JPS62293076A - 気体液化方法 - Google Patents

気体液化方法

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JPS62293076A
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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。

Description

【発明の詳細な説明】 ３、発明の詳細な説明〕 本発明は冷凍方法と装置に関し、特に窒素とメタンのよ
うな永久ガスの液化に関する。
窒素とメタンはガスの温度を低下させるだけでは液化す
ることができない永久ガスである。このガスをガスがそ
の液体状態と平衡して存在し得るような「臨界温度」ま
で少なくとも冷却する（加圧下で）ことが必要である。
窒素を液化するすなわち窒素をその臨界温度以下まで冷
却する通常の方法は典型的に、ガスを圧縮してガスが入
手時に適当な昇圧下、一般には３０気圧以上の圧力下に
ないかぎり、少なくとも１種類の比較的低い圧力の動作
液体流に対して１種類以上の熱交換器において熱交換さ
れる。動作流体の少なくとも一部は窒素の臨界温度未満
の温度において供給される。動作流体流または各動作流
体流の少なくとも一部は、動作流体を圧縮し、それを前
記熱交換器（複数の場合も）内で冷却し、次にそれを外
部作用の実施によって膨張させる（「作用膨張」）こと
によって、典型的に形成される。動作流体は窒素の高圧
流から形成するか、または窒素の高圧流を、やはり窒素
から成る動作流体から分離して維持するのが好ましい。
液体窒素は、実際には、気体窒素を等圧冷却によってそ
の臨界温度未満に冷却する場合の圧力よりも低い圧力下
で貯蔵または使用される。従って、このような等圧冷却
が完了した後に、その臨界温度以下の温度の窒素が膨張
弁または絞り弁を通ることによって、窒素が受ける圧力
が実質的に低下し、液体窒素がこのようにして、実質的
な量のいわゆる「フラッシュガス」とともに生成する。
膨張は実質的に等エンタルピーで行われ、膨張する窒素
の温度が低下する。
一般に、通常の営利的な窒素液化方法の熱力学的効率は
比較的低（、このような低い効率を改良するためには大
きな勾配が存在する。熱交換効率の改良によってプロセ
スの総効率を改善することに、この分野ではかなり焦点
がおかれてきた。熱交換の総合熱力学的効率を知るため
に、熱交換器内の種々の点における６流れの間の温度差
の分析が多くなされている。
我々のアプローチは熱交換効率の改良に関するのみでな
く、熱交換器の紛然デユーティ　（ｈｅａｔｄｕｔｙ）
の大きな低下にも及び、さらに動作流体サイクルの運転
の改良にも及ぶものである。窒素液化業者では、このよ
うな動作流体サイクルを２種類以上用いて、相互に隣接
するがオーバーラツプしない温度範囲にわたる冷却を可
能にすること、いわゆる「直列」配置が公知である。例
えば、我々の英国特許出願第２．１６２，２９８Ａ号と
第２．１６２．２９９号を参照のこと。このようにして
、シリーズ配置では、［高温タービン動作流体サイクル
］が生成物流を２００Ｋから１６０Ｋに冷却し、「中間
タービン動作流体サイクル」が生成物流を１６０Ｋから
１３０Ｋに冷却し、「低温タービン動作流体サイクル」
が１３０Ｋから１００にへの冷却を続ける。
２個のタービンを直列配置で用いて、１個のタービンが
「高温タービン動作流体サイクル」の役割を果し、他の
タービンが「低温タービン動作流体サイクル」の役割を
果すようにすることも可能である。ここでタービンに対
