JP2006218421A - 混合気体の分離方法、及び気体分離装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 温度駆動型ポンプを利用して混合気体を分離する。
【解決手段】 気体分子の平均自由行程と同程度の幅のポンプ作用路２２を有し、ポンプ作用路２２に温度分布を与えて気体分子の流れを生じさせる温度駆動型のポンプ１１を利用した混合気体の分離方法において、混合気体をポンプ１１内に導入してポンプ１１を作動させる。ポンプ１１の少なくとも一方の端部にて混合気体に含まれる一部の成分気体をポンプ作動前との比較において他の成分気体よりも濃縮又は希釈する。
【選択図】 図１

Description

本発明は、温度駆動型のポンプを利用して混合気体を分離する方法及び装置に関する。

近年、クヌーセンコンプレッサと呼ばれる温度駆動型の真空ポンプが研究されている（例えば特許文献１、２及び非特許文献１参照）。このポンプ（本明細書においてコンプレッサはポンプの一態様とみなす。）は、軸に沿って温度勾配を持つパイプの内部で低温側から高温側へ気体が流れるという熱遷移流を利用したものである。クヌーセンコンプレッサは、運動する部品を用いずに気体を輸送できる点で従来の機械式ポンプと大きな相違がある。

また、温度場に与えられた気体の挙動として、鋭い先端部を有する物体を加熱又は冷却して気体中に置いた場合、その先端部の周囲で気体の流れが誘起されるという熱尖端流の存在が指摘され（非特許文献２）、実験的に確認されている（非特許文献３）。
米国特許第５８７１３３６号明細書 特開２００１−２２３２６３号公報 Y. Sone and H. Sugimoto、 "Vacuum pump without a moving part and its performance、" in Rarefield Gas Dynamics、 ed. by A.D.Ketsdever and E.P.Muntz (AIP、 New York、 2003) 1041-1048 K.Aoki、 Y.Sone、 and N.Masukawa、"A rarefield gas flow induced by a temperature field、" in Rarefield Gas Dynamics、 ed. by G.Lord (Oxford U.P.、 Oxford、 1995) 35-41 Y.Sone and M.Yoshimoto、 "Demonstration of a rarefield gas flow induced near the edge of a uniformly heated plate、" Phys. Fluids 9 (1997) 3530-3534.

温度駆動型のポンプでは、ポンプの内部流路の少なくとも一部に微小な流路が設けられる。その流路の幅は気体分子の平均自由行程と同程度、言い換えれば、気体分子の挙動の観点から気体分子の平均自由行程と実質的に同等とみなし得る範囲に設定されている。そのような微小な流路における気体分子の挙動は、高圧又はマクロな系の気体分子のそれとは大きく異なる。高圧又はマクロな系では、気体分子同士が頻繁に衝突するため、混合気体を構成する成分気体の分子が平均的に同じ運動を行う。一方、平均自由行程程度の幅の流路は低圧又はミクロな系であり、そこでは気体分子の衝突頻度が小さいため、各成分気体の分子がそれぞれ異なる運動を行う可能性がある。しかしながら、温度駆動型ポンプに関する従来の研究はいずれも純粋気体、すなわち単一分子からなる気体を前提としたものであり、温度駆動型ポンプを利用した混合気体の分離についてはこれまで何ら検討されていない。

本発明は、低圧又はミクロな系を有する温度駆動型ポンプを利用して混合気体を分離する方法、及び装置を提供することを目的とする。但し、本発明において、混合気体の分離とは、分離前の混合気体における各成分気体の分圧の比率を変化させて特定の成分気体を他の成分気体よりも濃縮又は希釈する概念であり、成分気体のそれぞれを純粋気体に分離する場合は、濃縮又は希釈が最も進んだ態様として位置付けられるものである。

本発明の発明者は、温度駆動型ポンプに混合気体を導入したときの成分気体の分子の挙動を鋭意研究した結果、温度駆動型ポンプ内の低圧又はミクロな系では成分気体によって分子の運動に差が生じ、気体分子がその質量に応じて異なる流れを示すことを見出した。本発明はかかる知見に基づいてなされたものであり、その分離方法は、気体分子の挙動の観点から該気体分子の平均自由行程と実質的に同等とみなし得る範囲の幅に設定されたポンプ作用路を有し、前記ポンプ作用路に温度勾配を与えて気体分子の流れを生じさせる温度駆動型のポンプを利用した混合気体の分離方法であって、混合気体を前記ポンプ内に導入して前記ポンプを作動させることにより、前記ポンプの少なくとも一方の端部にて前記混合気体に含まれる一部の成分気体をポンプ作動前との比較において他の成分気体よりも濃縮又は希釈することにより、上述した課題を解決する。

本発明の分離方法によれば、温度駆動型ポンプのポンプ作用路に温度勾配を与えることにより、質量が大きい気体分子は質量が小さい気体分子よりもポンプの高圧側により大きな流量で流れる。このため、ポンプの作動前の混合気体との比較において、ポンプの高圧側では重い成分気体の分圧が軽い成分気体のそれよりも相対的に高くなり、ポンプの低圧側では軽い成分気体の分圧が重い成分気体のそれよりも相対的に高くなるという気体分離作用が生じる。これにより、ポンプの少なくとも一端部から軽い又は重い成分気体を濃縮、あるいは希釈した気体を取り出すことができる。

本発明の分離方法の一形態においては、前記ポンプを含む閉じた系内に混合気体を閉じ込めた状態で前記ポンプを作動させることにより前記ポンプの両端部間で前記混合気体を構成する成分気体の分圧比又は濃度を変化させ、該分圧比又は濃度が定常状態に達した後に、前記ポンプの少なくとも一方の端部から気体を取り出してもよい。この形態によれば、温度駆動型ポンプにて成分気体を最大限に濃縮又は希釈してから取り出すことができる。

本発明の分離方法の一形態においては、前記ポンプの両端部間における前記混合気体の圧力差を制御して前記ポンプを流れる各成分気体の流量を調整してもよい。温度駆動型ポンプ内の低圧又はミクロな系では、流路を流れる気体の濃度が流路の両端部間における圧力差又は濃度差の影響を受ける。従って、圧力差を制御することにより、成分気体の濃縮度又は希釈度を様々に調整することができる。

本発明の気体分離装置は、気体分子の挙動の観点から該気体分子の平均自由行程と実質的に同等とみなし得る範囲の幅に設定されたポンプ作用路を有し、前記ポンプ作用路に温度勾配を与えて気体分子の流れを生じさせる温度駆動型のポンプと、前記ポンプに原料の混合気体を供給する原料供給部と、前記ポンプの少なくとも一方の端部に接続され、前記ポンプの作動に伴って、一部の成分気体がポンプ作動前との比較において他の成分気体よりも濃縮又は希釈された気体を前記ポンプから回収する気体回収部と、を備えたものである。

本発明の気体分離装置によれば、原料供給部からポンプ内に原料の混合気体を導入してポンプを作動させることにより、気体回収部において一部の成分気体を他の成分気体よりも濃縮、あるいは希釈させて取り出すことができる。

本発明の気体分離装置の一形態において、前記ポンプ、前記原料供給部及び前記回収部が、前記混合気体を閉じ込める単一の閉じた系を構成できるように設けられてもよい。この形態によれば、閉じた系に混合気体を閉じ込めてポンプを作動させることにより、ポンプの両端部で成分気体を最大限に濃縮又は希釈することができる。

