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JPS613985A - ガスの冷却、液化法 - Google Patents

ガスの冷却、液化法

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Publication number
JPS613985A
JPS613985A JP60126392A JP12639285A JPS613985A JP S613985 A JPS613985 A JP S613985A JP 60126392 A JP60126392 A JP 60126392A JP 12639285 A JP12639285 A JP 12639285A JP S613985 A JPS613985 A JP S613985A
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JP
Japan
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cooling fluid
cooling
gas
fluid
pressure
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Pending
Application number
JP60126392A
Other languages
English (en)
Inventor
ルイジ・ガツジ
オロンゾ・スグエーラ
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
SnamProgetti SpA
Original Assignee
SnamProgetti SpA
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by SnamProgetti SpA filed Critical SnamProgetti SpA
Publication of JPS613985A publication Critical patent/JPS613985A/ja
Pending legal-status Critical Current

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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】 なくとも１の構成成分が低沸点を有するものであるガス
混合物を冷却し、液化する方法に係わる。
いわゆる「直列（縦列）」式の天然ガス液化法は公知で
あり、該方法では、被冷却流体は、連続する熱交換にお
いて、徐々に低い沸点を有する複数の冷却流庫によって
徐々に層化される。
この方法の欠点は、多数の熱交換器が必要であり、さら
に循環装置及び他の部材についても多数使用する必要が
あることである。
これはプラントコストヲ増大させ、同時にプラントの信
頼性を低下させる。さらに、冷却流体（純粋又は純粋に
近い化合物ンの特性により階段状の熱（吸熱９曲線を示
し、多少傾斜する連続形状をもつ被冷却ガスの冷却曲線
を生じ得ない。
このため、冷却サイクルの効率は比較的低くかつエネル
ギ損失を招く。
その全部又は一部が凝縮される多成分系冷却流体を使用
する熱交換器によって行なわれる液化性蒸発の際、少な
くとも策も重要な部分では、厳衝にその冷却曲線に従う
。この場合、ただ１つのコンプレッサを使用すればよく
、プラントの簡略化がはかれる。この方法は有利ではあ
るが、天然ガスの液化の場合には、現在の経済的に好ま
しいＴ業的液化ラインのサイズでは、ただ１つのコンプ
レッサとして、工業的に現在使用されているものよりも
大きい各員のものが必要である。それ故、前記の如き混
合冷却流体による方法が使用されているが、ただし多成
分又は純粋な補助冷却流体を、同一装置又は別個の装置
における天然ガス又は主冷却流体の予冷却のために使用
している。この場合、閉鎖冷却サイクルは２つであり、
その各々は別個のコンプレッサを使用する。この種のサ
イクルの効率はかなり大きく、主流体は、その温度範囲
内で天然ガスの冷却曲線にうまく適合する。
しがしながら、これは、主流体が気相の存在下で常時蒸
発すること全前提とし、このためには、相が分離するこ
となく、１つの熱交換器から他のもの捷で冷却流体の相
が完全に分布していることが前提となる。これは、コイ
