JP2007163136A - 高効率の直接接触型凝縮方法および装置 - Google Patents

Abstract

【課題】本発明は、直接接触型蒸気凝縮の効率を改良することである。
【解決手段】下方蒸気流チャンバーおよび上方蒸気流チャンバーを有する直接接触型チャンバーであって、前記蒸気チャンバーの各々が複数の冷却パイプおよび蒸気−液体接触媒体を含み、複数の隣接したシートを備えてもよく、下方に取り付けられた実質的に直進の蒸気経路が形成された直進接触型チャンバー。前記上方流チャンバーは、第２の冷却剤供給バイプおよび圧力制御バルブ手段を含む。凝縮器は、さらに分離された凝縮物を回収する容器を含む。計算モデルは凝縮器の性能を推論するための計算に用いてもよい。
【選択図】図１

Description

本発明は直接接触型凝縮に関するものであり、具体的には地熱発電所において用いられる改良された直接接触型コンデンサ装置（direct contact condenser apparatus）に関するものであり、さらにはそれを用いて地熱蒸気を凝縮するための方法に関するものである。本発明はまた、改良された直接接触型コンデンサの性能を推論（predicting）するための方法に関するものである。

米国政府は、米国エネルギー省とミッドウェスト研究協会の一部門である国立再生可能エネルギー研究所とのあいだにおいて交わされた契約ＤＥ−ＡＣ３６−８３ＣＨ１００９３番に基づいて本発明における権利を有する。

従来の硫化水素燃料源の代替として、近年においては地熱燃料源が著しい注目を集めている。地下地熱供給源から得られる液体を地上の施設において処理し、種々の形態の利用できる燃料を供給することができる。地熱蒸気をスチームタービン／発生器を通過させることによる発電が最も注目されている。

スチームタービンからの低圧の廃棄物（effluent）を直接大気中に排気することができるのであれば、地熱発電所の構造および操作は簡素化され得るものである。しかしながら、地熱液体（geothermal fluid）は一般的にアンモニア、硫化水素およびメタン等の非凝縮性ガスを含む多種多様の潜在的な汚染物を含むものである。これら汚染物質、とくには硫化水素のため、地熱蒸気排気を大気中に排気することは通常環境上の理由のため禁止されている。したがって従来の方法においては、タービンの廃棄物をスチームコンデンサに排気することによってタービンの背圧を低減し、さらなるダウンストリーム処理（downstream treatment）のために非凝縮性ガスを濃縮することが行なわれている。

多くの地熱発電所において直接接触型コンデンサが用いられており、これらにおいては冷却液と蒸気とが凝縮チャンバーにおいて混合し、タービンから排気された蒸気を冷却し、凝縮する。一般的には冷却液が通過する導管の表面によって蒸気と冷却液とが分離される仕組みの表面コンデンサ（surface condenser）よりも直接接触型コンデンサの方がその構造が比較的簡単であり安価であるために好ましく用いられる。しかしながら、直接接触型コンデンサを用いて最適な伝熱効率を実現するためには、冷却液を細かい小滴に拡散、すなわち雨を形成するために液を充分に高い速度において凝縮チャンバーに導入する必要があり、その場合凝縮のための表面積が増加する。残念なことにこのような高速排出は冷却液と蒸気とのあいだの接触時間を短縮し、これにより熱交換効率が低下する。したがって、従来の直接接触型コンデンサにおいてはこの低伝熱効率を補正し、凝縮を達成するために液と蒸気とのあいだの充分な接触を可能とするために比較的大きな凝縮チャンバーが必要となる。

凝縮効率を高め、よって直接接触型コンデンサのサイズを最小限に抑えるために用いられ得る一つの方法としては、冷却液を複数の個別のノズルを通して注入し、冷却液を膜状に分散することである。通常の液体注入に比べて膜は凝縮のための大きな表面積を提供するので、冷却液をより低い率において、すなわち小滴の雨を生成する必要がなくチャンバー内に導入することができる。一般的にこれら噴霧・チャンバー型コンデンサにおける凝縮の効率は改善されており、従来の生成コンデンサよりもコンパクトな設計のものであるが、これらにおいて充分な凝縮を行なうためには相当な量の冷却液が必要とされる。したがって過剰な冷却液を凝縮チャンバーにポンプで送る作業に関して必要とされる追加のエネルギーおよびこれらの損失のため、これらコンデンサの実用的な効率は低いままである。

その後の開発においては、液体注入および／または分散メカニズムを変形することにより蒸気と冷却液とのあいだの接触の効率を改良する点に重点がおかれた。たとえばボウ氏保有の米国特許第３，８１４，３９８号明細書においては複数の互いに間隔を置いて配置され、冷却液導入口に対して角度をなす、そらせ板（deflector plate）を有する直接接触型コンデンサが開示されている。これらそらせ板は冷却液を液体フラグメント（liquid fragment）に分割するために設けられているものであり、よって冷却剤の膜を形成している。このコンデンサには複数の噴霧チャンバーが設けられ、各チャンバーにおいてはそらせ板と液体導管とが設けられている。この設計における明確な欠点は、膜を形成するために必要である隔壁、そらせ板および液体導管が多数であるため、その構造が複雑かつ高価であることにある。

噴霧チャンバーに加え、直接接触型コンデンサにおける冷却液と蒸気とのあいだの伝熱はバッフルトレーコラム（baffle tray column）、直交流形トレーコラムおよび導管路接触器などを用いて行なわれてきた（ジェー．アール．フェア、「ケミカル エンジニアリング」（J.R.Fair, Chemical Engineering）２：９１−１００（１９７２）；ジェー．アール．フェア、「ケム．エング’グ プログ．シンプ．」（J.R. Fair, Chem. Eng'g Prog. Symp.）、６８（１１８）：１−１１（１９７２）およびジェー．アール．フェア、「ペトロレウム アンド ケミカル エンジニアリング」（J.R. Fair, Petroleum and Chemical Engineering）、２：２０３−２１０（１９６１）参照）。残念なことにこれらの全ての設計においては逆混合（back-mixing）が生じるため、一般的に低い（６０〜７０％）凝縮効率がもたらされる。さらに、これらのコンデンサのうち多くにおいては、とくに直交流形トレーコンデンサにおいては、蒸気が蒸気導入口から非凝縮性ガス導出口まで流れる際の通路が長く、曲がりくねったものになる。このような長く曲がりくねった蒸気通路を形成するために、これら装置は大きなハウジングと複雑な内部ネットワークとを必要とする。複雑でありその製造が高価になることに加えて、これら従来の設計においては一般的に曲がりくねった蒸気通路のためコンデンサの背圧が高くなる。さらに、これら従来の設計のうちほとんどは、そのうちバッフル・コラム設計のものについてはとくに、排気される非凝縮性のガス流れにおける非凝縮の蒸気が一般的に高い濃度を示すために多大なガス側圧力損失を被る。こうして凝縮チャンバーから残留する蒸気をポンプで送るために必要となる追加のエネルギー要求によって著しいガス側圧力損失が生じるため、タービンから抽出され得る利用可能な動力を低減させることになる。

蒸気と冷却液とのあいだの接触の効率を向上させる目的で液体・蒸気接触媒体として充填されたコラムを用いて直接接触型コンデンサを設計したものもある。しかしながら、これら充填されたコラムは通常、任意のかたちで配置されているため、蒸気の流れのパターンが複雑なものになる。このような複雑な流れのパターンのために、充填されたコラムを用いたコンデンサは直交流形トレーコンデンサとしてはいくつかの、すなわちコンデンサの高い背圧およびガス側圧力の多大な損失といった欠点を奏する。

地熱蒸気処理に関する別の重要な関心としては前述のようなある種の非凝縮性ガスの存在に関するものがある。汚染された蒸気が凝縮チャンバーにおいて冷却液と混合されると、非凝縮性ガスの一部が液体に溶融する。これら非凝縮性ガスは凝縮物と冷却液との混合物とガス流れとのあいだにおいて拡散しがちである。液体およびガス流れにおける汚染物質の相対的な濃度はコンデンサの構造とコンデンサ内の液体の特性（たとえば温度または圧力）に関する条件によって左右される。実際には、これら汚染物質は一般的にコンデンサにおける液体およびガス廃棄物の両方に腐食性および／または毒性を与えるものである。地熱発電所における汚染緩和のために様々な処理が開発されてきたのにも関わらず、これらの処理のうちほとんどは高価な化学的処理を含み、多くの場合、合理的な費用でもって容認できる範囲の廃棄物の除去を行なうことができない。さらに環境上および経済上の両方の観点から見て、より多く汚染されている凝縮混合物を使用した冷却液から分離することが有利であると考えられる。これら２つの液体を分離することによって汚染された部分を効果的に処理し、汚染が少ない冷却液を冷却塔に戻して安全な形でリサイクルすることができることが好ましい。残念なことに現存する直接接触型コンデンサのうち、効率的にひとつの部分において汚染物質を凝縮させ、この汚染された部分を比較的無害な冷却液流れから分離させる機構を有するものはない。

環境上の問題に加えて、地熱蒸気内に存在する非凝縮性ガスは凝縮チャンバーに溜まり、タービンおよび／またはコンデンサの効率にわるい影響を及ぼし、プラントの性能全体を害することがある。除去されない限りこれらガスはコンデンサ内において溜まり、凝縮表面を妨害して凝縮のための表面積を減少させる。これら溜まった汚染物質は凝縮チャンバー内の圧力をも上昇させ、それによりタービンの背圧にも影響を与える。さらに、硫化水素はすぐに冷却液に溶融し、その後酸化することによっていずれも多くの金属に対して強い腐食性を有する亜硫酸および硫酸を生成する。したがって、コンデンサ内における適正な作業圧力を維持し、設備の腐食および腐敗を最低限にするためには、これらガスを除去するための別途ポンプで送る力または圧縮力を使用する必要がある。

現存するコンデンサにおいて多くの場合生じる別の問題としては、コンデンサのハウジングにわたって冷却液を均一に分配することが困難であるという点がある。最適な効率を得るためには、冷却剤を凝縮チャンバーの全体にわたって均一に分散させて蒸気と混合させ、凝縮のために利用できる面積を最大にすることが重要である。さらに、アップフロー（upflow）段階において冷却剤の注入を行なう装置においては、蒸気が好ましい形で主に底面の付近において凝縮するか、または転倒した場合には主に上部に凝縮することがよく知られている。作業の２つのモード間の切り替えは、一般的にバンバン不安定性（bang-bang instability）と称される。したがって、上向きの流れの段階において、作業上不安定になる期間および／またはアップフロー段階において蒸気の流れが多くなる期間において追加の冷却液が供給されるような自動的かつ間欠的な冷却液排出作業を行うことが好ましい。最後に、地熱発電所において好ましく用いられる直接接触型コンデンサはまた高価でなく、コンパクトであり、その設計が容易でなくてはならない。これら設計を行なうための適切なエンジニアリング上の方法もまた提案されなくてはならない。

よって、地熱発電所において用いられ得る、改良された高効率の直接接触型コンデンサが求められている。このような改良されたコンデンサは、蒸気と冷却液とのあいだの接触を可能にするために蒸気・液体接触媒体と、コンデンサの背圧と蒸気の圧力損失を最低限にするために比較的短い直線状の蒸気流路と、比較的高濃度の非凝縮性ガスを含む廃棄物のための別の湯だまり（hot well）とを有するべきである。このような高効率のコンデンサはさらに冷却液の均一な分配を可能にし、アップフロー段階において自動的かつ間欠的な液体排出システムを備え、高価でなく、コンパクトであり、メンテナンスが容易であり、その設計が容易でなくてはならない。さらに、地熱蒸気の直接接触型凝縮に一般的に関する効率と環境に関する問題を解決または最低限にするための地熱発電所から蒸気を凝縮する方法をも必要とされている。最後に、直接接触型コンデンサの作業を推論するための方法も必要とされている。本発明がなされる以前にはこのような装置または方法は存在しなかった。

よって、本発明の一般的な目的は、直接接触型蒸気凝縮の効率を改良することにある。

本発明のより特殊な目的は、蒸気と冷却液とのあいだの熱交換の効率を向上させることによって直接接触型凝縮のための効率的な方法とそのための装置を提供することにある。

本発明の別の目的は、熱力学的限界により近い直接接触型凝縮の効率を達成するための方法と装置を提供することにあり、このような効率を最低限の要求される垂直ポンプ高さ（vertical pumping height）でもって達成することにより液体の圧力損失を最低限にすることにある。

本発明のさらに別の目的は、蒸気の流路を簡単な直線状にすることによって最低限の蒸気側の圧力損失でもって作業する直接接触型コンデンサ装置を提供することにある。

本発明のさらに別の目的は、最低限のタービンに対する背圧でもって作業する直接接触型コンデンサ装置を提供することにある。

本発明のさらに別の目的は、溶融した非凝縮性ガスを高濃度に含む排気物質のための別の湯だまりを有する直接接触型コンデンサを提供することにある。

本発明のさらに別の目的は、凝縮チャンバーにおいて比較的均一な冷却液の分配を達成するための方法およびその装置を提供することにある。

本発明のさらに別の目的は、好ましくない逆流作業を防止するために上方の蒸気の流れ段階において自動的にかつ間欠的に冷却液を排出することができる直接接触型コンデンサ装置を提供することにある。

本発明のさらに別の目的は、凝縮処理において最低限の冷却液容積を必要とし、液体注入の際の圧力損失が小さく、蒸気の回収の際の圧力損失が小さく、高い効率を奏する方法およびその装置を提供することにある。

本発明のさらに別の目的は、高価でなく、コンパクトであり、メンテナンスが容易であり、その設計が容易である、地熱発電所において好ましく用いられる直接接触型コンデンサを提供することにある。

最後に本発明の目的は、直接接触型コンデンサの化学的および物理的性能を推論し、最適化するための方法を提供することにある。

これらまたはその他の目的を達成するため、またここにおいて実施され広く説明される本発明の目的において、本発明における製造品は非凝縮性ガスを含有する蒸気流れを回収するためのチャンバーと、このチャンバー内に冷却液を供給するための導管と、蒸気流れと冷却液とのあいだの接触および直接的な熱交換を可能にするためにチャンバー内に配される接触媒体とを有するものであり得る。この接触媒体は実質的に直線状の蒸気流路を構成し、凝縮の効率と非凝縮性ガスの凝縮物・冷却液混合物への吸収とのいずれにも影響を及ぼすように構成されている。

さらにこれらまたはその他の目的を達成するため、またここにおいて実施され広く説明される本発明の目的に基づいて、本発明による方法においては非凝縮性ガスを含有する蒸気流れを凝縮するステップが行なわれ得る。具体的には、本方法においては蒸気流れを凝縮チャンバーに導入し、蒸気流れを凝縮チャンバー内に配置される接触媒体を通過せしめる。この接触媒体は少なくともその一部が冷却液でコーティングされているため、凝縮物・冷却液の混合物が形成される。この接触媒体は凝縮および非凝縮性ガスの凝縮物・冷却液の混合物への吸収の効率に影響を及ぼすべく構成されている。

本発明は、さらにコンデンサの作業を推論するための方法をも含んでいる。具体的には、この方法においてはコンデンサに関する一連の入力値を提供し、これら入力値には液体の荷重、蒸気の荷重、およびコンデンサ内の接触媒体の構造的特性などが含まれ、また接触媒体の構造的特性には接触媒体内の管路の寸法および方向などが含まれるものである。またこの方法には一連の入力値を用いてコンデンサの作業のシミュレーションを行なって関連する出力値を決定するステップが含まれ、これら出力値には導出液体温度またはコンデンサからの流量、および導出液体における１つまたはそれ以上の溶融した非凝縮性ガスの種類の濃度などが含まれ得る。最後に、この方法には複数の一連の入力値を用いて上述のステップを実施し、それぞれ得られる出力値がさらなる分析に適しているか否かを決定するステップを含むものである。

本明細書に含まれてその一部をなすものである添付される図面は、本発明の好ましい実施例を例示するものであり、この明細書とともに本発明の原理を説明するために用いられるものである。

図１において示される本発明による直接接触型コンデンサ１０は、凝縮されるべき蒸気と冷却液とのあいだの熱交換を改良することによって直接接触型凝縮の効率を高めるものである。このコンデンサ１０は、最低限の液体および蒸気の圧力損失でもって可能限り熱力学的限界に近いまでの凝縮の効率を達成するものである。これら結果を得るためにこの直接接触型コンデンサは層をなす波形板の複合物からなる蒸気・液体接触媒体を含むものである。凝縮のための広い表面積を提供するものである波形板は互いに関連して配置され、凝縮チャンバー内において比較的簡単で直線状の蒸気流路を提供するような形に方向付けられており、これによりタービンに対する有害な背圧を最低限に抑えることができる。この接触媒体はまた冷却液の落下率をも妨げるため、凝縮チャンバー内での滞在時間を長くし、よって凝縮効率を向上させることができる。