して用いる「低温」、「中間」、「高温」なる形容詞は
タービンの相対的な入口温度を意味する。
本発明では、永久ガスを昇圧下でその臨界温度未満に冷
却する工程と、少なくとも２つの窒素動作流体サイクル
を用いて、永久ガスの温度をその臨界温度未満に下げる
ために必要な冷却の少なくとも一部を行う工程とを含み
、このような窒素動作流体サイクルが窒素動作流体の圧
縮と作用膨張した窒素の前記窒素流に対する向流熱交換
による加温とそれによる永久ガス流の冷却とを含み、少
くとも１つの窒素動作流体サイクルにおいて、少なくと
も１つの他の窒素動作流体サイクルにおけるよりも高温
で作用膨張が開始し、各動作流体サイクルにおいて、作
用膨張終了時の窒素動作流体の温度が他の動作流体サイ
クルにおけるこのような温度と同じかまたは実質的に同
じであることから成る、窒素またはメタンを含む永久ガ
ス流の液化方法を提供する。
高温タービン動作流体サイクルと中間タービン動作流体
サイクルの効率が作用膨張終了時の温度が臨界未満レベ
ルであることによって著しく改善されることを我々は発
見した。さらに、高温動作流体サイクルまたは中間動作
流体サイクルにおいて（ならびに低温動作流体サイクル
において）膨張終了時の動作流体の状態が飽和もしくは
飽和に近い状態であることが非常に有利であると判明し
た。さらに、これらのサイクルの効率がタービン出口温
度を高く維持することによって強化することが我々の研
究にさらに、高温タービン動作流体サイクルの効率が作
用膨張開始時の温度を下げるにつれて増大する傾向があ
ることが判明した。前記の特定の窒素動作サイクルにお
いて窒素の膨張が開始する最適温度は、正味冷却が動作
流体サイクルによって生ずるという前提の下に周囲温度
と上限温度との間の冷却がどのように行われるかに典型
的に依存する（上限温度は窒素動作液体が作用膨張を受
ける最高温度に等しい）。窒素の通常の液化装置では、
フレオン（登録商品名）冷却剤が１ｌａｎｋｉｎｃ冷却
サイクルに好んで用いられて、周囲温度と２１０にとの
間の冷却を行う。２１０に未満ではこのような冷却サイ
クルの効率が温度低下とともに急速に減少することが判
明する。このようなフレオン冷却サイクルが作用する温
度範囲は、この代りに混合冷却剤使用冷却サイクルを用
いることによって拡大する。混合冷却剤は炭化水素また
はフレオンの混合物（または両者の混合物）を含むこと
ができる。そのため、混合冷却剤を用いる場合には、窒
素流の冷却が典型的に周囲温度と１７５〜１９０にの範
囲内の温度（例えば、１８５Ｋまたは１７５Ｋ）との間
で行われる。従って、熱タービン動作流体サイクルにお
ける作用膨張は１７５〜１９０にの範囲の温度において
開始する。さらに、高温動作流体サイクルにおける作用
膨張によって必要なｉＬｊ度低下をもたらすために、少
なくとも７５気圧、より好ましくは８０〜９０気圧の圧
力において作用膨張を開始させることが望ましい。
我々の研究によって、各作用膨張終了時の窒素動作液体
が１１０〜１２６にの範囲内の同じ臨界未満温度と、特
に流体の飽和時に好ましくは同じ圧力下にある場合に、
我々の発見が液化装置総効率の改良のために最良に利用
されることが判明した。しかし、温度は下端において飽
和温度に結合する２つの絶対温度に及ぶ範囲内であるこ
とが可能である。このような配置は、各タービン動作流
体サイクルが生成物流を冷却する最高温度が他のあらゆ
る各サイクルの最高温度とは異なるが、冷却条件の最低
温度は全てのサイクルで実質的に同じであるという点で
、「直列」配置とは異なる。
我々が「並列」と名づけた、この好ましい配置のタービ