ル形の熱交換器、すなわち円筒状コアの周囲でコイルを
形成するように巻ゆれた可鍛性の管でなる管群を有する
熱交換器を使用することにより可能となる。
このような種類の熱交換器は、従来技術に比べて、非常
に高い信頼性及び効率をもって使用されるが、そのコス
トは非常に高いままである。さらに、それらの重量及び
全体の寸法はかなり大きく、他の欠点となっている。
本発明の目的である方法は、それぞれ異なる３種類の冷
却流体（すなわち１次又は主多成分系流体、２次多成分
系流体及び３次多成分系又は純粋な単一成分系流体ンを
使用する３つの閉鎖ループ冷却サイクルを包含するもの
であり、被液化ガスはまず少なくとも部分的に３次流体
により予冷され、ついで２次流体により液化され、最後
に１次流体により過冷され、一方、この１次流体は２次
流体により冷却されて完全に又は部分的に凝縮し、この
２次流体は３次流体により冷却されて完全に凝縮し、３
次流体は１次流体の予冷をも行なう。
さらに詳述すれば、第１冷却サイクルでは、１次冷却流
体について、気相での圧縮、３次流体との熱交換による
予冷、２次流体との熱交換による冷却及び完全又は部分
的な凝縮、升での膨張、生成した液相及び気相の分離が
行なわれ、分離された気相は、凝縮され、過冷され、膨
張されかつ少なくとも部分的（で蒸発された後、分子Ｉ
ｉ後、過冷さＣれ、該気相と同じ蒸発圧力に膨張された
液相と混合され、このようにして生成された混合物は、
過冷される液化ガス及び分離された液相及び気相と向流
接触する熱交換器によって蒸発され、再び圧縮される前
にできれば過熱される。
第１サイクルが液化ガスの過冷のためにのみのものであ
るとの事実、及び低減された熱負荷時と同様に、狭くか
つ低温にシフトされた温度範囲（かかる温度範囲におい
て、被液化ガスの凝縮が２次冷却液体によって確実に行
なわれる）での使用により、その生な欠点（すなわ鶏嶋
価なコイル状熱交換器の必要性）をかなりの程度低減で
きる。
さらに、上記記載のものによれば、１次流体の凝縮圧力
は、２次流体の最低温度によって必要な部分、咲縮を得
るために要求される値以上に増大され、２次流体の竜低
温度よシもかなり高い温度で完全凝縮が達成される。こ
のような圧縮の目的は、第２サイクルから＄１サイクル
に冷却能力を移動させることにある。さらに、圧縮の目
的は、圧縮前に１次流体を過熱することにもあり、凝縮
された２次流体の一部の冷却に伴なってかかる過熱が行
なわれる。
このような移動に関する興味は、工業的規模での実施に
おいて、同じプラント内でほぼ等しい電カッコンプレッ
サ（同じ駆動ユニットにより部側されるコンプレッサ）
を使用することが有利であり、又は必要である点にある
。
りν 第１冷却サイ曾は次のように変形されうる。
すなわち、気相で圧縮された後の１次冷却流体について
、３次流体との熱交換により少なくとも部分的な予冷を
行ない、２次流体との熱交換により冷却して完全に凝縮
させ、過冷後、少なくとも２つの流れに分割し、これら
の流れをまず膨張させ、一方を蒸発前にさらに冷却させ
るよう十分に低い圧力とし、他の流れを前記のものより
も高い圧力とし、ついでこれらを被過冷液化ガス及び過
冷されるべき液流との向流熱交換により蒸発させ、最後
に再圧縮後相互に併わせる前に可能であれば過熱を行な
う。
２つの流れの過熱は、すでに３次流体により凝縮された
２次冷却流体の一部を過冷させることにより行なわれる
。
再圧縮は、たとえば２つの流れの場合には、低圧分を高
圧弁の圧力まで圧縮し、たとえば圧縮後の同じ１次冷却
流体の一部を予冷することにより残留する冷却能力を回
収した後の高圧弁と併わせ、生成した混合物を最終圧力
に圧縮することによって行なわれる。上述の１次流体の
低温熱交換はいずれも、プレート−フィン形熱交換器を
使用して、何ら欠点を生ずることなく行なわれる。
第２冷却サイクルでは、２次冷却流体について、少なく
ともガス状での圧縮、３次流体との熱交換による冷却及
び完全凝縮、２次冷却流体自体による過冷、２つの流れ
への分割（１つは低圧下にあり、他はそれよりも高い圧
力下にある）、液化されたガス、１次流体及び過冷され
る同じ２次冷却流体との向流熱交換による蒸発、及び再
圧線画における２つの流れの併合（再び１つの流れとな
るンが行なわれる。
２つの流れの場合、再圧縮及び１つの流れへの併合は、
低圧の流れを、高圧の流れ用の側部入口を有するコンプ
レッサによって圧縮することによつて行なわれる。
ガス及び１次流体の液化はただ１つの熱交換器おいて、
又は並列に配置された複数の熱交換体（流入及び流出流
