DE69915098T2

DE69915098T2 - Verfahren und Vorrichtung zur Verflüssigung eines Gases

Info

Publication number: DE69915098T2
Application number: DE69915098T
Authority: DE
Inventors: Vadim Ivanovich Alferov; Lev Arkad'evich Baguirov; Vladimir Isaakovich Feygin; Aleksandr Arkad'evish Arbatov; Salavat Zainetdinovich Imaev; Leonard Makarovich Moscow Region Zukovskiy DMITRIEV; Vladimir Ivanovich Rezunenko
Original assignee: Translang Technologies Ltd
Current assignee: Translang Technologies Ltd
Priority date: 1998-10-16
Filing date: 1999-10-15
Publication date: 2004-10-28
Anticipated expiration: 2019-10-16
Also published as: ATE260454T1; AU6184599A; BR9915550A; DE69915098D1; NO20011893D0; AU750712B2; CA2286509A1; EP1131588B1; EA200100449A1; NO20011893L; CA2286509C; EP1131588A1; EA002780B1; WO2000023757A1; US6372019B1

Description

Gebiet der Technik, zu dem Erfindung gehört
Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren und einen Apparat zum Trennen der Komponenten eines Gasgemisches durch Verflüssigen und kann auf verschiedenen Gebieten der Technik, einschließlich der Anwendungen für das Erhalten der verflüssigten Gase, zum Beispiel, für die Nutzung in der Gas- und Erdölverarbeitung, in der Metallurgie, der Chemie und anderen Gebieten der Technik verwendet sein.
Erfindungsvoraussetzungen
Das überall verwendete Verfahren zum Verflüssigen eines Gases beinhaltet die Kompression des Gases im Kompressor, die vorhergehende Abkühlung im Wärmetauscher und die weitere Abkühlung in der Expansionsmaschine mit der nachfolgenden Expansion des Gases im Drosselventil, das zur Abkühlung und der Kondensation führt. Im folgenden wird die flüssige Phase versammelt und ausgeschieden (siehe: Polytechnisches Wörterbuch, 1989, Moskau, "Sowetskaja Enzyklopedia", Seite 477 [1]). Ein Nachteil des bekannten Verfahrens ist die Kompliziertheit seiner Verwirklichung und die Sensibilität zum Vorhandensein der Tröpfchen der Flüssigkeit im Eingangsgasleitungsnetz.
Es ist ein Verfahren zum Trennen der Komponenten eines Gasgemisches durch Verflüssigen bekannt, das die stufenweise Gasgemischabkühlung bis zu den Temperaturen des Verflüssigens jeder Komponente und die Entnahme der entsprechend flüssigen Phase auf jedem Stadium (siehe JP 07253272 , F 25 J 3/06, 1995 [2]) umfasst. Ein Nachteil des bekannten Verfahrens ist die kleine Effektivität bei dem großen Energieaufwand.
Es ist auch ein Verfahren zum Trennen der Komponenten eines Gasgemisches durch Verflüssigen bekannt, das in sich die adiabatische Gasgemischabkühlung in der Überschalldüse und das Abtrennen der flüssigen Phase (siehe Patent USA Nr 3528217,
55–15,
B01D 51/08, 1970 [3]) umfasst. Im bekannten Verfahren verwirklicht sich das Abtrennen der flüssigen Phase mittels der Richtung der Gasflüssigkeitsmischung auf die perforierte Scheidewand mit der Abweichung des Stroms von der einfachen geradlinigen Bewegung. Als Ergebnis der Abweichung des Stroms entstehen die zentrifugalen Kräfte, und unter der Wirkung dieser zentrifugalen Kräfte verschieben sich die Tröpfchen der flüssigen Phase in der radialen Richtung nach außen. Dabei gehen die Tröpfchen der flüssigen Phase durch die perforierte Scheidewand, für die nachfolgende Scheidung, und gehen in den Empfänger ein. Ein Nachteil des bekannten Verfahrens ist seine geringe Effektivität. Diese niedrige Effektivität besteht darin, dass bei der Abweichung des Gasstroms, der sich mit der Überschallgeschwindigkeit bewegt, die Stoßwellen, die die Temperatur des Gases erhöhen, entstehen, das zum unerwünschten Verdampfen eines Teiles der kondensierten Tröpfchen zurück in die Gasphase führt.
Unter den bekannten Verfahren ist das nächste Analogon der vorliegenden Erfindung das Verfahren zum Abscheiden der Gase durch Verflüssigen nach dem Patent USA Nr 5306330,
95–29,
B01D 51/08, 1994 [4]. Das bekannte Verfahren kann für das Trennen der Komponenten eines Gasgemisches (siehe Spalte 1, Zeile 5–10 im Dokument [4]) verwendet werden.
Das vorliegende Verfahren schließt in sich die Abkühlung der Gase in Überschalldüse und die Entnahme der flüssigen Phase ein. In der Düsezone gibt es ist die Stoßwelle, und das Wirkungsprinzip des bekannten Verfahrens besteht darin, dass schon die formierende Tröpfchen die große Trägheit haben. Infolgedessen haben die Tröpfchen hinter der Düse die höhere Geschwindigkeit, was ihre Scheidung unter der Wirkung der zentrifugalen Effekte erleichtert. Für den Entnahme der flüssigen Phase lehnt man den gekühlten Gasstrom, der schon die Tröpfchen der kondensierten flüssigen Phase enthält, nach der krummlinige Trajektorie von der Düseeingangsachse ab. Als Ergebnis der Abweichung des Stroms, bei der Wirkung der Trägheit und der entstehend zentrifugalen Kräfte, verschieben sich die gebildeten Tröpfchen in der radialen Richtung hach außen von der Achse des Stroms. Danach teilt man den Strom auf zwei Kanäle, wobei ein Teil des Stroms, der die Tröpfchen aufnimmt, nach einem Kanal geht, und anderer Teil des Stroms, im Wesentlichen, trocken und frei vom Tröpfchen der flüssigen Phase, geht durch anderen Kanal. Das vorliegende Verfahren ist dem Verfahren ähnlich, das in [3] eröffnet ist, darin, dass das Gas, im Wesentlichen, in das Drehen angetrieben wird, d. h. er macht die Umdrehung um die Achse, die senkrecht zur ursprünglichen Achse und zur Richtung der Strömung des Stroms in der Düse ist.
Ein Nachteil des bekannten Verfahrens ist seine kleine Effektivität. Es ist damit bedingt, dass bei solcher Wendung des Gasstroms die Stoßwellen entstehen; daraufhin wächst seine Temperatur, was zur Verdunstung des Teiles schon kondensierten Tröpfchen anführt.
Außerdem wird bei dem Verflüssigen der abgesonderten Komponente der Partialdruck der bleibend Gasphase herabgesetzt. Also muss man für volle (weitere) Verflüssigen die Senkung der statischen Temperatur des Stroms gewährleisten. Dies kann durch die Vergrößerung der Stufe der adiabatische Ausdehnung des Stroms, also durch die Vergrößerung seiner Mach-Zahl erreicht sein. Es fordert die wesentliche Verkleinerung des Ausgangsdrucks des Stroms, was die Effektivität dieser Technologie vom Gesichtspunkt der erforderlichen Leistung verengert.
Es ist auch ein Apparat für das Gasmischungskomponenten- und Isotopeabtrennen bekannt, die den Verdampfer, die krummlinige Überschalldüse, den Trenner als das gekühlte Messer und den Empfänger der geschiedenen Komponenten (siehe die Beschreibung zum Patent Russischer Föderation Nr 2085267, B01D 59/18, 1997 [5]) enthält. Ein Mangel des bekannten Apparates ist die Kompliziertheit der Konstruktion und die kleine Effektivität bezüglich sowohl der Energienutzung die für die Verwirklichung notwendig ist, als auch dem Abtrennensgrad.
Alle untersuchten Verfahren, mit Ausnahme von dem ersten, haben den gemeinsamen Nachteil, der wesentlich ihre Effektivität verringert und besteht im Vorhandensein der Stoßwelle, entstehend als Ergebnis der Veränderung der Richtung des Gasstroms. Solche Stoßwellen, erstens, erwärmen das Gas, was zur Verdunstung der Tröpfchen führt, und, zweitens, verringern wesentlich den Druck des Gases auf dem Ausgang des Apparats.
Das Patent USA US-A-4531371 beschreibt den Prozess der Produktion des Stickstoffes und des Sauerstoffes aus der zusammengepressten und gekühlten Luft, d. h. der die Luftkompression von 3 bis zu 5 bar und seine Abkühlung bis zu dem gesättigten Zustand bei dem Teilverflüssigen von 900°K bis zu 1000°K einschließt. Die gekühlte Luft mit dem teilweisen Flüssigkeitsgehalt wird in wenigstens einem Wirbelrohr.
Das europäische Patent EP-A-0344748 beschreibt den Gasreinigungsapparat, der auf der Idee des Wirbelrohres gegründet ist, der für die Reinigung des Gases, das abgewogene Partikel enthält, von diesen Partikeln verwendet wird. Der Apparat hat ein Außenrohr mit dem Eingangsende und die Reihe der niedriger nach dem Strom in der Zone der Erzeugung der Wirbel angeordnete Wirbelgeneratoren, sowie die Antrennungszone.
Die Aufgabe, auf deren Lösung die vorliegende Erfindung gerichtet ist, besteht in der Erhöhung der Effektivität des Gasgemischabtrennens durch Verflüssigen und in der Versorgung der Scheidung der Gasgemischkomponenten im Moment ihrer Verflüssigung.
Die erwähnte Aufgabe wird laut der vorliegenden Erfindung mittels der Schaffung des Verflüssigensverfahrens gelöst, der die adiabatische Gasgemischabkühlung in der Überschall- oder Unterschalldüse und die Entnahme der flüssigen Phase umfasst. Dabei ändern man laut der Erfindung den Partialdruck der Gaskomponenten im Gemisch. Auf solche Weise, können entsprechend einem Aspekt der Erfindung die Partialdrücke in die Ausgangsgasmischung in der Apparat nach der Erfindung auf solche Weise abgeändert sein, damit die Temperatur der Kondensation der Komponente, die bei dem normalen Druck die mehr niedrige Temperatur der Kondensation hat, als die Temperatur der Kondensation der Komponente, die bei dem normalen Druck die höhere Temperatur der Kondensation hat, höher war. Weiter, wählt man die Düsengeometrie, die die Erhaltung im Laufe der Komponentenabkühlung mit höher bei dem normalen Druck der Kondensationstemperatur in der Gasphase und das Komponentenverflüssigen mit der mehr niedrigeren bei dem normalen Druck Kondensationstemperatur in der ausreichenden für die Auflösung in ihm der Hauptmasse der Gasphase der Komponente mit der höheren Kondensationstemperatur bei dem normalen Druck Menge gewährleistet.