ン動作流体サイクルが匹敵する「直列」配置の熱デユー
ティに比べて、液化装置の主要熱交換器の熱デユーティ
を大きく低下させることが判明した。本発明によって高
温タービン動作流体サイクルを運転することによって、
被冷却流に対する低温動作流体流による冷却の必要性は
実質的に低下する。この実質的な低下によって、冷却型
動、作法体サイクルのタービン入口に供給する動作流体
に対する冷却の必要性も減少する。
冷却必要性の前記低下によって、加温熱交換器の熱デユ
ーティも大きく低下する。
被液化永久ガス流の圧力に依存して、２個または３個の
窒素動作流体サイクルを用いるのが好ましい。被液化流
の窒素をその臨界圧より大きい圧力に圧縮するのが好ま
しいが、この場合に前記窒素動作流体サイクルによる冷
却の下流で、被液化流の窒素に対して少なくとも３回連
続した等エンタルピー膨張を行い、生成するフラッシュ
ガスを各等エンタルピー膨張後に生成する液体から分離
する。各等エンタルピー膨張からの液体は、最後の液体
を別として、直後に続く等エンタルピー膨張で膨張する
液体であり、前記フラッシュガスの少なくとも一部（典
型的は全て）は液化用窒素流と向流熱交換する。被液化
窒素流との熱交換関係を脱した後のフラッシュガスは典
型的に、流入する液化用窒素によって再圧縮される。永
久ガス流は前記窒素動作流体サイクルによるその冷却の
下流で、流体等エンタルピー膨張段階に加えて、１個以
上の膨張タービンによって減圧するのが好ましい。
次に、本発明による方法を添付図面に基づいて、実施例
によって説明する。
第１図では、フィード窒素流２を多段階回転コンプレッ
サー４の最低圧力段階に通す。窒素流は圧縮機を通過す
るにつれて、圧力が上昇した段階に入る。コンプレッサ
ー４の主出口は（図示しない手段によって）流路１０と
連通ずる、約５０気圧の圧力の窒素が熱交換器１８．１
８．２０．２２及び２４を通って連続的に流れる。この
被液化窒素流は徐々に窒素の臨界温度未満の温度（典型
的には１２２〜１１０に程度の温度に）冷却される。熱
交換器２４の低温端部を出た後の窒素は膨張タービン５
２に供給され、そこで窒素の臨界圧未満の圧力までに膨
張する。生成する液体と蒸気の混合物は膨張タービンの
出口から流路５４を通って第１分離器２６に入る。
混合物は分離器２６内で液体（分離器内に回収）と蒸気
流２８とに分離する。分離器２６からの液体は第１絞り
弁すなわちジュール・トムソン（Ｊｏｕｌｅ−Ｔｈｏｍ
ｓｏｎ）弁３０を通って液体とフラッシュガスの混合物
を形成する、この混合物は第２相分離器３６に入り、そ
こでフラッシュガス流３８と液体（セパレータ３６内に
回収）に分離する。セパレータ３６からの液体は第２絞
り弁すなわちジュール・トムソン弁４０を通り、生成す
る液体とフラッシュガスの混合物は次に第３相分離器４
６に入り、そこでフラッシュガス流４８と多量の液体（
分離器４６内に回収）に分離する。液体は１．３気圧（
絶対）の圧力下で出口弁５０を通して取り出される。
各分離器２６．３８及び４６を出る流れ２８．３８及び
４８は、それぞれ流れ１０の窒素流と向流で熱交換器２
４゜２２、２０．１８及び１６を通って還流する。
熱交換器１６の高温端部を出た後のこれらの窒素流はコ
ンプレッサー４の異なる段階に戻され、流入するフィー
ドガス５，２に加えられる。
熱交換器２４の冷却の全てが、それぞれ分離器２６゜３
６及び４６から戻されるガス流２８．３８及び４８によ
って行われることが第１図から明らかである。熱交換器
２２．２０．１８及び１６に対する付加的な冷却は３個
の窒素動作流体サイクル６２．７２及び８２によって行
われる。