本発明の気体分離装置の一形態において、前記ポンプの両端部間における前記混合気体の圧力差を制御する手段を備えてもよい。この形態によれば、前記ポンプの両端部間における前記混合気体の圧力差を制御することにより、前記ポンプを流れる各成分気体の流量を適宜に変化させて成分気体の濃縮度又は希釈度を様々に調整することができる。

本発明において、温度駆動型のポンプとしては、前記ポンプ作用路に沿って配置された少なくとも一対の低温部と高温部との間で熱尖端流を生じさせるように構成されたもの、あるいは前記ポンプ作用路に沿って延びる流路壁に流れ方向に沿った温度勾配を与えて熱遷移流を生じさせるように構成されたものを用いることができる。

なお、本発明において、気体分子の挙動の観点から平均自由行程と実質的に同等とみなし得る範囲は、平均自由行程の数百分の一から数百倍にわたる幅広い範囲を意味する。気体分子の平均自由行程を考える場合、圧力の値に応じて、無限小から無限大までの極めて広い範囲の値を扱わねばならない。このため、数百倍の違いは、気体分子の挙動の観点からみて実質的に同等であると考えてよい。気体分子同士の衝突が頻繁に生じるような流れ領域を粘性流領域と呼び、平均自由行程が極めて大きくて分子同士の衝突が生じない流れ領域を分子流領域と呼ぶことがあるが、本発明で利用する温度駆動型のポンプは、これらの領域の間に介在する中間流領域で作動すると考えてもよい。また、本発明における圧力差の制御は、圧力を直接制御する場合に限らず、圧力と関係を有する他のパラメータを変化させることにより、結果として圧力差を制御する場合も含む。

以上に説明したように、本発明によれば、温度駆動型のポンプの気体分離作用を利用して混合気体の一部の成分気体をポンプ作動前との比較において他の成分気体よりも濃縮又は希釈することができる。しかも、温度駆動型のポンプはポンプ作用路に温度勾配を与えるだけで作動し、機械的に動作する駆動部品を持たない。従って、本発明によれば簡単な構成で混合気体を分離することができる。機械的な駆動部品が存在しないことから、摩耗による塵埃、異物、潤滑剤等が気体に混入するおそれがなく、こうした異物類が混ざらない気体を必要とする用途に特に適している。

［第１の形態］
図１は本発明の第１の形態に係る気体分離装置１０Ａの要部を示している。気体分離装置１０Ａは、温度駆動型のポンプ１１と、そのポンプ１１の流路１２の両端部に設けられた一対のタンク１３、１４とを備えている。これらのポンプ１１とタンク１３、１４とによって混合気体を閉じ込める閉じた系が構成される。勿論、タンク１３、１４のそれぞれには内部に対して気体を導入する導入口、又はそれらの内部から気体を取り出すための取出口が設けられるが、それらの導入口及び取出口を閉じることにより気体分離装置１０Ａの内部は閉じた系として構成される。

ポンプ１１は熱尖端流を利用して気体分子を圧縮するものである。以下、ポンプ１１の説明に先立って熱尖端流について説明する。図２Ａに示すように、温度Ｔ_０の正方形状の容器１の中央部に温度Ｔ_１の平板２が置かれている場合を考える。図２Ｂは容器１内の流れに関する数値シミュレーションによって得られた流れベクトル及び等温線の様子を示している。但し、図２Ｂに示した平板２の中心に原点を置き、平板２と直交する方向にＸ_１軸を、平板２と平行な方向にＸ_２軸を設定したときの第一象限の部分のみを図２Ｂに示している。また、ここに示す数値シミュレーション結果は、Ｔ_１／Ｔ_０＝５、容器１内における気体分子の平均自由行程が平板２の幅の５％に相当する場合である。図２Ｂによれば、平板２の尖端部２ａの付近において、気体の温度が急激に変化し、その低温側から高温側へ向かう流れが生じていることが判る。このような流れが熱尖端流である。

次に熱尖端流を利用したポンプ１１について説明する。図１に示すように、ポンプ１１は、流路１２の長手方向に一定の長さピッチＬで並べられた複数のポンプユニット１５を備えている。図３Ａは一つのポンプユニット１５を示す。ポンプユニット１５は流路１２の壁面１２ａ、１２ｂ間に長さＬ_ｃの低温平板群（低温部）Ｃと、長さＬ_ｈの高温平板群（高温部）Ｈとを備えている。一つのポンプユニット１５における気体の流れ方向は図３ＢにおけるＸ_１軸方向である。低温平板群Ｃにおいては、複数の平板２０が流路１２を横断する方向（具体的には流路における流れ方向と直交する方向）に一定間隔を空けて互いに平行に並べられている。高温平板群Ｈにおいても、複数の平板２１が低温平板群Ｃの平板２０と同一方向に一定間隔を空けて互いに平行に並べられている。平板２０と平板２１とは互いに接しないようにして流路１２の流れ方向に並べられている。高温平板群Ｈの平板２１は低温平板群Ｃの隣接する一対の平板２０の間に配置されている。また、流路１２の流れ方向に関して、低温平板群Ｃの平板２０の後端部２０ｂと高温平板群Ｈの平板２１の前端部２１ａとは一定長さＬ_ｄに亘って互いに重複している。つまり、平板２０と平板２１とは、流路１２を横断する方向においてそれぞれの端部２０ａ、２１ａが一定間隔Ｄ_ｈ／２で交互に並ぶように設けられている。さらに、同一平板群の平板同士の間隔Ｄ_ｈは、流路１２に導入される気体分子の挙動の観点からみて、その気体分子の平均自由行程と実質的に同等とみなし得る範囲に設定されている。これにより、平板２０、２１で仕切られた微細な流路がポンプ作用路２２として機能する。

すなわち、ポンプユニット１５において、高温平板群Ｈの平板２１の温度Ｔ_ｈを、低温平板群Ｃの平板２１の温度Ｔ_Ｃよりも高く設定した場合を考える。まず、平板２０、２１の食い違い部分（流れ方向に関してオーバーラップしている部分）における温度分布に着目すると、この部分では２つの平板群Ｃ、Ｈの間の温度差により周囲の気体中に大きな温度勾配が生じる。一方、平板２０の前端部２０ａの周囲及び平板２１の後端部２１ｂの周囲では、低温又は高温の平板２０又は２１のみが連続しているために、平板温度Ｔ_Ｃ又はＴ_ｈとほぼ一致する一様な温度場が生じる。以上の結果から、平板群Ｃ、Ｈの付近の温度分布は図３Ｂに示すようになる。なお、図中のハッチング領域は高温部分を示す。

個々の平板２０、２１の温度が前端部２０ａ、２１ａから後端部２０ｂ、２１ｂまでほぼ一定であるとすれば、それぞれの平板２０、２１上において熱遷移流は生じない。これに対して、平板２０の後端部２１ｂ及び平板２１の前端部２１ａにおいては、周囲の気体中に温度勾配が生じているために熱尖端流が生じる。より具体的に考察すれば次の通りである。