凝縮の効率を高めることに加え、この接触媒体は非凝縮性ガスの冷却液・凝縮物の混合物への溶解率を含む蒸気と冷却液とのあいだの伝熱および質量輸送力学にも影響を及ぼす。凝縮の効率と液状廃棄物内における溶融ガスの濃度とはいずれもたとえば隣接する波形の隆起部、波形の高さ、波型の角度、板の厚さ、板の傾斜角度、および接触媒体の全体の高さおよび幅に関する寸法などを含む接触媒体の物理的パラメータに基づいて推論および操作され得る。一般的に、接触媒体が大きくその濃度が高いほど、水平に対する波形板の傾斜角度は小さく、凝縮の効率は高く、また液状廃棄物内における溶融ガスの濃度は高くなる傾向にある。しかしながら、これらの条件下においては蒸気側の圧力損失もまた増加する。したがって、接触媒体の寸法と構造を操作することによってコンデンサの物理的かつ化学的性能は効率的に最適化され得る。この直接接触型コンデンサ１０は順次凝縮処理を行なえるように複数の凝縮チャンバーもち得る。第１の凝縮チャンバーは冷却液内における非凝縮性ガスの吸収を最低限にするように設けられ、それに続く（単数または複数の）凝縮チャンバーにおいては凝縮を最大化し蒸気流れから残留する蒸気を除去することによって蒸気の持ち越しを最小限に抑える。第１のチャンバーからの汚染の少ない液体は効率的にリサイクルされ得、以後の（単数または複数の）凝縮チャンバーからのより汚染度の高い廃棄物はさらなる処理のために適当なサイトに送られ得る。

典型的な直接接触型コンデンサ装置１０においては、図１において第１の凝縮チャンバー１８および第２の凝縮チャンバー２０として図示されているように、導入流れ１１の大半の部分を凝縮するための第１のまたは主たる凝縮チャンバーと、第１の凝縮チャンバー内において凝縮されなかった残留する蒸気を除去するための第２のまたは上方蒸気流れチャンバーとが設けられるハウジング１２をもち得る。この直接接触型コンデンサ装置１０にはさらに蒸気導入口１４、第１の凝縮チャンバー１８から最低限の量の溶融した非凝縮性ガスを含む凝縮液３１を回収するための第１の容器３０、第２の凝縮チャンバー２０からたとえば硫化水素のような溶融ガスを高い濃度で含有する凝縮液３３を回収するための第２の容器３２、および液状凝縮物３１および３３に溶融していないいかなる非凝縮性ガスを除去するための排気パイプ４８とを含み得る。第１の排出路３４によって第１の容器３０から凝縮物３１が除去され、第２の排出路３６によって第２の容器３２からの凝縮物３３が除去される。蒸気１１を液状に凝縮する際には、蒸気１１を第１の容器１８における冷却水１３と第２の容器２０における冷却水１５とによって冷却する。

以下にさらに詳細に説明される本発明の重要な要素としては、蒸気と冷却液とのあいだの直接的な熱交換を可能にするために第１の容器１８と第２の容器２０とに設けられる２つの蒸気・液体接触媒体２８、２９の設計および構造がある。これら接触媒体２８、２９は薄い波形板の層からなり、これらが蒸気と冷却液の流れのための垂直な交互配置された管路または通路を形成し、これにより大きな接触表面と凝縮チャンバー内の全体にわたって冷却液が均一に分離されるようにしながら供給パイプ２２、２４から容器３０、３２への冷却液の落下率を妨げるようにすることが好ましい。これら媒体構造によって凝縮チャンバー１８、２０内における冷却液の滞在時間を増加させ、よって凝縮効率を高めながら同時に蒸気が接触媒体２８、２９内を比較的直線状に流れるための流路が与えられるため、典型的な発電設備においてはコンデンサ１０の上流にある（図示されない）タービンに対する有害な背圧を最小限に抑えることができる。下方の蒸気流れチャンバー１８および第２の上方の蒸気流れチャンバー２０のいずれもそれぞれ複数の冷却液供給パイプ２２、２４を有しており、これにより冷却水１３、１５がそれぞれの蒸気・液体接触媒体２８、２９に輸送される。上方の蒸気流れチャンバー２０はさらに第２の蒸気・液体接触媒体２９の下方に配置される一連の冷却液供給パイプ２６を有しており、これらは接触媒体２９の対向する側におけるガス流れの圧力差に応じて間欠的に作動する。

図１〜９における直接接触型コンデンサ１０とこれの様々なチャンバーまたは構成要素の図は原寸大でもなく、またその比率も正しいものではない。したがって、当業者にとって明らかであるようにこれら図面は図示の目的のためにのみ用いられるものである。さらに、限定する目的のものではなく、詳細な説明および可能な実施例を提供するだけの目的のためにのみ、本説明は凝縮処理における蒸気および液状要素としてスチーム（または蒸気）および冷却水（または液体）を用いるものである。同様に、たとえば図１において示されるように、本発明においてはコンデンサ装置１０の構成要素の一例としてスチーム導入口１４、下方のスチーム流れチャンバー１８、および上方のスチーム流れチャンバー２０を用いている。しかしながら本発明の装置および方法は、数多くの蒸気および液体の組み合わせとバリエーションとに基づいて実施され得、本発明はここにおいて説明され、図示された特定のスチームおよび冷却水の組成または装置の構造に限定されるものではない。

本発明における接触媒体２８、２９の設計規準およびそれらの構造について詳細に説明する前に、コンデンサ装置１０の全体の機能的および構造的詳細について理解することが役に立つと思われる。直接接触型コンデンサ１０は、たとえば（図示されない）スチームタービンからの排気など外部源によるスチーム１１を受け、図１において示される好ましい実施例においてはスチームが下方に流れるためチャンバーであるため本文においては下方スチーム流れチャンバーとも称される第１のまたは主たるチャンバー１８に向けるためのコンデンサ１０の上部に設けられたスチーム導入口１４を有する。スチームが第１のまたは主たるチャンバー１８を通って流れる際に、第１または主たる蒸気・液体接触媒体の中を通過するが、これらに関する詳細な説明は後述される。第１または主たる冷却液供給パイプ２２は第１の蒸気・液体接触媒体２８の真上に配置されて、その上には複数の開口部またはノズル２３が設けられている。供給パイプ２２はたとえば供給タンクまたは冷却塔などの外部の冷却液供給源に連結されているため、冷却水１３がノズル２３を通って第１または主たる蒸気・液体接触媒体２８の上に下方に向かって噴霧される。これらノズル２３は、冷却水１３が媒体２８の上に均一に噴霧されるように第１のまたは主たる媒体２８の上で均等な間隔において配置されるのが好ましい（が、必須ではない）。この蒸気・液体接触媒体２８は広い表面積を奏するため、以下に詳述されるようにスチームの流路が比較的直線的でありながらもスチームと冷却液とのあいだの接触および直接的な熱交換が可能となる。媒体２８におけるスチームから冷却液への伝熱が効果的に行なわれるため、スチームの大半が主たるチャンバー１８で凝縮され、こうして得られる冷却液と凝縮物の混合物は下方のスチーム流れチャンバー１８におけるハウジング１２の底部における容器３０内に落下する。

スチーム導入口１４の一方におけるハウジング１２の上部から下方に向けて垂直に第１の隔壁部材１６が延伸して、主たるまたは下方のスチーム流れチャンバー１８と第２のまたは上方のスチーム流れチャンバー２０とを分離している。この第１の隔壁１６はハウジング１２の長手方向軸に対して実質的に垂直な方向に向いており、その対向する端部は後者の長手方向における側壁に連結されている。後述されるように、第１の隔壁部材１６は第２の隔壁部材４２に対してスチーム１９が媒体２８を通過して主たるチャンバー１８から第２のチャンバー２０に流れの矢印４５によって示されるように流れるようにさせるように空間４４によって垂直に間隔をおいて設けられている。

主たるチャンバー１８において凝縮されなかったスチーム１９は流れ空間４４を通過して第２のチャンバー２０に流れ、そこにおいて流れの矢印２１によって示されるように上方に流れる。第２のチャンバー２０を通って上方に流れる際に、スチームは第１の蒸気・液体接触媒体２８同様、第２の蒸気・液体接触媒体２９を通過する（いずれについても後に詳述される）。第２の供給パイプ２４が第２の蒸気・液体接触媒体２９の真上に配置されて、その上には複数の開口部またはノズル２５が設けられている。供給パイプ２４は外部の冷却液供給源に連結されているため、冷却液１５がノズル２５を通って第２の蒸気・液体接触媒体２９の上に下方に向かって噴霧される。これらノズル２５は、冷却水１５が媒体２９の上に均一に噴霧されるように第２の媒体２９の上で均等な間隔において配置されるのが好ましい（が、必須ではない）。第１のまたは主たる蒸気・液体接触媒体２８と同様、この第２の蒸気・液体接触媒体２９は広い表面積を奏するため、以下に詳述されるようにスチームの流路が比較的直線的でありながらもスチームと冷却液とのあいだの接触および直接的な熱交換が可能となる。第２のチャンバー２０内のスチームの大半、好ましくは実質的に全てが第２の媒体２９内において凝縮され、こうして得られる凝縮物は供給パイプ２４からの冷却液および液体に溶融した非凝縮性ガスの大部分が第２のチャンバー２０の底部に設けられる容器３２内に流れるか落下する。第２の蒸気・液体接触媒体２９から外に出る非凝縮性ガスの流れは流れの矢印４７によって示されるようにガスチャンバー４６に流れ、そこにおいてガス排気パイプ４８および（図示されない）真空ポンプまたはそれに類似したものを介して除去される。

第２の隔壁部材４２がハウジング１２の底部から上方に向かって伸延しており、前述の第１の隔壁部材１６に対して実質的に並列することが好ましい。第１の隔壁部材１６同様、第２の隔壁部材４２はハウジングの長手方向軸に対して垂直な位置に方向付けられており、その対向する端部は後者の長手方向の側壁に対して連結されている。したがって第２の隔壁部材４２はそれぞれ下方のスチーム流れチャンバー１８と銃砲のスチーム流れチャンバー２０の底部に設けられる容器３０と３２とを分離するものである。容器３０および３２はそれぞれ第１および第２のチャンバー１８、２０からの凝縮物と冷却液とを回収するものであり、以下に詳述されるようにそれぞれ個別の凝縮物導出口または排出路３４、３６と連通してそれぞれの目的地に輸送するようになっている。第２の隔壁部材４２には容器３０および３２間における液体の連通を可能にするためのバルブ４３が設けられ得る。たとえば凝縮物３１および３３における溶融した非凝縮性ガスの濃度がいずれも最低である場合などの特定の条件下において容器３０および３２間の液体の連通を可能にすることが望ましい。この場合、凝縮物３１および３３とは混合され得、凝縮物３１に関して後に詳述するように、この組み合わされた凝縮物は効率的にリサイクルされ得る。

蒸気・液体接触媒体２８、２９はパターニングされたまたは組織化された形状を有する（通常組織化された充填物と称される）剛性物質であり、これらにおいて複数の波形の板が積層されて互いに対して組織化された関係において位置されている。そのような構造のため、後に詳述するように、たとえば直交流形トレーまたは充填コラムなどの一般的に曲がりくねったパターンを形成する従来の設計に比べて接触媒体２８、２９は比較的簡単で直線状のスチームの流路を形成する。これら接触媒体は高価でなく、耐性を有し、頑丈であり、標準的な処理条件下において安定しており、スチームおよび冷却液における不純物または構成要素に対して化学的に融和性を呈し、腐食および腐敗に対して比較的耐性を有するものである限り、いかなる適当な物質からも形成され得る。本発明における接触媒体２８、２９として適当な物質としてはたとえば多種多様な金属およびプラスティック樹脂が含まれる。好ましい接触媒体２８、２９は多種多様な商業的に入手可能な、たとえばムンターズ アンド コッホ社製などの金属製またはプラスティック製の固形板および金網板（ワイヤメッシュ）からなり得る。

図２〜６を参照するに、本発明の好ましい実施例における接触媒体２８、２９は波形板１００、１１０および１２０からなる積層された複合物からなる。接触媒体２８、２９における波形板１００、１１０の好ましい方向は図３および４において示されている。板１００、１１０は互い違いな波形角度をなすように配置されるのが好ましい。たとえば板１００が水平に対して＋θの波形角度をなす場合、隣接する板１１０は水平に対して−θの波形角度をなすことが好ましいが、別の角度であってもよい。

図４において最もよく見うけられるように、好ましい実施例における接触媒体２８、２９はそれぞれ複数の互いに対して並列された関係に配置される波形板１００、１１０、１２０を有し、それぞれ別の板１００、１２０における隆起部１０２、１２２および溝部１０４、１２４が一つの角度において方向付けられ、それぞれのあいだに挟まれる板１１０における隆起部１１２および溝部１１４が水平に対して他の角度おいて方向付けられる。溝部１０４、１２４によって第１の方向１４２に方向付けられる複数のスチームおよびガス流路を形成する管路１４０が形成され、溝部１１４によって第２の方向１４６に方向付けられる複数のスチームおよびガス流路を形成する管路１４４が形成される。

図５および図６において管路１４０内における互い違いの横断面図が示されている。図５においては隣接する波形板１００、１１０間における接触点での横断面図が示されている。図６においては方向矢印１４２および１４６に沿って流れる液体が連通し混合する隣接する管路１４０、１４４間における交差部での横断面図が示されている。したがって、接触媒体２８、２９は互い違いおよび交差する管路１４０、１４４のパターンを有し、これによりスチームと冷却液との定期的な再分配が可能となる。管路１４０、１４４の構造、とくにこれらの横断面の寸法構造（および傾斜角θ）は下記の実施例１において示されるように少なくとも部分的にスチームと冷却液とのあいだの熱および質量輸送を画定するものである。図５〜８において示されており本発明の推論の方法において適応される横断面の寸法は以下のものを含んでいる：
Ｓ＝板１００、１１０、１２０の波形の幅（すなわちＳとは管路１４０、１４４の「側面」である）、
Ｂ＝板１００、１１０、１２０における２つの連続する波形の隆起部間の距離（すなわちＢとは管路１４０、１４４の「底部」である）、および
ｈ＝板１００、１１０、１２０の波形の高さである。

図７および８において前述の板の寸法に加えて本発明における方法において明らかである他のパラメータが示されている。

図８は接触媒体２８、２９における管路１４０の一部の図であり、その中における冷却液の流れを示すものである。具体的には、冷却液は重力によって膜として管路１４０の傾斜表面上、すなわち図７における表面１５０上を流れる。本発明における方法は、よって以下の別のパラメータが図７および８において示されている：
Ｓ’＝液体更新長さ１５２、
δ＝液体膜厚、および
α＝水平線１５６に対する表面１５０の変形された傾斜

概要すると、接触媒体２８、２９は蒸気の比較的直線状の流路を形成しながら液体流れの継続的な再分配を可能にし、よって蒸気の圧力損失を最低限にする。これらの要素によってまた、単位容積あたりの伝熱または質量輸送効率に対する圧力低下の率を比較的低くすることが達成され得る。さらに、波形板１００、１１０、１２０の対向する側において蒸気と液体とのあいだの接触が生じるため、凝縮のための有効な表面積が増加する。またこれら物質によって、液体荷重が低い場合であっても層による毛管活動によって実質的に均一な液体の分布が得られる。最後に、接触媒体２８、２９によって蒸気の流路が比較的直線状になっているにもかかわらず、これにより液体の滞在時間が増加し、よって凝縮の効率が大幅に向上される。