窒素圧縮機４は４３気圧（絶対）の圧力の窒素第１流に
対する出口８をＧし、サイクル６２と膨張タービン６４
に動作流体を供給する。ブースターコンプレッサ一段階
６６は膨張タービン６４に直接結合しており、動作流体
の膨張によって生ずる作用を吸収する。ブースタ一段階
６６はサイクル８２に連結する（簡明のために、第１図
で相互連絡管路は省略する）。
動作流体サイクル２２に対しては、約５０気圧（絶対）
で窒素が流路１２に供給され、膨張タービン７４の人口
に達する前にその圧力は７６気圧に上昇する。
サイクル８２に対しては、動作流体がコンプレッサー４
からの出口圧力、５０気圧（絶対）で流路１４を通して
供給される。膨張タービン８４に流入するまでに動作流
体が最高レベルに達するように、３ブ一スタ一段階が示
される。直接結合した上記のブースタ一段階６６とター
ビン８４からのブースター８６とが存在する。さらに、
電気駆動されるブリッジコンプレッサ一段階６が存在す
る。
タービン６４．７４及び８４内で作用膨張した後に、飽
和状態もしくは飽和状態に近い動作流体が流路６ｇ、　
７８及び８８をそれぞれ通って、ガード分離器５６に達
する。分離器５６を通る動作流体蒸気は流路６０を通っ
て熱交換器２２．２０．１８．１８の列に供給され、そ
こで冷却を行って、加温されてから窒素コンプレッサー
４の中間段階に戻される。ガード分離器５６は、各膨張
タービン６４．７４と８４が飽和状態に近い状態で運転
されるように設けられるが、実際には出口に若干の液体
が存在する可能性があり、この液体はガード分離器５６
内に回収され、絞り弁５８を通って分離器列２６．３６
．４８に達する。
第１図から明らかであるように、タービン６４への流入
物は熱交換器１６．１８．２０内で冷却され、タービン
７４への流入物は熱交換器１６．１８内で冷却されるが
、タービン８４への流入物は熱交換器９０内で冷却され
る。この後者の流入物は動作流体回路８２内で最大圧力
の作用を受け、混合冷却剤系９２が、熱交換器１６と１
９から成る熱交換器の高温端部に必要な特別な冷却を行
う。流路９４を通る流れは熱交換器１６に平衡に保たせ
るように調節される。
本発明が液化装置の通常の直列配置に比べて熱交換器の
ヒート・デユーティを著しく低下させるという以前の説
明をここで参照する。この低下は第２図の添付熱利用ダ
イヤグラムによって説明する。この図は液化熱交換器内
で等圧加熱または冷却を受ける全ての流れの温度の関数
としてのエンタルピーの変化を説明する。曲線（ａ）と
（ｂ）は動作流体サイクルを並列に配置する本発明に関
するものであり、曲線（Ｃ）と（ｄ）は直列配列に関す
るものである。並列配列に関して、曲線（ａ）は温度を
低下させられる全ての流れの温度に比例するエンタルピ
ー変化の和を示す。この和は被液化ガス流と各タービン
動作流体す、イクルに対するフィード流とのエンタルピ
ー変化から構成される。
これらのフィード流は、これらが結合するタービンにひ
と度入ったならば、ダイヤグラムに示したエンタルピ一
温度曲線（ａ）にもはや含まれない。やはり並列配置に
関する曲線（ｂ）は、温度が上昇する全ての流れの温度
に比例するエンタルピー変化の和を示す。この和は各動
作流体サイクルのタービンから戻る各法れのエンタルピ
ー変化と、戻る「フラッシュガス」流の全てのエンタル
ピー変化をも倉む。
ダイヤグラムにおいて、エンタルピーの零レベルは、便
利のために、図示した最低温度と出会う点に指示するこ
とにする。
同様に、曲線（ｃ）は直列配置で温度が低下する全ての
流れのエンタルピー変化の和を表し、曲線（ｄ）は直列
配置で温度が上昇する全ての流れのエンタルピー変化の