Darstellung der Erfindung
Entsprechend dem ersten Aspekt der vorliegenden Erfindung wird das Verflüssigungsverfahren des Gases, welches die nächsten Operationen umfasst, vorgeschlagen:

(1) das Gas in eine Wirbelgeschwindigkeit versetzen;
(2) das Gas mit der Wirbelgeschwindigkeit durch eine Düse, welche für die Gasexpansion vorbestimmt ist, leiten;
(3) die Gewährleistung der Möglichkeit für die adiabatische Gasexpansion hinter dem Düsenhals unten im Laufe des Stroms im Arbeitssektion, die die Wand hat, wodurch das Fallen der Temperatur und die Kondensation, mindestens, eines Teiles des Gases mit der Bildung der Tröpfchen der flüssigen Phase vorhanden ist;
(4) die Gewährleistung der Möglichkeit für die Bewegung der Tröpfchen in der Richtung der Wand der Arbeitssektion unter der Wirkung der zentrifugalen Kräfte, die durch die Wirbelbewegung geschaffen sind; und
(5) Die Entnahme der Tröpfchen der verflüssigten Komponente des Gases vom Gas, das im Gaszustand bleibt, mindestens, in der Zone, die sich an die Wand der Arbeitssektion anschließt.

Es ist bevorzugt, dass das Verfahren nach der Erfindung vorsieht, dass man die Entnahme der flüssigen Phase vom Gasstrom in den Arbeitssektion an der Stelle, die in der Entfernung L vom Taupunkt für die verflüssigte Gaskomponente entfernt ist, dabei L = V × τ, und V – die Gasstromsgeschwindigkeit auf dem Düsenausgang, und τ – die Zeit der Bewegung der Tröpfchen der verflüssigten Gaskomponente von der Düsenachse bis zu der Wand der Arbeitssektion verwirklicht. Unter dem Taupunkt versteht man das Gebiet innen de Düse, in welchem der Übergang aus der Gasphase in die Flüssigkeitsphase anfängt.
Die Entnahme der Tröpfchen der flüssigen Phase kann mittels beliebigen passenden Mittel, zum Beispiel, durch den Ringsschlitz oder durch die Öffnungen der Perforation verwirklicht sein.
Das Verfahren nach der Erfindung kann für das Gasverflüssigen verwendet sein, welches die Menge der Gaskomponenten enthält, die verschiedene Eigenschaften haben, und umfasst adiabatische Expansion des Gases auf solche Weise auf, dass, mindestens, zwei Gaskomponenten beginnen, mit der Bildung der Tröpfchen, in den in der axialen Richtung gegenseitig verschobenen Zonen hinter dem Düsenhals nach der Richtung des Stroms verdichtet zu werden, wobei die Entnahme der flüssigen Phase dieser Gaskomponenten gegenseitig unabhängig verwirklichen.
Für den ähnlichen Fall wird der abgesonderte Empfänger für jede Gaskomponente, die in der Zone aufgestellt ist, vorgesehen, die in der Entfernung Li von der Stelle auf die Achse angeordnet ist, in der die Kondensation der entsprechenden Gaskomponente geschieht, wo sich der Li-Wert durch den Ausdruck Li = Vi × τi, in der Li – die Entfernung vom Taupunkt der i-ten Gaskomponente bis zu der Stelle der Entnahme der i-ten verflüssigten Gaskomponente, V_i – die Geschwindigkeit des Gasstroms im Taupunkt der i-ten Gaskomponente, und τ_i– die Zeit der Bewegung der Tröpfchen der i-ten verflüssigten Komponente von der Düsenachse bis zu der Wand der Arbeitssektion.
Für einige Gase kann die Nutzung der Unterschallgeschwindigkeiten ausreichend sein, doch, es wird erwartet, dass man, in der Regel, unweit des kritischen Schnitts der Düse die Geschwindigkeit im Gas, im Wesentlichen, nah zu Schallgeschwindigkeit gewährleisten muss, um den Überschallexpandieren des Gases in der Düse und in der Arbeitssektion gewährleisten.
In seinem anderen Aspekt sieht die vorliegende Erfindung vor, das Apparat für Verflüssigen des Gases zu schaffen, das folgendes enthält:

(1) Vorrichtung, um der Geschwindigkeit eines Gasstroms eine Wirbelkomponente zu vermitteln; und
(2) Düse, die hinter dem erwähnten Mittel für die Erzeugung einer Wirbelgeschwindigkeit nach der Richtung des Stroms angeordnet ist, und den mit der wirbelerzeugenden Mittel verbundenen konvergierenden Abschnitt, den Düsenhals und die divergierende Sektion (sowie in einigen Fällen, insbesondere bei der Verwendung der Überschalldüse, die Arbeitssektion), wobei bei der Nutzung der Vorrichtung das Gas in der Düse und in der Arbeitssektion adiabatisch expandiert, was die Kondensation, mindestens, des Teiles des Gases, mit der Bildung der Tröpfchen des verflüssigten Gases verursacht.

In einem seiner konkreten Aspekte ist die Erfindung zum Gas, das die Menge der die verschiedenen Eigenschaften habende Gaskomponenten enthält, verwendbar, wobei der Partialdruck dieser Komponenten solche ist, dass wenn der Gasstrom durch die Düse strömt, eine Komponente, die bei dem normalen Druck die mehr niedrige Temperatur der Kondensation hat, als die Temperatur der Kondensation anderer Komponente, hätte solches den Partialdruck, damit im Laufe der adiabatischen Expansion er von erstem verdichtet wurde. Zum Beispiel, kann im Falle des Erdgases der hohe Partialdruck des Methans ihn erlauben, als erstem verdichtet zu werden im Maße, welches für die Auflösung des Ethans, das sich immer noch in der Gasphase befindet.
In Bezug auf den vorliegenden Aspekt der Erfindung wird die Düsengeometrie auf solche Weise ausgewählt, um im Laufe der Abkühlung die Erhaltung in der Gasphase der Komponente, die bei dem normalen Druck die höhere Temperatur der Kondensation hat, zu gewährleisten. Genauer gesagt wird eine solche Geometrie der Düse ausgewählt, um die Kondensation der Komponente, die (bei dem normalen Druck) mehr niedrige Temperatur der Kondensation in die Höhe hat, ausreichend für die Auflösung in ihm der Hauptmasse der Gasphase der Komponente mit der höheren Temperatur der Kondensation zu gewährleisten. [0024] Dies erlaubt, die Effektivität des Abtrennens der Gasfraktionen aus den folgenden Gründen zu erhöhen. Zuerst beginnt im Gasstrom die Gaskomponente, die die mehr niedrige Temperatur der Kondensation bei dem normalen Druck hat, verdichtet zu werden. Dabei entsteht die Menge der kleinen Tröpfchen (der Nebel), die in sich die Komponente mit der höheren Temperatur der Kondensation (bei dem normalen Druck) auflösen, sich befindend in die Gasphase, dadurch sie aus der Mischung entfernt werden.
Die Effektivität des Abtrennens der Gasfraktionen in die Mischung wird in diesem Fall auch erhöht, weil die Komponente mit der höheren Temperatur der Kondensation, aufgespart worden in die Gasphase im Laufe der adiabatischen Abkühlung, aus der Mischung mittels der Auflösung ihn in der flüssigen Phase der zweiten Komponente vollständig beseitigt sein wird, die sich bei der Verwirklichung des Verfahrens mit der bekannten Weise entfernt. Dementsprechend, um die Komponente, die sich in der Gasphase befindet, zu beseitigen, ist die ausreichende Menge der Komponente, die sich in der flüssigen Phase befindet, gewährleistend die Auflösung in sich der Gaskomponente notwendig.
Die Düsengeometrie, die die Erfüllung der erwähnten höher Bedingungen gewährleiste, wird aufgrund der bekannten Gesetze der Thermodynamik und der Ausgangsdaten des Gasstroms ausgewählt: der Druck auf dem Düseneingang, die Gastemperatur, die chemische Zusammensetzung der Mischung und des Anfangsverhältnisses der Partialdrücke der Gaskomponenten, sowie die Informationsdaten über die Lösbarkeit der Gaskomponenten in den Flüssigkeiten und in den verflüssigten Gasen bei verschiedenen Temperaturen und die Drücke, die aus dem Niveau der Technik bekannt sind (siehe, zum Beispiel, "Handbuch für das Abtrennen der Gasmischungen mit der Methode der tiefen Abkühlung". Galperin I. I., Zelikson G. M., Rappoport L. L. Staatlicher wissenschaftlich-technischer Verlag der Chemieliteratur, Moskau, 1963, 2. Ausgabe. [6]).
Bevorzugt ist auch, solche Düsengeometrie und die Wirbelparameter des Gasstroms zu wählen, um die Errungenschaft der Beschleunigung, die 10000 g nah ist (und dabei etwas übertretend), wobei g – die Beschleunigung des freien Fallens (d. h. ungefähr 10⁵ m/s²) zu gewährleisten. Dieser Wert der Beschleunigung ist ausgehend von dem berechnet, dass das gewirbelte Gas als sich drehender feste Körper betrachtet werden kann, d. h. seine Winkelgeschwindigkeit wird konstant innerhalb von der Achse bis zu der Düsengrenze übernommen. Es ist nötig, zu berücksichtigen, dass das ähnliche Modell theoretisch, d. h. ideal ist. Die gute Annäherung zu diesem Modell kann daraufhin das Vorhandensein der bedeutenden Gradienten der Wirbelgeschwindigkeit, die zu den bedeutende Viskositätskräften führen.
Also wird sich der reale Wert der Beschleunigung von der bekannten Formel ω²r, worin ω ist die Winkelgeschwindigkeit, und r ist der Radius sind, klären. Mit anderen Worten, wird sich die Beschleunigung proportional zu dem Radius ändern.