当業者にとって明らかであるように、上方のスチーム流れチャンバー２０に入るスチームの量は下方のスチーム流れチャンバー１８における凝縮効率と、導入口ガス流れ１１における非凝縮性ガスの濃度と、導入口スチーム流れにおける変化とによって左右される。同様に、接触媒体２９の上方におけるガスチャンバー６に入る凝縮されていないスチームの量も上方のスチーム流れチャンバー２０における凝縮効率とチャンバー２０に入るガス流れの流量および組成における変化とによって左右される。通常上方のスチーム流れチャンバー２０における圧力損失が大きい期間においては蒸気流れとの熱交換によって比較してより多くの冷却液が暖められるにつれて凝縮の効率が減少するべきである。したがって、蒸気の圧力損失が大きい期間においては比較してより多くのスチームが凝縮することなく接触媒体２９を通過することになり、結局ガスチャンバー４６において溜まる。したがって大きなガス側の圧力損失は、この残留するスチームを凝縮チャンバーからポンプするために必要となる別の動力によって生じることがある。このような蒸気圧力における変動を調節し、接触媒体２９を通過するスチーム流れを安定させるために、本発明においては上方のスチーム流れチャンバー２０における下方の領域において自動的かつ間欠的な冷却液排出作業が行なわれる。このような自動的な冷却液排出は図１において示される圧力センサ５０および５２によって接触媒体２９の対向する側面におけるガス流れの圧力差に応じて作用する。したがって、圧力センサ５０は上方のスチーム流れチャンバー２０における接触媒体２９の下方に物理的に位置され、圧力センサ５２はガスチャンバー４６における接触媒体２９の上方に物理的に位置される。

圧力センサ５０および５２によって得られた圧力示度は従来の比較器（明確さのために図示せず）によって比較され、その差を冷却液供給パイプ２６上の制御バルブ５４に用いることによって、必要に応じて上方の流れチャンバー２０に追加の冷却液を供給することができる。この応用例において各種既製のセンサまたはプログラム可能なコントローラを用いることができる。センサ５０および５２からのデータによって過剰な圧力差が示される場合、コントローラによって制御バルブ５４を開き、接触媒体２９の下における上方の流れチャンバー２０に追加の冷却液を供給することができる。このような自動的かつ間欠的な冷却液排出作業によって本発明における直接接触型コンデンサが効率的で圧力損失の少ないモードにおいて確実に作動することができる。より具体的には、このような自動的な排出システムにおいてはガスチャンバー４６における蒸気を除去するために必要な圧縮力を減少させることによって蒸気側の有害な損失が最低限に抑えることができるため、また間欠的に行なわれることによってポンプ動力に対する要求を最低限にすることによって液体側の有害な損失をも最小にすることができる。

本発明における凝縮処理において直接接触型コンデンサ１０を用いる際には、導入口１４を介してハウジング１２内に入るスチーム１１の一部は接触媒体２８内における冷却液１３との熱交換の結果として凝縮される。こうして得られる凝縮物・冷却液の混合物３１は伴出される空気と溶融した不純物を含み、容器３０内に落下して結果として凝縮物導出口３４を介してハウジング１２から除去される。通常、凝縮物・冷却液の混合物内に硫化水素が存在するとすれば、冷却液が冷却塔内における大気中に晒されるときに環境に放出される。しかしながら、大気中に放出される硫化水素の量は現在のところグロスＭＷｈ（gross MWh）あたり２００グラムと定義されている、厳しく規制されている限度内になくてはならない。

本発明による方法および装置に関連する重要な利点として、湯だまり３０における凝縮物・冷却液の混合物３１に存在する非凝縮性ガス、とくには硫化水素の量が最小限であるということが挙げられる。具体的には、湯だまり３０における凝縮物・冷却液の混合物３１に存在するある特定の非凝縮性ガス、たとえば硫化水素の濃度は下方のスチーム流れチャンバー１８内のガスの部分的圧力を制御すること、すなわちスチームの部分圧力を充分高く保持することによってガスが液相になる傾向を最低限に抑えることによって、効果的に最小限に抑えることができる。本発明において、また実施例１および２において詳細に説明されているように、チャンバー１８における非凝縮性ガスの分圧が、少なくとも部分的に、蒸気・液体接触媒体２８の構造によって影響を受けている。同様に、上方のスチーム流れチャンバー２０における非凝縮性ガスの分圧が、少なくとも部分的に、蒸気・液体接触媒体２９の構造によって影響を受けている。その程度はより少ないものであるが、凝縮物・液体の混合物３１、３３における溶融されたガスの濃度もまた、以下に詳述されるように、冷却液１３、１５のｐＨによって影響を受ける。

本発明の１つの態様において、直接接触型コンデンサの動作を接触媒体２８、２９の特的の構造的特性に部分的に基づいて推論し最適化することができる。これら構造的特性には接触媒体の外的寸法（たとえば高さおよび底辺）と、接触媒体内における管路１４０、１４４の寸法と、管路の傾斜角度とが含まれる。コンデンサの作業に影響を及ぼす他の要素は凝縮サイト（すなわちスチーム導入温度、冷却液導入温度、および導入スチーム圧力）およびコンデンサの操作条件（たとえば、一般的にはそれぞれ「スチーム荷重」および「液体荷重」と称されるコンデンサのスチーム質量流量および冷却液質量流量）に関するものである。実施例１および２において説明されるように、これらの要素を組み合わせてコンデンサの作業が演算される。とくに、接触媒体２８、２９の高さに沿って各種サイトにおいて積分ステップが実行され、これらの積分のうちそれぞれがガス・液体相互作用の基本的な物理的特性をガスおよび液体荷重と接触媒体２８、２９の構造とに関連して適応して気相および液相間の熱および質量輸送に関するデータを生成する。積分ステップからの伝熱および質量輸送データはつぎにコンデンサの廃棄物質３１、３３の化学的プロフィールを含むコンデンサ動作を推論するために結び付けられる。この方法はこうして凝縮処理の包括的な熱力学的分析および定量分析を提供するものである。

本発明における別の態様において、前記の方法は地熱のスチームの直接接触凝縮を最適化するために適応される。とくに、各種コンデンサ構造におけるそれぞれの一連のデータは前記に定義された凝縮サイトおよび条件に関するパラメータを含むものである複数の一連のデータに適応して、特定の接触媒体２８、２９の動作を推論する。したがって、本発明における推論のための方法は繰り返し行なわれて入力値の様々な構成に適応され、さらに検討されるべき候補となるコンデンサの設計を見出すものとなる。

前述のように、液状の廃棄物３１、３３内における硫化水素の濃度は、部分的に冷却液のｐＨにも左右される。冷却液のｐＨを上昇させるために苛性ソーダまたは同価物を加えると硫化水素の可溶性を増加させ、吸収処理を向上させるものであるのに対して硫酸などの強酸の存在下においては吸収率が減少する。

硫化水素の放出に対する別の保護手段として、冷却液供給源に各種反応物を加えて冷却塔における大気中に硫化水素が放出されるのを防止することができる。たとえば通常鉄を冷却液に供給して凝縮物・冷却液の混合物における硫化水素組成物の少なくとも一部を酸化させる。この例示された例において、鉄は通常溶液においてキレート剤であるヒドロキシエチルエチレンジアミントリ酢酸（ＨＥＥＤＴＡ）によって安定させられる。こうして得られる鉄（III）（ＨＥＥＤＴＡ）複合物は、鉄（II）（ＨＥＥＤＴＡ）に還元されることによって硫化水素の酸化の元素硫黄への触媒作用を及ぼす。鉄（III）キレート混合物の触媒作用は溶融した分子酸素によって再生され、冷却塔への輸送において空気を注入することによってまた冷却塔における通常の空気接触によって冷却液に導入される。こうして得られた硫黄は溶液内の亜硫酸塩と反応し、可溶性を有するチオ硫酸塩を生成する。冷却塔におけるオーバーフローまたはこれら可溶性を有するチオ硫酸塩を含有するブローダウンおよびいくらかの鉄キレートが地面に再注入される。塔のブローダウンによる損失があるため、鉄複合物および苛性ソーダの濃度は継続的に監視され調整される必要がある。当業者にとって明らかであるように、鉄以外の別の種類の反応物を同様の機能を達成するために用いてもよい。

消費された冷却液混合物における溶融した非凝縮性ガスの濃度を最小限に抑えることに加え、本発明にかかわる凝縮に関する方法および装置に関連する利点は、容器３０における凝縮物・冷却液の混合物３１を容器３２におけるより汚染度の高い凝縮物・冷却液の混合物３３から物理的に分離した点にある。前述のように容器３０からの汚染度の低い冷却液３１を効率的にリサイクルできるため、この利点はとくに重要である。容器３２からの汚染度の高い冷却液３３は容器３０における冷却液混合物３１と混合することなく、凝縮物導出口３６を介して排出され得る。凝縮物導出口３６はさらなる処理のための適当なサイトに向けられ得る。

前記の論述から理解され得るように、本発明による方法および装置は従来の直接接触型凝縮処理に比べて、とくに効率および環境面を鑑みた場合に重要な利点を奏するものである。接触媒体２８、２９を用いるとともに自動的かつ間欠的な冷却液排出処理を行うことによって、本発明における凝縮効率が熱力学上の法則における限界内における最大限可能である効率に極めて近づくことが可能となる。これら効率が最低限の液体側における圧力損失でもって達成されることはさらに重要なことである。このような効率は、たとえば地熱の領域の質が限界にある場合、またはこれらが水の少ない地域に位置されるなど、ある種の応用例において重大となり得る。凝縮効率における小さな増加であっても必要とされる冷却液およびポンプで送る力の量を有意義に低減することができ、このようなシステムにおける発電の効率および経済に対して劇的な影響を及ぼし得る。接触媒体２８、２９を使用することによってまた、凝縮チャンバーにおける非凝縮性ガス、とくに硫化水素の部分的圧力を操作するための手段を提供することができ、よって冷却液の廃棄物質の一部における汚染物質の濃度を最低限に抑えることができる。最後に、本発明による装置は比較的高価でなく、コンパクトであり、メンテナンスが容易であり、現存するコンデンサの設計に比べてその設計が簡単である。

図９を参照するに、本発明にかかわる直接接触型コンデンサ１０が典型的なハウジング１２において４分の１の断面にて示されている。このハウジング１２には下方のスチーム流れチャンバー１８と上方のスチーム流れチャンバー２０とが含まれている。下方のスチーム流れチャンバー１８には複数の冷却液供給パイプ２２、蒸気・液体接触媒体２８および容器３０が設けられている。上方のスチーム流れチャンバー２０には複数の冷却液供給パイプ２４および（図示されない）２６、蒸気・液体接触媒体２９および容器３２が設けられている。ハウジング１２にはさらにハウジングを頑丈に補強するための補強梁５６と冷却液を垂直導管６０を介して冷却液供給パイプ２２、２４、２６に供給するための選択的な導管５８とが含まれている。

図９において冷却液供給パイプ２２、２４がハウジング１２の長手方向軸に対して実質的に垂直に位置されているが、パイプ２２、２４によって冷却液が実質的に均一な形で接触媒体２８、２９の上に分配され得るのであればこれらパイプ２２、２４をハウジング１２に対して任意の方向に向けて配置され得ることは理解され得る。さらに当業者にとって明らかであるように、上方のスチーム流れチャンバー２０においてパイプ２４およびノズル２５に代えて別の種類の冷却剤注入機構を用いて同様の機能を得ることが可能である。これら別の種類の注入機構においてはたとえば立上り管（riser）が設けられた穿孔板などが用いられる。

図９において図示される実施例においては、ハウジング１２内に１つの下方のスチーム流れチャンバー１８と１つの上方のスチーム流れチャンバー２０とが含まれているものであるが、上方のスチーム流れチャンバー２０をハウジング１２の外側に配置したり、コンデンサ１０に複数の上方のスチーム流れチャンバー２０をハウジング１２内外において設け得ることが理解される。さらに、本発明における直接接触型コンデンサ１０は（図示されない）直交流形流れチャンバーをもち得、そこではスチーム導入口１４が実質的に上方のスチーム流れチャンバー２０に隣接するように位置されて導入されたスチーム１１が水平な流路を通ってハウジング１２内に入るようになる。この実施例においては、上方のスチーム流れチャンバー２０内に入る前に蒸気は（好ましくは下方のスチーム流れチャンバー１８と同様に複数の冷却液供給パイプと、蒸気・液体接触媒体と別個の容器とを備える）直交流形流れチャンバーを横切ることになる。最後に、適宜複数の直接接触型コンデンサを設けて連続して処理を行なうことによってさらに非凝縮性ガス・スチームの混合物を凝縮または冷却することも可能である。これら追加のコンデンサにおいては両方の流れチャンバー１８および２０、下方のまたは直交流形のスチーム流れチャンバーおよび上方のスチーム流れチャンバー２０、または上方のスチーム流れチャンバー２０のみが設けられ得る。このような後者の実施例においては、非凝縮性ガス・スチームの混合物１１を最初に直交流形流れチャンバーまたは下方のスチーム流れチャンバーを通過することなく、直接的にチャンバー２０に導入することができるようにスチーム導入口１４を上方のスチーム流れチャンバー２０の真下に位置させることができる。なお、前述のいずれの実施例においても上方のスチーム流れチャンバー２０が必ず存在することに注目されたい。

本発明にかかわる直接接触型コンデンサ１０は、たとえば化石燃料によって駆動される発電施設において発生する排気蒸気を凝縮し、または蒸気圧縮型空調システムなどの蒸気を液体に凝縮する必要があるシステムなど別の従来からの使用において用いられることも可能である。

本発明はさらにコンデンサ１０の化学的、物理的および熱力学的動作を推論するために用いられる計算モデルによって説明され得る。この計算モデルによってコンデンサ全体における様々なパラメータの安定状態におけるプロフィールを決定するために熱量、運動量、質量輸送に関する物理的および工学的基本式および均衡熱力学的基本式に基づいた演算を実行する。これらパラメータのプロフィールを用いて計算モデルはさらにコンデンサ全体の熱量、運動量、質量および化学的組成物のバランスなどを演算する。したがって、本発明はまたその出力としてコンデンサが安定状態において作動していると仮定したコンデンサ１０の全体的な動作に関連する、（これだけに限定されるものではないものの）たとえば導出流れ、温度、圧力、非凝縮性ガスの化学的組成、両方の凝縮チャンバー１８、２０からの凝縮物・冷却水の混合物などの様々なパラメータをももたらす。

計算モデルは、コンデンサ内の接触媒体（通常「充填物」と称される）の詳細な構造を表す様々なパラメータを入力として用いる。計算モデルは接触媒体の詳細な構造を用いて前述のような物理的、工学的および均衡熱力学的基本式に境界条件を設定し、またコンデンサ内における液体、蒸気および気相間の構造的界面を決める。正確な構造的界面はコンデンサにおける熱量、運動量または様々な相（液体および気体）間の質量輸送を定量化し演算するために必要であり、よってコンデンサ中における温度、圧力または組成濃度などのパラメータの安定状態におけるプロフィールを決定するために必要である。

さらに、計算モデルは入力としてコンデンサ１０に対するスチーム１１および冷却水導入流れ１３、１５の流れ、温度、圧力および化学的組成を用いる。コンデンサに導入される流れの特性をとらえることによって前述のような基本式のための初期値が得られる。入力された導入流れの温度、圧力、化学的組成、さらには計算モデルによって演算された導出流れの温度、圧力、および化学的組成を用いてコンデンサ中の全体の質量、熱および組成物質のバランスが演算される。これら全体の物質のバランスに基づいてより一般的な作業のための、たとえば全体の熱効率、動力消費量、水消費量、および非凝縮性ガスの廃棄物などのパラメータが演算され得る。

様々な接触媒体２８、２９の構造および導入条件を想定してコンデンサの作業を演算するためにこの計算モデルを有意義に用いることができる。したがって、この計算モデルを繰り返し様々な仮説上の接触媒体の構造と導入条件について用いることによって最適な動作を可能にする最終的なコンデンサの設計に到達することができる。

図１０において、冷却液、ガス流れおよびガス・液体界面における温度分布と凝縮時における蒸気および非凝縮性ガスの質量流速とが示されている。質量および熱量流速は、本文における実施例１において説明されているようにたとえば停滞膜理論とコルバーン・ハウゲン式を用いて演算される。図１１においては本発明の計算モデルを用いて行なった酸化・シミュレーションテストによって得られた硫黄化合物および元素硫黄の実際の濃度および推論される濃度が示されている。

図１２において計算モデルを実施する際の流れの最も一般的な項を説明するためのマスターフローチャートである。図１３〜１５において示されているこれに続くフローチャートは、マスターフローチャートにおいて行なわれる特定の処理において実行されるステップの高レベルな説明のために用いられる。さらにこれに続く図１６〜１７において示されているフローチャートは、マスターフローチャートにおける進展処理２３２において実行されるステップの高レベルな説明のために用いられる。