まず、低温側の平板２０の後端部２１ｂ付近の点Ｐにおいては、−Ｘ_１方向において低温の気体分子が存在し、＋Ｘ_１方向には高温の気体分子が存在する。温度勾配が生じている環境において、気体分子はより高温側に移動する傾向を示すから、点Ｐでは＋Ｘ_１方向の流れ（熱尖端流）が誘起される。次に、高温側の平板２１の前端部２１ａ付近の点Ｑにおいても上記と同様の現象が生じて＋Ｘ_１方向の流れが誘起される。一方、平板２０の前端部２０ａ付近の点Ｐ′、及び平板２１の後端部２１ｂ付近の点Ｑ′においては、周囲の気体温度がＴ_Ｃ又はＴ_ｈでほぼ一定であるため、流れが生じない。

以上の考察から明らかなように、図３Ｂにおいては、平板２０の後端部２０ｂ及び平板２１の前端部２１ａの周囲のみで気体の流れが誘起され、流れ方向はいずれも＋Ｘ_１方向である。従って、ポンプ作用路２２においては＋Ｘ_１方向への流れが生じる。このような作用が各ポンプユニット１５にて生じることにより、流路１２の全体にはタンク１３からタンク１４へ向う気体の流れが生じ、タンク１４側に気体が圧縮される。以下では、タンク１３の側を低圧側、タンク１４の側を高圧側と呼ぶことがある。

ところで、以上の考察は単一種類の気体分子からなる純粋気体を流路１２に導入した場合のものであり、流路１２に複数種類の成分気体からなる混合気体を導入した場合には各成分気体によって上記と異なる流れが生じる。すなわち、ポンプ作用路２２の間隔Ｄ_ｈは流路１２に導入される気体分子の平均自由行程の程度に設定されているため、ポンプ作用路２２における気体分子の挙動が気体分子の種類に応じて異なり、その影響で成分気体毎に流れも相違する。発明者の解析によれば、質量が重い気体分子は質量が軽い気体分子よりもより多く高圧側に流れる傾向を示す。従って、タンク１３に原料となる混合気体を導入してポンプ１１の各ユニット１５の平板群Ｃ、Ｈに温度差を与えた場合、低圧側のタンク１３の全圧よりも高圧側のタンク１４の全圧が上昇するのみならず、タンク１３、１４における成分気体の分圧比に相違が生じる。すなわち、ポンプ作動前、すなわち初期状態における混合気体の分圧比との比較において、低圧側のタンク１３では軽い成分気体の分圧比が上昇し、高圧側のタンク１４では重い成分気体の分圧比が上昇する。言い換えれば、ポンプ作動前との比較において、低圧側のタンク１３では軽い成分気体が濃縮され、高圧側のタンク１４では重い成分気体が濃縮される。これによりタンク１３からは軽い成分気体が濃縮された気体、又は重い成分気体が希釈された気体を取り出し、高圧側のタンク１４からは重い成分気体が濃縮された気体、又は軽い成分気体が希釈された気体を取り出すことができる。すなわち、この形態では、タンク１３及び１４のいずれもが原料供給部及び回収部として機能し得る。

なお、平板群Ｃ、Ｈに対する温度差は、例えば高温平板群Ｈに電熱体を設け、それに電流を通して発熱させるといった手段により与えることができる。低温平板群Ｃを何らかの冷却手段によって冷却してもよいし、高温平板群Ｈに何らかの熱源を接触させてもよい。

次に、気体分離装置１０Ａにおける気体分子の挙動をシミュレーションした結果を示すことにより、上述したポンプ１１の気体分離作用を検証する。ここでは、計算を容易にするために、図１に示すように流路１２とタンク１３、１４との接続部分を破線ＤＬ１、ＤＬ２で示すように閉じた状態を考えた。つまり、流路１２の断面が流れ方向に沿って一様であるとみなして気体分子の流れを解析した。シミュレーションではユニット１５の数（ユニット数）を１０個とした。

本形態の気体分離装置１０Ａによる気体分離作用を確認するため、流路１２内に２種類の成分気体からなる混合気体を導入し、ポンプ１１を作動させた後の気体分子の挙動を時間発展を数値シミュレーション法（ＤＳＭＣ法）によって追跡した。なお、ポンプ１１を記述するパラメータは次表及び図１に示した通りである。但し、ここでは２種混合気体を扱うため、各気体を表す場合にα、βを付す。例えばα気体の数密度をｎ^αと表す。比気体定数Ｒは混合気体の組成によって変化するため、Ｒの代わりにκ／ｍ_０（但し、κ：ボルツマン（Boltzmann）定数、ｍ_０：基準とする気体分子の分子質量）を用い、密度ρ（基準密度ρ_０）の代わりに分子の数密度ｎ（基準の数密度ｎ_０）を用いる。α気体の濃度をχ^α（＝ｎ^α／ｎ）と表す。また、シミュレーション結果は時間ｔを用いて示す。時間の基準量ｔ_０はｔ_０＝Ｄ_ｈ／（２κＴ_ｃ／ｍ_０）^１／２であり、分母は基準とする成分気体の中の音速程度の速度である。

図４は、図１の流路１２内に２種類の成分気体が一様に混合した混合気体（総数密度ｎ_０、温度Ｔ_０）を導入し、その混合気体が静止した状態からポンプ１１を動作させた場合の混合気体の圧力（全圧）及び成分気体の分圧のシミュレーション結果を示している。図４の横軸はシミュレーションの経過時間を無次元時間ｔ／ｔ_０で表し、縦軸は無次元圧ｐ／ｐ_０あるいはｐ^α／ｐ_０をそれぞれ表す。図中の実線はポンプ１１の高圧側を、破線は低圧側をそれぞれ示す。混合気体はヘリウム、アルゴンからなり、それらの濃度χ^Ｈｅ、χ^Ａｒは互いに等しく１／２であり、クヌーセン数Ｋｎは０．５とした。気体分子の挙動はレナード−ジョーンズ（Lennard-Jones）モデルに従うものとして計算している。シミュレーション条件は次の通りである。

ユニット長さＬ／Ｄ_ｈ＝５
ポンプ作用路の長さＬ_ｅ／Ｄ_ｈ＝２．５
低温平板群の長さＬ_ｃ／Ｄ_ｈ＝１．５
高温平板群の長さＬ_ｈ／Ｄ_ｈ＝１．５
平板群の重なり長さＬ_ｄ／Ｄ_ｈ＝０．５
流路分割数ｎ_ｄ＝１０
平板群の温度Ｔ_ｃ＝３００Ｋ、Ｔ_ｈ／Ｔ_ｃ＝３

図４から明らかなように、ポンプ１１の低圧側端部において、作動開始時（時間ｔ＝０）の初期状態では全圧が基準圧力ｐ_０（＝κｎ_０Ｔ_ｃ）であり、２種類の成分気体のそれぞれの分圧はχ_０ ^α＝１／２であるためにいずれもｐ_０／２である。ポンプ作動直後（ｔ＞０）はまず高温平板群Ｈの加熱に伴って流路１２内の圧力が急激に上昇する。この際の圧力変化はシミュレーションでは完全には識別できないため、図４では時間ｔ／ｔ_０＝０の近傍の圧力が上記の値よりも大きくなっている。時間の経過に従ってポンプ１１の圧縮作用により高圧側の全圧は上昇し、低圧側の全圧は低下する。しかしながら、成分気体の流れが異なるため、ポンプ１１の両端では成分気体の分圧が異なった比率を示すようになる。すなわち、高圧側では重いアルゴン気体の分圧が軽いヘリウム気体のそれを上回り、低圧側では逆の現象が生じる。つまり、高圧側ではアルゴン気体が濃縮され、低圧側では軽いヘリウム気体が濃縮される。より詳細に検討すれば、全圧はｔ／ｔ_０＝１０００付近でほぼ一定値に達するが、分圧は時間ｔ／ｔ_０が１０００を越えても徐々にではあるが変化を続け、分圧が定常状態に達するにはｔ／ｔ_０＝４０００程度の時間が必要である。従って、時間ｔ／ｔ_０が１０００〜４０００程度の範囲ではポンプ１１の両端で全圧が変化せず、アルゴン分子が高圧側に移動し、それと同数のヘリウム分子が低圧側に移動している。