体はすべて単−相流体である）において行なわれる。た
とえば、いわゆるプレート−フィン形のものである。
流入流体がいずれも単−相であるため、相の均質な分布
についての問題が解消される。
第２冷却サイクルを次のように変形することもできる。
すなわち、２次冷却流体について、ガス状でＥ４した後
に、３次冷却流体との熱交換による冷却及び完全凝縮を
行ない、２つの幅れに分割し、これら２つの流れヲ過冷
しく一方については１次流体との熱交換により、他方に
ついては同じ２次冷却流体との熱交換によるン、これら
を再び併わせ、さらに再度少なくとも２つの流れに分割
し、再圧縮及び再併合前に、これ゛らをまず膨張させ（
一方を低下のものとし、他方紫それよりも高（い圧力の
ものとする）、ついで被液化ガス、１次冷却流体及び過
冷される同じ２次冷却流体の一部との向流熱交換によっ
て蒸発させる。
可能であれば、２次流体の高圧流れは、再圧縮前に、被
液化ガスの一部の予冷のためにその冷却能力を使用する
ことによって過熱される。
上述の如く３次冷却流体は、純粋な１次分でなる。この
場合、第３サイクルはプロパン、グロベ／、アンモニア
、フレオン（商標名）又は他のガスを使用する一般に２
．３又ｉｄ４段階（すなわち蒸発温度レベル）式の従来
の冷却サイクルで構成される。あるい！４２又はそれ以
とのガスの混合物であってもよい。
３次冷却流体が多成分系のものである場合には、第３冷
却サイクルでは、この冷却流体について、ガス状でのモ
縮、外部の冷却＃（たとえば大気又Ｃは海水）との熱交
換による冷却及び完全凝縮、過冷及び複数の流れへの分
割が行なわれ、これらの流れは異なる圧力下で蒸発され
、このようにして、３次冷却流体自体の１冷、２次流体
の凝縮及び被液化ガスの少なくとも一部の予冷を行なう
に必要な冷却能力を提供する。
本発明の特車によれば、相分離、単一圧力下での蒸発及
び熱交換器の特定部位での冷却流体の再混合が行なわれ
る具体例で使用される１次冷却流体の組成は次のとおシ
である。
窒素Ｎ２　　　　　　　　０ないしｉｏモルチメタンＯ
Ｈ４０ないし７０モル憾 エテン（：ｉ２Ｈ，及び／又は エタン０２Ｈ，３０７Ｚいし５０モルチプロベンＣ，Ｈ
６及び／又 はプロパンＣ，Ｈ，、０ないし５モルチ完全凝縮が行な
われ、グレート−７ィン形熱交換器において２段階の蒸
発が行なわれる具体列では、組成は次のとおりである。
窒素Ｎ２　　　　　　　　０ないし１５モルチメタンｃ
Ｈ４６５ないし８５モルチ オンＣ２ｔ（、及び／又はエ タンＣ３Ｈ６５／３：いし３５モル係 ２次冷却流体の組成Ｆｉ次のとおりである。
メタンＯＨＯないし１５モルチ ェテンＣ２Ｈ，及び／又は エタンＣ２Ｈ６’　　　　　　　　６５７：ｚいし９０
モルチグロペンＣ３Ｈ６及び／又 はプロパンＯ，Ｈ８５ないし３５モル饅上記流体の１つ
で構成されない場合には、３次冷却流体の組成は以下の
ものでもよい。
不発明による方法は多くの利点を有するが、中でも以下
のものが指摘される。
（１）　　低温熱交換器を、いわゆるグレート−フィン
形に各易に応用できること。かかる場合、単位熱交換面
積当りのコストが低いこと、負荷ロスが少ないこと、モ
ジュール化及びコンパクト化が可能なことによる明白な
利点がＩＪ！られる。これは、２段階の圧力下で蒸発が
行なわれる（いずれの流れも実質的に単一の条件下にあ
る）具体例における第１サイクルについて明らかである
が、単−王力下で行なわれる具体例に関しても、２つの
理由により、ある程度有効である。理由の１つは、過冷
用熱交換器のサイズが公知の液冷−液化・装置のものよ
りもかなり小さく、たとえコイル形でなければならない
としても、経済的な欠点がかなり低減されることである
。経済的な理由のため、低減されたサイズのものについ
てｆ′Ｆ−ａすることにより、経済的に大きな余裕が得
られ、プレート−フィン形熱交換器を使用することによ
り効率が多少低下しても許容されつる。
（２）　　融由性があること。これにより、被液化ガス
の性質及び条件について適合性が得られ、同時に、異な
るデザイン条件に関してだけでなく、操作に関しても（
たとえば被数化ガスの予測され叫ない変化があった場合
）、最適熱力学的効率が維持される。かかる融通性は主
として本発明の下記の特徴によるものである。
１１次冷却流体の組成（メタン、窒素、エタン、エタン
、プロペン及びプロパン全含有する）が適切である仁と
。
＋＋　　２次冷却流体の組成（メタン、エタン、エタン
、クロベン、プロパンを含有する）が適切であること。