Der Wert 10000 g wird auf die Beschleunigung auf der äußerlichen Oberfläche des gedrehten Stroms, d. h. unweit der Düsenwand bezogen. Solche Beschleunigung kann bei r = 0,1 m und ω = 1000 s^–1 erreicht sein.
Es ist auch nötig, zu bezeichnen, dass, anstelle der Angabe des genauen Wertes der Beschleunigung, es in den funktionalen Termini bestimmt sein kann. Mehr konkret, die Schlüsselforderung besteht darin, dass die Verluste auf die Reibung nicht übermäßig hoch sind, d. h. die Winkelgeschwindigkeit nicht zu sehr groß sein soll. Andererseits, sollen sogar die Tröpfchen mit dem Durchmesser weniger als 5 μ das Bereich der Wand der Arbeitssektion, der auf der akzeptablen Entfernung angeordnet wird, erreichen. Außerdem soll das Verfahren nach der Erfindung mit den alternativen Methoden in Bezug auf das Fallen des Drucks konkurrenzfähig sein.
Auf dem Ende der Arbeitssektion ist das Mittel (die Vorrichtung) für die Entnahme der Flüssigkeit (in der Mischung mit dem Teil des Gasstroms, der sich in der Grenzschicht befindet), vorgesehen.
Das Mittel für die Entnahme der Flüssigkeit kann angrenzend mit dem Überschalldiffusor angeordnet sein; außerdem, können dieses Mittel für die Entnahme und der Überschalldiffusor eine Einheit bilden. Der Überschalldiffusor gewährleistet die teilweise Umwandlung der kinetische Energie des Gasstroms in das Wachstum des Drucks. Somit kann das Mittel für die Entnahme der flüssigen Phase die Kante, die sich innerhalb der Arbeitssektion befindet, einschließen, wobei diese Kante die Vorderkante des Kanals des Überschalldiffusors gleichzeitig bildet. Solche Konfiguration ist dazu gewählt, um wesentlich, ungefähr in 1,2- bis 1,3-fach, die Effektivität des Überschalldiffusors im Vergleich zum Überschalldiffusor der gewöhnlichen Konstruktion zu erhöhen.
Hinter dem Überschalldiffusor her im Laufe des Stroms wird Unterschalldiffusor bevorzugt montiert, der die zusätzliche Verwertung des Teiles der kinetischen Energie, die der Achsenkomponente der Geschwindigkeit entspricht, gewährleistet, und kann den Apparat für die Verwertung des Teiles der kinetischen Energie, die der drehende Komponente der Geschwindigkeit (mittels der Beseitigung der drehenden Komponente des Vektors der Geschwindigkeit) entspricht, enthalten. Für das Erreichen der höchsten Effektivität entspricht die bevorzugte Anordnung dieser Vorrichtung der Zone, in der die Mach-Zahl M 0,2–0,3 beträgt.
Kurze Beschreibung der Zeichnungen
Um das beste Verständnis der Erfindung zu gewährleisten und klar aufzuzeigen, wie es verwirklicht sein kann, es werden die beigefügten Zeichnungen verwendet sein, auf welchen die bevorzugten Varianten der Verwirklichung der vorliegenden Erfindung vorgestellt sind.
1 entspricht der schematischen Darstellung, im Längsschnitt, der ersten Variante der Düse nach der vorliegenden Erfindung.
2 entspricht der schematischen Darstellung, im Längsschnitt, der zweiten Variante der Düse nach der vorliegenden Erfindung.
Auf der 3 ist die grafische Darstellung, der Abhängigkeit des Partialdruckes von der Temperatur für Methan, Ethan, Propan und Butan vorgestellt.
Auf der 4 ist die grafische Darstellung, der Abhängigkeit der Wirbeleffektivität E vom Wirbelparameter S vorgestellt.
Ausführliche Beschreibung von bevorzugten Ausführungsformen
Auf der 1 ist die erste Variante des Apparates, der entsprechend der vorliegenden Erfindung erfüllt ist, vorgestellt.
Wie gezeigt auf der 1, hat die Vorkammer 1 die Eingangsöffnung 2 für die Aufgabe des Gases. Weiter geht das Gas durch das Wirbel-Mittel (Wirbelvorrichtung) 3, das die Blätter, oder die Schaufeln 4 enthält, die auf dem zentralen axialen Element angeordnet sind. Die Schaufeln 4 sind so konfiguriert, um die erwünschte Wirbelgeschwindigkeit zu gewährleisten.
Hinter der Vorkammer her 1 im Laufe des Gasstroms befindet sich die Düse 5. Die Düse 5 enthält den konvergierenden Teil 6, den Hals 7, entsprechend dem kritischen Schnitt, und den divergierenden Teil 8 (diesen Teil 8 gibt es nur im Falle der Überschalldüse).
Von der Düse 5 aus geht die divergierende Arbeitssektion 9 ab. Auf der 1 ist Arbeitssektion 9 abgetrennt vom divergierenden Teil 8 der Düse 5 aufgezeigt. Aber es soll klar sein, dass die Düse und die Arbeitssektion, im Wesentlichen, eine gleiche Funktion erfüllen, d. h. sie gewährleisten die stetige Gasexpansion, was zur Beschleunigung des Gasstroms, dem Fallen des Drucks, der Senkung der Temperatur führt (der Haupt- oder bedeutende Teil der aufgezählten Erscheinungen sind in der Düse 5 meistens vorhanden, sondern nicht in der Arbeitssektion 9) und tragen zur Kondensation der aufgegebenen Komponenten des Gasstroms also bei. Wie in der Zeichnung gezeigt ist, der divergierende Teil 8 der Düse (wenn ihn gibt es) kann den wesentlich größeren Winkel der Divergenz, als die Arbeitssektion 9, haben.
Hinter der Arbeitssektion 9 im Laufe des Stroms kann Diffusor 10 koaxial zu anderen Komponenten der Vorrichtung aufgestellt sein. Die äußerliche Oberfläche des Diffusors 10 und die Wand, die vom Arbeitssektion 9 ausgeht, dienen für die Formierung des Ringschlitzes 11. Das Gehäuse des Diffusors 10 hat eine Vorderkante 12, die die Vorderinnere Kante des Schlitzes 11 bildet, die gleichzeitig die Vorderkante des Überschalldiffusors ist.
Im Gehäuse des Diffusors 10 gibt es den zentralen Kanal 13, der den Überschalldiffusor 14, den Zwischenteil 15 und Unterschalldiffusor 16 aufeinanderfolgend bildet.
Der Unterschalldiffusor 16 kann mit dem Mittel (mit der Vorrichtung) 17 für die Verwertung der kinetische Rotationsenergie ausgerüstet sein, welcher mit den Blättern, oder den Schaufeln 18, ausgerüstet ist, die zum koaxialen Element befestigt sind. Weiter gibt es im Laufe des Stroms die Abgabeöffnung 19 für den Ausgabe der abgetrennten Gaskomponente mit dem wiederhergestellten Druck.
Die Konfiguration der Schaufeln 18 ist auf solche Weise gewählt, um die Umwandlung des Teiles der kinetischen Energie, die der drehenden Komponente des Geschwindigkeitsvektors entspricht, in die kinetische Energie, entsprechend der Achsenkomponente des Geschwindigkeitsvektors zu gewährleisten. Weiter kann diese kinetische Energie, die der Achsenkomponente des Geschwindigkeitsvektors entspricht, in den Abgabeteil des Unterschalldiffusors 16, aber vor der Abgabeöffnung 19, in der Form des erhöhten Drucks ausgenutzt sein.
Die Geometrie des Unterschallteiles der Düse und ihres Überschallteiles (wenn ihn es gibt) wird ausgehend von der Forderung der Abwesenheit des Stromabreißen auf den Wänden ausgewählt. Die Gesetzmäßigkeiten der Veränderung des querlaufenden Schnitts des Diffusors entlang seiner Achse sind in Aerodynamik (siehe [8]) gut bekannt. Der Winkel der Divergenz der Arbeitssektion wird unter Berücksichtigung der Größe der Grenzschicht gewählt. Im Falle des kleinen Inhalts der zu verflüssigenden Komponente (von 3 bis zu 6%) ist es nötig, diesen Winkel für jede Seite im Intervall von 0,5° bis 0,8° zu wählen. Bei dem größeren Inhalt der zu verflüssigenden Komponente kann die Kondensation in der Arbeitssektion zur bedeutenden Senkung der räumlichen Geschwindigkeit des Gasstroms führen. Diesen Effekt muss man bei der Wahl der Geometrie der Wände der Arbeitssektion berücksichtigen.
Wie schon erwähnt wurde, ist Vorkammer 1 mit dem Mittel (mit der Vorrichtung) 3 für die Wirbelung des Gasstromes versorgt. Dieses Mittel kann anstelle der auf der 1 aufgezeigten Schaufeln 4 ein Zyklon, eine Zentrifugalpumpe, eine Tangential-Gaszuführung, etc. sein.
Im weiteren wird 4 betrachtet, die aus der Monografie von Gupta A., Lilley D., Syred M. Swirl Flows, Abacus Press 1984[6] genommen ist, und auf die ist die Abhängigkeit der Wirbelungseffektivität E vom Wirbelparameter S aufgezeigt. Die Wirbelungseffektivität E ist bestimmt, als die Beziehung der drehenden Komponente der kinetischen Energie zur Differenz des allgemeinen Andrucks auf dem Eingang und dem Ausgang der Vorrichtung:
Worin G_Θ – Strom des Drehmomentes in der radialen Richtung;
G_x – Strom des Drehmomentes in der axialen Richtung;
R – Radius der Vorrichtung.
Auf der 4 sind die Werte E und S für verschiedene Varianten des Wirbelungsmittels dargestellt. Die erste Variante, die auf der 4 als Quadrate
bezeichnet ist, ist ein adaptiver Block, der in der erwähnten Monografie [6] beschrieben ist. Die zweite Variante, die als kleine Kreise O bezeichnet ist, stellt die Wirbelungsvorrichtung mit axialem und tangentialem Eingang (siehe [6]) dar. Die dritte Variante, die als Dreiecken Δ bezeichnet ist, ist eine Wirbelungsvorrichtung mit den Leitschaufeln, die die drehende Komponente (siehe [6]) erzeugen.