次に、上記の現象をより明らかにするために、各成分気体分子の流量の時間変化に着目する。図５は、α気体の数密度をｎ^α、流速をｖ_１ ^αとし、下式（１）で求められる分子数流量の全領域平均値の時間変化を示している。なお、横軸は無次元時間ｔ／ｔ_０、縦軸は（１）式の左辺をｎ_０（２κＴ_ｃ／ｍ_０）^１／２で除した無次元分子数流量である。流量は、気体分子が流路１２内を低圧側から高圧側に移動する場合、つまり図３Ｂの矢印Ｘ_１方向へ移動する場合を正方向で表している。なお、下式（１）においてＸ_１方向は流路１２の長手方向、Ｘ_２方向は流路１２を横断する方向である。

図５から明らかなように、時間ｔ／ｔ_０が１０００程度に達するまではヘリウム及びアルゴンのいずれの分子の流量が正である。これはポンプ１１の圧縮作用により、いずれの気体分子も低圧側から高圧側へと流れることを示している。しかしながら、時間ｔ／ｔ_０が１０００に達する頃に質量が軽いヘリウム分子の流量が０となり、それ以降はヘリウム分子の流量が負を示している。つまり、時間ｔ／ｔ_０以降ではアルゴン分子が低圧側から高圧側に流れる一方で、ヘリウム分子がポンプ１１の高圧側から低圧側に流れている。このような相反する流れが生じることにより、図４に示したように時間ｔ／ｔ_０＝１０００付近で全圧が定常に達しても、それ以降で分圧が徐々に変化を続けると考えられる。各気体分子の流量は時間ｔ／ｔ_０＝４０００程度でほぼ０に収束しており、これに対応して図４でも時間ｔ／ｔ_０＝４０００付近で分圧が定常状態に達している。このような定常状態に達してから、タンク１３、１４をそれぞれ開放することにより、低圧側のタンク１３からはヘリウムが最大限に濃縮された気体を、高圧側のタンク１４からはアルゴンが最大限に濃縮された気体をそれぞれ取り出すことができる。なお、時間ｔ／ｔ_０が１０００〜２０００の領域においてヘリウム及びアルゴンのそれぞれの分子の流量の差を平均すると下式（２）の通りである。この結果からヘリウム分子とアルゴン分子との間には０．６ｍ／ｓｅｃ．程度の流速差が生じている。

次に、初期濃度χ_０ ^αを様々な値に設定して、各成分気体の分圧が定常状態に達した時点でのポンプ軸方向（つまり、流路１２の流れ方向）における各気体分子の濃度分布を調べた結果を説明する。図６Ａ〜図６Ｃはアルゴン及びヘリウムからなる混合気体について濃度χ_０ ^αを変化させた場合の解析結果であり、図６Ａはヘリウムの濃度χ_０ ^Ｈｅ＝０．２５の場合、図６Ｂはχ_０ ^Ｈｅ＝０．２５の場合、図６Ｃはχ_０ ^Ｈｅ＝０．７５の場合をそれぞれ示している。いずれの場合もクヌーセン数Ｋｎは０．５とした。各図において横軸はポンプ軸方向（すなわち流路１２の長手方向）の座標を示し、横軸の左端は最も低圧側に位置するポンプユニット１５の位置、右端は最も高圧側に位置するポンプユニット１５の位置にそれぞれ対応する。縦軸は各成分気体のモル濃度をポンプ軸方向と直交する断面内で平均した値であり、濃度０．５の位置を破線で示している。

図６Ａ〜６Ｃから明らかなように、ヘリウムの初期濃度χ_０ ^Ｈｅが異なっていても、ヘリウムの濃度χ^Ｈｅに関してはポンプ１１の低圧側（図６Ａ〜６Ｃにおいて左端側）が高圧側よりも高くなり、アルゴンの濃度χ^Ａｒに関してはポンプ１１の高圧側が低圧側よりも高くなる。これにより、熱尖端流を利用したポンプ１１では混合気体における成分気体の初期濃度に拘わりなく上記のような気体分離作用が発揮されることが判る。

ヘリウムとアルゴンとの分子質量比は９．９９程度であり、比較的大きいが、上述した気体分離作用は混合気体を構成する成分気体の分子質量比を問わずに発揮される。図７Ａ及び図７Ｂは分子質量比がより小さい２種の成分気体からなる混合気体を分離装置１０Ａにて分離した場合の濃度分布を図６Ａ〜図６Ｃの場合と同様に計算した結果を示す。図７Ａはネオンとヘリウムとを成分気体とする混合気体についての例であり、両者の分子質量比は５．０４程度である。図７Ｂはネオンとアルゴンとを成分気体とする混合気体についての例であり、両者の分子質量比は１．９８程度である。いずれの場合もクヌーセン数Ｋｎは０．５、ネオンの初期濃度χ_０ ^Ｎｅは０．５とした。これらの結果から混合気体における成分気体の分子質量比が小さくなっても、高圧側で重い気体が濃縮され、低圧側で軽い気体が濃縮されることが判る。

以上の形態では、ポンプユニット１５の個数（ユニット数）を１０個としているが、その個数は必要に応じて適宜に変化させてよい。ユニット数を増加させることにより、ポンプ１１の低圧側及び高圧側の分圧をより大きく変化させることができると推定できるが、ユニット数は目標とする気体濃度に応じて適宜に設定すればよい。また、上記で示したポンプ１１は例示であり、低温部及び高温部の配置は図示のものに限定されない。流路内に平均自由行程と同程度の幅のポンプ作用路が存在し、かつそのポンプ作用路に少なくとも一対の低温部と高温部とが配置されて熱尖端流が生じる限り、ポンプ１１の構成は適宜に変更してよい。

［第２の形態］
次に、本発明の第２の形態について説明する。図８は第２の形態に係る気体分離装置１０Ｂを示している。但し、図１と共通する部分には同一符号を付してある。第２の形態では、熱尖端流を利用したポンプ１１に代えて、熱遷移流を利用したポンプ３１がタンク１３、１４間に設けられている。これらのポンプ３１とタンク１３、１４とによって混合気体を閉じ込める閉じた系が第１の形態と同様に構成される。