１１１　　第１サイクルの蒸発圧力 １ｖ　　異なる圧力下で蒸発される１次流体の流量の比 ■　第２サイクルの蒸発圧力 ｖｌ　　異なる圧力下で蒸発される２次流体の流量の比 ｖ１１２次冷却流体による一部凝縮又は完全凝縮及びつ
づく膨張後における１次流体の液相及び気相の流量の比 本発明の理解を容易なものとし、その利点を明白なもの
とするために、肉付の第１図ないし第４図を参照して、
好適な具体例について述べるが、これらは本発明を限定
するものではない。
実殉例１ 第１図を参照する。仁の図面に示された低沸点ガス、た
とえば天然ガスの冷却、液化装置では、　　３つの冷却
サイクルの能力は、上述の如く１次流体の過王縮及び膨
張により平向化されている。適当に前処理された天然ガ
スはパイプ１を介して温度３５°Ｃ，圧力５３．４バー
ル（有効ｌＥ）で熱交換器２に入る。なお、この天然ガ
スの組成（モル％）は次のとおりである。
窒素Ｎ２’　１．８１％ メタンＯＨ９８，０５チ エタフ　　　　　　　　　０．１４幅 天然ガスは、熱交換器２において、冷却流体であるプロ
パンの減上下での蒸発により冷却され、−３０°Ｃ１５
２バール（有効ＩＥＥ７）で該熱交換器２を出る。
パイプ３は、この天然ガスを熱交換器４に導き、ここで
２次冷却流体により天然ガスは冷却され、完全に液化さ
れる。　　□ 熱交換器４の出口において温度−９５°Ｃ，Ｅカ５０バ
ール（有効圧）の液体が優られる。ついで、この液化天
然ガスはパイプ５を介して熱交換器６に入り、１次冷却
流体により液冷される。
熱交換器６の出口から取出された液化天然ガスは、パイ
プ７を介して貯蔵位置に導かれ、−１５４”Ｃ，４８，
３バール（有効干）で貯蔵される。
一方、熱交換器６がら、下記の組成（モル％）をもつ１
次冷却液体が、完全に気化した状態で、−９８°Ｃ，１
，２バール（有効圧）において取出される。
窒素Ｎ２　　　　　　　３．３７％ メタンＣｌ−１６２，１８％ エテンＣ２Ｈ４３４，４５チ パイプ８により、これを熱交換器９に導き、ここで−４
０°ＣＫ過熱し、ついでパイプ１ｏにより、圧力０．９
バール（有効圧）のコンプレッサ１１の入口に導く。
コンプレッサ、たとえば遠心６段式（６羽根形）コンプ
レッサ、により１次冷却流体のガス全８．６バール（有
効圧ンに圧縮し、その間に温度は８９°Ｃに上昇する。
この時点で、圧６Ｍヲ続けるためには中間で冷却するこ
とが必要である。パイプ１２及び１３は、コンプレッサ
を熱交換器１４（たとえば海水冷却器）に接続し、この
熱交換器によりガスを４０°Ｃ１８，１バール（有効圧
）に冷却する。ついで、ガスは、同様にしてコンプレッ
サ１５において圧縮され、熱交換器１６において冷却さ
れ、コンプレッサ１５の後方部において圧縮され、熱交
換器１７において冷却される。
ンサイクルによりガスは一３０°Ｃ１３７，５バール（
有効ＩＥ）に冷却される。
ガスはパイプ１９を介して熱交換器４に入Ｑ、この熱交
換器の他の流れがすべて一９５°Ｃであるのに対して、
−７６，４°Ｃ，３７，１バール（有効圧）において、
完全に液化された状態でここから流出する。
このため、熱交換器４に、１次冷却流体を取出すための
側部出口を設ける必要がある。パイプ２０１　′″″′
１”Ｋ４３゛″゛−６ｆＵｉ’ｋ”°“″′−ル（有効
圧）に減圧し、一方、温度は液の約２１．３チが蒸発す
ることにより一９５°Ｃとなる。
ついで、これら液相及び気相はセパレータ２２で分離さ
れ、パイプ２３及び２４を介して熱交換器６に入る。気
相は、−１５４°Ｃで凝縮及び過冷された状態で熱交換
器の頂部から排出され、弁２５で減干された後、−１６
０°Ｃで再び熱交換器に入る。
この流体は上方管群を湿潤する間に、蒸発を生じながら
流下し、−１４２°Ｃとなる。セパレータ２２で分離さ
れた酸化相は、これに対して、熱交換器６の下方管群で
過冷され、−１４０°Ｃとなる。この酸化相は熱交換器
を出た後、上方管群を流下してくる気相と混合され、温
度−１４３°Ｃとなる。
下方管群を湿潤する間に、混合物は完全な蒸発を伴なっ
て流下し、それ自体の過冷及びそれ自体の気相の凝縮及
び冷却とともに、液化した天然ガスの過冷に必要な冷却
能力を提供する。
ガスは、底部を介して熱交換器６を出て、パイプ８に入
り、このようにして閉鎖サイクルが形成される。
下記モル組成を有する２次冷却流体は、コンプレッサ２
７で２６バール（有効圧）に圧縮され、温度１０４°Ｃ
となる。
メタンＣＨ１０％ メタンＣＨ８０，４％ プロパ／ｃ　Ｈ９，，６％ バイブ２８は、圧縮された２次冷却流体を脱退熱器２３