和を示す。第１図に示した種々の熱交換器のエンタルピ
ー境界をも図示する。交換器に対する温度範囲熱交換器
１６（第１図）の３００に〜２００Ｋ、熱交換器１８の
２００に〜１５０Ｋ、熱交換器２０の１５０に〜１１０
Ｋを直列と並列の両装置に任意に同じように割当てた、
これは必ずしも本発明の好ましい実施を表すとはかぎら
ない。
第２図に示した直列と並列の両方の配置の曲線セットは
大体の目盛りで画いたものであり、液化生成物の同じ生
産速度を有する液化装置に関する。
これらの曲線は、直列配置の曲線（ｅ）と（ｄ）が第２
図の零値から３００Ｋにおける点（ｈ）まで延び、前記
点（ｈ）が同図の３００Ｋにある並列配置の対応点（ｈ
゛）よりも実質的に大きいエンタルピーの総変化を表す
という点で、実質的に異なる。点りとｈｏの横座標であ
るエンタルピー値は、周知のように、第２図が表す熱交
換器の紛然デユーティである。
並列の場合には、図示した熱交換器の紛然デユーティが
対応する直列配置の紛然デユーティに比べて実質的に少
ない。
熱交換器１６（第１図参照）における紛然デユーティの
低下はさらに顕著である。第２図において、直列の場合
の交換器１６のデユーティは同図の点（ｇ）と（ｈ）の
間のエンタルピー差として示され、点（ｇｏ）と（ｈｏ
）の間のエンタルピー差は同様に、並列の場合のこのデ
ユーティを表す。注意すると、直列の場合の熱交換器１
６のデユーティが並列の場合のデユーティよりもはるか
に大きいことがわかる。
再び第２図のグラフを参照すると、曲線（ａ）と（ｂ）
の間及び曲線（Ｃ）と（ｄ）の間に斜線部分がみられる
。この部分は、図の目盛りに応じて、同図に示す紛然交
換によって生ずる熱力学的損失を表す。これらの損失を
減するために、問題の流れのエンタルピー変化の和を変
化させて、両回線が相互にできるだけ近接するが、図に
示した熱交換器の如何なる点においても図の垂直線で測
定した２曲線間の温度差が交換器の設計によって設定さ
れた所定値より小さくなるようには、凸型的に約１５０
にの温度において２に以下になるほどには近接しないよ
うにすべきであることが技術上知られている。
液化装置の熱交換から生ずるこの熱力学的損失に関して
、本発明の場合には本発明に属する特徴の組合せによっ
て、これらの損失を今までに達成不可能であったレベル
にまで減することができると考えられる。これらの特徴
は、 ａ）第２図に示した総合曲線の温度−エンタルピー関係
を調節するための特別なフレキシビリティ、および ｂ）前記した、熱交換器１６と１８の低い紛然デユーテ
ィ である。
第３図を参照すると、本発明の！ｌに、列配置の温度−
エンタルピー曲線のグラフは第２図の曲線（ａ）と（ｂ
）に非常に類似している（正確な目盛りに合せて画かれ
ていない）。これらの曲線は前記特徴をより明確に示す
ように、幾つかの範囲で誇張しである。曲線（ａｏ）は
生成物流と「フラッシュガス」もどり流とを生ずる流れ
に対してのみの「冷却曲線」である。曲線（ｂ）は、前
記と同様に、タービンもどり流とフラッシュガス流にお
ける変化の和として、温度の関数としてのエンタルピー
総変化を示す「加温曲線」である。本発明の好ましい実
施態様では、各動作流体サイクルタービンから放出流は
同温度、同圧力であるので、これらの流れを第３図の（
ｂ）に示すように、１つのもどり隆に一緒にすることが
できる。一般に、放出温度と圧力の統−値からの若干の
逸脱は、特に互いに分離した複数のもどり流を用いる場
合には、効率低下を犠牲にしてのみ許容される。このよ
うなもどり流の流れは個々の動作流体サイクル流の和を
表すので、全体として調節することができる。この調節
