施例のフローを示す。ヘリウ
ム液化冷凍機の液化ラインでは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、通常の気体軸受式スラスト軸受では能力不足と
なる。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と二相流タービン15を組合
せて使用している。高圧ヘリウムライン12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6atmである。二相流タービンの出
口圧力P3は1.2atmとなっており、二相流タービン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。第
１図で説明したように本実施例のごとく高圧側16atm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トロピー
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を出た気液二相流のヘリウムは液体ヘリウム
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13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、従来のジュール・トムソン膨張弁を用
いても、同様な効果がある。
ム液化冷凍機の液化ラインでは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、通常の気体軸受式スラスト軸受では能力不足と
なる。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と二相流タービン15を組合
せて使用している。高圧ヘリウムライン12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6atmである。二相流タービンの出
口圧力P3は1.2atmとなっており、二相流タービン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。第
１図で説明したように本実施例のごとく高圧側16atm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トロピー
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を出た気液二相流のヘリウムは液体ヘリウム
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13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、ヘリウム液化冷凍機の液化ラインに設
けたタービンのスラスト負荷を軽減でき、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、装置の信頼
性を高める効果がある。さらにヘリウムの液化効率を向
上できる効果がある。
けたタービンのスラスト負荷を軽減でき、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、装置の信頼
性を高める効果がある。さらにヘリウムの液化効率を向
上できる効果がある。
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、14……単相流タービン、15……二相
流タービン。
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、14……単相流タービン、15……二相
流タービン。
Claims (2)
- 【請求項１】ヘリウム冷凍機と液体ヘリウムタンク内の
凝縮熱交換器間を低圧ヘリウムラインと高圧ヘリウムラ
インとで結び、高圧ヘリウムライン上に、ヘリウム冷凍
機側に配された上流側の第１の膨張タービンと、その下
流側に配された第２の膨張タービンとの２台の膨張ター
ビンを直列に配し、第１の膨張タービンは単相流タービ
ンにしてヘリウムガスが液化しないようにしておき、し
かる後第２の膨張タービンにヘリウムガスを供給し、第
２の膨張タービンはヘリウムの二相流タービンにしてか
つ該第２膨張タービンはヘリウムの臨界圧力以上にター
ビンノズルの出口圧力を設定することを特徴とする膨張
タービンを用いたヘリウムガスの液化方法。 - 【請求項２】前記下流側膨張タービンは、そのタービン
軸をジャーナル軸受で支え、スラスト方向をスラスト軸
受で支え、夫々の軸受を動圧気体軸受とする特許請求の
範囲第１項記載の膨張タービンを用いたヘリウムガスの
液化方法。
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 JPH01163565A (ja) | 1989-06-27 |
| JPH079316B2 true 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) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN114320499A (zh) * | 2020-10-10 | 2022-04-12 | 中国科学院理化技术研究所 | 一种全低温气体轴承透平膨胀机 |
| JP2025012357A (ja) * | 2023-07-13 | 2025-01-24 | 三菱重工業株式会社 | 液化装置及び液化方法 |
| JP2025012358A (ja) * | 2023-07-13 | 2025-01-24 | 三菱重工業株式会社 | 液化装置及び液化方法 |
Family Cites Families (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
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01163565A (ja) | 1989-06-27 |
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