（たとえば海水を使用して作動するもの）に導き、ここ
で流体は３５°Ｃとなる。ついで、パイプ３０ｔ：を流
体を熱交換器２に導き、ここで流体はプロパンによって
完全に凝縮される。生成された液（３１）は−３０″Ｃ
，２５，１バール（有効ＦＥ）で熱交換器から排出され
、その後、部分される。部分された液の一方（３２）（
ｉ　（３１）の２３％）ｔ／−１熱交侯器９に導ゆれ、
ここで−９５°Ｃに通合され、ついでパイ１３３を介し
て再び他の部分（３４）と混合される。ただし、混合は
、他の部分（３４）が熱交換器４で一９５°Ｃに冷却さ
れた後である。このようにして再び併わされた２次冷却
流体（３５）は再び２つの流れに分けられる。第１の流
れ（３６）は升３７で２バー　ｋ　（Ｗ効Ｅ）にＭＥさ
れ、温＆−９９−６３°Ｃとなり、熱交換器４に導入さ
れ、完全に蒸発された状態で一３３°Ｃ１１，６バール
（有効圧）において排出される。パイプ３８は、これを
コンプレッサ２７の低干入口に導く。第２の流ｎ　（３
９）は同様に、弁４０で減圧され、熱交換器４で蒸発さ
れ、パイプ４１を介してコンプレッサ２７に導かれる。
第３冷却サイクルは公知技術による４段階プロパン工程
であり、この工程は必須部材として、熱交換器２ととも
に、コンプレッサ４２、冷却器４３（たとえば海水を使
用して作動されるもの〕、及びセパレータ４４．４５及
び４６ｊｒ：包含する。この場合、グレート−フィン形
で構成されるが、適当な数のケトル形管束熱交換で置換
えることもできる。ただし、符号４７．４８．４９及び
５０で示す如く減圧弁の数が複数となる欠点がある。
この実施例では、市販のプロパンを使用し、４０”Ｃ１
１２，９バール（有効圧）で凝縮し、ついで、４ｆ５１
．５２及び５３を介して上述の如きエコノマイザ−セパ
レータで、それぞれ６６バール（有効圧）及び１６°Ｃ
１２，９バール（有効圧）及び−６°Ｃ１及び１．２５
バール（有効圧）及び−２２°Ｃに減圧される。弁４７
を通過した後では、プロパンは一３２°Ｃ，０，４バー
ル（有効圧〕となる。プロパンは純粋な流体であるため
、実際には、上述の如＜−鎗温劇で蒸発し、遠心コンプ
レッサ４２により吸引される。
この冥＠例では、液化される天然ガスの流量を２６８．
６　）７７時間として、上述の方法を実姉したところ、
以下の結果が得られた。
１次冷却サイクルでは、ガス】８０トン／時間で循環す
る必要があシ、このガスをコンプレッサ１１及び１５で
０．９バール（Ｍ効１ｌＥ）がら３８．４バール（有効
圧〕に王権するには、電力２５５７０　ＫＷが必要であ
った。
平均対数温度偏差に対する交換部員の比が、熱交換器６
及び９に関して、それぞれ４，１２０，０００Ｋｃａｆ
／ｉ侍間・°Ｃ及び７８０，０００　Ｋｃａｊ！　／％
間−”ＯＫ維持されたことは極めて興味深い。
イ　　　　　　２次冷却サイクルでは、上記ガスを４５
２トン／時間で循環させることが必要であり、コンプレ
ッサ２７は電力２７，２４０　Ｋｗ２消費した。熱交換
器４の熱ディメンジョニングを、１０，１５０，０００
　ＫｃａＬ／時間・”Ｃ′ｆ：基礎として行ない、一方
、冷却流体の分割比を、低圧で蒸発されるもの６０％及
び高圧で蒸発されるもの４０％とした。
プロパンコンプレッサの全体の容量は１０４７）７７時
間であシ、その電力は２７５８０　ＫＷであった。
熱交換器は比絞的小さく、計算された１０，０００，０
００ＫｃａＪ−７１４間・°Ｃ以上のものを要求するこ
とはながった。
実姉例２ 第２１を参照する。この装置は第１図のものと同様であ
るが、第３冷却サイクルが３棟の圧力段階で蒸発される
混合冷却流体を使用するサイクルである点で異なる。
この第３冷却サイクルは、その必須の役割として、コン
プレッサ４２によるガス状の３？′に冷却流体の子線、
外部冷却源による冷却器５４での冷却及び完全凝縮、冷
却器５５における過冷、熱交換器２内における４Ｐ５６
．５７及び５．８による異なる３種の圧力下での蒸発（
これにより、３次冷却流体自体の冷却、２次冷却流体の
凝縮及び液化されるガスの予冷に必要な冷却能力を生ず
る〕、最後に３棟の流れ５９．６０及び６１の再王権を
行なう。
エタン及びプロパンの等モル混合物を利用することによ
り、第１段階、第２段階及び第３段階における蒸発圧力
は、それぞれ４，４．９，１及び１６６３バール（Ｖｉ
効Ｆｆ、）である。
冷却流体５９．６０及び６１の流量は、３段階でそれぞ
れ４７５．２５５　及び２８４トン／時間であり、コン
プレッサの総電力１ｒｉ２５６００Ｋｗで、ｌ、この棟
のサイクルでは、純粋なプロパンを使用するサイクル（