図１２を参照するに、シミュレータによって実行される特定のステップは以下のとおりである。プログラムの実行は、計算モデルに対してユーザインターフェースを与えるためにディスプレイウィンドウが開かれる表示処理（show procedure）２１０から始まる。表示処理２１０のあいだ、液体・ガス界面における温度、溶液のｐＨ、コンデンサ内の特定の場所における種の濃度などを含む様々な物理的パラメータが表示される。表示処理２１０のあいだにおいてはまた計算モデルの実行自体に関連する、たとえば反復の数および収束変数の数などのその他のパラメータも表示される。モデル内において採用される数多くの式を解答する際に数学的収束をするために繰り返しのアプローチと必要のある計算モデルの実行に関連するパラメータは、計算モデルに関係する当業者にとって公知である。

表示処理２１０が終了したのち、インプットファイルセットアップ処理２１２とアウトプットファイルセットアップ処理２１４の実行が継続される。インプットファイルセットアップ処理２１２のあいだ、計算モデルにて必要とされる各種入力データを含む様々な入力ファイルおよび入力ファイルディレクトリの位置と名称とが特定される。アウトプットファイルセットアップ処理２１４のあいだ、計算され演算された出力が含まれる各種出力ファイルと出力ファイルディレクトリにタイトルおよびヘッダーが付与される。計算モデルによって必要とされる入力データのうち、たとえば接触媒体の高さ、幅、奥行き、コンデンサの全面積、パワーレベル、凝縮に利用不可能な接触面積の面積、特定の後続するモデル計算を定義する連続番号、およびコンデンサが上方のスチーム流れモードまたは下方のスチーム流れモードのうち（以下の説明および添付される図面においては「正流」「逆流」と称される）どちらのモードにおいて操作されているかなど、その一部を読み出してアウトプットファイルセットアップ処理２１４は完了する。コンピュータ科学における知識を有する当業者にとってこのようなセットアップおよびファイルマネジメント処理は公知であり、いずれにしても使用される特定のハードウェアの構造に左右されるため、これらセットアップおよびファイルマネジメント処理２１２、２１４についてはここにおいて詳細な説明を省略する。

続いて図１２にて示されるように計算モデルの実行における次のステップは、接触媒体２８、２９の詳細な構造を表す各種パラメータを入力することである。この充填特性処理２１６は、傾斜角度θを割り当てることから始まり、つぎに各種充填特性が計算される。これらパラメータには側面寸法（たとえば図５における側面Ｓおよび式１〜２４における溝の側面寸法Ｓ’など）、液体更新長さ、式１〜２５におけるｓｉｎ（α）、変形された傾斜角度の正弦、流体直径、蒸気流れ（式１〜２０におけるｄ_eq）、無効なフラグメント、および接触媒体における単位容積当たり利用可能な構造的表面積（式１〜２１におけるａ_p）などが含まれる。

計算モデルの実行は、ユーザにステップ２１７において溶解化学および液相および気相における可溶性を有する要素の濃度を考慮すべきか否かを問うことで続行される。ＹＥＳであるならば計算モデル内において追跡、考慮されるべき書く化学種に関するイオンチャージを特定するために初期チャージ処理２１８が行なわれる。処理２１８において、各化学物質には１から２５までの認証番号が割り当てられてこれらの種に関連するイオンチャージがその対応する配列チャージ＿Ｚの要素において保存される。各化学物質のイオンチャージは工学および物理に関する書物、たとえば「ハンドブック オブ ケミストリー アンド フィジックス」（ロバート シー．ウィースト イー．，ザ ケミカル ラバー コーポレーション、クリーブランド、オハイオ州）（"Handbook of Chemistry and Physics"（Robert C. Weast e., The Chemical Rubber Co.、Cleveland, Ohio））などから得ることができる。溶解化学および液相および気相における可溶性を有する要素の濃度を考慮する必要がない場合には、配列チャージ＿Ｚはそのままデフォルト値であるゼロのままにされる。ステップ２１９において、ユーザはコンデンサが正流、逆流のいずれのモードにおいて操作されるべきかを示すフラグを立てる。

計算モデルは、データの入力と計算モデルのために必要とされる特定の初期条件の処理を完了するために必要ないくつかの処理（実行２２０、データ入力２２２、配列を読む２２４、変換２２６）を続行する。実行処理２２０においては、導入されるスチームと冷却液との熱力学的特性および導入されるスチームと冷却液とのそれぞれにおける非凝縮性ガスの濃度が特定される。さらに、コンデンサにおけるポジションに対する全ての蒸気流速、液体流速、溶液流速および本質的な変数およびそれぞれの導関数とがゼロに設定される。全ての化学種の化学量的および分子的濃度もまたゼロに設定される。配列を読む処理２２４において特定されるべき特性および濃度としてはガスおよび液体荷重、過熱量、コンデンサの圧力、スチームの品質、スチーム（ｉ＝２、Ｎの場合ｍＶｐｐｍ［ｉ］）および液体（ｉ＝２、Ｎの場合ｍＬｐｐｍ［ｉ］）における非凝縮性ガスの濃度、液体導入温度、および液体における苛性濃度（ｉ＝１、Ｍの場合ｍＳｐｐｍ［ｉ］）などｐｐｍで表されるものが含まれる。計算モデルの分野における当業者にとって公知であるように、計算が始まる以前にこれら変数（ｍＶ，ｍＳ，ｍＬ，ｉｎｔ）に初期値を割り当てる必要がある。最後に、変換処理２２６において通常用いられる、たとえば１／１００万分部およびｇ／リットルという工学的単位を、たとえば質量およびモルフラグメント（たとえば全体の質量流速：Ｖｍａｓｓ、Ｌｍａｓｓ、Ｓｍａｓｓ；モル流速：Ｖ［ｉ］、Ｌ［ｉ］、Ｓ［ｉ］；重量モル濃度：Ｓｃ［ｉ］；全体のモル流速：Ｖｍｏｌｅｓ、Ｌｍｏｌｅｓ、Ｓｍｏｌｅｓ；気相の混合物のモル重量：ＭｉｘＭｗｔ；モルフラグメント：Ｘｘ［ｉ］、Ｙｙ［ｉ］、Ｚｚ［ｉ］；および質量フラグメント：ｘ［ｉ］、ｙ［ｉ］、ｚ［ｉ］）などの、より基本的で無次元的単位に変換する。

計算モデルはつぎに２つの処理、すなわちモデルが後に必要とする計算（図１３におけるステップ２８２、２８４、２８６）を可能にする一連のミキサー処理２２７と認証処理２２９とを実行する。まず、導入されるスチームが水を含んでおり（entrained）、正流において操作する（スチームがコンデンサの上部から導入される）場合にはミキサー処理２２７を用いる。この持ちこされた水は初期接触において導入される冷却水と物理的に混合しその一部となるため、また熱量、運動量および質量輸送の基本式は純相（具体的にはコンデンサにおけるスチーム／気相が液体を含まないこと）であることを前提としているため、導入される冷却水の流れおよび組成は、この混合がコンデンサの外部で行なわれたかのようにこの蒸気によって導入される、持ちこされた液体の初期混合分を代償するべく調整される。このミキサー処理２２７においてはこうして計算モードに対して導入される蒸気／気体の混合物が完全に乾燥していると仮定させ、導入される蒸気／気体の混合物に含まれる少量の液体を含むように導入される冷却水の流れと組成とを調製する。

逆流操作の場合、図１３に示されるようにユーザによって特定されるスチームおよび冷却水の導入条件（ステップ２９０〜３０４）に基づいてコンデンサが物理的に操作できることを確認するために認証処理２２９が用いられる。簡単に述べると、全ての蒸気を凝縮するだけに充分な導入冷却水がユーザによって特定されたことを計算モデルが確認するのである。ユーザによって充分なだけの導入冷却水が供給されなかった場合、コンデンサは物理的に操作不可能であり、計算モデルによって数学的には正しいが実際的には不可能である結果が算出される。このマスターフローシートの部分（図１２参照）の実行は、正流操作においては接触媒体の上部に、また逆流操作においては接触媒体の底部にスチームの公知である導入条件が割り当てられることによって完了する。冷却水の公知である導入条件は常に接触媒体の上部に割り当てられる。

前記に簡単に述べてさらに図１３において詳細に示されているように、計算モードの実行はステップ２２５においてコンデンサが正流、逆流のいずれの操作にあるかどうかによって分岐する。コンデンサが正流操作にあり、スチーム性質が１より小さい場合、プログラムはミキサー処理２２７に進む。さもなければスチーム／ガス混合物の温度は処理２８２において計算される。計算モデルの実行は、ステップ２８４および２８６における一連の機能を与える計算に続く。ステップ２８４において、スチーム／ガス混合物と搬送特性が計算される（たとえば拡散係数、熱容量、濃度、粘度、熱伝導率、プラントル数およびシュミット数）。ステップ２８６において、スチームおよび水の温度に関する入力値と接触媒体の上部におけるコンデンサの圧力とが、正流操作であるという前提において割り当てられる。

図１３（ｂ）において示されるように、計算モデルはステップ２８８においてコンデンサが正流、逆流のいずれの操作にあるかどうかによって分岐する。コンデンサが正流操作である場合、接触媒体の上部におけるその他のスチーム／ガス混合物の特性がステップ３００において割り当てられる。コンデンサが逆流操作にある場合、コンデンサを操作するために必要な最低限の冷却水流速量がステップ２９０において演算され、この演算はスチームおよび水の導入温度と逆流のコンデンサにおいて凝縮され得るスチームの最大量とに基づくものである。プログラムは再びステップ２９２においてユーザによって定義された水の流速がステップ２９０において演算された最低限の水流速よりも大きいか否かによって分岐する。ユーザによって定義された水の流速が演算された最低限の水流速よりも大きくない場合、プログラムはステップ２９４に進み、そこにおいてユーザによって定義された水の流速がステップ２９０において演算された量の１１０％から１３０％になるように改められる。ユーザによって定義された水の流速が演算された最低限の水流速よりも大である場合、ステップ２９８において底部の水における予想される非凝縮性ガスの濃度の潜在的な範囲が推測される。積分は接触媒体の底部から行なわれるため、スチームの条件は既知であり、水の条件に関する推測が必要となる。したがって、最小限の非凝縮性ガスの濃度は底部における均衡条件に基づいて決定され、最大限の非凝縮性ガスの濃度は上部における均衡条件に基づいて決定される。充填物の底部に関するすべてのスチーム／ガス混合物の特性値は次のステップ３０２において割り当てられる。この認証ステップ２２９は、その他の液状混合物の特性をステップ３０４において接触媒体の上部に割り当てることによって完了する。

再度図１２を参照するに、計算モデルの実行はステップ２３１においてコンデンサが正流、逆流のいずれの操作にあるかどうかによって分岐する。コンデンサが正流において操作される場合、進展処理２３２を用いて接触媒体の水平状の薄いスライス毎に、まずコンデンサの上部の一番上のスライスから段階的に熱量、運動量および質量輸送に関する物理的かつ工学的な基本式と均衡熱力学に関する基本式とを解いていく。進展処理２３２における各繰り返しのステップにおいて、現在のスライスの底部（または上部）における２つの相を表す完全な一連のパラメータが基本式と既知であるかまた以前に演算されたスライス（前回のスライスの底部（または上部））の底部（または上部）における２つの相を表す一連のパラメータに基づいて演算される。基本式のうちいくつかが導関数の形で表されており、たとえば４次元ルンゲ・クッタ積分ルーチンなどの離散積分アルゴリズムを用いて数値的に積分が行なわれるため、これら演算は薄いスライスについてのみ行なわれる。 計算力学（computational mechanics）に従事する当業者によって公知であるように、スライスの厚みが増加するにつれて演算におけるエラーが大きくなるからである。

基本式のうちいくつかが導関数の形で表されているため、進展処理２３２における各繰り返しステップにおいて特定の導関数を演算するための別の導関数処理２３８（図１６）が必要となる。この導関数処理２３８はまた、データのたとえば１／１００万分部およびｇ／リットルという通常用いられる工学的単位を、たとえば質量およびモルフラグメントのようなより基本的で無次元的な単位に変換するための変換処理２３９を必要としている。つぎに、凝縮が完全であるならばステップ２４１においてフラグが立てられる。この導関数処理２３８においては現在の接触媒体のスライスに関して有効である熱容量、濃度、粘度、熱伝導率、水膜厚、液体側およびガス側質量輸送および伝熱効率および摩擦係数などの物理的特性データを供給するための係数変換処理２４０が用いられる。つぎに計算モデルの処理は、露点の評価を行なうステップ２４３に続き、ステップ２４５においてユーザに凝縮が完了か否かを尋ねる。完了であるならば、スチーム流速はステップ２４７においてゼロに設定される。完了でなければ接触媒体の現在のスライスにおけるガス・液体界面温度と液相のｐＨとを演算すべくゼロイン処理２４２が行なわれる。このようなガス・液体界面温度と液相のｐＨとの演算は、図１７において示される個別のゼロイン処理２４２において最もよく実行され得るように繰り返しのアプローチを必要とする。ｐＨを繰り返し演算する処理において、ゼロイン処理２４２においてはまた均衡の法則を満たすような現在のスライス内における液相のイオン組成と現在のスライスにおける組成の質量バランス式をも演算する。

つぎに図１６（ａ）および（ｂ）を参照するに、導関数処理２３８における次のステップはステップ２４９においてスチーム／ガス混合物、水および搬送特性（すなわち拡散係数、熱容量、濃度、粘度、熱伝導率、およびプランドルおよびシュミット数）を計算することにある。ステップ２５１において変数ｍｖ［１］の第１の導関数、スチームおよび／または非凝縮性ガス状要素の流れが演算される（式１−１、１−６および１−１５を参照のこと）。つぎに導関数処理２３８の実行において、ユーザにコンデンサが逆流、正流のうちいずれのモードで操作されているかをステップ２５３において尋ねる。コンデンサが正流モードで操作されている場合、冷却液および／または冷却液における非凝縮性ガスとの質量バランスがステップ２５５において式１−７に沿って演算される（実施例１．Ａを参照のこと）。コンデンサが逆流モードで操作されている場合、冷却液および／または冷却液における非凝縮性ガスとの質量バランスがステップ２５７において式１−１６に沿って演算される（実施例１．Ｂを参照のこと）。分子状の非凝縮性種族の可溶性がつぎに界面温度においてヘンリーの係数を用いてステップ２５９において評価される（式２−０．２を参照のこと）。つぎに導関数処理２３８の実行において、ユーザに化学的演算が必要か否かをステップ２６１において尋ねる。必要であれば、分離均衡定数が式２−０．１に沿って温度の関数として表され（ステップ２６３）、水状化学均衡を演算するためにゼロイン処理２４２が行なわれる。液体における非凝縮性ガスの均等モルフラグメントがつぎにステップ２６５において演算される。つぎに導関数処理２３８の実行において、ユーザに化学的演算を使用するか否かをステップ２６７において尋ねる。使用するならば、分離を鑑みて変数ｍＶ［ｊ］（ｊ＝２、Ｎ）の導関数はステップ２６９において評価される（式１−４、１−６および１−１５を参照）。使用しないのであれば、分離を鑑みない変数ｍＶ［ｊ］（ｊ＝２、Ｎ）の導関数はステップ２７１において評価される（式１−４、１−６および１−１５を参照のこと）。つぎに導関数処理２３８の実行において、ユーザにコンデンサが逆流モードで操作されているかをステップ２７３において尋ねる。そうであればステップ２７５においてｉ＝２、Ｎのための導関数のための適切な記号と値とが割り当てられ（式１−１６を参照のこと）、液体温度Ｉｎｔｐｒｉｍｅ［１］の導関数が演算される（式１−１９を参照のこと）。そうでなければ、ステップ２７７においてｉ＝２、Ｎのための導関数のための適切な記号と値とが割り当てられ（式１−７を参照のこと）、液体温度Ｉｎｔｐｒｉｍｅ［１］の導関数が演算される（式１−１０を参照のこと）。ステップ２７９において、スチーム温度Ｉｎｔｐｒｉｍｅ［２］とシステム圧力Ｉｎｔｐｒｉｍｅ［３］とが評価される（式１−１１、１−１２、１−１３および１−１４を参照のこと）。ステップ２８１において、計算上のエラーを防止するために可溶物の内容のｍＳｐｒｉｍｅ［ｉ］の導関数がわずかなゼロではない値に設定される。