は最初に、第３図の曲線（ｂ）の上昇速度が曲線（ｂ）
が曲線（ａｏ）にできるだけ近く接近するような速度に
なるように行われる。この場合に２曲線は最大に近接す
る（点（ｐ））ようにみえるが、６全ての交換器のあら
ゆる部分において最小温度差を前記のように維持すると
いう前記条件に反するほど近接することはできない。こ
の曲線（ａｏ）と（ｂ）の最大近接点は「低温ピンチ」
と呼ばれる。
この低温ピンチの温度より高温度では曲線（ａｏ）と（
ｂ）は互いに分かれることがわかる。
しかし、曲線（ａｏ）は動作流体サイクルへのフィード
流に対する温度−エンタルピープロフィルを含まない。
これらの流れは、得られる曲線が低温ピンチ点より高い
温度において、当然前記最小温度差条件に従って、曲線
（ｂ）にできるだけ近接するように、選択しなければな
らない。
本発明の方法によって与えられる利点は、谷動作流体サ
イクルの流れの和を低温ピンチ点において曲線（ａｏ）
と（ｂ）を適当に近接させるために必要だとすでにされ
ている和に等しくするという条件のみに従って、各動作
流体サイクルの流速度を他の動作サイクルの流速度から
独立的に選択できることである。本発明による方法の他
の利点は、各タービンに入る動作流体温度を他の全ての
動作流体温度から独立的に選択できることである。３動
作流体サイクルを含む本発明の実施態様では、熱交換の
熱力学的損失を非常に低レベルに制限するように前記の
生成曲線を調節して曲線（ｂ）に近接させるために５自
由度が利用可能であることである。この調節は各タービ
ンの放出流が同温度、同圧力であることによって促進す
る。
第３図はこの調節を如何に行うかを示す。
点（ｐ）より幾らか高い温度である点（ＤＩ）を始点と
する曲線（ｉ）は（ａｏ）によって表されるフィード流
と冷タービン動作流体サイクルに流体を供給する流れ、
すなわち冷タービン動作流体サイクルへの流入流に対す
るエンタルピー一温度関係を表す、前記冷タービンへの
流入流は同図の点（ｍ）の温度を有する。曲線（１）に
よって表される流れは曲線（ｉ）と（ｂ）との間の垂直
距離によって表される温度差が所定値よりも小さいこと
がないように調節する。しかし、曲線（ｉ）は、このよ
うに配向すると、より高温において曲線（ｂ）から分か
れ、このようにして、中間タービン動作流体サイクルに
対するフィードは曲線（ｉ）で表される流れに加えられ
、点（ｍ）を始点とする曲線（ｊ）によって表される、
曲線（１）上にある点（ｎ）は中間タービンへの流入温
度を表す。中間タービン動作流体サイクルへの流れも、
曲線（ｊ）と（ｂ）が少なくとも所定の最小温度差によ
って垂直に分離しているように選択する。最後に曲線（
ｋ）は点り０）を始点として画かれ、液化装置のフィー
ド流全体を表す。第２図の曲線（ａ）は実際に、点（ｍ
）までは曲線（ａｏ）であり、点（ｍ）と（ｎ）の間で
は曲線（１）であり、点（ロ）と（０）の間では曲線（
ｊ）であり、点（ｏ）から前記フレオンまたは混合冷却
剤サイクルによる冷却の最低温度までは曲線（ｋ）であ
る。
今までに述べた、本発明が通常の直列配置において可能
であるよりも低い交換器熱デユーティを可能にするとい
う事実はそれだけで本質的に、熱交換の熱力学的損失を
特に低レベルにする要素である。このことは、同様に熱
利用ダイヤグラム（正確な目盛りに従わない）である第
４図から明らかである。第４図には、あらゆる点におけ
る温度差が相互に同じであるが、交換器（ｂ）の熱デユ
ーティが交換器（ａ）の２倍であるような２つの熱交換
器を表す。よく見るとまたは周知の平面幾何学の式を用
いると、（ａ）における曲線間の面積は（ｂ）における