ポンプ３１はクヌーセンコンプレッサとして知られているものである。熱遷移流とは、図９に示すように気体分子の平均自由行程程度の直径を有する細管３に軸方向に沿って温度勾配を与えると、細管３の内部の気体が図中に矢印で示したように低温側３ｃから高温側３ｈへ流れるという現象である。図８のポンプ３１では、タンク１３、１４を結ぶ流路３２の中央に中間タンク３３が配置されている。流路３２はその中間タンク３３と低圧側のタンク１３とを結ぶ複数の一次流路（ポンプ作用路に相当）３４と、中間タンク３３と高圧側のタンク１４とを結ぶ二次流路３５とを含む。各一次流路３４の代表径（幅に相当）ｄは気体分子の平均自由行程の程度に設定され、二次流路３５の代表径Ｄは一次流路３４よりも十分に大きい。このようなポンプ３１では、各タンクの温度をＴ_０、中間タンク３３の温度をＴ_０＋ΔＴに設定して一次流路３４の壁面に流れ方向に沿った温度勾配を与えると、それらの一次流路３４で熱遷移流が発生し、低圧側のタンク１３から高圧側のタンク１４へと気体分子が流れ、それにより高圧側のタンク１４に気体が圧縮される。温度差ΔＴは例えば中間タンク３３を何らかの熱源にて加熱して得ることができる。

上述した熱尖端流型のポンプ１１と同様に、熱遷移流型のポンプ３１においても一次流路３４の幅ｄが気体分子の平均自由行程程度に設定されているため、流路３２に混合気体を導入した場合には第１の形態と同様な気体分離作用が生じる。このため、ポンプ作動前、すなわち初期状態における混合気体の分圧比との比較において、低圧側のタンク１３では軽い成分気体の分圧比が上昇し、高圧側のタンク１４では重い成分気体の分圧比が上昇する。従って、ポンプ作動前との比較において、低圧側のタンク１３からは軽い成分気体が濃縮された混合気体、又は重い成分気体が希釈された混合気体を取り出し、高圧側のタンク１４からは重い成分気体が濃縮された混合気体、又は軽い成分気体が希釈された混合気体を取り出すことができる。すなわち、この形態でも、タンク１３及び１４のいずれもが原料供給部及び回収部として機能し得る。

次に、図８に示した気体分離装置１０Ｂにおける２種混合気体の分離作用を推定する。なお、以下では、流路３２を構成する一次流路３４及び二次流路３５の長さＬはそれらの直径ｄ、Ｄよりも十分に長く、ポンプ３１内における温度Ｔ、圧力ｐ及び濃度χ^Aは、それらの基準となる値（初期状態の値）Ｔ_０、ｐ_０及びχ^A _０からの変化が十分に小さく、気体の挙動は線形ボルツマン方程式に従うものとする。簡単のため、二次流路３５を幅Ｄの２次元流路として考える。このとき、流路を流れるα成分気体の質量流量Ｍ^α、及び断面平均流速ｕ^αはそれぞれ次式（３）及び（４）のように表される。なお、ここでは混合気体の成分気体をＡ成分気体、Ｂ成分気体とし、αはそれらを代表する文字として使用する。例えば濃度χ^αは、Ａ成分気体に対する濃度χ^Ａ又は、Ｂ成分気体の濃度χ^Ｂをそれぞれ代表する。Ａ成分気体の分子質量はＢ成分気体のそれよりも軽いものとする。

ここに、Ｔ_ｗ、ｐ、χ^αはそれぞれ流路３２の壁面温度、混合気体の全圧及びα成分気体のモル濃度であり、Ｘは流路３２の軸方向の座標である。Ｔ_０、ｎ_０、χ_０ ^Ａはそれぞれ基準となる温度、基準となる混合気体の数密度及びＡ成分気体の基準濃度である。Ｋｎ_０はクヌーセン数であり、基準とする気体（例えばＡ気体）が単独で数密度ｎ_０、温度Ｔ_０の平衡状態にある場合の平均自由行程ｌ_０を用いて、Ｋｎ_０＝ｌ_０／Ｄと定める。ｍ^αはα成分気体の分子質量（但し、ｍ^Ａ＜ｍ^Ｂ）、ｍ_０は基準とする気体分子の質量、κはボルツマン定数である。Ｑ_Ｔ ^α、Ｑ_ｐ ^α、Ｑ_Ｄ ^αはそれぞれクヌーセン数Ｋｎ_０、濃度χ_０ ^Ａ、Ａ成分気体の分子の力学的パラメータ（例えば、直径比、質量比）、及び流路３２の断面形状に依存する無次元関数であり、それぞれ熱遷移流、ポアズイユ（Poiseuille）流、濃度勾配流に対応する。なお、Ｑ_＊ ^α（添え字＊は熱遷移流の場合はＴ、ポアズイユ流の場合はｐ、濃度勾配流の場合はＤのいずれかを示す。）は幾つかの分子モデルに基づいて数値解析結果が既に報告されている（例えば、小菅、佐藤、高田、青木による「平行２平板間における２成分混合希薄気体の流れ」第１６回数値流体力学シンポジウム予稿集Ａ１１１−４（２００２）、佐藤による「平行２平板間における２成分混合希薄気体の流れ」京都大学航空宇宙工学専攻修士論文（２００３）を参照）。剛体球分子モデルにおけるそれらの解析例を図１０に示す。横軸がクヌーセン数Ｋｎ_０、縦軸がＱ_＊ ^αである。実線がＡ気体の量を、点線がＢ気体の量を示す。但し、図１０は、Ａ成分気体の分子とＢ成分気体の分子との直径比ｄ_ｍ ^Ｂ／ｄ_ｍ ^Ａ＝１、質量比ｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝１０、χ_０ ^Ａ＝０．５の解析結果である。χ_０ ^Ａ＝χ_０ ^Ｂであるから、Ｑ_＊ ^αの比は各成分気体の流速比である。

簡単のため、図８に破線ＤＬ１、ＤＬ２で示すように流路３２とタンク１３、１４との接続部付近で閉じた系を考えて、質量流量Ｍ^α＝０、つまり流路３２の内外間で各気体分子が流れないと仮定したときの各気体分子の挙動を定める。図８において、タンク１３、３３及び１４のそれぞれのＡ成分気体の濃度をそれぞれχ_０ ^Ａ、χ_０＋χ_＊ ^Ａ、χ_０＋Δχ^Ａとおき、低圧側タンク１３と中間タンク３３との間、中間タンク３３と高圧側タンク１４との間のそれぞれについて式（３）を適用する。但し、微分項を差分で近似する。例えば、低圧側タンク１３と中間タンク３３との間について、（３）式の括弧内の微分項ｄＴ_ｗ／ｄＸ、ｄｐ／ｄＸ、ｄχ^Ａ／ｄＸは、それぞれ流路３４の長さＬとそれらの間の温度差ΔＴ、圧力差ｐ＊、濃度差χ_＊ ^Ａとを用いて温度勾配ΔＴ／Ｌ、圧力勾配ｐ_＊／Ｌ、濃度勾配χ_＊ ^Ａ／Ｌにより近似する。中間タンク３３と高圧側タンク１４との間も同様にして差分項で近似する。流路３２の両端を閉じて質量流量Ｍ^α＝０と仮定していることから、（３）式の左辺＝０であり、微分項を近似した各差分項の分母Ｌ、及び（３）式の括弧外の係数はいずれも両辺に逆数を掛けて消去できる。このため、（３）式から、低圧タンク１３〜中間タンク３３の間、中間タンク３３〜高圧タンク１４の間のそれぞれについて次式（５）及び（６）が得られる。