図１７を参照するに、ゼロイン処理２４２はカッコ内の推測値を与えられてｆ（ｘ）＝０が満たされるようにｘを求める（ジー．イー．フォルシーゼ他、「コンピュータ メソッド フォー マシマティカル コンピュテーションズ」、プレンティス−ホール、イングルウッド クリフス、エヌジェー（G.E. Forsythe et al.、Computer Methods for Mathematical Computations, Prentice-Hall, Englewood Cliffs, NJ）（１９７７）を参照）ステップ２８３から始まる。ゼロイン処理２４２はコルバーン・ハウゲン式を用いるか否かによってステップ２８５において分岐する。用いる場合には、ステップ２８７において界面温度を求めるためにコルバーン・ハウゲン式が用いられる（式１−２を参照）。界面温度（Ｔ_int）が与えられると、それぞれ式１−１、１−３および１−２を用いてステップ２８９、２９１および２９３においてスチーム流速（ｗ₁）、アッカーマン補正ファクター（Ａｃｋ_h）および熱流速バランスとが演算される。コルバーン・ハウゲン式を用いない場合、ステップ２９５において溶液ｐＨを得るための電気的中性式が求められる（式２−２５参照）。ｐＨの推定される値と以前の液体活性係数の値（γ）とが与えられると、ステップ２９７においてＨ⁺イオン濃度、ｍ₁およびＨ⁺活性とが演算される。ステップ２９９において質量バランス（式２−１〜２−１０）および均衡関係（式２−１１〜２−２４）とが満たされ、重量モル濃度（ｍ_j）および活性（ａ_j）の値が得られる。ステップ３０１において、イオン活性係数（γ_j）が再演算される（式２−２６〜２−５０参照）。全ての活性係数が収束するまで繰り返し（ステップ３０５を繰り返す）が行なわれる（ステップ３０３）。こうして得られる溶液のイオンチャージはステップ３０５において演算される（式２−２５参照）。ゼロイン処理２４２はそれぞれ電気的中性式またはコルバーン・ハウゲン式に基づいて演算されたｐＨ値および界面温度を与えるステップ３０７において終了する。

現在の接触媒体のスライスがコンデンサ内において画定できる接触媒体の最終のスライスになるまでこの進展（マーチ）処理（March procedure）２３２はこのように段階的に繰り返される方法で継続される。この時点において演算は完了し、計算モデルによってコンデンサ中における様々なパラメータの完全な安定状態におけるプロフィールが提供されることになる。これらのパラメータのプロフィールを用いてさらに計算モデルまたはユーザがコンデンサ全体における全体の熱量、運動量、質量および化学的組成物質バランス、究極的には熱力学的効率または全廃棄物排出などに関するコンデンサの動作のグローバルな測定などを演算することができる。

図１５において、進展処理２３２はコンデンサの底部における液相および気相を表すパラメータが設定され、コンデンサの長さが特定され、コンデンサの長さを所望される数の積分ステップで割ることによって積分ステップのサイズが決定され、制御フラグがそれぞれのデフォルト値にリセットされる初期化ステップから開始する。進展処理２３２はつぎに現在のステップが最終ステップであり、丸めの誤差を考慮するために、また全ての積分ステップの合計が特定されたコンデンサの長さにぴったり一致することを確実にするために、この最後のステップをわずかに短くまたは長くする必要があるような特殊なケースにおいては積分ステップのサイズが調整されるステップ３１１に進む。進展処理２３２はつぎに導関数処理２３８によって必要とされる初期値が設定されるステップ３１３に進む。さらに進展処理２３２は以前に説明した導関数処理２３８を実施する。導関数処理２３８は、ステップ３１７において選択されたパラメータと有効な配列との更新されたデータを進展処理２３２に戻す。標準的なルンゲ・クッタ積分ルーチンにおけるパラメータの種類と有効な配列とに関する詳細な説明についてはたとえば前出のフォルシーゼ他（Forsythe et. al.）、（１９７７）を参照されたい。更新されたパラメータはつぎにステップ３１９における合理性テストによって物理的に実現不可能な値が発見され、進展処理２３２において不適切な終結を防止するために実現可能な値に置換えられる。この３段階シークエンス（２３８、３１７および３１９）は、４次元ルンゲ・クッタ積分ルーチンによって要求されるように４回繰り返される。進展処理２３２はステップ３２１において４次元ルンゲ・クッタルーチンが現在の積分ステップに収束したことを確認することによって続行し、その結果はステップ３２３においてプリントされる。進展処理は続いてステップ３２５において今完了した積分ステップが最終積分ステップであるか否かをチェックする。そうでなければ進展処理はステップ３１１に戻る。そうであれば、ステップ３２７において進展処理２３２はコンデンサの操作が正流であるか否かを検討する。そうであれば、コンデンサの端部における化学的および物理的パラメータは最終の４次元ルンゲ・クッタ積分ステップにおいて計算されたものに代えて全体の物質的バランスを鑑みて演算されたものにリセットされる。

コンデンサが逆流状態において操作されている場合にのみ繰り返し処理２３４（図１２）が行なわれる。進展処理２３２のステップ３０９によって要求されるようにコンデンサの底部における下方に移動する相を特徴づけるパラメータの最もよい推論値がこの繰り返し処理２３４によって与えられる。この繰り返し処理２３４においては必ず以前に推論されたパラメータと進展処理２３２の結果とを用いて標準的な補間法によってよりよい推論を得るようにしている。この繰り返し処理２３４においては前出のフォルシーゼ他（Forsythe et al.）（１９７７）から得られた方法が用いられている。

終了処理２３６において全てのファイルが閉じられ、進展処理２３２の最終実行に続く全ての表示機能を完了される。

図１４（ａ）および（ｂ）において、処理２３０は逆流の演算においてのみ用いられる。充填物を通る積分は底部から開始され、その場合の蒸気の状態は既知であるが液体の特性は未知であり、積分が継続されるためには一連の液体の特性を推論する必要がある。積分処理の終わりにおいては、充填の上部における液体のための入力値を特定の液体の導入特性にマッチするように計算する必要がある。まず処理２３０においては進展処理２３２がコンデンサの明細を数学的にブラケットするための流出する液体の特性に関する２組の推論値に基づいて２度行なわれる（進展Ｍａｘステップ２３２（ａ）および進展Ｍｉｎステップ２３２（ｂ））。進展処理２３２が２度行なわれたのち、ステップ３２９（図１４（ｂ））においてコンデンサの明細が実際にカッコでくくられたか否かがチェックされる。そうでなければプログラムの実行は中止される。そうであれば、処理２３０は続いて繰り返し処理２３４を行ない、コンデンサの底部における下方へ移動する相を特徴付けるパラメータの最もよい推論値を得る。処理２３０はさらに前述の進展処理２３２を行なうことによって続行する。進展処理２３２にしたがい、特定される液体の流入する特性と進展処理２３２において演算された特性とがステップ３３１において比較される。この比較はステップ３３３および３３５にプリントされる。処理２３０は続いてステップ３３７において特定された特性と演算された特性とが充分に近いか否かを検討する。そうであれば、ステップ３３９において全て収束のフラグが真となり、最終回の進展処理２３２が行なわれる。ステップ３３７において特定された特性と演算された特性とが充分に近くない場合、処理は繰り返し処理２３４に戻り、前述のようによりよい推論値を得るようにする。進展処理２３２の結果がステップ３３７における最近の推論の特定の精度内において一致するまで、繰り返し２３４および進展２３２の処理が連続的に行なわれる。

再度図１２を参照するに、接触媒体が逆流的に操作される場合には、計算モデルの実行は別の経路をたどる。逆流の操作の場合、接触媒体の底部におけるスチーム導入パラメータは数学的に既知であり、接触媒体の上部における冷却水パラメータも数学的に既知である。しかしながら、進展処理２３２は接触媒体の底部において開始され、一方向においてスライス毎に上に移動していくため、計算モデルは計算が始まるところでコンデンサの底部に存在する冷却水流れを表すための一連の推定された導出パラメータを必要とする（推論ステップ２３３）。一連の推定されるパラメータがなければ進展処理２３２において熱量、運動量、および接触媒体の第１の最も底部に近いスライスにおける２つの相間を移動する質量を計算するための規準がなく、よって熱量、運動量、および連続する相のあいだを移動する質量を計算するための規準がないことになる。

したがって再度図１２を参照するに、逆流の操作の場合、計算モデルにおいてはまず導出される冷却水の最大限（進展Ｍａｘステップ２３２ａ）と最小限（進展Ｍａｘステップ２３２ｂ）の条件を表す２組のデータ（それぞれの組が液体流速、溶解物収束および液体温度を含む）を生成し、これを用いて進展処理２３２において接触媒体の上部において演算された導入冷却水のパラメータと仮説されたものとを生成することができる。２組の仮説されたおよび演算された結果がユーザによって特定された値をひとまとめに扱う（bracket）するものではない場合、計算モデルは中止される。しかしながら２組の仮説されたおよび演算された結果がユーザによって特定された値をひとまとめに扱うものであるならば、繰り返し処理２３４を用いて導出冷却水パラメータの最もよい推論値を得る。繰り返し処理２３２によって採用された場合、この最もよい推論値は接触媒体の上部における演算された導入冷却水パラメータおよび仮説されたものがユーザによって特定されたものに正にマッチするものとなることが理想的である。実際には、１回目に完全なマッチングが行なわれることはなく、繰り返し処理２３４はさらに洗練された、進展処理２３２において採用された場合にユーザによって特定された値により近い演算された導入冷却水パラメータと仮説されたものとをもたらすような導出冷却水パラメータを生成するために繰り返し用いられる。演算された導入冷却水パラメータと仮設されたものとがユーザによって特定されたものに充分に近くなった場合（全て収束ステップ２３７）、導出冷却水パラメータの推論値は最適なものと考えられ、コンデンサ中における様々なパラメータの最終的な安定状態におけるプロフィールを得るべく、進展処理２３２の最終の実行が用いられる。これらのパラメータのプロフィールを用いてさらに計算モデルまたはユーザがコンデンサ全体における全体の熱量、運動量、質量および化学的組成物質バランス、究極的には熱力学的効率または全廃棄物排出などに関するコンデンサの動作のグローバルな測定などを演算することができる。

本発明は、以下の例によってさらに詳細に説明されるものであるが、これらの例は本発明を実施するための特定のモードを例示するためだけのものであって、請求の範囲により画定される本発明の範囲を限定するものではない。たとえば、これらの例において本発明の方法は特定の汚染除去システムについて例示するものであるが、当業者にとってこれら方法が多種多様な除去処理に適合すべく容易に変形され得ることは理解される。同様に、本発明の方法は蒸気および液体組成としてはスチームと冷却水について例示するものであるが、これら方法は数多くの蒸気および液体の組み合わせに適応されるものである。本発明は、よって特定の蒸気および液体組成に関係なく、直接接触型凝縮の物理的および化学的側面を分析するための方法の技術を提供するものである。

例示される地熱発電システムにおいて、ｍＶ_jは気相における要素の質量流量（ｋｇ／ｓ）を表すものであり、ｊ＝１はスチームであり、ｊ＝１..９は非凝縮性ガスであり、ｊ＞９は溶融したイオン種（ionic species）である。さらに、例示されるシステムにおいてｍＬ_jは液体混合物における要素の質量流量（ｋｇ／ｓ）を表すものであり、ｊ＝１は冷却剤（水）であり、ｊ＞１は溶融した非凝縮性ガスである；ｍＳ_kは液体流れにおける溶解物（蒸気圧力ではない）の質量流量（ｋｇ／ｓ）を表すものであり、ｋはその要素を表すものであり、Ｖ_j、Ｌ_jおよびＳ_jはそれぞれのモル流量をグラムモル／秒にて表すものである。最後に、例示される実施例においてｋ＝１であり、ｋは苛性ソーダを示す。

実施例
実施例１：直接接触型コンデンサの動作を推測するための方法
本発明による改良された直接接触型コンデンサ装置の動作は、蒸気・液体接触媒体２８、２９の構造的特性を含む様々な設備およびプロセスに関するパラメータに基づいて推測され最適化され得る。この分析にはいずれもが参照文献として本文において取り入れられているデー．バターワース アンド ジー．エフ．ヘビット「ツー−フェーズ フロー アンド ヒート トランスファー」、オックスフォード ユニバーシティ プレス、ハーベル サービシズ、オックスフォード（D.Butterworth and G.F.Hewitt Two-Phase Flow and Heat Transfer, Oxford University Press, Harwell Services, Oxford）（１９８９）およびデー．ブハラザン他、「ダイレクト−コンタクト コンデンサーズ フォー オープン−サイクル オーティーイーシー アプリケーションズ−モデル バリデーション ウィズ フレッシュ ウォーター エクスペリメンツ フォー ストラクチャード パッキングズ」、ソーラー エナジー リサーチ インスティチュート（D. Bharathan, et. al., Direct-Contact Condensers for Open-Cycle OTEC Applications−Model Validation with Fresh Water Experiments for Structured Packings, Solar Energy Research Institute）、ＳＥＲＩ／ＴＰ−２５２−３１０８（１９８８）において開示されている方法の変形例を含むものである。本件の分析においては以下のことを仮定している：
１）接触媒体２８、２９内における二相性の流れは別々の流れの状況に留まり、ガスと液体とは明確に定義された連続的な界面によって分離されている。
２）冷却剤と凝縮物とはよく混合されるため、膜内において同一の温度と溶融した非凝縮性ガス濃度とを有するものである。
３）エー．ピー．コルバーン アンド オー．エー．ホウゲン、「デザイン オブ クーラー コンデンサーズ フォー ミクスチャーズ オブ ベイパーズ ウィズ ノンコンデンシング ガシズ」、インダストリアル アンド エンジニアリング ケミストリー（A.P. Colburn and O.A.Hougen,“Design of Cooler Condersers for Mixtures of Vapors with Noncondensing Gases,”Industrial and Engineering Chemistry）、２６：１１７８−１１８２（１９３４）において開示されているように、界面におけるスチームの流速は組み合わされた伝熱および質量輸送プロセスによって支配されている。
４）ジー．アッカーマン「フォースチュンシェフト」、ナンバー３８２、ベルリン、ブイディーアイ−バーラッグ（G. Ackermann, Forschungsheft, No. 382, Berlin, VDI-Verlag）（１９３７）によって提供されている補正ファクターは界面における高い収束を反映するために蒸気側の輸送率と摩擦ファクターを調整するために用いられる。液体側の輸送率に関する同様の補正は不要である。
５）ティー．ケー．シェフィールド他、「マス トランファー」、マグローヒル、ニューヨーク（T.K.Sherwood, et.al., Mass Transfer, McGraw-Hill, New York）（１９７５）において開示されているように、非凝縮性ガスと蒸気との混合物による蒸気の分散は停滞膜理論を用いることによって演算される。
６）スチームと非凝縮性ガスとはよく混合されるため、名目上はＴ_Gとして称される同一のバルク温度の示度を有する。
７）コンデンサ中における凝縮スチーム流速に比べて冷却水流れから脱着されおよび／またはそれに吸収される非凝縮性ガスの流速は小さい、すなわちｗ_j(j>1)＜＜ｗ_j(j=1)。
８）冷却剤からの／冷却剤への非凝縮性ガスの脱着および吸収は分散の結果生じる。したがって、これらのプロセスのうちいずれもスチームと冷却剤とのあいだにおける自由な界面構造に影響を及ぼすものではない。
９）熱と質量との有効な輸送領域はａ_fａ_pで表され、ここにおいて
ａ_f＝有効な領域摩擦、０＜ａ_f＜１であり、および
ａ_p＝接触媒体２８、２９のための単位容積当たりの利用できる総表面積である。

Ａ．下方のスチーム流れチャンバー１８
界面温度
図１０において、凝縮スチーム流速ｗ_j(j=1)は停滞膜理論を用いて以下のように演算される：
Ｗ_j(j=1)＝ｋ_Gｌｎ［（１−ｙ_s,int）／（１−ｙ_s）］ （１−１）

なお、
ｋ_G＝蒸気／ガス混合物の質量輸送係数（ｋｇ／ｍ²ｓ）、
ｙ_s＝バルク混合物における蒸気のモルフラグメント、および
ｙ_s,int＝界面における蒸気のモルフラグメント
である。

冷却剤への熱流速には、ガス混合物からの知覚できる熱と凝縮からの潜熱とが含まれる。界面におけるスチーム流速と全体の熱流速とはコルバーン・ハウゲン式を用いて演算される：
ｈ_L（Ｔ_int−Ｔ_L）＝ｈ_G（Ａｃｋ_h）（Ｔ_G−Ｔ_int）＋ｈ_fgｗ₁ （１−２）