Man kann sehen, dass die erste Variante
des Mittels die genügend gleichartige Effektivität in einigem Umfang der Werte S gewährleistet. Die zweite Variante O demonstriert die Effektivität, die bei dem Wachstum des Parameters S schnell sinkt. Die dritte Variante Δ gibt die gruppierten Ergebnisse, die der Effektivität zwischen 0,7 und 0,8 entsprechen, bei den Werten S, die 0,8 überschreiten.
Im weiteren wird das Verfahren nach der gegebenen Erfindung, welches mittels der Vorrichtung gemäß 1 verwirklicht wird, beschrieben.
Zum Eingang 2 der Vorkammer 1 wird der gewirbelte Strom der Gasmischung, welcher in die Wirbelung gesetzt wird, gereicht. Daraufhin wird die zentrifugale Beschleunigung im Strom während des Durchganges von ihm der Düse erzeugt und es wird die Möglichkeit des Stromabtrennens auf die Komponenten gewährleistet, wie im weiteren ausführlich beschrieben sein wird. Um die geforderten Werte der Beschleunigung zu gewährleisten, werden die Parameter des Gasstroms, der auf den Eingang gereicht wird, ausgehend von den Gesetzen der Hydrodynamik und der Geometrie der Düse berechnet. Aus der Vorkammer 1 geht die Gasmischung in die Düse 5, wo sie als Folge der adiabatischen Expansion gekühlt wird. In einiger Entfernung vom kritischen Schnitt der Düse (im Falle der Nutzung der Überschalldüse) fängt der Prozess der Kondensation der Gaskomponente mit der höheren Temperatur des Übergangs in die flüssige Phase an, der je nach Partialdrücke der Komponenten der verwendeten Gasmischung bestimmt wird. Die erwähnte Entfernung wird von den entsprechenden Berechnungen mit der Nutzung der Informationsdaten über die Komponenten der Mischung bestimmt. In der unten angeführten Tabelle wird die Information über die Kondensation einiger Gase je nach ihrem Druck angeführt, die aus dem Nachschlagewerk "Tabellen der physischen Größen", I. K. Kikoin (Redakteur), Atomisdat, Moskau, 1976, Seite 239–240 [7] genommen ist, welches die passende Musterdaten enthält. Aufgrund dieser Daten sind die Kurven, die auf der 3 angeführt sind, gezeichnet. Diese Kurven können verwendet sein, um die Parameter der Verwirklichung des Verfahrens zu bestimmen. Zum Beispiel, bei dem normalen Druck (1 bar) beträgt die Temperatur der Kondensation (Verflüssigen) des Methans –161,5°C, und des Ethans –88,6C. Doch, wenn in die Gasmischung der Partialdruck des Ethans beträgt 1 bar, und des Methans 40 bar, so wird das Methan als erstes kondensieren, bei der höheren Temperatur, die –86,3°C beträgt (siehe unten angeführten Beispiel 2).
Die Bildung der Tröpfchen oder der Mikrotröpfchen im Strom fängt ab der Formierung der Molekülcluster (beim Cluster versteht man die Gruppe der vereinigten oder kombinierten Moleküle von der Zahl nicht mehr als 5–10). Die Clusterbildung des Stroms geschieht auf der Zeitskala etwa 1,5 × 10^–8 bis 10^–7 Sek., d. h. fast bei dem thermodynamischen Gleichgewicht. Dementsprechend, haben die Stufe der Divergenz der Düsenwände bezüglich der Achse oder, mit anderen Worten, die Geschwindigkeit des gekühlten Gases keine Bedeutung.
Der Mechanismus, der zu der Anfangsclusterbildung führt, ist Brownsche Bewegung, während je nach dem Clusterwachstum ihre Vereinigung geschieht, als Folge der Turbulentvermischung im Strom.
Die Bedingungen, die die Form der Düse bestimmen, sind eine Minimierung der Verluste des allgemeinen Andrucks im Strom infolge der Verluste auf die Reibung; von hier folgt die Forderung über die glatte Wand der Düse; die Wahl solchen Winkels der Divergenz der Düse, um den ununterbrochenen Strom in der zu den Wänden der Düse anliegende Zone zu gewährleisten. Die aerodynamischen Forderungen zur Wand der Düse, die den erwähnten Bedingungen entsprechen, sind gut bekannt.
Die im weiteren angeführte Gleichung (1) beschreibt die Abhängigkeit zwischen den Düsenquerschnitt und der Mach-Zahl. Die Gleichung, zu der die Beziehung des Querschnitte in einem beliebigen konkreten Punkt und des kritischen Düsenquerschnitts gehört, erlaubt, die Mach-Zahl M zu berechnen. Bei der bekannten Mach-Zahl und bekannten Eintrittstemperatur- und Vorkammerdruck kann man die Temperatur des Stroms berechnen. Wie schon erwähnt wurde, klärt sich die Geometrie der Düse nach den bekannten Methodiken.
Also soll klar sein, dass die Lage des Taupunktes entlang der Achse der Düse für die konkrete Gaskomponente vom Düsedivergenzwinkel abhängt. Wie bekannt, wird der Divergenzwinkel von einer Reihe der Faktoren begrenzt. Für Überschaldüse ist der Divergenzwinkel für jede Seite normalerweise liegt im Intervall von 3° bis 12°. Dementsprechend, hängt die Lage des Taupunktes bei diesem Divergenzwinkel und bei den aufgegebenen Anfangsparametern und Zusammensetzung der Gaskomposition nur von der Mach-Zahl M für den Gasstrom oder, mit anderen Worten, von der Beziehung des Querschnitt in einem beliebigen Punkt und des kritischen Querschnitts (des Halsquerschnitts) der Düse ab.
Der Taupunkt kann mit Hilfe der Berechnungen, die das entsprechende Computerprogramm verwenden, gefunden sein, in der die thermodynamischen Eigenschaften des Gases, die Parameter der Düse usw. berücksichtigt werden; zusätzlich ist es nötig, die Divergenz zwischen der thermodynamischen Gleichung des Zustandes des Erdgases und der thermodynamischen Gleichungen für das ideale Gas zu berücksichtigen. Unter Berücksichtigung dieser Faktoren kann die genaue Lage des Taupunktes in Bezug auf den Hals der Düse gefunden sein.
Es ist zu bezeichnen, dass "Schalloberfläche", auf der die Geschwindigkeit des Stroms der Schallgeschwindigkeit genau gleich ist, stimmt genau mit dem kritischen Schnitt der Düse nicht überein, aber ist in der kleinen Entfernung von ihm im Laufe des Stroms angeordnet, d. h. in der Richtung der Überschallerweiterung des Stroms. In diesem Fall wird unter der Geschwindigkeit die volle Geschwindigkeit, d. h. die vektorielle Summe der Wirbelungsgeschwindigkeit und der Geschwindigkeit entlang der Achse verstanden. In der Annahme, dass die Winkelgeschwindigkeit konstant ist, zeigt sich die Wirbelungsgeschwindigkeit proportional dem Radius. Also nimmt die volle Geschwindigkeit zusammen mit dem Radius zu.
Tabelle 1
Bei normalem, bzw. atmosphärischem Druck kondensiert (verflüssigt) Propan bei der höheren Temperatur, als Ethan (–42,1°C bei dem atmosphärischen Druck). Doch, wenn der Partialdruck des Propans in die Gasmischung 1 bar beträgt, und den Partialdruck des Ethans 10 bar, wird die Temperatur der Kondensation des Ethans bis –32°C erhöht, d. h. wird höher sein, als die Temperatur der Kondensation des Propans fast um 10°C. Man kann auf gleiche Weise die entsprechende Partialdrücke für die Paare Butan – Propan und Butan – Ethan finden. Zum Beispiel, bei normalem bzw. atmosphärischem Druck ist die Temperatur der Kondensation Butans –0,5°C gleich, d. h. sie ist höher, als die Temperatur der Kondensation des Propans um 41,6°C. Doch, wenn den Partialdruck Butans gleich 1 bar ist, und Partialdruck des Propans 5 bar überschreitet (siehe Tabelle 1), wird die Temperatur der Kondensation des Butans niedriger, als die Temperatur der Kondensation des Propans.
Als Ergebnis der Kondensation einer der Komponenten, entsteht in der Düse große Anzahl von kleinen Tröpfchen (der Nebel), mit der in sie aufgelösten Gasphase der zweiten Komponente. Der Strom innen der Düse hat die bedeutende Wirbelungskomponente (die Wirbelkomponente), und das bedeutet, dass unter der Einwirkung der zentrifugalen Kräfte die verdichteten Tröpfchen der flüssigen Phase zu den Wänden der Düse mit der Folienbildung zurückgeworfen werden werden. Der Sitz des Punktes des Kondensationsanfangs wird vom Rechenweg mit der Nutzung der bekannten Gleichungen der Hydro- und Thermodynamik. Genau so wird auch die Zeit der Bewegung der Tröpfchen der verflüssigten Komponente vom Zentrum der Düse bis zu seinen Wänden berechnet.
In der Zone der Düse, wo die Tröpfchen seine Wände erreichen, kann das Mittel für die Entnahme der flüssigen Phase eingerichtet sein. Dieses Mittel kann die Perforation in der Wand der Düse darstellen oder, wie es auf der Zeichnung aufgezeigt ist, den Ringschlitz 11. Ausgehend von den Informationsdaten [7], wird die Menge der verflüssigten oder kondensierten Komponente berechnet, die für die volle Auflösung in ihr des maximalen praktisch erreichbaren Anteiles der Gasphase der zweiten Komponente, die bei dem normalen Druck die höhere Temperatur der Kondensation bei dem atmosphärischen Druck hat, notwendig ist. Also, aufgrund der Ausgangsdaten über die Parameter der Gasmischung und der bekannten Abhängigkeiten, die aus den Gesetzen der Thermogasdynamik folgen, wird die Geometrie der Düse berechnet, die die Komponentenverflüssigung mit niedrigerer Kondensationstemperatur bei dem normalen Druck der für die volle Auflösung des maximal erreichbaren Anteiles der Gasphase der zweiten Komponente mit der höheren Temperatur der Kondensation bei dem normalen Druck ausreichende Höhe, und diese Düsengeometrie gewährleistet seine Erhaltung in der Gasphase im Laufe ganzen Prozesses der Abkühlung.
Daraufhin löst im Laufe der Verwirklichung des angebotenen Verfahrens die verflüssigte Komponente des Gases mit mehr niedrigen Kondensationstemperatur der Kondensation vollständig in sich die Gasphase der zweiten Komponente auf und entfernt sich für die weitere Abtrennung mit einer der bekannten Methoden, und das von der zweiten Komponente gereinigte Gas mit der niedrigen Kondensationstemperatur wird abgetrennt.