上式（５）、（６）において、基準となる温度Ｔ_０、圧力ｐ_０、濃度χ_０ ^Ａは予め与えられている。中間タンク３３の圧力差ΔＴは任意に設定することができるから、これは適当な値に固定して考えることができる。従って、上式（５）及び（６）の未知数はΔｐ、Δχ^Ａ、ｐ_＊及びχ_＊ ^Ａの４個である。しかも、上式（５）及び（６）はそれぞれＡ成分気体及びＢ成分気体について成立するから、結局、未知数が４個で式が４個の連立方程式が存在することになる。そこで、この連立方程式を各未知数について解けば下式（７）及び（８）が得られる。

（７）式はポンプ３１による気体圧縮作用を、（８）式はポンプ３１による気体分離作用をそれぞれ示している。関数Ｐ_Ｃ２及びＸ_Ｃ２は図１０に示したＱ_＊ ^αから求めることができる。それらの計算例を図１１に示す。なお、図１１はＤ／ｄ＝１０、χ_０ ^Ａ＝０．５の場合であり、分子モデルは剛体球分子モデルである。横軸がクヌーセン数Ｋｎ_０、縦軸がＰ_Ｃ２及び−Ｘ_Ｃ２である。実線がｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝２、破線がｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝５、点線がｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝１０の値をそれぞれ示す。図１１から明らかなように、Ｐ_Ｃ２が正の範囲で変化しているから、高圧側のタンク１４では圧力p＋Δｐが初期状態の圧力ｐ_０より上昇して混合気体が圧縮されていることが判る。その一方、Ｘ_Ｃ２が負の値を示しているから、Δχ^Ａも負の値である。すなわち、軽いＡ成分気体の濃度χ^Ａは高圧側のタンク１４において初期状態の濃度χ_０ ^Ａよりも低下している。従って、高圧側のタンク１４では重いＢ成分気体が濃縮され、低圧側のタンク１３では軽いＡ成分気体が濃縮されることが判る。なお、この形態でもポンプ３１を一つのユニットとして第１の形態と同様に複数のユニットを流れ方向に連結すればより大きな分離作用が得られる。複数のポンプユニットを連結した場合の分離作用は、高圧側のタンク１４について得られた圧力ｐ＋Δｐ及び濃度χ_０＋Δχ^Ａを次の段の初期状態の基準値として用いて上記の計算をすれば求めることができる。

次に、ポンプ３１の両端を閉じない場合の気体分離作用について解析する。この場合は質量流量Ｍ^α＝０という前提条件が得られないので、一次流路３４と二次流路３５とでＡ成分気体の質量流量Ｍ^Ａが互いに等しく、かつＢ成分気体についても同様に質量流量Ｍ^Ｂが左右で等しいという前提で（５）式から２つの式を得る。質量流量Ｍ^αに代えて、気体分子の数流量Ｎ^αを用いてもよい。これらを解けば、中間タンク３３における圧力差ｐ＊及び濃度差χ＊Ａが、温度差ΔＴ、圧力差Δｐ、濃度差Δχ^Ａを用いて定められる。その結果から数流量Ｎ^αをΔＴ、Δｐ、Δχ^Ａを用いて表すことができる。その結果を下式（９）のように表す。

ここで現われる関数Ｑ_Ｆ ^α、Ｐ_Ｃ ^α、Ｘ_Ｃ ^αの例を図１２に示す。なお、図１２はＤ／ｄ＝１０、一次流路３４の数ｎ＝１０、χ_０ ^Ａ＝０．５の場合であり、分子モデルは剛体球分子モデルである。実線がｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝２、破線がｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝５、点線が実線がｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝１０の値をそれぞれ示す。Ｑ_Ｆ ^αはポンプ３１の両端における圧力差、濃度差がない場合の分子数流量を表し、Ｐ_Ｃ ^αは両端の圧力差による流量の減少を、Ｘ_Ｃ ^αは両端の濃度差による流量の減少をそれぞれ表す。例えばクヌーセン数Ｋｎ_０＝１、濃度χ_０ ^Ａ＝０．５、分子質量比ｍ^Ｂ／ｍ^Ａ＝１０の場合には、

である。

これらの式（１０）、（１１）を分子数流量Ｎ^Ａ＝Ｎ^Ｂ＝０として解くと、

となる。

圧力差Δｐが上記の値とは異なるとき、混合気体はポンプ３１を通って流れる。このときの各成分気体の流量は高圧側のタンク１４の圧力ｐ_０＋Δｐ、濃度χ_０ ^Ａ＋Δχ^Ａに応じて大きく変化する。低圧側のタンク１３の初期状態における濃度χ_０ ^Ａ＝０．５の場合において、高圧側のタンク１４の状態が下式（１４）の通りであれば、分子数流量比は（１５）式の通りである。

（１５）式が０．５であれば成分気体が互いに等しい分子数流量で流れていることを意味するが、（１５）式のように軽いＡ成分気体の分子数流量が混合気体の分子数流量に対して０．５未満の値を示す場合には、重いＢ成分気体の流量がより大きく、よって重いＢ成分気体が高圧側タンク１４にて濃縮されることになる。この例に限らず、左右のタンク１３、１４間の圧力差Δｐ、又は濃度差Δχ^Ａを制御すれば、ポンプ３１を流れる成分気体の濃度を様々に調整することができる。例えば、高圧側のタンク１４にポンプ装置あるいはピストンシリンダ等の圧力調整装置を接続してタンク１４の圧力を制御すればよい。

上記においては、高圧側のタンク１４の圧力がｐ_０＋Δｐ、濃度がχ_０ ^Ａ＋Δχ^Ａであることを前提に計算を行った。このとき、ポンプ３１を通って高圧側に新たに出現する気体の濃度χ^A _Hは、χ_０ ^Ａ＋Δχ^Ａとは異なり、（９）式によって次のように定まる。
χ^A _H＝Ｎ^Ａ／（Ｎ^Ａ＋Ｎ^Ｂ）
Ｎ^Ａ、Ｎ^ＢはΔｐ、Δχ^Ａによって決まる量であるから、ポンプ３１を通って高圧側に出現する気体の濃度χ^A _HもΔｐ、Δχ^Ａによって決まる。この事実を表現するために、ポンプ３１を通って高圧側に新たに出現する気体の濃度χ^A _Hをχ^A _H（Δｐ、Δχ^Ａ）と表す。

最初に高圧側にあった気体の濃度はχ_０ ^Ａ＋Δχ^Ａであり、そこに濃度χ^A _H（Δｐ、Δχ^Ａ）の気体が混合していくことにより、時間が経つに従って、高圧側の気体の濃度が変化していく。混合気体分離装置の実際の設計にあたっては、圧力差Δｐを制御することによって、高圧側の気体の濃度が適正な範囲に保たれるように、高圧側のタンクの大きさ、温度差ΔTなどを設定する。最も簡単な設計では、最初に高圧側にあった気体の濃度χ_０ ^Ａ＋Δχ^Ａと、ポンプ３１を通って高圧側に新たに出現する気体の濃度χ^A _Hが等しくなるように選んでも良い。このとき、高圧側の気体の濃度は、ずっとχ_０ ^Ａ＋Δχ^Ａに保たれる。これを実現するには、初期の（あるいは、望ましい）Δχ^Ａの値に対して、高圧側の圧力差Δｐが
χ_０ ^Ａ＋Δχ^Ａ＝χ^A _H（Δｐ、Δχ^Ａ）
を満足するように圧力差Δｐ（あるいは、温度差ΔＴや流路の数などの気体分離装置のパラメータ）を保てばよい。