なお、
ｈ_L＝液体側の伝熱係数（ｋＷ／ｍ²Ｋ）、
ｈ_G＝蒸気／ガス混合物の伝熱係数（ｋＷ／ｍ²Ｋ）、
ｈ_fg＝界面温度から演算された凝縮の潜熱（ｋＪ／ｋｇ）、
Ｔ_L＝液体の温度、
Ｔ_int＝界面温度、および
Ｔ_G＝蒸気／ガス混合物の温度
である。

Ａｃｋ_hとは、界面における高い流速を補正するために用いられる伝熱におけるアッカーマンの補正ファクターを示す（ジー．アッカーマン「フォースチュンシェフト」、ナンバー３８２、ベルリン、ブイディーアイ−バーラッグ（G. Ackermann, Forschungsheft, No. 382, Berlin, VDI-Verlag）（１９３７））。Ａｃｋ_hは以下のように演算される：
Ａｃｋ_h＝Ｃ_o／［１−ｅｘｐ（−Ｃ_o）］ （１−３）

なお、
Ｃ_o＝ｗ₁Ｃ_ps／ｈ_G、および
Ｃ_ps＝スチームの比熱（ｋＪ／ｋｇＫ）
である。

界面温度Ｔ_intは輸送係数ｈ_L、ｈ_G、ｋ_Gを前記式１−１〜１−３に当てはめることよよって得られる。

輸送流速
冷却剤への、またはそれからの非凝縮性ガスの吸収および脱着は主に液体膜における分散抵抗によって制御されていると考えられている。冷却剤からの非凝縮性ガスｗ_j(j>1)は以下の式によって演算される：
ｗ_j(j>1)＝ｋ_Lj（Ｘ_j ^*−Ｘ_j） （１−４）

なお、
ｋ_Lj＝ｊ番目の要素の液体側質量輸送係数（ｋｇ／ｍ²ｓ）、
Ｘ_j＝バルク冷却剤における元素の状態における非凝縮性ガスの質量フラグメント、および
Ｘ_j ^*＝蒸気／ガス混合物における液体膜に隣接する非凝縮性ガスのｊ番目の要素の部分圧の均衡値
である。

冷却剤における非凝縮性ガスの溶融したｊ番目の要素の均衡値はヘンリーの法則に支配されており、以下の
ｙ_j ^*＝ｐｐ_j／Ｈｅ_j （１−５）
が満たされる。

なお、
ｙ_j ^*＝均衡状態における非凝縮性ガスのモルフラグメント、
ｐｐ_j＝膜に隣接した非凝縮性ガスの均衡部分圧、および
Ｈｅ_j＝通常冷却剤の温度の関数であるヘンリーの法則の定数
である。

プロセス式
プロセス式は、質量、運動量および下方の流れチャンバー１８の横断面にわたるエネルギーバランスから微分によって導かれている。これらバランスはブハラザン他（Bharathan, et.al.）（１９８８）において開示されているように演算される。以下の式においてｎ＝９である。

ａ．質量バランス
スチームおよび／または非凝縮性気体要素流れ：
ｄ（ｍＶ_j）／ｄｚ＝−ｗ_jａ_fａ_pＡ， （ｊ＝１..ｎ） （１−６）
冷却剤における冷却剤の流れおよび／または非凝縮性ガス：
ｄ（ｍＬ_j）／ｄｚ＝−ｄ（ｍＶ_j）／ｄｚ， （ｊ＝１..ｎ） （１−７）
冷却剤における溶解物の残留物、すなわち
ｄ（ｍＳ_k）／ｄｚ＝０ （ｋ＝１） （１−８）

ｂ．運動量およびエネルギーバランス
コンデンサの熱負荷：
ｄＱ／ｄｚ＝ｈ_L（Ｔ_int−Ｔ_L）ａ_fａ_pＡ （１−９）
水の温度：
ｄ（Ｔ_L）／ｄｚ＝（１／ΣｍＬ_jＣ_pj）ｄＱ／ｄｚ （１−１０）

スチームと非凝縮性ガス混合物の温度および圧力：

なお、
ρは蒸気／ガス混合物の濃度、
ｕは蒸気／ガス混合物の表面速度、
Ｒはユニバーサルガス係数、および
Ｃ_pGは蒸気／ガス混合物の比熱
であり、
ｂ₁＝［−ｈ_GＡｃｋ_h（Ｔ_G−Ｔ_int）ａ_fａ_pｅｘｐ（−Ｃ_o）＋ｕ_bulkτ_intａ_p
−（ρ_G−ρ_ref）ｇｕ−（ΣｍＶ_j）'ｕ］／（ΣｍＶ_jＣ_pj） （１−１３）
ｂ₂＝−τ_intａ_p−（ρ_G−ρ_ref）ｇ−ρ_Gｕｕ' （１−１４）
（式１−１４）であって
（ΣｍＶ_j）'＝ガス荷重の変化率 ｄＧ／ｄｚ（ｋｇ／ｍ³ｓ）、
τ_intａ_p＝以下のように表される摩擦項：
１／２ρ_G（Ｕ_G,eff±Ｕ_L,eff）²ｆ｛（Ａｃｋ_f）ａ_fａ_p＋（１−ａ_f）ａ_p｝（Ｎ／ｍ³）

なお、
Ｕ_G,eff＝充填物を通過する有効な蒸気／ガス混合物の速度（ｍ／ｓ）、
Ｕ_G,eff±Ｕ_L,eff＝相対的なガス速度（ｍ／ｓ）、
ｆ＝摩擦ファクター、
Ａｃｋ_f＝以下のように表される質量の高い流速のためのアッカーマン摩擦補正ファクター：
（２ｗ₁／Ｇｆ）／［１−ｅｘｐ（−２ｗ₁／Ｇｆ）］

なお
Ｇ＝表面における蒸気／ガス混合物の荷重（ｋｇ／ｍ²ｓ）
である。

なお、摩擦項については、利用可能な表面積の無効なフラグメントもまた圧力損失につながるものである。アッカーマン補正は質量の輸送が行なわれる場合にのみ適用される、すなわち全ての圧力損失は界面せん断変形によってもたらされることと仮定した場合、摩擦面積ａ_fａ_pにおいて行なわれる。これら前記の式は抗力の結果としてわずかに摩擦が起こることと仮定している。式１−１１および１−１２はスチームおよび非凝縮性ガス混合物における温度と圧力の関係を反映したものである。

式１−６〜１−１２はコンデンサの垂直軸に沿って積分され、スチーム、非凝縮物、冷却剤の流量および安定した状態における温度と圧力とにおける変化を演算するために用いられる。これらの式によってスチームおよび非凝縮性ガス混合物における部分圧および温度を個別に評価することができる。各ステップの終わりにおいて、化学的種の分布、ｍＬ_j（ｊ＝１０..２５）が実施例２において説明される過程を用いて演算される。

Ｂ．上方のスチーム流れチャンバー２０
上方のスチーム流れチャンバーにおける初期状態では、一般的に液体の流れはコンデンサの上部にあり、ガス流れがその底部にある。しかしながらチャンバー２０の作業を評価するために積分は底部から開始され、その場合冷却剤の温度、流量、および溶融した非凝縮性ガス含有量に関する推定値を必要とする。これら推定値は特定の値とコンデンサの上部における演算された冷却剤の導入条件に（容認できる誤差の範囲内において）合うように繰り返し更新される。この例において示される応用例においては、約１７回繰り返すと冷却剤導入口における全ての変数を合わせることができる。

プロセス式
上方のスチーム流れの分析は下方の流れのものと、液体がマイナスの「ｚ」方向に流れるという点を除いては同様である。前述のように、積分はコンデンサの底部から開始される。質量、運動量、およびエネルギーバランスは式１−１５〜１−１９に基づいて演算される。

質量バランス
スチームおよび／または非凝縮性気体要素流れ：
ｄ（ｍＶ_j）／ｄｚ＝−ｗ_jａ_fａ_pＡ， （ｊ＝１..ｎ） （１−１５）
冷却剤における冷却剤の流れおよび／または非凝縮性ガス：
ｄ（ｍＬ_j）／ｄｚ＝ｄ（ｍＶ_j）／ｄｚ， （ｊ＝１..ｎ） （１−１６）
冷却剤における溶解物の残留物、すなわち
ｄ（ｍＳ_k）／ｄｚ＝０ （ｋ＝１） （１−１７）

運動量およびエネルギーバランス
コンデンサの熱負荷：
ｄＱ／ｄｚ＝ｈ_L（Ｔ_int−Ｔ_L）ａ_fａ_pＡ （１−１８）
水の温度：
ｄ（Ｔ_L）／ｄｚ＝（１／ΣｍＬ_jＣ_pi）ｄＱ／ｄｚ （１−１９）

これらの式によって冷却水の導出口における水の温度、流量および溶融した非凝縮性ガス含有量を推測することによってコンデンサの高さに沿って積分を行なうことが可能となる。各ステップの終わりにおいて、化学的種の分布、ｍＬ_j（ｊ＝１０..２５）が実施例２において説明される過程を用いて演算される。コンデンサの上部において正確な水の流れ条件を合わせるために繰り返しが必要となる。

Ｃ．接触媒体
蒸気流れｄ_eqの流体直径は単位ペリメータ当たりの流れ面積の４倍である。蒸気の流れｄ_eqは以下のようにブラボ他（Bravo et al.）（１９８５）に基づいて演算される：
ｄ_eq＝Ｂｈ／［１／（Ｂ＋２Ｓ）＋１／２Ｓ］ （１−２０）

蒸気の流れｄ_eqはしたがって図４および５において示されている三角形およびひし形形状を呈する通路の流体直径の相加平均である。ブラボ他（Bravo et al.）（１９８５）の推測に基づくと、接触媒体の単位容積当たりの利用できる表面積は約４／ｄ_eq（ｌ／ｍ）である。

固体の板から形成される接触媒体において、隣接する板とのあいだの接触面積（すなわち接着されたまたは溶接された面積）は利用できる面積の損失を表す。板の厚みによって利用できる容積と無効なフラグメントとにおける小さいながらも完全な減少を意味する。この無効なフラグメントは以下の式によって推測される：
ε＝１−４ｔ／ｄ_eq （１−２０．１）

なお、ｔは板の厚みを表す（ｍ）。

接触損失が利用できる総面積のパーセントとしてＣ_Lossと表される場合、単位容積当たりの利用できる表面積は以下のように演算される：
ａ_p＝（１−Ｃ_Loss／１００）４ε／ｄ_eq（１／ｍ） （１−２１）

輸送の相互関係
輸送の相互関係は、ブラボ他（Bravo et al.）、（１９８５）のものが液体の高い荷重（Ｌ）に対応するように変形されて適応されている。本発明の実施例において、Ｌは約３０ｋｇ／ｍ²ｓであり、これに対してブラボ他（Bravo et al.）、（１９８５）におけるＬは約２．８ｋｇ／ｍ²ｓである。

ａ．液体側の相互関係
（１）質量輸送
図７および８において、冷却液は重力によって流れ表面１５０に沿って膜として流れている。固体の板から形成される接触媒体においては、輸送プロセスに関連するのは利用できる表面積のうちのフラグメントａ_f（０＜ａ_f＜１）のみである。傾斜している表面上の液体流れは「開放管路」の流れと同等であるため、有効な液体・膜厚と水の流れの速度を推定するためにマニングの公式が用いられる（ジェー．イー．エー．ジョーン アンド ダブリュー．エル．ハーバーマン、「イントロダクション ツー フルード メカニックス」、プレンティス−ホール、イングルウッド クリフズ、エヌジェー（J.E.A. John and W.L. Haberman, Introduction to Fluid Mechanics, Prentice-Hall, Englewood Cliffs, NJ）（１９８０））。傾斜した滑らかな表面において、水の速度は以下の式によって演算される（ＳＩ単位において表されている）：
Ｕ_L,eff＝０．８２０δ^2/3（ｓｉｎα）^1/2／ｎ （ｍ／ｓ）， （１−２２）

なお、
α＝図６において示されるように水平に対する表面の変形された傾斜、
ｎ＝マニングの荒さ係数（＝滑らかな表面においては０．０１０）、
δ＝膜厚（ｍ）
である。

ｎが０．０１０（滑らかな表面）である場合、以下の式が適応される：
δ＝［Γ／（８２ρ_L（ｓｉｎα）^1/2）］^3/5 （１−２３）

なお、
Γ＝単位充填物の長さにおける単位表面積当たりの水の流れであり、
ρ_LＵ_L,effδ＝Ｌ／ａ_fａ_p（ｋｇ／ｍ ｓ）と等しく、
ここにおいてＬは表面上の液体荷重（ｋｇ／ｍ²ｓ）である。なお、式１−２２および１−２３（メータ単位）は乱流である水の流れの場合に適応される。

液体の更新が行なわれる典型的な距離は傾斜側面Ｓにおいてであり、これは波形（Ｓ'）の斜面θによって変形されており、ここにおいて
Ｓ'＝［（Ｂ／２ｃｏｓθ）²＋ｈ²］^1/2、および （１−２４）
ｓｉｎα＝Ｂ／（２Ｓ'ｃｏｓθ）． （１−２５）
である。

局地的な液体側の質量輸送係数は以下のように演算される：
ｋ_Lj＝２ρ_L（Ｄ_LjＵ_L,eff／πＳ'）^1/2 （１−２６）

なお、
Ｄ_Lj＝水に対するｊ番目の非凝縮性ガスの分散性（ｍ²／ｓ）、
Ｕ_L,eff＝有効な液体膜速度（ｍ／ｓ）、
Ｓ'＝液体の更新が行なわれる距離（ｍ）、および
ｋ_Lj＝ｊ番目の要素の液体側質量輸送係数（ｋｇ／ｍ²ｓ）
である。

式１−２６はジェー．エル．ブラボ他、「ハイドロカーボン プロセッシング」（J.L. Bravo, et. al, Hydrocarbon Processing）、ｐｐ．４５−５９（１９８５）によって応用されたアール．ヒグビー、「アルケ トランス．」（R. Higbie, AlChE Trans.）（１９３５）の浸透性の理論に基づいているが、式１−２６におけるＵ_L,effがブラボ他（Bravo, et. al.）における垂直表面における層流ではなく、傾斜面における乱流の水の流れを反映している点において異なっている。また、式１−２６における更新距離Ｓ'は、ブラボ（Bravo）においてはθに左右されない短い距離Ｓであるに対してθによって左右される。

（２）伝熱
液体側の伝熱係数は以下のように定義されるチルトン・コルバーンの相似関係を用いて評価される（チルトン、ティー．エッチ．アンド エー．ピー．コルバーン、「インダストリアル アンド エンジニアリング ケミストリー」（Chilton, T.H. and A.P. Colburn, Industrial and Engineering Chemistry）、２６：１１８３−１１８７（１９３４））：
ｈ_L／ｋ_LjＣ_pL＝（Ｓｃ_Lj／Ｐｒ_L）^1/2 （１−２７）

なお、
ｈ_L＝液体側伝熱係数（ｋＷ／ｍ²Ｋ）、
ｋ_Lj＝ｊ番目の非凝縮性要素の液体側質量輸送係数（ｋｇ／ｍ²ｓ）、
Ｃ_pL＝液体の比熱（ｋＪ／ｋｇＫ）、
Ｓｃ_Lj＝液体のｊ番目の非凝縮性要素のシュミット数、および
Ｐｒ_L＝液体のプラントル数
である。

ｂ．ガス側の相互関係
（１）質量輸送
局地的な蒸気／ガス混合物の質量輸送係数はウェットウォールコラム構造に基づいている。ブラボ他（Bravo, et. al.）（１，９８５）によると、蒸気／ガス混合物のシャーウッド数は以下のように表される：
Ｓｈ_G＝０．０３３８（Ｒｅ_G）^4/5（Ｓｃ_G）^1/3 （１−２８）

なお、
Ｓｈ_G＝ｋ_G ｄ_eq／ρ_G Ｄ_G、
Ｒｅ_G＝ｄ_eqρ_G（Ｕ_G,eff±Ｕ_L,eff）／μ_G（相対的な速度に基づいている）、
Ｓｃ_G＝μ_G／ρ_G Ｄ_G、
ｋ_G＝蒸気／ガス混合物の質量輸送係数（ｋｇ／ｍ²ｓ）、
Ｄ_G＝混合物における蒸気の分散性（ｍ²ｓ）、および
μ_G＝蒸気／ガス混合物の力学的粘度（ｋｇ／ｍ ｓ）
である。

有効なガスの速度Ｕ_G,effは表面の蒸気／ガス混合物荷重Ｇ（ｋｇ／ｍ²ｓ）と、充填物の無効フラグメントε、および流れ通路の傾斜θの関数であり、以下のようになる：
Ｕ_G,eff＝Ｇ／ρ_Gεｓｉｎθ （１−２９）