Die Geometrie der Düse und insbesondere das Verhältnis zwischen den Querschnitten der Abgabeöffnung und des Düsehalses waren entsprechend der Gleichung bestimmt:
worin F* – Querschnittsfläche des Düsenhalses 2 (kritischer Querschnitt);
F – Querschnittsfläche der Düse in einem beliebigen Punkt;
M – Mach-Zahl;
– Adiabatenexponent (das Verhältnis der spezifischen Wärmekapazitäten).
Als Beispiel war die Berechnung durchgeführt für die Mach-Zahl M = 1,33 bei dem Wert γ für die Mischung, die 1,89 gleich ist (diese Größe wurde rechnerisch für die gegebene Mischung der Gase unter Berücksichtigung des Überverflüssigungsbarkeiteffektes und des Joule-Thompson-Effektes für die verwendeten Bereiche der Drücke ermittelt).
Der Wert F* soll ausgehend von den geforderten Stromdurchfluss durch die Vorrichtung ausgewählt werden.
Der Mach-Zahl-Wert auf dem Düseausgang der Düse soll ausgehend von den geforderten Temperaturkennziffern des entwickelten Verfahrens ausgewählt werden.
Die Gleichung (1) wurde für die Berechnung des Abgabequerschnitts der Düse unter Berücksichtigung der geforderten Mach-Zahl verwendet.
Der Düsedivergenzwinkel soll aufgrund der obengenannten Forderungen bestimmt werden; es können die Werte F (x) für einen beliebigen Punkt x auf die Achse daraufhin bestimmt sein.
Aus der Gleichung (1) kann auch die Mach-Zahl M (x) für einen beliebigen Punkt x auf die Achse berechnet sein.
Der Druck entlang der Achse wurde entsprechend der folgenden Gleichung berechnet:
Worin:
P_st entspricht dem statischen Druck auf die Wand der Vorrichtung;
γ – Verhältnis der spezifischen Wärmekapazitäten;
M – Mach-Zahl.
Entsprechend der Gleichung (1) ist die Mach-Zahl mit der Beziehung zwei Querschnitte verbunden, und zwar die Beziehung zwischen dem Querschnitt in einem beliebigen oder aufgegebenen Punkt der Düse zum kritischen Schnitt.
Nachdem die Geometrie der Düse ermittelt ist, kann aus der Gleichung (1) die Mach-Zahl M für einen beliebigen Punkt entlang der Achse der Düse berechnet sein. Nach der Berechnung der Mach-Zahl kann die Gleichung (2) für die Berechnung des statischen Drucks P_st im gegebenen Punkt verwendet sein.
Als Ergebnis des Wachstums der Grenzschicht entsteht in der Arbeitssektion bei der Arbeit im Überschallregime der Widerstand des Stroms, der zum Wachstum der Drücke nach der Länge der Arbeitssektion führt. In bestimmten Entfernungen kann das Wachstum des Drucks so groß sein, dass die Zerstörung des Überschallstroms geschieht. Es ist mit der Entstehung der Stoßwelle verbunden. Der Strom wird instabil, wobei die Lage der Stoßwelle hin und her in der axialen Richtung versetzt wird. Solche Betriebsweise ist unzulässig.
Aus diesem Grund entsprechend der vorliegenden Erfindung wird die Kombination von Überschall- und Unterschalldiffusoren verwendet. Noch eine Bestimmungen der Diffusoren bestehen darin, um die kinetische Energie des Stroms in die Erhöhung des Drucks umzuwandeln. Das ist für die Gewährleistung der allgemeinen Effektivität des Verfahrens und der Vorrichtung nach der vorliegenden Erfindung wichtig. Die Grundprinzipien der Konstruktion von Überschall- und Unterschalldiffusoren sind in Aerodynamik gut bekannt. Im Rahmen der vorliegenden Erfindung werden die Parameter der erwähnten Diffusoren für die Lösung der Hauptaufgaben, die vor der Erfindung gestellt sind, ausgewählt.
Es ist bekannt, dass die Effektivität der Wiederherstellung des Drucks bei der Abwesenheit des Grenzschichtabrisses wesentlich zunimmt. Laut der Erfindung im Falle, wenn für Sammeln der flüssigen Phase die Ringschlitze verwendet werden, entfernt sich auch die Grenzschicht aus dem Gasstrom (offensichtlich, dass hinter des Schlitzes 11 im Laufe des Stroms die neue Grenzschicht gebildet wird, aber er wird dünner, als die aus dem Strom herausgeführte Grenzschicht, sein). Für die Ausführung der erwähnten Funktion wird der Überschalldiffusor 13 so angeordnet, dass seine Vorderkante 12 gleichzeitig vordere, oder innere Kante des Ringschlitzes 11 ist. Dadurch kann die Grenzschicht aus dem Hauptstrom, der in Überschalldiffusor 13 eintritt, praktisch vollständig beseitigt werden. Solche Konfiguration erlaubt, die Effektivität des Diffusors um 1,2–1,3-faches im Vergleich zu der gewöhnlichen Effektivität zu vergrößern; also wird das Wachstum des Drucks auf dem Ausgang der Vorrichtung erreicht.
Für diesen Zweck kann im Unterschalldiffusor 16 das Mittel (die Vorrichtung) 17 aufgestellt sein, das die Tangentialkomponente (Wirbelungskomponente) der Gasgeschwindigkeit in die axiale Geschwindigkeit umformt. Im Teil, der hinter dem Unterschalldiffusor 16 angeordnet wird, wird der Hauptteil der kinetischen Energie des Gases in das Wachstum des Drucks umgewandelt. Die wirksame Platzierung des Mittels 17 für die Beseitigung der Wirbelkomponente ist eine Zone des Unterschalldiffusors, in der die axiale Geschwindigkeit auf die Achse der Vorrichtung der Mach-Zahl M im Intervall 0,2 bis 0,3 entspricht. Die Installation der Vorrichtung 17 für die Beseitigungen der Wirbelkomponente führt zum Wachstum des Drucks noch um 3 bis 5%, was die Bedeutung vom Gesichtspunkt der Erhöhung der Effektivität der gesamten Vorrichtung hat.
Also kann die Vorrichtung nach der Erfindung die Kombination von Überschall- und Unterschalldiffusoren 14, 16 enthalten, die am Ende der Arbeitssektion 9 aufgestellt sind. Außerdem, wie schon erwähnt war, kann am Ende des Unterschalldiffusors 16 das Mittel 17 aufgestellt sein, welches den gedrehten Strom in den axialen Strom umwandeln wird. Es gewährleistet, seinerseits, die Verwertung der drehenden Energie und verringert die allgemeinen energetischen Verluste auf die Reibung. Die Konstruktion der ähnlichen Elemente ist in der Literatur beschrieben (siehe Abramovich G. N., Angewandte Gasdynamik, 5. Ausgabe, Verlag "Nauka", 1991 [8]).
Für einige Fälle sind die Forderung zur Apparat (in Bezug auf den Druck, der Temperatur usw.) solche, dass diese Parameter ohne Nutzung des Überschallregimes erreicht sein können, d. h. in allem Umfang der Vorrichtung wird das Verhältnis M ≤ 11 erfüllt. In diesem Fall wird die Geometrie der Arbeitssektion hinter dem Abgabeschnitt der Düse am zylindrischen Kanal nah sein.
Außerdem in diesem Fall ist es genügend, nur Unterschalldiffusor zu verwenden, der gleichzeitig ein Mittel für Verwertung drehender kinetischer Energie ist.
Es ist nötig, zu bezeichnen, dass in die Arbeitssektion 9 die bedeutenden Veränderungen der thermodynamischen Parameter vorhanden sein können. Vor allem, als Folge der Kondensation der flüssigen Phase, als der Tröpfchen, verringert der wirksame Umfang des Gases, da sich bei der selben Masse der Umfang der Flüssigkeit, für den typischen Fall, mehr als 10-fach Male im Vergleich zu dem Umfang des Gases. Dieser Effekt ist der Vergrößerung des Querschnitts der Arbeitssektion 9 äquivalent, da die Kondensation des Teiles des Gases dem bleibend Gas erlaubt, ausgedehnt zu werden. Dies führt dementsprechend zur Mach-Zahl-Vergrößerung; daraufhin ist das Fallen der statischen Temperatur und des statischen Drucks im Überschallstrom im Kanal vorhanden; im Falle der Unterschallgeschwindigkeit ist die rückgängige Erscheinung vorhanden.
Beispiel 1. Dem Abtrennen wurde die Gasmischung, die Methan und Ethan enthält, untergezogen. Die Temperatur der Kondensation des Methans beträgt bei dem normalen Druck –161,5°C, die Temperatur der Kondensation des Ethans –88,63°C. Um bei der Abkühlung der Mischung die Temperatur der Kondensation des Methans höher war, als die Temperatur der Kondensation des Ethans, aufgrund der Kurven, die auf der 3 vorgestellt sind, oder der tabellarischen Daten (siehe Tabelle 1), bestimmt man geforderte Partialdrücke der Gase in der Mischung. So, zum Beispiel, bei dem Partialdruck des Ethans 1 bar beträgt seine Kondensationstemperatur –88,63°C, und des Methans bei dem Partialdruck 40 bar –86,3°C. Also soll in dem durch Überschalldüse durchgehenden Gasstrom der Partialdruck des Ethans weniger oder gleich 1/40 (2,5%) vom Partialdruck des Methans sein und, wie es aus den Berechnungen folgt, soll der Gasstrom 95,3% des Methans und 4,7% des Ethans nach der Masse enthalten.