曲線間の面積の１／２であることがわかり、このことは
拡大解釈すると、交換器に課せられるデユーティから生
ずる熱力学的損失が（ｂ）の場合には（ａ）の場合の２
倍であることを示唆する。
再び第２図を参照すると、低温ピンチ点（ｐ）未満では
曲線（ａ）と（ｂ）が点（ｐ）より高温における分離度
よりも大きく相互から分離していることが認められる。
点（ｐ）未満でこれらの曲線を接近させることが熱交換
の熱力学的損失を小さくする見地から有利であることは
、他の人々からも支持されている。これを行うための手
段はダイヤグラムの点（ｐ）から点Ｃｆｌ　）までの大
体の範囲において付加的な冷却を行うことである。しか
し、」二記付加的冷却は点（ｐ）より高温で熱デユーテ
ィを加えることになり、熱デユーティの付加は記述した
ように、熱交換器の熱力学的損失を高めるので、この処
置は好ましくない。
本発明に用いる動作流体サイクルの数に関して、この数
が被液化窒素流の圧力に非常に依存することが　我々の
研究によって判明している。５０ａｔｍ以下の圧力では
、このようなサイクル３個の使用が好ましいが、成る条
件下では２サイクルで充分であることがわかっている、
しかし５０ａｔｍより高圧では、このようなサイクル２
個の使用が好ましい。
本発明の実施態様では、５０気圧の窒素流を冷却するた
めに３動作流体サイクルを用いる。全てのタービンは１
５〜１６気圧の出口圧力と、１１．７５にの出口温度（
１６気圧において）とを釘する。高温タービン動作流体
サイクルは１７５に〜１８５にの範囲内のタービン入口
温度、８０〜９０ａｔｍの入口圧力で運転する。中間タ
ービン動作流体サイクルは１６５に〜１５５にの範囲内
のタービン入口温度、６０〜６５ａｔｍの範囲内のター
ビン人口圧力で運転し、低温タービン動作流体サイクル
は１５０〜１４０に範囲内のタービン入口温度、４５〜
４８ａｔｍの範囲内のタービン入口圧力で運転する。
第１図に示した液化装置に対して、本発明から逸脱する
ことなく、種々の変化および変更を加えることが可能で
ある。例えば、混合冷却剤系９２の代りに単独冷却剤を
用いるような、代替冷却剤系を用いることもできる。第
１図に示した液化装置を窒素ではなくメタンの液化に用
いることも可能である。このような実施例では、前記動
作流体サイクルの全てにおける動作流体として窒素が依
然として用いられる。
【図面の簡単な説明】
第１図は本発明による方法を行うプラントを説明するフ
ローダイヤグラムであり、 第２図は動作流体サイクルの窒素動作流体供給流を加え
た、被冷却窒素流の温度−エンタルピープロフィルと、
「フラッシュガス」もどり流を加えた、動作流体サイク
ル内の窒素動作流体もどり流の温度−エンタルピープロ
フィルとの間の適合を説明する。 第３図は動作流体サイクルと被冷却物質とに関する前記
複合冷却曲線の温度−エンタルピープロフィルに対する
各動作流体サイクルの寄与を示す熱利用チャートである
。 第４図は熱交換の熱力学的損失に対する熱交換器デユー
ティの効果を示す熱利用図である。

Claims (16)

    【特許請求の範囲】
  1. （１）永久ガス流の温度を昇圧下でその臨界温度未満に
    低下させる工程と少なくとも２つの窒素動作液体サイク
    ルを実施して永久ガスの温度をその臨界温度未満に下げ
    るために必要な冷却の少なくとも一部を行う工程とを含
    み、このような窒素動作流体サイクルが窒素動作流体の
    圧縮と冷却、冷却した窒素動作流体の作用膨張と、作用
    膨張した窒素動作流体の前記窒素流に対する向流熱交換
    による加温とそれによる永久ガス流の冷却とを含み、少