次に、図１４〜図１７Ｂを参照して本発明の実施例を示す。なお、以下では各実施例の気体分離装置に設けられる温度駆動型ポンプを図１３の通りに示し、説明文中ではポンプ５０と表す。ポンプ５０は上述した熱尖端流を利用するポンプ１１、又は熱遷移流を利用するクヌーセンコンプレッサタイプのポンプ３１のいずれでもよく、それらのポンプユニットの連結個数は１以上の任意の数をとることができる。さらには、気体分子の平均自由行程程度の幅のポンプ作用路に温度勾配を与えて気体分子に流れを生じさせる構成である限り、第１の形態又は第２の形態に示したポンプ１１、３１に限らず、各種の温度駆動型のポンプを図１３のポンプ５０として使用してよい。ポンプ５０の低圧側をＬ、高圧側をＨで示し、低圧側及び高圧側における種々の状態量をそれぞれ添え字Ｌ、Ｈにて表す。また、気体の流量が０である場合の圧力差をΔｐ（＞０）、濃度差をΔχ^Ａ（＜０）と表す。

［第１実施例］
図１４は第１実施例に係る気体分離装置５１Ａを示す。この気体分離装置５１Ａはポンプ５０の両側に第１タンク５２と第２タンク５３とを接続し、それらの間に開閉式の弁５４、５５を配置したものである。この実施例における気体の分離方法は次の通りである。最初に弁５４、５５を閉じて各タンク５２、５３に濃度χ^Ａの混合気体を入れる。次に、弁５４、５５を開いてポンプ５０を動作させる。これにより、第１タンク５２における気体の圧力及び濃度がｐ_Ｌ、χ^Ａ _Ｌ（＞χ^Ａ）に、第２タンク５３のそれらがｐ_Ｌ＋Δｐ、χ^Ａ _Ｌ＋Δχ^Ａ（＜χ^Ａ）になる。この状態で弁５４、５５を閉じ、第１タンク５２からは軽い成分気体が濃縮された気体を、第２タンク５３からは重い成分気体が濃縮された気体をそれぞれ取り出す。なお、圧力及び濃度が定常状態に達した後に各タンクから気体を取り出すことにより、気体分離装置５１Ａにおける気体分離作用を最も効率よく発揮させることができる。この実施例では第１タンク５２及び第２タンク５３のそれぞれが原料供給部及び回収部として機能する。

［第２実施例］
図１５Ａは第２実施例に係る気体分離装置５１Ｂを示す。この気体分離装置５１Ｂでは、ポンプ５０の低圧側に第１タンク５６が、高圧側に第２タンク５８がそれぞれ配置され、さらに第２タンク５２にはそのタンク５２の内部の圧力を調整する圧力調整装置５８が接続されている。圧力調整装置５８には例えばポンプ装置又はピストンシリンダ等を用いることができる。ポンプ５０とタンク５６、５７との間には弁が存在しないが、弁を設けてもよい。この実施例における気体の分離方法は次の通りである。

まず、第１タンク５６に原料となる圧力ｐ_０、濃度χ^Ａ _Ｌの混合気体を入れる。第２タンク５７の圧力ｐ_Ｈをｐ_０＋Δｐに制御してポンプ５０を作動させる。気体分離装置５１Ｂの内外間で気体の交換はないから、タンク５６、５７の圧力及び濃度は時間の経過によりそれぞれ定常状態に到達する。このとき、第２タンク５７の濃度χ_Ｈはχ^Ａ _Ｌ＋Δχ^Ａでなければならない。第２タンク５７の圧力ｐ_Ｈが上記の圧力よりも僅かに小さく、ｐ_Ｈ＝ｐ_０＋Δｐ−εｐ_０である場合、圧力差εｐ_０のために気体は僅かに第１タンク５６から第２タンク５７に流れる。このときに流れる気体の濃度は上述した（９）式によって選ぶことができる。（１５）式で得られるように重いＢ成分気体が第２タンク５７に流れるように設定すれば、第２タンク５７からはＢ成分気体が濃縮された気体を取り出すことができる。なお、図１５Ｂに示した気体分離装置５１Ｃのように第１タンク５６及び第２タンク５７に対してポンプ５０を逆向きに接続し、第１タンク５６に原料の混合気体を入れてポンプ５０を作動させつつ第２タンク５７の圧力ｐ_Ｌをｐ_０−Δｐ−εｐ_０に設定すれば、第２タンク５７から軽い成分気体が濃縮された気体を取り出すことができる。第２実施例では、第１タンク５６が原料供給部、第２タンク５７が気体回収部として機能する。なお、圧力差の制御は、圧力調整装置５８に限らず、温度差ΔＴ等の分離装置の各種のパラメータを調整することにより、圧力差Δｐをいわば間接的に制御するものでもよい。

［第３実施例］
図１６は第３実施例に係る気体分離装置５１Ｄを示す。この気体分離装置５１Ｄは、図１５Ａ及び図１５Ｂに示した気体分離装置５１Ｂ、５１Ｃを組み合わせたものに相当する。すなわち、この実施例では第１タンク５６に二つのポンプ５０を互いに逆向きに接続し、一方のポンプ５０の高圧側に第２タンク５７Ａを、他方のポンプ５０の低圧側に第２タンク５７Ｂをそれぞれ接続している。第２タンク５７Ａ、５７Ｂのそれぞれには圧力調整装置５８が接続される。

このような気体分離装置５１Ｄによれば、第１タンク５６に圧力ｐ_０、濃度χ^Ａの混合気体を供給し、高圧側の第２タンク５７Ａの圧力をｐ_０（１＋ε）＋Δｐ、低圧側の第２タンク５７Ｂの圧力をｐ_０（１−ε）−Δｐにそれぞれ制御することにより、第１タンク５６から高圧側の第２タンク５７Ａには重い成分気体を、第１タンク５６から低圧側の第２タンク５７Ｂには軽い成分気体をそれぞれ導くことができる。この実施例では第１タンク５６が原料供給部、第２タンク５７が気体回収部としてそれぞれ機能する。

なお、図１７Ａに示した気体分離装置５１Ｅのように、図１６に示した気体分離装置５１Ｄを一つのモジュールとして、これを多段に連結してもよい。この例では第２タンク５７Ａ、５７Ｂのそれぞれにポンプ５０、５０が図１６と同一の配置でさらに接続され、それらのポンプ５０の高圧側又は低圧側にさらに第３タンク５９Ａ〜５９Ｃが接続される。この例では、第２タンク５７Ａ、５７Ｂ、第３タンク５９Ａ〜５９Ｃの圧力を圧力調整装置５８にて制御することにより、高圧側に接続された第３タンク５９Ａからは重い気体が濃縮された気体を、低圧側に接続された第３タンク５９Ｂからは軽い気体が濃縮された気体をそれぞれ取り出すことができる。中間の第３タンク５９Ｃからは気体を排出させるが、その濃度は原料となる混合気体と同じである。従って、図１７Ｂに示す気体分離装置５１Ｆのように、第３タンク５９Ｃを原料回収タンクとしてポンプ６０により第１タンク５６へ還流させてもよい。図１７Ａ及び図１７Ｂの例では第１タンク５６が原料供給部として機能し、第３タンク５９Ａ、５９Ｂが気体回収部として機能する。