Ausgehend davon, dass auf den Eingang der Überschaldüse das Gas mit dem Druck 64 und der Temperatur 226 K bar gereicht wird, wurde die Geometrie der Düse ermittelt. Dabei wurde berücksichtigt, dass es für die volle Auflösung des Ethans, der in der Mischung sich befindet (siehe [7]), notwendig ist, dass in die flüssige Phase nicht weniger als 8% von dem in der Mischung enthaltenden Methan übergegangen hat wurde und das Auffinden des Ethans in der Gasphase im Laufe ganzen Prozesses der Abkühlung der Gasmischung gewährleistet. Mit anderen Worten, wurde das Ethan nicht verdichtet, und, anstelle dessen, löste sich im flüssigen Methan auf. Auch wurde jener Umstand beachtet, dass sich im Laufe der Abkühlung das Massenverhältnis der Gase (also der Partialdruck, der die Temperatur der Kondensation beeinflusst) deswegen änderte, dass sich eine Komponente verflüssigte, und andere aus der Mischung durch die Auflösung in der flüssigen Phase entfernte. Wie die Experimente aufgezeigt haben, brachte als Ergebnis der Verwirklichung des Prozesses Verflüssigen die Veränderung der Inhalte des Methans und des Ethans in die Mischung zur Vergrößerung der Temperaturdifferenz ihrer Kondensation an und gewährleistete die Erhaltung des Ethans in der Gasphase im Laufe ganzen Prozesses der Abkühlung.
Aus unter obendargelegten Berücksichtigung geleiteten Berechnungen war die nächste Geometrie der Düse gewählt: der Durchmesser des kritischen Schnitts der Düse 20 mm, die Länge der Düse 1200 mm (einschließlich vollständig die Düse, die Arbeitssektion und beide Diffusoren), die Wände der Düse sind entsprechend der Gleichung (1) profiliert.
Es wurde auch die Stelle des Sammelns des verflüssigten Methans mit dem in ihm aufgelösten gasförmigen Ethan berechnet. Diese Stelle ist vom kritischen Schnitt der Düse um 500 mm entfernt.
Also, bei der Realisierung des Verfahrens wurde auf den Düsevorkammereingang der Düse durch tangentiale Schlitze der nach der Masse 4,7% Ethan und 95,3% Methan enthaltende Gasstrom unter dem Druck 64 bar mit den Durchfluss von 21000 Nm³/h, gereicht, der den Durchgang der Gase durch die Düse mit der Geschwindigkeit 400 m/s und ihre adiabatische Abkühlungen gewährleisten. Daraufhin ging 8% des verflüssigten Methans auf den Düseneingang in die flüssige Phase über und entfernte sich durch die Ringschlitz 11 in den Empfänger der flüssigen Phase. Dabei enthielt das verflüssigte Methan fast ganz das in ihm aufgelösten Ethan. Im Folgenden wurde das Methan von dem Ethan in dem bekannten Verfahren abgetrennt.
Beispiel 2. In anderer Variante der Vorrichtung nach der Erfindung, die für Verflüssigen, oder Kondensation des Methans vorbestimmt ist, wurden die nächsten geometrischen Parameter gewählt: der Vorkammerinnendurchmesser 1120 mm, der Durchmesser des kritischen Querschnitts 7 der Düse 5 betrug 10 mm, die Länge der Düse zusammen mit der Arbeitssektion 1000 mm, die Wände der Düse sind entsprechend der Gleichung (1) profiliert.
Um die Wirbelung des Gasstroms zu gewährleisten, anstelle des Mittels, das auf der 1 aufgezeigt ist, sind in den Vorkammerwänden die Schlitze 2 mm breit für den Tangential- Abgabe des Gases mit dem Winkel 2° zu ihrer Tangente erfüllt.
Aus den durchgeführten Berechnungen wurde es festgestellt, dass für die Gewährleistung der zentrifugalen Beschleunigung im Gasstrom während des Durchganges von ihm der Düse nicht weniger als 10000 g, soll das Gas mit dem Druck nicht weniger als 50 bar gereicht werden. Außerdem wurde von der Berechnung festgestellt, dass bei den gewählten geometrischen Parametern der Düse der Verflüssigungsprozess des Methans bei der Abgabe des Gases unter dem Druck 200 bar wirksam war. Dieser Druck wurde als Arbeitsdruck gewählt.
Ausgehend von diesen Daten wurde die Gasstrom-Bewegungsgeschwindigkeit in der Düse berechnet, und sie betrug 544 m/s, während der Standort des Taupunktes (T = 173 K bei dem Partialdruck 32 bar) zeigte es sich, nach den Daten der Berechnungen, in der Entfernung von 60 mm vom kritischen Schnitt der Düse angeordnet werden. Auch wurde mit Rechenverfahren die optimale Stelle der Entnahme der flüssigen Phase, in Entfernung vom Taupunkt in 600 mm festgestellt.
Auf den Vorkammereingang 1 durch Tangential-Schlitze wurde das gasförmige Methan unter dem Druck 200 bar mit den Durchfluss von 1800 Nm³/h gereicht, als dessen Ergebnis ging durch die Düse 5 der gewirbelte Gasstrom mit der linearen Geschwindigkeit von 544 m/s und der zentrifugalen Beschleunigung in ihm von 12000 g. Dabei wurde in den Empfänger der flüssigen Phase durch Ringschlitz verflüssigtes Methan mit der Geschwindigkeit von 1,86 kg/s gefördert.
Im weiteren wird 2 betrachtet, auf welcher die zweite Variante der Verwirklichung der Vorrichtung nach der vorliegenden Erfindung vorgestellt ist. In dieser Variante sind viele Komponenten solche, wie auch in der ersten Variante. Deshalb für die Vereinfachung des Verständnisses, solchen Komponenten die selben Bezeichnungen gegeben sind, und ihre Beschreibung ist ausgelassen.
Außerdem sind auf der 2 sind die Struktur des Gehäuses 10 des Diffusors und Überschall- und Unterschalldiffusoren 14, 16 nicht aufgezeigt. Man soll doch berücksichtigen, dass es zweckmäßig ist, für die Erreichung der hohen Effektivität die ähnliche Konstruktion der Diffusoren auch in der Variante gemäß 2 zu verwenden, und sie als eine Einheit mit dem im weiteren beschriebenen letzten Ringschlitz 22³ auszuführen.
Wie auf der 2 gezeigt ist, in der Vorrichtung nach der Erfindung wird die große Anzahl der Sektionen in der Form der abgestumpften Kegel, die als 20¹ , 20² , 20³ bezeichnet sind und entsprechende Vorderkanten 21¹ , 21² , 21³ haben, ähnlich der Vorderkante 12, vorgesehen. Daraufhin gibt es zwischen den Sektionen die Ringschlitze 22¹ , 22² , 22³ , die ähnlichen Schlitze 11. Jede von erwähnten Kegelsektionen kann mit einem entsprechenden Verfahren profiliert sein, um die erwünschte aerodynamische Charakteristiken zu gewährleisten, und kann den Winkel der Divergenz, die sich nach ihrer Länge ändert, haben. Die Gesamtheit der Kegelsektionen kann betrachtet werden, als die Arbeitssektion mit der Divergenz, in welcher jede konische Sektion 20¹ , 20² , 20³ die Ableitung verschiedenen Teiles des Stroms gewährleistet. Jeder solche Teil des Stroms schließt andere flüssige Komponente, zum Beispiel, die flüssige Komponente, die in Bezug auf die aufgegebene Komponente des Ausgangsstroms bereichert ist, ein.
In den Varianten nach 1 und 2, anstelle der Ringschlitze 11 oder 22¹ , 22² , 22³ , kann die Perforationszone oder jedes andere passende Mittel für die Entnahme des Stroms von der Wand der Arbeitssektion verwendet sein. In allen ähnlichen Varianten wird erwartet es, dass, in Ergänzung zu der Entnahme der Tröpfchen durch die Ringschlitze, Perforation u. a. auch der Teil des Gasstroms abgeführt werden wird. In diesem Zusammenhang ist es nötig zu bezeichnen, dass die Geschwindigkeit in den Ringschlitzen 22¹ , 22² , 22³ eine nebensächliche Bedeutung hat, da der Strom innerhalb der Schlitze den wesentlichen Inhalt der flüssigen Phase hat.
Die Lösung der Aufgabe, die vor der vorliegenden Erfindung gestellt ist, wird dank dessen gewährleistet, dass das Verfahren des Abtrennen der Gasgemischkomponenten mittels ihrer Kondensation die adiabatische Abkühlung der Gasmischung in der Überschalldüse und die Entnahme der flüssigen Phase vorsieht. Dabei wird vor der Abgabe des Stroms in die Düse dem Gasstrom die Wirbelung bis zum Erreichen in ihm der Werte für den zentrifugalen Beschleunigung während des Durchganges der Düse nicht weniger, als 10000 g gegeben. Die Verwirklichung der Entnahme der flüssigen Phase für jede Komponente wird an der Stelle, die in dem Abstand L_i vom Taupunkt für jede Komponente entfernt ist, verwirklicht. Die erwähnte Entfernung wird durch folgenden Ausdruck bestimmt: Li = Vi × τi, (3)worin L_i – die Entfernung zwischen dem Taupunkt der i-ten Gaskomponente an einer Stelle der Entnahme i-ter verflüssigten Gaskomponente (m); V_i ist die Geschwindigkeit des Gasstroms an dem Taupunkt der i-ten gasförmigen Komponente (m/s); τ_i ist die Zeit/ in der sich die Tröpfchen der i-ten gasförmigen Komponente von der Achse der Düse zu der Wand der Arbeitssektion bewegen (s).
Die starke Wirbelung des Gasstromes vor der Abgabe in die Düse erhöht die Effektivität der Kondensation und das Abtrennen der Gaskomponenten in dem Verfahren nach der Erfindung, da infolge der Wirbelung bei dem Durchgang des Gasstroms durch die Düse 5 und die Arbeitssektion 9 in ihm die zentrifugalen Kräfte entstehen, und diese Kräfte das Abtrennen der Tröpfchen der flüssigen Phase vom Hauptgasstrom gewährleisten. Also, bei dem Unterschied zu den bekannten Verfahren, fällt die Notwendigkeit ab, den Strom abzulehnen; das Letzte bringt zur Erhöhung seiner Temperatur an.
Die Wirbelungsgeschwindigkeit soll genügend hoch sein, um die Erreichung der zentrifugalen Beschleunigungen im Gasstrom während des Durchganges vom Gasstrom der Düse nicht weniger, als 10000 g zu gewährleisten. Daraufhin wird die zusätzliche Erhöhung der Effektivität des Verfahrens erreicht. Wenn die Beschleunigung ist weniger, als dieser Wert, können die kondensierten Tröpfchen der flüssigen Phase die Wände der Vorrichtung für die Entnahme sie vom Strom nicht erreichen; als Folge, kommen diese Tröpfchen aus der Apparat zusammen mit dem Hauptgasstrom heraus.