り、だし４段階である）に比べて、大きい効率が鍔られ
る。冷却流体の熱交換曲線も、最小温度偏差が常時２°
Ｃ以下となることなく、２６．１００，０００　Ｋｃａ
ｌ　７時間−”ｃ　１基礎とする熱交換４２の熱ディメ
ンジョニングから観察されるように、負荷曲線とうまく
適合する。
夷帷例３ 第３図を参照する。εの装置は、第２図のものと同様で
あるが、３つのサイクルにおいて前記のものと同じ最低
温度に維持できると同時に、同じ電力が要求されないよ
う変形を加えたものである。
さらに正確には、この装置は、膨張弁２１が除去されて
いる点、流出する高温流体がすべて同じ温度であるよう
簡素化された熱交換器４を使用している点、及び２つの
中間冷却段階６３及び６４ケもつ単一コンプレッサ１１
を使用している点で前記のものと異なっている。
このようにすることによって、第１サイクルの放出圧力
は１９．５バール（有効圧〕に低下され、一方、３種の
コンプレッサ１１．２７及び４２の′電力比は、全体の
電力が同一に維持される際、約２：３：３である。
実＠汐り４ 第４図を参照する。この装置は本発明の他の具体例に係
るもので、第１冷却サイクルにおいて、冷却流体の完全
凝縮及び２段階の圧力条件下での蒸発が行なわれ、第１
コンプレツサにより吸引される流れの過熱が行なわれる
。
下記モル組成を有する１次冷却流体はコンブ、レツサ１
１及び１５で圧縮され、３５．３バールとなる。
窒素Ｎ２．　　　　　　３．１６係 メタンＯＨ，６９，７２％ エエタＯＨ２７，２２％ つづいて、冷却器Ｊ７で冷却され、その後、分割されて
、一部（１８）（５４％）については混合冷却流体を使
用する第３冷却サイクルにおいて、残部（６５）につい
ては熱交換器６６において、残留する冷却能力が回収さ
れる。
パイプ６７及び１９Ｆｉ、熱交換器６６及び２から各々
放出された１次冷却流体ヲハイプ６８に送り、熱交換４
４に供給する。ここで、１次冷却流体は２次冷却流体に
より液化され、パイプ２０を介して−８３，７°Ｃで熱
交換器から排出される。パイプ２０は、この流体を熱交
換器６に導く。この熱（交換器において、１次流体は一
１５４°Ｃに過冷され、液化ガスとなる（６９）。出口
において、パイプ７０及び７１にそれぞれ５６．３％及
び４３．７％の割合で分割され、升７２及び７３でそれ
ぞれ７．２バール（相対ＦＥ、）及び０．４３バール（
相対Ｅ）に減圧される。かかる２つの流れは、熱交換器
６の異なる２つの流路で蒸発され、加熱されて−８６，
７°Ｃとなる。これらは、さらに熱交換器７４において
一３４°Ｃに過熱され、その後、低圧流れ（７５）はコ
ンプレッサ１１において圧縮され、冷却器７６において
室／！！まで脱過熱され、高圧流れ（７７）（熱交換器
６６を通過する間に、残留する冷却能力を放出し・たも
の）と混合される。
冷却器１６における中間冷却作用を具備するコンプレッ
サ１５は、冷却流体を３５．３バール（相対圧）に戻し
、閉鎖サイクルを形成する。２つのコンプレッサの総容
量Ｆｉ２１８　）７７時間であり、総電力は２４９４０
　ＫＷである。
熱交換器６は、６．Ｉ　Ｘ　１０’　Ｋｃａｌ／ｉ４間
−”Ｃを基礎として設計されたものである。
第２冷却サイクルは前述の具体例と全く同じであり、そ
の特性は以下のとおりである。
モル組成： メタンＣＨ４’　０．９０チ ェテア。Ｈ７８，５％ プロパンＯＨ２０，６％ 吸気圧カニ　ｏ、ｓ　ｏバール（相対ＩＥ）及び４．９
５バール（相対ＦＥ）排気圧カニ３５°Ｃでの凝縮に関
して１６．９３　ノ＜−ル（相対圧）総容量に対する吸
気割合：それぞれ７５．１％及び２４．９％総各量：　
４４２．５　）７７時間（熱交換器４及び７４における
過冷：それぞれ６６．２％及び３３．８％）コンプレッ
サ２７の罵カニ　２４３１０　ＫＷ熱交換器４のディメ
ンジョニング：　１２．９　Ｘ　１０’　Ｋｃａｌ！Δ
寺田・°Ｃ混合冷却流体を使用する第３冷却サイクルも
、前記のものと同じであり、その特性は以下のとおりで
ある。
モル組成： エタンＯＨ、５０チ プロパンＣ，８８５０％ 容量： 第１段階　　　　　　　　４６４．３　）ン／時間第２
段階　　　　　　　　２５３．０　）ン／時間第３段階
　　　　　　　２４８．４　）ン／時間吸吸気力ニそれ
ぞれ４．１バール（相対圧）、８．５バール（相対圧）
、１６．２バール（相対圧） 排気圧力：　２７．９バール（相対モ〕コンプレッサの
電カニ　２４８００　ＫＷ熱交換器２のディメンジョニ
ング：　１９．３　Ｘ　１０”’　Ｋｃａｌ　７時間・