以上に説明した実際の形態及び実施例は本発明の一例に過ぎず、本発明の混合気体の分離方法及び気体分離装置は種々の形態にて実施することができる。例えば、ポンプ作用路の本数及び長さは適宜に変更してよい。原料供給部及び気体回収部は必ずしもタンクとして構成される必要はなく、例えばポンプ流路の両端部それ自体を原料供給部及び気体回収部として機能させてもよい。本発明の気体分離方法及び気体分離装置はポンプの使用圧力域における気体分子の平均自由行程に合わせてポンプ作用路の幅を設定することにより、様々な圧力下で気体を分離することができる。例えば真空域付近ではポンプ作用路を十分に大きく設定して効率よく気体を分離することができる。あるいは、ポンプを超小型装置として構成すれば大気圧程度であっても気体分離作用を発揮させることができる。ポンプを作動させるためのエネルギーは、電力に限らず、廃熱、反応熱等の各種の熱エネルギーを利用することができる。本発明で分離される成分気体は分子質量が異なっていればよく、同位体の分離等にも本発明は適用可能である。

熱尖端流を利用したポンプを備えた気体分離装置の一形態を示す図。 熱尖端流を説明するための２次元モデルを示す図。 図２Ａの２次元モデルにおける流れのシミュレーション結果を示す図。 熱尖端流を利用したポンプを構成する一つのポンプユニットの流れ方向に沿った断面図。 図３Ａのポンプユニットにおける温度分布を示す図。 第１の形態に係るポンプの両端部における混合気体の全圧及び各成分気体の分圧の時間変化をシミュレーションした結果を示す図。 第１の形態に係るポンプにおける各成分気体の流量の時間変化をシミュレーションした結果を示す図。 アルゴンとヘリウムとからなる混合気体を定常状態に達するまで分離したときのポンプ軸方向における濃度分布を解析した結果を示す図。 図６Ａに対してアルゴン及びヘリウムの初期濃度を変更したときの解析結果を示す図。 図６Ｂに対して初期濃度をさらに変更したときの解析結果を示す図。 混合気体の成分をヘリウムとネオンに変更したときの濃度分布の解析結果を示す図。 混合気体の成分をアルゴンとネオンに変更したときの濃度分布の解析結果を示す図。 クヌーセンコンプレッサをポンプとして利用した気体分離装置の一形態を示す図。 熱遷移流の原理を示す図。 クヌーセンコンプレッサにおける流れの解析で使用する関数Ｑ_Ｔ ^α、Ｑ_ｐ ^α、Ｑ_Ｄ ^αの計算結果の一例を示す図。 クヌーセンコンプレッサを利用した気体分離装置における圧縮作用及び気体分離作用の解析で使用する関数Ｐ_Ｃ２、Ｘ_Ｃ２の計算結果の一例を示す図。 クヌーセンコンプレッサにおける流れの解析で使用する関数Ｑ_Ｆ ^Ａ、Ｑ_Ｆ ^Ｂ、Ｐ_ｃ ^Ａ、Ｐ_ｃ ^Ｂ、Ｘ_ｃ ^Ａ、Ｘ_ｃ ^Ｂのそれぞれの計算結果の一例を示す図。 実施例におけるポンプの表記法を示す図。 第１実施例における気体分離装置を示す図。 第２実施例における気体分離装置を示す図。 第２実施例に対する変形例を示す図。 第３実施例における気体分離装置を示す図。 第３実施例に対する変形例を示す図。 第３実施例に対するさらなる変形例を示す図。

符号の説明

１０Ａ、１０Ｂ 気体分離装置
１１ ポンプ
１２ 流路
１３、１４ タンク
１５ ポンプユニット
２２ ポンプ作用路
３１ ポンプ
３２ 流路
３３ 中間タンク
３４ 一次流路（ポンプ作用路）
３５ 二次流路
５０ ポンプ
５１Ａ、５１Ｂ、５１Ｃ、５１Ｄ、５１Ｅ、５１Ｆ 気体分離装置
５２ 第１タンク
５２ 第２タンク
５４、５５ 弁
５６ 第１タンク
５７、５１Ａ、５７Ｂ 第２タンク
５８ 圧力調整装置
５９Ａ、５９Ｂ、５９Ｃ 第３タンク
６０ ポンプ
Ｃ 低温平板群（低温部）
Ｈ 高温平板群（高温部）

Claims (10)

1. 気体分子の挙動の観点から該気体分子の平均自由行程と実質的に同等とみなし得る範囲の幅に設定されたポンプ作用路を有し、前記ポンプ作用路に温度勾配を与えて気体分子の流れを生じさせる温度駆動型のポンプを利用した混合気体の分離方法であって、混合気体を前記ポンプ内に導入して前記ポンプを作動させることにより、前記ポンプの少なくとも一方の端部にて、前記混合気体に含まれる一部の成分気体をポンプ作動前との比較において他の成分気体よりも濃縮又は希釈することを特徴とする混合気体の分離方法。
2. 前記ポンプを含む閉じた系内に混合気体を閉じ込めた状態で前記ポンプを作動させることにより前記ポンプの両端部間で前記混合気体を構成する成分気体の分圧比又は濃度を変化させ、該分圧比又は濃度が定常状態に達した後に、前記ポンプの少なくとも一方の端部から気体を取り出すことを特徴とする請求項１に記載の分離方法。
3. 前記ポンプの両端部間における前記混合気体の圧力差を制御して前記ポンプを流れる各成分気体の流量を調整することを特徴とする請求項１に記載の分離方法。
4. 前記温度駆動型のポンプが、前記ポンプ作用路に沿って配置された少なくとも一対の低温部と高温部との間で熱尖端流を生じさせるように構成されていることを特徴とする請求項１〜３のいずれか一項に記載の分離方法。
5. 前記温度駆動型のポンプとして、前記ポンプ作用路に沿って延びる流路壁に流れ方向に沿った温度勾配を与えて熱遷移流を生じさせるように構成されていることを特徴とする請求項１〜３のいずれか一項に記載の分離方法。
6. 気体分子の挙動の観点から該気体分子の平均自由行程と実質的に同等とみなし得る範囲の幅に設定されたポンプ作用路を有し、前記ポンプ作用路に温度勾配を与えて気体分子の流れを生じさせる温度駆動型のポンプと、前記ポンプに原料の混合気体を供給する原料供給部と、前記ポンプの少なくとも一方の端部に接続され、前記ポンプの作動に伴って、一部の成分気体がポンプ作動前との比較において他の成分気体よりも濃縮又は希釈された気体を前記ポンプから回収する気体回収部と、を備えたことを特徴とする気体分離装置。
7. 前記ポンプ、前記原料供給部及び前記回収部が、前記混合気体を閉じ込める単一の閉じた系を構成できるように設けられていることを特徴とする請求項６に記載の気体分離装置。
8. 前記ポンプの両端部間における前記混合気体の圧力差を制御する手段を備えたことを特徴とする請求項６に記載の気体分離装置。
9. 前記温度駆動型のポンプが、前記ポンプ作用路に沿って配置された少なくとも一対の低温部と高温部との間で熱尖端流を生じさせるように構成されていることを特徴とする請求項６〜８のいずれか一項に記載の気体分離装置。
10. 前記温度駆動型のポンプとして、前記ポンプ作用路に沿って延びる流路壁に流れ方向に沿った温度勾配を与えて熱遷移流を生じさせるように構成されていることを特徴とする請求項６〜８のいずれか一項に記載の気体分離装置。

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