Die Wahl der Zone für die Anordnung des Empfängers der flüssigen Phase für jede der Komponenten vergrößert entsprechend dem obengenannten Verhältnis auch die Effektivität des Verfahrens, da es erlaubt, gleichzeitig mit der Kondensation des Gases nicht nur das Abtrennen nach den Phasen "Gas – Flüssigkeit", sondern auch das Abtrennen nach verflüssigten Gaskomponenten zu verwirklichen, weil sie in räumlichen aufgeteilten Zonen entlang der Achse der Vorrichtung gebildet werden. Da für jede Komponente der Gasmischung der Taupunkt von der Temperatur abhängt, und die Temperatur des Gasstroms ändert sich nach der Länge der Vorrichtung, sind die Zone innerhalb der Vorrichtung, in die der Prozess der Kondensation für jede der Komponenten der Gasmischung anfängt, räumlich aufgeteilt. Außerdem fängt der Abtrennprozess nach den Phasen das "Gas – Flüssigkeit" unter dem Einfluss der zentrifugalen Kräfte nach der Bildung der ersten Tröpfchen der flüssigen Phase an. Daraus folgt, dass die Zonen, in die diese Tröpfchen die querlaufenden Wände der Düse erreichen, auch im Raum geteilt werden werden. Also es ist genug, die Mittel für die Entnahme der flüssigen Phase an den Stellen, die aus dem obengenannten Verhältnis bestimmt sind, anzuordnen, und die verflüssigte Komponenten zu den geteilten Empfänger zu richten.
Für den allgemeinen Fall wird das Verfahren nach der Erfindung bei der Nutzung der zweiten Variante der Ausführung der beschriebenen Vorrichtung mit dem Verleihen der Gasmischung solcher Wirbelungsgeschwindigkeit verwirklicht werden, die die Erreichung der zentrifugalen Beschleunigung im Strom während seines Durchganges der Düse nicht weniger, als 10000 g gewährleistet. Die Parameter des Gasstroms, der auf den Eingang gereicht wird, um die geforderten Werte der Beschleunigung zu gewährleisten, werden ausgehend von den Gesetzen der Hydrodynamik und der Geometrie der Düse berechnet. Aus dem Vorkammer geht die Gasmischung in die Düse und als Folge der adiabatischen Expansionsgekühlt wird. In einiger Entfernung vom kritischen Schnitt der Düse fängt der Prozess der Kondensation der Gaskomponente mit der höchsten Temperatur des Übergangs in die flüssige Phase (Der Taupunkt der i-ten Komponente, worin i = 1) an. Unter der Wirkung der zentrifugalen Kräfte werden die gebildeten Tröpfchen zu den Wänden der Vorrichtung auf dem Gebiet, das durch Verhältnis bestimmt wird, zurückgeworfen sein L1 = V1 × τ1. (4)
Diese Tröpfchen gehen danach durch die erste Ringschlitz 22¹ . Der durch die Düse strömende Strom der in der Gasphase bleibenden und das Gemisch bildende Komponenten, setzt fort, gekühlt zu werden. Dann wird auf einigem Gebiet der Düse, das in einem Abstand vom Taupunkt der ersten Komponente entfernt, der Prozess der Kondensation der zweiten Komponente, die die mehr niedrige Temperatur des Phaseübergangs (der Taupunkt der zweiten Komponente) hat, anfangen. Dementsprechend, wird auf die gebildeten Tröpfchen der flüssigen Phase der zweiten Komponente die zentrifugale Kraft des gedrehten Gasstroms wirken, die sie auf die Wände der Düse entwerfen wird, in der Entfernung vom Taupunkt, die vom folgenden Verhältnis bestimmt ist: L2 = V2 × τ2. (5)
Mehr konkret, werden diese Tröpfchen Kontakt mit der inneren Wand der ersten konischen Sektion 20¹ aufnehmen und durch die zweite Ringschlitz 22² zu gehen.
Bewegend weiter entlang der Düse und fortsetzend ausgedehnt zu werden und gekühlt zu werden, wird die Gasmischung die Temperatur des Phaseübergangs der dritten Komponente (der Taupunkt der dritten Komponente) erreichen, und der oben beschriebene Prozess wird wiederholt werden. Dementsprechend werden sich die Tröpfchen auf der zweiten konischen Sektion 20² ansammeln und durch die dritte Ringschlitz 22³ durchgehen. Die Stelle der Taupunkten jeden von der Komponenten werden ausgehend von der Geometrie der Düse, der Temperaturen des Phaseübergangs jedes der Komponenten, der Charakteristiken des eintretenden Stroms u. a. mit der Nutzung der Gesetze und der Abhängigkeiten von der Thermogasdynamik bestimmt. Dementsprechend, wird auch die Stelle der Zone berechnet, wo sich jede der flüssigen Komponenten auf den Wänden der Düse an der Stelle, die vom Taupunkt in der Entfernung, die vom folgenden Verhältnis bestimmt ist, ansammelt Li = Vi × τi. (3)
An diesen Stellen werden die Mittel für die Entnahme der flüssigen Phase jeder Komponente aufgestellt. Dieses Mittel kann wie in [2] erfüllt sein, d. h. als die Perforation auf den Wänden der Düse an den Rechenstellen, und dann die Flüssigkeit unter der Einwirkung der zentrifugalen Kräfte wird durch die Öffnungen der Perforation durchgehen. Man muss bezeichnen, dass dabei in die Empfänger, zusammen mit der flüssigen Phase, und einige Menge von der Gasphase aus der Randschicht geraten wird, die von der flüssigen Phase mit den bekannten Methoden abgetrennt sein kann.
Wie es auf der 2 gezeigt ist, ein bevorzugtes Mittel der Entnahme der flüssigen Phase verschiedener Komponenten ist die Menge von Sektionen 20¹ , 20² , 20³ , im Wesentlichen, als die abgeschnittenen Kegel, die die entsprechende Ringschlitze 22¹ , 22² , 22³ nach der Anzahl der gemeinsam genutzten Komponenten in die Gasmischung bilden. Wenn die Tröpfchen der flüssigen Phase unter der Wirkung der zentrifugalen Kräfte an den Rechenstellen der Düsenwände erreichen, so wird auf ihnen die Filmströmung der Flüssigkeit anfangen, die in die Ringschlitz geraten wird und in den Empfänger evakuiert zu werden. Bei der senkrechten Anordnung der Düse, d. h. bei der Bewegung des Gasstroms von oben nach unten, wird dieser Prozess im Selbstlauf gehen. Für solchen Fall ist es möglich, das Treffen der Gasphase in den Empfänger mit der flüssigen Phase auszuschließen, wenn aufgrund der Berechnungen die Breite des Schlitzes von 22¹ usw. zu erfüllen. Gleich (oder etwas kleiner), als die Filmdicke der flüssigen Phase an der gegebenen Stelle.
Beispiel 3. Das Abtrennen der Mehrkomponentengasmischung je Methan, Propan, Butan und die Mischung der restlichen Gase.
Das Verfahren verwirklicht sich nach dem oben dargelegten Schema. Es wurde der auf der 2 gezeigte Apparat mit den folgenden Parametern verwendet: der innere Vorkammerdurchmesser 1 war 120 mm, der Durchmesser des kritischen Schnitts der Düse 10 mm, die allgemeine Länge der Vorrichtung, einschließlich Düse, Arbeitssektion und Diffusoren, betrug 1800 mm (vom Düsenhals gerechnet), die Düsenwände wurden entsprechend der Gleichung (1) profiliert.
Um die Wirbelung des Gasstroms zu gewährleisten, wurden auf dem Vorkammereingang 1 waren die wirbelnde Schaufeln eingerichtet. Das Gas wurde mit dem Druck nicht weniger als 50 bar gereicht. Für die Versorgung der zentrifugalen Beschleunigung nicht weniger als 10000 g im Strom des Gases während des Durchganges der Düse. Mehr konkret, wurde Druck von 65 bar verwendet. Aufgrund gasdynamischen und thermodynamischen Berechnungen, ausgehend von der Geometrie der Düse, der chemischen Zusammensetzung und des Drucks des Gases auf dem Eingang (65 bar), wurde festgestellt, dass der Taupunkt des Butans (T = 0,5°C bei dem Partialdruck von 1,65 bar) sich vor dem kritischen Schnitt der Düse in der Entfernung 200 mm von ihm befindet, und die optimale Stelle für die Entnahme des verflüssigten Butans (die Entnahme von 90–95 Butans) wird um 200 mm von seinem Taupunkt entfernt.
Die Lage des Taupunktes für Propan (T = –39°C bei dem Partialdruck von 1,46 bar) ist in dem Abstand von 180 mm vom kritischen Schnitt der Düse angeordnet, und die Stelle der Entnahme der flüssigen Komponente (die Entnahme von 90–95%) – in dem Abstand von 400 mm vom Taupunkt angeordnet.
Dementsprechend, befindet sich der Taupunkt für das Methan (T = –161,56°C bei dem Druck von 1,06 bar) im Abstand von 600 mm vom kritischen Schnitt der Düse, und das Mittel für die Entnahme der flüssigen Phase soll sich in 900 mm vom Taupunkt, was die Entnahme mehr als 50% des verflüssigten Methans gewährleistet, befinden.
Nach der Durchführung der Berechnungen und der Installation entsprechend ihren Ergebnissen an den Rechenstellen der Mittel für die Entnahme der flüssigen Phase wurde auf den Eingang der Vorrichtung die Gasmischung, die aus 88,8% Methans, 6% Propans, 3,2% Butans, 1,9% die übrigen Gase besteht, unter dem Druck 65 bar und mit der Temperatur 290 K gereicht.
Der Prozess verwirklichte sich im Laufe von 1 Stunde bei dem Durchfluss der Gasmischung von 5000 Nm³/h. Als Ergebnis wurden die flüssige Gase erzeugt: Butan 100 l, Propan 170 l, Methan 2000 l.