°Ｃ 前述の実＃Ｉｉｉ例では、室温を３０°Ｃと仮定してい
る。本実施例では、前述の実施例と同じ条件下で実施し
た場合の理論的液化可逆サイクルは、總電力３５７２５
　ＫＷを必要とし、きって該実施例の熱力学的効率は４
８．２％である。公知の方法の最良のものについては、
熱力学的効率は一般に４３％であり、たとえば、それら
の中で最も効果的なもの（Ｐｒｅｃｏｏｌｌｊｅｄ　Ｔ
ｅａｉａｒｃ　）　　についても、４６．４％である。
この点より、本発明の方法がエネルギに関しＭ利である
ことが明らかである。
なお、第１図ないし第４図中、同一の符号をもって示す
部材はいずれも同じものを示す。
【図面の簡単な説明】
第１図ないし第４図は、本発明の方法の実施に好適な具
体例のフローシートである。 ２．４．６−・熱交換器、１１，１５，２７．４２　　
・・コンプレッサ。 （ほか１名） 手続補正書（方式） 昭和６０年７月２２日

Claims (1)

  1. 【特許請求の範囲】 １　低沸点のガス又はガス混合物を冷却し、液化する方
    法において、１次多成分系流体、２次多成分系流体又は
    ３次多成分系又は純粋な単一成分系流体でなるそれぞれ
    異なる３種類の冷却流体を使用する３つの閉鎖ループ冷
    却サイクルを使用し、被液化ガスを少なくとも部分的に
    前記３次冷却流体により予冷し、ついで前記２次冷却流
    体により液化し、最後に前記１次冷却流体により過冷し
    、一方、この１次冷却流体を前記２次冷却流体により冷
    却して完全に又は部分的に凝縮させ、この２次冷却流体
    を前記３次冷却流体により冷却して完全に凝縮させると
    ともに、この３次冷却流体により前記１次冷却流体の予
    冷をも行なうことを特徴とする、ガスの冷却、液化法。 ２　特許請求の範囲第１項記載の方法において、前記１
    次冷却流体を使用する第１冷却サイクルで、前記１次冷
    却流体について、気相での圧縮、前記３次冷却流体との
    熱交換による予冷、前記２次冷却流体との熱交換による
    冷却及び完全凝縮、弁での膨張、生成した液相及び気相
    の分離を行ない、分離された気相を、凝縮させ、過冷し
    、膨張させかつ少なくとも部分的に蒸発せしめた後、分
    離後、過冷し、前記気相と同じ蒸発圧力に膨張せしめた
    液相と混合し、このようにして生成された混合物を、被
    過冷液化ガス及び分離された前記液相及び気相と向流接
    触する熱交換器によって蒸発せしめ、再圧縮する前に過
    熱する、ガスの冷却、液化法。 ３　特許請求の範囲第１項記載の方法において、前記１
    次冷却流体を使用する第１冷却サイクルで、前記１次冷
    却流体について、気相での圧縮、前記３次冷却流体との
    熱交換による予冷、前記２次冷却流体との熱交換による
    冷却及び部分的な凝縮、生成した液相及び気相の分離を
    行ない、分離された気相を、凝縮させ、過冷し、膨張さ
    せかつ少なくとも部分的に蒸発せしめた後、前記分離後
    、過冷し、前記気相と同じ蒸発圧力に膨張せしめた液相
    と混合し、このようにして生成された混合物を、被過冷
    液化ガス及び分離された前記液相及び気相と向流接触す
    る熱交換器によって蒸発せしめ、再圧縮する前に過熱す
    る、ガスの冷却、液化法。 ４　特許請求の範囲第１項記載の方法において、前記１
    次冷却流体を使用する第１冷却サイクルで、前記１次冷
    却流体を気相で凝縮させ、前記３次冷却流体との熱交換
    により少なくとも部分的に予冷し、前記２次冷却流体と
    の熱交換により冷却して完全に凝縮させ、過冷後、少な
    くとも２つの流れに分割し、これらの流れをまず膨張さ
    せ、一方を蒸発前にさらに冷却されるよう十分に低い圧
    力とし、他の流れを前記のものよりも高い圧力とし、つ
    いでこれらを被過冷液化ガス及び被過冷液流との向流熱
    交換により蒸発させ、最後に再圧縮及び再併合前に過熱
    する、ガスの冷却、液化法。 ５　特許請求の範囲第２項ないし第４項のいずれか１項
    に記載の方法において、前記流れの過熱を、前記３次冷
    却流体により前もって凝縮された前記２次冷却流体の一
    部との熱交換を介して行なう、ガスの冷却、液化法。 ６　特許請求の範囲第４項記載の方法において、分割さ
    れた流れの数が２であり、これらの再圧縮を、分割され
    た低圧分を高圧分の圧力まで圧縮し、残留する冷却能力