（２）伝熱
局地的な蒸気／ガス混合物の伝熱係数はチルトン・コルバーン（１９３４）の相似関係を用いて評価される：
ｈ_G／ｋ_GＣ_pG＝（Ｓｃ_G／Ｐｒ_G）^2/3 （１−３０）

なお、
ｈ_G＝蒸気／ガス混合物の伝熱係数（ｋＷ／ｍ²Ｋ）、
Ｃ_pG＝蒸気／ガス混合物の比熱（ｋＪ／ｋｇＫ）、
Ｓｃ_G＝混合物における蒸気のシュミット数、および
Ｐｒ_G＝蒸気／ガス混合物のプランドル数
である。

（３）ガス摩擦
局地的なガス摩擦は前出のブラボ他（Bravo et al.）（１９８６）によって演算され、この場合構造上の充填物は６から１０の重ね合わせた板からなり、それぞれが水平に対して９０°回転されていた。乾いた状態におけるこのような重ね合わせにおける圧力損失はブラボ他（Bravo et al.）によって以下のように表されている：
ｆ＝（０．１７１＋９２．７／Ｒｅ_s） （１−３１）

なお、
Ｒｅ_s＝長さＳに基づく蒸気／ガス混合物のレイノルズ数
である。

モデル上の推論の際、「局地的な摩擦」の係数は以下のように表される：
ｆ＝０．１７１＋（９２．７／Ｒｅ_G） （１−３２）
また、ダーシー・バイスバッハの式においては
ΔＰ＝ｆＬｑ／ｄ_eq （１−３３）
となり、この場合
ｑ＝蒸気／ガス混合物の力学的圧力
である。

Ｄ．積分スキーム
前記において説明されたプロセスの各式は４次元ルンゲ・クッタ積分スキームを用いて積分される。下方のスチーム流れの場合、スチームと水の流れの表面上の方向に沿って積分が行なわれる。積分ステップは以下のように概要される：
１．スチーム・非凝縮性ガス混合物と液体・非凝縮物質の溶融物との基本的な特性（混合物の濃度、粘度、相互分散性および熱伝導性）を評価する。
２．初期の局地的な流量に基づいて有効な液体・ガス混合物の速度を評価する。
３．局地的な液体・ガス混合物のレイノルズ値、プランドル値およびシュミット値とを用いて選択的な相互関係に基づいて局地的なナッセルト値およびシャーウッド値を推論する。
４．コルバーン・ハウゲン式を用いて局地的な伝熱係数と質量輸送係数とに基づいて界面温度を演算せよ。このステップはジー．イー．フォルシーゼ他、「コンピュータ メソッド フォー マシマティカル コンピュテーションズ」、プレンティス−ホール、イングルウッド クリフス、エヌジェー（G.E. Forsythe, et.al., Computer Methods for Mathematical Computations, Prentice-Hall, Englewood Cliffs, NJ）（１９７７）において開示されるゼロインサブルーチンを応用している。
５．界面温度を用いて局地的な状態の変数の一連の導関数を演算する。
６．局地的な導関数を用いてステップの終わりにおいて状態の条件を演算せよ。下方のスチーム流れの場合、特定のコンデンサの高さか局地的な上記の飽和温度が水の温度よりも０．０２℃高くなる高さに積分する。

上方のスチーム流れの場合、水とスチームとの導入条件はそれぞれコンデンサの上部と底部に対応する。コンデンサの対向する端部における条件をマッチさせるためにプロセスを繰り返す。プロセスの各式は、水の一連の状態値を推定することによってコンデンサの底部から積分される。下方のスチーム流れの場合と同様、積分は底部から上部にかけて行なわれる。演算された上部における水の条件は特定の水の導入条件（温度、流量、および溶融した非凝縮性ガスの濃度）と比較される。必要であれば、そのほかの底部における一連の水の条件の推定を行ない、積分ステップが繰り返される。この処理は前出のフォルシーゼ他（Forsythe et al.）（１９７７）に開示されるようなゼロインサブルーチンを変形したものを用いて繰り返される。演算された水の温度と特定されたものとがコンデンサの上部において±０．０１℃の差になるまで繰り返しが行なわれる。本例において示されているアプリケーションにおいて、上方のスチーム流れにおけるコンデンサの操作条件としては、収束までには通常１７回の繰り返しが必要となる。積分ステップのサイズは通常２．５ｃｍで充分である。

実施例２：地熱スチーム凝縮の化学的アスペクト
地熱水源スチームは通常様々な非凝縮性ガスを含有している。表１において「モノグラフ オン ザ ゲイサーズ ジオサーマル フィールド」、シー．ストーン（イーディー．）、ジオサーマル リゾーシズ カウンシル、デイビス、カリフォルニア州）（Monograph on the Geysers Geothermal Field, C. Stone (Ed.), Geothermal Resources Council, Davis, CA）（１９９２）から凝縮されたザ ゲイサーズ（The Geysers）からのスチームにおける非凝縮性ガスの濃度の幅（ｐｐｍ質量）が示されている。

これらのガスのうち、硫化水素（Ｈ₂Ｓ）がこれらに関する規制が発電所からの廃棄物を支配しているためとくに重要である。現在の規制によると、地熱スチームによる発電によるＨ₂Ｓの廃棄量はグロスＭＷｈあたり２００グラムとなっている。

これらガスに加えて、コンデンサにおいて生じるその他の非凝縮性ガスとしては、通常発電所における低圧セクションから漏れ出すことによって生じる酸素または窒素がある。直接接触型コンデンサにおける冷却水はこれら非凝縮性ガスに晒され、水に吸収される可能性があるため、これらのガスもまた湿式冷却塔から大気中に放出される可能性がある。したがって、コンデンサの設計においてガスの吸収および脱着の動力学についてとくに注意を払う必要がある。

本例においてこれらガスおよび冷却液におけるその他の、たとえば苛性ソーダ（ＮａＯＨ）または硫酸など、発電所からＨ₂Ｓを廃棄する際に緩和する目的で通常含まれる化学物質をコンデンサ中に亘って追跡するための方法が提案されている。

表２において地熱スチーム中に通常存在する８つの非凝縮性ガスが本方法において使用されるそれぞれの符号とともに示されている。

前記非凝縮性ガスに加え、冷却水中にはＮａＨＯが存在するものと推定される。さらに本例においては、固形硫黄（Ｓ°）の凝結と、可溶性を有するチオ硫酸塩（Ｓ₂Ｏ₃ ^-）への変換とを促進するために鉄キレート（ＦｅＨＥＥＤＴＡ）が水蒸気に加えられている。チオ硫酸塩は触媒として作用するため、その作用は以下の化学分析の詳細において直接的には考慮されていない。

非凝縮性ガスのうち３つ（ＣＨ₄、Ｈ₂およびＮ₂）は、水性溶液において不活性であると考えられている。その他のガスは溶液に入りこみその他の溶融物または反応物を形成すべく反応する。基本的な反応は以下のとおりである：
Ｒ−１． ＮＨ₃＋Ｈ₂Ｏ＝ＮＨ₄ ⁺＋ＯＨ^-
Ｒ−２． ＮＨ₃＋ＨＣＯ₃ ^-＝ＮＨ₂ＣＯＯ^-＋Ｈ₂Ｏ
Ｒ−３． Ｈ₂Ｓ＝Ｈ⁺＋ＨＳ^-
Ｒ−４． ＨＳ^-＝Ｈ⁺＋Ｓ^-
Ｒ−５． ＳＯ₂＋Ｈ₂Ｏ＝Ｈ⁺＋ＨＳＯ₃ ^-
Ｒ−６． ＨＳＯ₃ ^-＝Ｈ⁺ＳＯ₃ ^-
Ｒ−７． Ｓ^-＋２Ｈ⁺＋０．５Ｏ₂＝Ｓ＋Ｈ₂Ｏ
Ｒ−８． Ｓ＋ＳＯ₃ ^-＝Ｓ₂Ｏ₃ ^-
Ｒ−９． ＨＳＯ₃ ^-＋０．５Ｏ₂＝ＨＳＯ₄ ^-
Ｒ−１０． ＳＯ₃ ^-＋０．５Ｏ₂＝ＳＯ₄ ^-
Ｒ−１１． ＣＯ₂＋Ｈ₂Ｏ＝Ｈ⁺＋ＨＣＯ₃ ^-
Ｒ−１２． ＨＣＯ₃ ^-＝Ｈ⁺＋ＣＯ₃ ^-
Ｒ−１３． ＮａＯＨ＝Ｎａ⁺＋ＯＨ^-
Ｒ−１４． Ｈ₂Ｏ＝Ｈ⁺＋ＯＨ^-

前記の反応において導入されるＨ₂Ｓは、ブローダウンおよび再注入される流れにおいては拒否される可溶性を有するＳ₂Ｏ₃ ^-に変換する。ＮａＯＨは水流れに加えられて後部コンデンサに入り、バーナーにおいてＳＯ₂に変換された発散されたＨ₂Ｓの量を制御する。このような制御は、Ｓ₂Ｏ₃ ^-を拒否する場合にＳＯ₂のＨ₂Ｓに対する適切な量を得るために必要となり得る。

１．ガス・液体の均衡
ガス・液体の均衡の演算は、その全文が参考文献として本文において取り入れられているケー．カワズイシ アンド ジェー．エム．プラウスニッツ、「インド．エング．ケム．レス．」（K. Kawazuishi and J.M. Prausnitz, Ind. Eng. Chem. Res.）、２６（７）：１４８２−１４８５（１９８７）から得ている。ここにおいて説明される方法は以下のことを前提としている：
１．コンデンサにおける操作圧力は充分に低いため、気相における元素の相互作用は無視することができる。気相間における相互作用による導関数を表す全ての気相種の揮発性係数は全ての種に対して相互作用を伴わず、一律であるように設定される（アール．ナカムラ他、「インド．エング．ケム．プロセシズ デス．デブ．」（R. Nakamura, et. al., Ind. Eng. Chem. Processes Des. Dev.）、１５（４）：５５７−５６４（１９７６））。
２．ガス・液体混合物における溶融物は均衡状態にある、すなわちこれらの要素が化学的均衡状態に達する率は非凝縮性ガスにおけるガスと液体とのあいだの質量輸送率よりも明らかに早いものである。長期的な作用については、各反応Ｒ−１〜Ｒ−１４のそれぞれが均衡レベルに達し、短期的な作用についてはＲ−７およびＲ−８に関しては抑制されている。

弱い電解液におけるガス・液体均衡に関する従来のレポートにはたとえばティー．ジェー．エドワーズ他、「アルケ ジャーナル」（T.J. Edwards, et al., AlChE Journal）、２１（２）：２４８−２５９（１９７５）、ティー．ジェー．エドワーズ他、「アルケ ジャーナル」（T.J. Edwards, et al., AlChE Journal）、２４（６）：９６６−９７６（１９７８）、ディー．ベウトラー アンド エッチ．レノン、「インド．エング．ケム．プロセシズ デス．デブ．」（D.Beutler and H. Renon, Ind. Eng. Chem. Processes Des. Dev.）１７（３）：２２０−２３０（１９７８）、およびイー．エム．ポウリコウスキ他、「インド．エング．ケム．プロセシズ デス．デブ．（E.M. Pawlikowski, et al., Ind. Eng. Chem. Processes Des. Dev.）、２１（４）：７６４−７７０（１９８２）などがあり、いずれもの全文が参考文献として本文において取り入れられている。

これら参考文献に基づいて、様々な反応における分離均衡係数は温度の関数として表される：
ｌｎＫ＝Ａ₁／Ｔ＋Ａ₂ｌｎＴ＋Ａ₃Ｔ＋Ａ₄ （２−０．１）
ここにおいてＡは、前出のケー．カワズイシ アンド ジェー．エム．プラウスニッツ（K. Kawazuishi and J.M. Prausnitz）（１９８７）において報告されているように特定の種の均衡定数である。（水を除く）全ての種の活性は重量モル濃度（水に対するｍｏｌｅｓ／ｋｇ）として表され、水の活性はモル比で表される。

反応Ｒ−２およびＲ−８における均衡定数はｋｇ／ｍｏｌｅの単位において表されており、Ｒ−９およびＲ−１０の単位はｋｇ^0.5／ｍｏｌｅ^0.5であり、Ｒ−７の単位はｋｇ^2.5／ｍｏｌｅ^2.5であり、Ｒ−１４の単位はｍｏｌｅ²／ｋｇ²である。その他の全ての反応において、均衡定数の単位はｍｏｌｅ／ｋｇである。全ての均衡定数は温度が０℃から少なくとも１００℃までの範囲にあるものに適応する。

元素の非凝縮性種の可溶性はヘンリーの定数を用いて表され、温度の影響を含むものとする：
ｌｎＨ＝Ｂ₁／Ｔ＋Ｂ₂ｌｎＴ＋Ｂ₃Ｔ＋Ｂ₄ （２−０．２）

なお、Ｂは様々な非凝縮性種のヘンリーの定数であり（バール ｍｏｌｅ／ｋｇ）、Ｔはケルビン度数における温度である。

直接接触型コンデンサの化学的動作を推論する場合、ｍＶ_jは蒸気流れにおける非凝縮性ガスの総量を表し、ｊの２から９は（表２を参照するに）単位コンデンサ平面積毎の質量流れの単位におけるものであり（ｋｇ／ｍ²ｓ）、ｊ＝１はスチームを表す。

同様に、ｍＬ_jは液体流れにおける溶融した非凝縮性ガスの総量を表し、ｊの２から９は（表２を参照するに）単位コンデンサ平面積毎の質量流れの単位におけるもの（ｋｇ／ｍ²ｓ）であり、符号ｊ＝１は冷却水プラス凝縮物である。なお、非凝縮性ガスは表２において符号にて示される。

水性溶融物において溶解している種（たとえばＮａＯＨ）は溶解物として分類され、ｍＳ_kと称されて単位コンデンサ平面積毎の質量流れの単位（ｋｇ／ｍ²ｓ）で表される。本例において、１つの溶解種のみが存在していると仮定されている。

液体におけるその他のイオン系および元素種はｍＬ_jと称され、ｊは１０から２５である。これら元素およびイオン系種の符号は以下の表３において示されている：

２．質量バランス式
イオン系種、添加された化学物質および凝結物の質量バランス式は以下のとおりである：
Ｔｏｔａｌ ｍ_CO2＝ｍ_CO2＋ｍ_HCO3-＋ｍ_CO3--＋ｍ_NH2COO- （２−１）
Ｔｏｔａｌ ｍ_H2S＝ｍ_H2S＋ｍ_HS-＋ｍ_S--＋ｍ_S＋ｍ_S203-- （２−２）
Ｔｏｔａｌ ｍ_NH3＝ｍ_NH3＋ｍ_NH4+＋ｍ_NH2COO- （２−３）
Ｔｏｔａｌ ｍ_CH4＝ｍ_CH4 （２−４）
Ｔｏｔａｌ ｍ_H2＝ｍ_H2 （２−５）
Ｔｏｔａｌ ｍ_N2＝ｍ_N2 （２−６）
Ｔｏｔａｌ ｍ_O2＝ｍ_O2＋０．５ｍ_S＋０．５ｍ_HSO4-＋０．５ｍ_SO4--＋０．５ｍ_S2O3-- （２−７）
Ｔｏｔａｌ ｍ_SO2＝ｍ_SO2＋ｍ_HSO3-＋ｍ_SO3-＋ｍ_HSO4-＋ｍ_SO4--＋ｍ_S2O3-- （２−８）

式２−１〜２−８において、液体における不活性ガスの元素濃度は、液体界面に隣接するその部分圧に以下のように関連するものである：
ｍ_iγ_iＨ_i＝ｙ_iψ_iＰ

なお、γおよびψはそれぞれ液体活性係数およびガス揮発性係数である。前述のように、本文の分析においては気相の揮発性係数は全て一律に設定されている。

ＮａＯＨの質量バランス式は以下の通りである：
Ｔｏｔａｌ ｍ_NaOH＝ｍ_NaOH＋ｍ_Na+ （２−９）
水の質量バランス式は以下のとおりである：
Ｔｏｔａｌ ｍ_H2O＝ｍ_H2O−｛ｍ_OH-−ｍ_Na+｝
−｛ｍ_CO3--＋ｍ_HCO3-＋ｍ_SO3-＋ｍ_HSO3-
＋ｍ_SO4--＋ｍ_HSO4-＋ｍ_S2O3--＋ｍ_NH4+−ｍ_NH2COO-｝ （２−１０）