Claims

Verfahren zum Verflüssigen eines Gases, welches Verfahren die Schritte umfasst: (1) das Gas in eine Wirbelgeschwindigkeit versetzen; (2) das Gas mit der Wirbelgeschwindigkeit durch eine Düse (5) mit einem Düsenhals (7) und einer Düsenwand leiten und dem Gas die Anfangswerte von Temperatur und Druck vermitteln, wodurch dem Düsenhals (7) nachgeschaltet das Gas adiabatisch expandiert und die Gasgeschwindigkeit zunimmt und die Gastemperatur abfällt, um die Kondensation des Gases unter Erzeugung von Tröpfchen zu fördern; (3) den Gasstrom mit der Wirbelgeschwindigkeit weiter durch eine Arbeitssektion (9) leiten, die axial zur Düse (5) ausgerichtet ist und eine Wand hat, wodurch eine weitere adiabatische Expansion und Kondensation mindestens eines Teils des Gasstroms erfolgt und Tröpfchen von kondensiertem Gas als Folge des turbulenten Mischens wachsen; (4) den durch die Wirbelgeschwindigkeit erzeugten Zentrifugalwirkungen erlauben, die Tröpfchen in Richtung auf die Wand der Arbeitssektion (9) zu treiben und eine Arbeitssektion (9) bereitstellen, die für eine Mehrzahl der kondensierten Gaströpfchen lang genug ist, um die Wand der Arbeitssektion (9) zu erreichen; und (5) Abtrennen der Tröpfchen des kondensierten Gases von dem übrigen Gas im gasförmigen Zustand mindestens in der Nähe der Wand der Arbeitssektion (9).
Verfahren nach Anspruch 1, welches Verfahren das Abtrennen von kondensierter Flüssigkeit aus dem Gasstrom in der Arbeitssektion (9) an einer Stelle einschließt, die um eine Strecke L von dem Taupunkt der verflüssigten Gaskomponente beabstandet ist, wobei L = V_t gilt und worin V die Geschwindigkeit des Gasstroms am Austritt der Düse (5) ist und τ die Zeit ist, die die kondensierten Gaströpfchen benötigen, um sich von der Achse der Düse (5) bis zu einer Wand der Arbeitssektion (9) zu bewegen.
Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, welches Verfahren das Aufbringen einer Wirbelkomponente auf das Gas derart einschließt, dass das Gas einer Zentrifugalbeschleunigung größer als 10.000 g in der Nähe der Wand der Arbeitssektion (9) unterliegt.
Verfahren nach Anspruch 1, 2 oder 3, welches Verfahren das Abtrennen von kondensierten Tröpfchen durch einen Ringschlitz (11) einschließt.
Verfahren nach Anspruch 1, 2 oder 3, welches Verfahren das Abtrennen kondensierter Tröpfchen durch Perforationen einschließt.
Verfahren nach Anspruch 1, welches Verfahren das Anwenden des Verfahrens auf ein Gas einschließt, das eine Vielzahl separater gasförmiger Komponenten mit unterschiedlichen Eigenschaften aufweist, wobei das Verfahren ferner adiabatisches Expandieren des Gases derart umfasst, dass mindestens zwei gasförmige Komponenten an unterschiedlichen axialen Stellen hinter dem Düsenhals (7) zu kondensieren beginnen, um die Tröpfchen zu erzeugen; und Aussondern der Tröpfchen dieser gasförmigen Komponenten unabhängig von jeder der anderen gasförmigen Komponente.
Verfahren nach Anspruch 6, welches Verfahren das Auffangen der kondensierten Tröpfchen jeder der gasförmigen Komponente durch Perforationen in einer Wand der Arbeitssektion (9) einschließt.
Verfahren nach Anspruch 6, welches Verfahren das Auffangen der Tröpfchen jeder der kondensierten gasförmigen Komponente durch einen entsprechenden Ringschlitz (11) einschließt.
Verfahren nach Anspruch 8, welches Verfahren das Bereitstellen des jeweiligen Ringschlitzes (11) an einer Stelle einschließt, die sich an einer Stelle in einem Abstand L_i von der axialen Stelle befindet, an der eine entsprechende gasförmige Komponente kondensiert, wobei L_i mit Hilfe der Beziehung L_i = V_i × τ_i ermittelt wird, worin L_i die Entfernung zwischen dem Taupunkt der i-ten Gaskomponente an einer Stelle ist, an der die i-te gasförmige Komponente abgetrennt wird; V_i ist die Geschwindigkeit des Gasstroms an dem Taupunkt der i-ten gasförmigen Komponente und τ_i ist die Zeit, in der sich die Tröpfchen der i-ten gasförmigen Komponente von der Achse der Düse (5) zu der Wand der Arbeitssektion (9) bewegen.
Verfahren nach Anspruch 6, 7, 8 oder 9, bei welchem die Wirbelkomponente oder -geschwindigkeit, die auf den Gasstrom aufgebracht wird, so beschaffen ist, dass sie eine Zentrifugalbeschleunigung von mindestens 10.000 g erzeugt.
Verfahren nach Anspruch 6, 7, 8 oder 9, welches Verfahren das Anwenden des Verfahrens auf Erdgas einschließt, einschließlich Methan, Ethan, Propan und Butan als dessen Hauptkomponenten.
Verfahren nach einem der Ansprüche 6 bis 11, welches Verfahren das Bereitstellen der gasförmigen Komponenten bei Partialdrücken einschließt, die so gewählt sind, dass eine der Komponenten eine niedrigere Kondensationstemperatur bei Atmosphärendruck hat als die Temperatur der Kondensation bei Atmosphärendruck einer anderen Komponente, wobei diese eine Komponente unter Erzeugung von Tröpfchen zuerst kondensiert, die mindestens ein Teil der anderen Komponente darin aufgelöst enthält, und bei welchem das Verfahren das Abtrennen der Tröpfchen aus dem Gas einschließt.
Verfahren nach einem der Ansprüche 6 bis 12, welches das Anwenden des Verfahrens auf die Trennung von Methan und Ethan einschließt.
Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 13, welches Verfahren in Schritt (3) das Erzeugen einer im Wesentlichen Schallgeschwindigkeit in dem Gas in der Nähe des Düsenhalses (7) einschließt sowie das Expandieren des Gases mit Ultraschall in der Arbeitssektion (9) bewirkt.
Apparat zum Verflüssigen eines Gases, welcher Apparat aufweist: (1) Vorrichtung (4), um der Geschwindigkeit eines Gasstroms eine Wirbelkomponente zu vermitteln; (2) der Vorrichtung (4) zur Wirbelerzeugung nachgeschaltet eine Düse (5), die einen konvergierenden Düsenabschnitt (6) aufweist, der mit der Vorrichtung (4) zur Wirbelerzeugung verbunden ist, und einen Düsenhals (7) und eine divergierende Arbeitssektion (9) axial ausgerichtet mit dem Düsenhals (7) und eine Wand mit einem Divergenzwinkel aufweist, derart ausgewählt, um das Wachstum einer Grenzschicht zu kompensieren, wodurch bei Gebrauch das Gas hinter dem Düsenhals (7) in der Arbeitssektion (9) adiabatisch expandiert wird, um eine Kondensation mindestens eines Teils des Gases zu bewirken, wodurch Tröpfchen von kondensiertem Gas erzeugt werden; und (3) eine Trennvorrichtung (9) verbunden ist, um kondensierte Tröpfchen aus dem Gas abzutrennen.
Apparat nach Anspruch 15, bei welchem die Trennvorrichtung Perforationen zum Aussondern von Gaströpfchen einschließt.
Apparat nach Anspruch 15, bei welchem die Trennvorrichtung mindestens einen Ringschlitz (11) zum Aussondern von Tröpfchen von kondensiertem Gas einschließt.
Apparat nach Anspruch 17, bei welchem die Trennvorrichtung eine Vielzahl von Ringschlitzen (11) einschließt, die axial entlang der Arbeitssektion (9) beabstandet sind, um Tröpfchen unterschiedlicher kondensierter Gaskomponenten auszusondern und die Trennung unterschiedlicher Gaskomponenten einer Gasmischung zu ermöglichen.
Apparat nach Anspruch 18, bei welchem jedes der Ringschlitze (11) in einer Entfernung L_i von der axialen Stelle angeordnet ist, an der eine entsprechende gasförmige Komponente kondensiert, wobei L_i mit Hilfe der Beziehung L_i = V_i × τ_i ermittelt wird und worin L_i der Abstand zwischen dem Taupunkt der i-ten Gaskomponente und einer Stelle ist, an der die i-te Gaskomponente abgetrennt wird; V_i ist die Geschwindigkeit des Gasstroms an dem Taupunkt der i-ten Gaskomponente und τ_i ist die Zeit, die die Tröpfchen der i-ten Gaskomponente benötigen, um sich von der Achse der Düse (5) zu einer Wand der Arbeitssektion (9) zu bewegen.
Apparat nach einem der Ansprüche 15 bis 19, bei welchem die Vorrichtung (4) zur Wirbelerzeugung in der Lage ist, eine Wirbelgeschwindigkeit zu erzeugen, die eine Zentrifugalbeschleunigung gleich oder größer als 10.000 g bewirkt.
Apparat nach einem der Ansprüche 15 bis 20, einschließend eine Vorrichtung zum Zuführen von Gas mit einem ausreichenden Druck, um eine Überschallexpansion in der Arbeitssektion (9) zu erzeugen.
Apparat nach Anspruch 21, bei welchem die Düse (5) einen divergierenden Abschnitt (8) einschließt, der sich zwischen dem Düsenhals (7) und der Arbeitssektion (9) erstreckt, und zwar für die Anfangsexpansion und Beschleunigung des Gases auf Überschallgeschwindigkeiten.
Apparat nach einem der Ansprüche 15 bis 22, einschließend einen der Arbeitssektion (9) nachgeschalteten Diffusorkörper (10) zur Rückgewinnung von kinetischer Energie bei erhöhtem Druck.
Apparat nach Anspruch 23, einschließend einen Ringschlitz (11), der sich um den Diffusorkörper (10) erstreckt, um Flüssigkeitströpfchen abzutrennen, wobei der Ringschlitz (11) eine innere Führungskante (12) einschließt und worin die innere Führungskante (12) in dem Diffusorkörper (10) vorgesehen ist.
Apparat nach Anspruch 23 oder 24, worin der Diffusorkörper (10) einen Überschall-Diffusor (14), einen Zwischenabschnitt (15) und einen Unterschall-Diffusor (16) begrenzt.
Apparat nach Anspruch 25, worin der Unterschall-Diffusor (16) eine Vorrichtung zum Entfernen der Wirbelkomponente der Geschwindigkeit und zum Rückgewinnen der kinetischen Rotationsenergie als axiale kinetische Energie einschließt, wodurch die Umwandlung der kinetischen axialen Energie in einen erhöhten Druck ermöglicht wird.