    なくとも１つの窒素動作流体サイクルにおいて少なくと
    も１つの他の窒素動作流体サイクルにおけるよりも高温
    において作用膨張が開始し、各動作流体サイクルにおい
    て作用膨張終了時の窒素動作流体の温度が他の動作流体
    サイクルにおけるこのような温度と同じかまたは実質的
    に同じであることから成る、窒素またはメタンを含む永
    久ガス流の液化方法。
  2. （２）前記少なくとも１つの動作流体サイクルの窒素動
    作流体の温度が作用膨張開始時に２００Ｋ未満である特
    許請求の範囲第１項記載の方法。
  3. （３）前記温度が１７５〜１９０Ｋの範囲内である特許
    請求の範囲第２項記載の方法。
  4. （４）前記永久ガスの周囲温度から前記温度までの冷却
    が混合冷却剤サイクルによって直接または間接的に行わ
    れる特許請求の範囲第２項または第３項記載の方法。
  5. （５）各動作流体サイクルにおいて、動作流体が膨張す
    る圧力が他のサイクル（複数の場合も）で動作流体が膨
    張する圧力と同じである特許請求の範囲第１項〜第４項
    のいずれかに記載の方法。
  6. （６）前記少なくとも１つの動作流体サイクルにおいて
    、作用膨張開始時の圧力が少なくとも７５気圧である特
    許請求の範囲第１項〜第５項のいずれかに記載の方法。
  7. （７）前記圧力が８０〜９０気圧の範囲内である特許請
    求の範囲第６項記載の方法。
  8. （８）前記永久ガス流の温度を作用膨張開始時の前記圧
    力より低い圧力において、前記熱交換によってその臨界
    温度未満にまで下げる、特許請求の範囲第６項または第
    ７項記載の方法。
  9. （９）各窒素動作流体サイクルにおいて、作用膨張終了
    時の窒素が飽和または飽和に近い状態である特許請求の
    範囲第１項〜第８項のいずれかに記載の方法。
  10. （１０）作用膨張終了時の温度が２つの絶対温度に及び
    範囲内であり、その範囲の下端において飽和温度と結合
    する特許請求の範囲第９項記載の方法。
  11. （１１）各窒素動作流体サイクルにおいて、作用膨張終
    了時の温度が１１０〜１２６Ｋの範囲内である特許請求
    の範囲第１項〜第１０項記載の方法。
  12. （１２）２個または３個の窒素動作流体サイクルが存在
    する特許請求の範囲第１項〜第１１項記載の方法。
  13. （１３）前記永久ガス流の圧力をその臨界圧より高い圧
    力にまで上げ、前記窒素動作流体との熱交換関係を経た
    後の前記永久ガス流を貯蔵圧力まで膨張させ、生成する
    液体を回収して、生成するガスを前記永久ガス流に対し
    て向流で熱交換させる特許請求の範囲第１項〜第１２項
    のいずれかに記載の方法。
  14. （１４）前記少なくとも１つの窒素動作流体サイクルに
    おいて、作用膨張手段の入口に流入する動作液体の少な
    くとも１部が永久ガス流を冷却する熱交換器とは別の熱
    交換器内での熱交換によって冷却される特許請求の範囲
    第１項〜第１３項のいずれかに記載の方法。
  15. （１５）前記別の熱交換器が混合冷却剤系によって冷却
    する特許請求の範囲第１４項記載の方法。
  16. （１６）永久ガス流と窒素動作流体とを単一フィード流
    から導く特許請求の範囲第１項〜第１５項のいずれかに
    記載の方法。
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