    を回収した後の高圧分と併わせ、生成した混合物を最終
    圧力に圧縮することによって行なう、ガスの冷却、液化
    法。 ７　特許請求の範囲第６項記載の方法において、前記高
    圧流れからの残留冷却能力の回収を、圧縮後の同じ１次
    冷却流体の一部を予冷することによって行なう、ガスの
    冷却、液化法。 ８　特許請求の範囲第１項記載の方法において、前記２
    次冷却流体を使用する第２冷却サイクルで、この２次冷
    却流体について、気相での圧縮、前記３次冷却流体との
    熱交換による冷却及び完全凝縮、該２次冷却流体自体に
    よる過冷、２つの流れへの分割（１つは低圧下にあり、
    他はそれよりも高い圧力下にある）、液化されたガス、
    前記１次冷却流体及び過冷される同じ２次冷却流体との
    向流熱交換による蒸発、及び再圧縮前における２つの流
    れの併合を行なう、ガスの冷却、液化法。 ９　特許請求の範囲第１項記載の方法において、前記２
    次冷却流体を使用する第２冷却サイクルで、この２次冷
    却流体について、気相での圧縮、前記３次冷却流体との
    熱交換による冷却及び完全凝縮を行ない、２つの流れに
    分割し、これら２つの流れを、一方については前記１次
    冷却流体との熱交換により、他方については同じ２次冷
    却流体との熱交換により過冷し、これらを再び併わせ、
    さらに再度少なくとも２つの流れに分割し、再圧縮及び
    再併合前に、これらをまず膨張させて、１つの流れを低
    下のものとし、他の流れをそれよりも高い圧力のものと
    し、ついで被液化ガス、前記１次冷却流体及び過冷され
    る同じ２次冷却流体の一部との向流熱交換によって蒸発
    させる、ガスの冷却、液化法。 １０　特許請求の範囲第８項又は第９項記載の方法にお
    いて、前記２次冷却流体の最も高い圧力の流れを、再圧
    縮前に、被液化ガスの一部の過冷を介して過熱する、ガ
    スの冷却、液化法。 １１　特許請求の範囲第１項記載の方法において、前記
    ３次冷却流体を使用する第３冷却サイクルで、純粋な単
    一成分系でなる該３次冷却液体を２、３又は４段階又は
    蒸発温度レベルで蒸発させる、ガスの冷却、液化法。 １２　特許請求の範囲第１項において、多成分系でなる
    前記３次冷却流体を使用する第３冷却サイクルで、この
    多成分系３次冷却流体について、気状での圧縮、外部冷
    却源との熱交換による冷却及び完全凝縮、過冷及び複数
    の流れへの分割を行ない、これらの流れを異なる圧力下
    で蒸発せしめ、この３次冷却流体自体の過冷、前記２次
    冷却流体の凝縮及び被液化ガスの少なくとも一部の予冷
    を行なうに必要な冷却能力を提供する、ガスの冷却、液
    化法。 １３　特許請求の範囲第１項ないし第３項のいずれか１
    項に記載の方法において、前記１次冷却流体が、メタン
    ４０ないし７０モル％、エテン及び／又はエタン３０な
    いし５０モル％、窒素０ないし１０モル％、プロペン及
    び／又はプロパン０ないし５モル％を含有するものであ
    る、ガスの冷却、液化法。 １４　特許請求の範囲第１項又は第４項記載の方法にお
    いて、前記１次冷却流体が、メタン６５ないし８５モル
    ％、窒素０ないし１５モル％、エテン及び／又はエタン
    ５ないし３５モル％を含有するものである、ガスの冷却
    、液化法。 １５　特許請求の範囲第１項、第８項又は第９項記載の
    方法において、前記２次冷却流体が、メタン０ないし１
    ５モル％、エテン及び／又はエタン６５ないし９０モル
    ％、プロペン及び／又はプロパン５ないし３５モル％を
    含有するものである、ガスの冷却、液化法。 １６　特許請求の範囲第１項又は第１１項記載の方法に
    おいて、前記純粋な単一成分系３次冷却流体が、プロパ
    ン、プロペン、アンモニア及びフレオンの中から選ばれ
    るものである、ガスの冷却、液化法。 １７　特許請求の範囲第１項又は第１２項記載の方法に
    おいて、前記多成分系３次冷却流体が、エテン及び／又
    はエタン２５ないし７５モル％、プロペン及び／又はプ
    ロパン２５ないし７５モル％を含有するものである、ガ
    スの冷却、液化法。
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