以下の式が様々な均衡反応定数を表すものである：
ｌｎＫ₁＝ｌｎ（ａ_NH4+）＋ｌｎ（ａ_OH-）−ｌｎ（ａ_NH3） （２−１１）
ｌｎＫ₂＝ｌｎ（ａ_NH2COO-）−ｌｎ（ａ_HCO3-）−ｌｎ（ａ_NH3） （２−１２）
ｌｎＫ₃＝ｌｎ（ａ_H+）＋ｌｎ（ａ_HS-）−ｌｎ（ａ_H2S） （２−１３）
ｌｎＫ₄＝ｌｎ（ａ_H+）＋ｌｎ（ａ_S--）−ｌｎ（ａ_HS-） （２−１４）
ｌｎＫ₅＝ｌｎ（ａ_H+）＋ｌｎ（ａ_HSO3-）−ｌｎ（ａ_SO2） （２−１５）
ｌｎＫ₆＝ｌｎ（ａ_H+）＋ｌｎ（ａ_SO3--）−ｌｎ（ａ_HSO3-） （２−１６）
ｌｎＫ₇＝ｌｎ（ａ_S）−ｌｎ（ａ_S-）−２ｌｎ（ａ_H+）−０．５ｌｎ（ａ_O2） （２−１７）
ｌｎＫ₈＝ｌｎ（ａ_S2O3--）−ｌｎ（ａ_SO3--）−ｌｎ（ａ_S） （２−１８）
ｌｎＫ₉＝ｌｎ（ａ_HSO4--）−ｌｎ（ａ_HSO3-）−０．５ｌｎ（ａ_O2） （２−１９）
ｌｎＫ₁₀＝ｌｎ（ａ_SO4--）−ｌｎ（ａ_SO3--）−０．５ｌｎ（ａ_O2） （２−２０）
ｌｎＫ₁₁＝ｌｎ（ａ_H+）＋ｌｎ（ａ_HCO3-）−ｌｎ（ａ_CO2） （２−２１）
ｌｎＫ₁₂＝ｌｎ（ａ_H+）＋ｌｎ（ａ_CO3--）−ｌｎ（ａ_HCO3-） （２−２２）
ｌｎＫ₁₃＝ｌｎ（ａ_Na+）＋ｌｎ（ａ_OH）−ｌｎ（ａ_NaOH） （２−２３）
ｌｎＫ₁₄＝ｌｎ（ａ_H+）＋ｌｎ（ａ_OH-）−ｌｎ（ａ_H2O） （２−２４）

溶解物の電気的中性率以下のとおりである：
ｍ_NH4＋ｍ_H+＋ｍ_Na+＝ｍ_OH-＋ｍ_NH2COO-＋ｍ_HS-＋ｍ_HCO3-＋ｍ_HSO3-＋ｍ_HSO4-
＋２ｍ_CO3--＋２ｍ_SO3--＋２ｍ_SO4--＋２ｍ_S2O3-- （２−２５）

全ての種ｊのための活性は
ａ_j＝γ_jｍ_j
で表され、２５種のうちそれぞれの活性係数γは以下のように与えられる：

なお、
Ｚ_j＝種のためのチャージ数、
Ｉ＝溶解物のイオン強度＝Σｍ_jｚ_j ²／２、
β_jk＝４つの種を除いてすべての種についてゼロに設定される種ｊとｋとのあいだの二元的相互作用パラメータ（カワズイシ アンド プラウスニッツ（Kawazuishi and Prausnitz）、１９８７）

チャージのない種の活性係数は一律である。

蒸気・液体界面における均衡濃度を演算するために、２５種についてのｍ_jとγ_jとがこの一連の５０の非線形式を繰り返すことによって決定される。

３．溶融した種の濃度
溶融した種の濃度を決定する方法は、本文において参考文献として取り入れられている前出のブエトラー アンド レノン（Buetler and Renon）（１９７８）、とくにこれらの付録ＡおよびＢから得ている。

実施例１において説明されている輸送式の積分のいずれの段階において、水性溶解物における非凝縮性ガスの総量を推定する。種の分布は繰り返し以下のように決定される：全てのγ_jを一律に設定し、溶解物のｍ_H+または同等のｐＨ値を推定し、化学的均衡定数の定義と対応する質量バランスとを用いて、式２−１〜２−２４に基づいて残り２４全ての要素の重量モル濃度を差し引く。各種の活性係数γ_jを演算し、式２−２５により電気的中立性を評価する。中立性のための適当なｐＨを決定する。

前記の処理において溶解物における元素およびイオン系種の分布が決定される。元素量を用いてその要素の均衡部分圧が演算され、またこれを用いてその要素の質量輸送における溶解物に向かう、または溶解物から出る駆動力を推定する。これら値を用いて、実施例１において説明したようにコンデンサの化学的動作を推論することができる。

実施例３：長期的均衡演算
ザ ゲイサーズ（ソノマ アンド レイク カウンティー、カリフォルニア州）（The Geysers（Sonoma and Lake County, California））において作動している地熱発電所において酸化シミュレーションテストが行なわれた。１０日間にわたるテスト期間において、既知である量のＨ₂ＳおよびＳＯ₂が直接接触型コンデンサにおける冷却水流れに注入され、冷却塔におけるブローダウンがチオ硫酸塩、硫酸塩、亜硫酸塩および硫黄の含有量について分析がなされた。注入される反応性ガスについての既知の量に基づき、また全ての種が均衡状態にあると仮定して、本発明による方法に沿って演算が行なわれ、ブローダウン廃棄物の濃度と化学的プロフィールとが推論された。この分析は冷却水の大きな在庫への混合に関連する大きな時間定数を反映するものである。

図１１において酸化実験において生成された実際の化学的データと推論された科学的プロフィールとの比較結果が示されている。図１１において最もよく見受けられるように、本発明による方法は直接接触型コンデンサの化学的動作の正確な評価を提供するものである。この方法を用いると今や当業者はコンデンサの廃棄物における化学的種の分布および濃度を簡便にかつ正確に推論することができる。

実施例４：短期的均衡演算
長期的な均衡演算によってシステム全体の動作の正確な評価が提供されるものであるが（実施例３参照）、より高圧な後部コンデンサシミュレーションにおいては発電所において観察された苛性系添加物の量が変化した場合のＨ₂Ｓ吸収の感度が反映されていなかった。このような相違はコンデンサ内における推論された反応Ｒ−７およびＲ−８に関する均衡状態に対する発電所における冷却水戻しパイプにおける硫黄およびチオ硫酸塩の遅延された生成の結果として生じる。この遅延を反映するために、コンデンサ内の硫黄およびチオ硫酸塩の生成を中止させるように演算が調整される。溶解物が接触媒体に存在する短い時間（約１秒）にこの短期的分析が水溶性溶解物の動作を把握する。この時間において、Ｈ₂Ｓは消費されずに溶解物内に残り、１つのフラグメントが元素として残る。溶解物のｐＨを増加させるために苛性ソーダを添加すると、Ｈ₂Ｓが溶解物に吸収される。この短期的分析を本発明の方法に取り入れて溶解物の特定の化学反応および組成に関する短期的動作を反映させることができる。

以上に述べた説明は本発明の基本原理のみを例示するものと考えられる。さらに、当業者にとって数多くの変形と変更とが容易であるために、本発明を前述の正確な構造とプロセスに限定することは本意ではない。したがって、請求の範囲によって画定される発明の範囲内にある全ての変形または同等のものが用いられ得る。

本発明による直接接触型コンデンサの横断面図（実際の寸法および比率は異なる）である。 本発明の好ましい実施例における蒸気・液体接触媒体の透視図である。 波状板の２つの隣接した層の方向を示す、図２に示される蒸気・液体接触媒体の側面図である。 図２に示される蒸気・液体接触媒体の３つの隣接する板の一部透視図である。 図２に示される蒸気・液体接触媒体内の管路の第１の横断面図であって、隣接する板の接触点における交差部を示す図である。 図２に示される蒸気・液体接触媒体内の管路の第２の横断面図であって、隣接する管路を流れる液体が連通し混合する隣接する板の接触点における交差部を示す図である。 管路内における伝熱および質量輸送を支配する様々な構造上のパラメータを示す図である。 図７における三角形１５８の別の図であって、冷却液が表面１５０を流れ落ちる際の冷却液膜厚１５４を示す図である。 本発明の好ましい実施例における直接接触型コンデンサ装置の一部透視図である。 冷却剤、ガス流れおよびガス・液体界面における温度分布および凝縮時における蒸気および非凝縮性ガス質量流速を示す図である。 コンデンサの回流水内におけるチオ硫酸塩、亜硫酸塩、硫酸塩および硫黄の実際の濃度と推論される濃度との比較を示す図である。 コンデンサの回流水内におけるチオ硫酸塩、亜硫酸塩、硫酸塩および硫黄の実際の濃度と推論される濃度との比較を示す図である。 コンデンサの回流水内におけるチオ硫酸塩、亜硫酸塩、硫酸塩および硫黄の実際の濃度と推論される濃度との比較を示す図である。 コンデンサの回流水内におけるチオ硫酸塩、亜硫酸塩、硫酸塩および硫黄の実際の濃度と推論される濃度との比較を示す図である。 本発明におけるシミュレータのメインプログラムによって実行されるステップを示すフローチャートである。 図１２において示されるミキサーおよび認証処理の詳細なステップを示すフローチャートである。 図１３（ａ）の続きのフローチャートである。 図１２において示される推測および進展処理の詳細なステップを示すフローチャートである。 図１４（ａ）の続きのフローチャートである。 図１２において示される進展処理の詳細なステップを示すフローチャートである。 図１５において示される導関数処理の詳細なステップを示すフローチャートである。 図１６（ａ）の続きのフローチャートである。 図１６（ｂ）の続きのフローチャートである。 図１６（ｂ）において示されるゼロイン処理の詳細なステップを示すフローチャートである。

Claims (22)

1. コンデンサの動作を決定するための方法であって、
   一連の入力値を与えるステップであって、前記一連の入力値にはコンデンサと凝縮物とに関係する複数のパラメータのそれぞれに対する入力値があり、前記パラメータには前記コンデンサの液体荷重、前記コンデンサの蒸気荷重、前記コンデンサに対する導入液体における非凝縮性ガスの濃度、前記コンデンサに対する導入蒸気における非凝縮性ガスの濃度および前記コンデンサにおける接触媒体の構造上の特性が含まれ、前記構造上の特性には前記接触媒体における通路の寸法と前記接触媒体における水平に対する通路の方向が含まれてなるステップと、
   前記一連の入力値を用いて関連する出力値を決定してコンデンサの動作をシミュレートするステップであって、前記出力値には前記コンデンサからの導出液体温度、前記コンデンサからの導出液体流量および前記コンデンサからの導出液体におけるガスの濃度とが含まれてなるステップと、
   複数の一連の入力値から一連の入力値のそれぞれを得てシミュレートするステップを繰り返し行なうステップであって、一連の入力値のそれぞれを得てシミュレートするために行なう前記ステップの各繰り返しの動作によって前記複数のコンデンサのパラメータにそれぞれ異なった一連の出力値を与えるステップと、
   各一連の出力値が、さらなる分析のための所定の出力値の規準に適合するか否かを決定するステップ
   とを有するコンデンサの動作を決定するための方法。
2. 前記複数のコンデンサのパラメータには、さらに導入蒸気温度、導入冷却液温度および導入蒸気圧力が含まれる請求項１記載の方法。
3. 前記シミュレートするステップには、前記接触媒体の高さに沿って積分を行なって前記液体と前記蒸気からなる混合物の少なくとも１つの特性を決定するステップが含まれ、前記特性は濃度、粘度、分散性および熱伝導率を含む特性のグループから選択される請求項１記載の方法。
4. コンピュータプロセッサを用いて直接接触型コンデンサからの液体廃棄物の化学的組成を分析するための方法であって、
   コンデンサと前記コンデンサへの導入液体流れとを表す一連の入力値を与えるステップであって、前記入力値には前記コンデンサへの導入冷却液の化学的特性、前記コンデンサへの導入蒸気流れの化学的特性および前記コンデンサにおける接触媒体の物理的特性が含まれてなるステップと、
   コンデンサからの液体廃棄物の化学的要素の濃度を決定するための演算を行なうステップと、
   コンピュータプロセッサを用いてこの濃度を所定の濃度と比較するステップ
   とを有する方法。
5. 前記コンデンサへの導入冷却液の化学的特性が、冷却液における可溶性を有する化学的種の濃度、前記化学的種の関連するイオンチャージおよび導入冷却液のｐＨとからなる群から選択される請求項４記載の方法。
6. 前記導入蒸気流れの化学的特性が、蒸気流れにおける化学的種の濃度または前記科学的種に関連するイオンチャージである請求項４記載の方法。
7. 接触媒体の前記物理的特性には、前記接触媒体における通路の寸法と前記接触媒体の通路の方向とが含まれる請求項４記載の方法。
8. 前記入力値には、さらに導入蒸気温度、導入冷却液温度および導入蒸気圧力とが含まれる請求項４記載の方法。
9. 蒸気を導入するための蒸気導入口、冷却液をコンデンサ内に供給するための冷却液導入口、導入された蒸気スチームと冷却液とのあいだの接触および直接的熱交換を促進させるための複数のシートからなる接触媒体、凝縮液および凝縮液に溶解した汚染物質を回収および除去するための液体導出口を有する凝縮容器、非凝縮性ガスを除去するための非凝縮性ガス導出口を有する直接接触型コンデンサの化学的および力学的性能を促進させ、かつ予測するための方法であって、
   前記方法がメモリを有するコンピュータ上で実行され、かつ
   当該方法が、
   前記接触媒体を通る蒸気スチームの流れの方向、コンデンサのパワーレベル、垂直軸に沿って測定された接触媒体の高さ、垂直軸に垂直な平面内の接触媒体の断面積、コンデンサの全面積および利用されない接触媒体の面積の百分率を含むコンデンサデータを入力し、
   前記シートの表面と水平軸とのあいだで測定された接触媒体のための傾斜角を入力し、
   前記コンデンサのデータおよび傾斜高さに基づいた接触媒体の幾何学的パラメータを決定し、
   蒸気スチームおよび冷却液の熱力学的特性、ならびに蒸気スチーム内の複数の非凝縮性ガスの各濃度を入力し、
   コンデンサの一端で始め、冷却液、蒸気スチーム、凝縮液および接触媒体のための物理的特性データを含む、選択可能な厚さを有する接触媒体の断面の容量のための、安定状態のパラメータのプロフィールを計算し、
   スライスの合体した厚さが接触媒体のほぼ高さになるまで、コンデンサの垂直軸に沿って前記一端から延びる接触媒体の各スライスのための計算ステップを繰り返す
   ステップからなる方法。
10. 安定状態のパラメータのプロフィールを用いて、熱力学的効率、凝縮容器の液体導出口からの全廃水除去量、蒸気スチームと冷却液とのあいだの伝熱量、運動量およびエネルギーバランス、質量輸送バランス、化学成分材料バランス、ならびに非凝縮性ガス導出口を通る流量を含むコンデンサの性能値を決定するステップをさらに含む請求項９記載の方法。
11. 安定状態のパラメータのプロフィールの各々の前記物理特性データが、熱容量、密度、粘性、熱伝導率、水膜の厚さ、液体側およびガス側の質量および熱伝導係数、摩擦係数、拡散係数、液層のｐＨ、気−液境界温度、液相のイオン構成、プランドル数およびシュミット数からなる群より選ばれる請求項９記載の方法。
12. 前記始まりの一端が、接触媒体を通る下向き流れ方向を向くコンデンサの上端であり、接触媒体を通る上向き流れ方向を向くコンデンサの下端である請求項９記載の方法。
13. 前記幾何学的パラメータが、側面の寸法、液体の再生長さ、修正された傾斜角の余弦、シートで形成された水路の水力直径、気泡割合、接触媒体の単位容量あたりの利用可能な幾何学的表面積を含む請求項９記載の方法。
14. イオンの電荷を追跡される化学的標本に与えるステップさらに含む請求項９記載の方法。
15. 化学的標本の数が１〜２５である請求項１４記載の方法。
16. 凝縮液に溶解された化学的標本の各々の濃度を決定するステップをさらに含み、該濃度決定ステップが、前記接触媒体の各スライスのために、濃縮液の化学標本のうち分子標本およびイオン標本の分布を識別するために行なわれる請求項１５記載の方法。
17. 前記化学標本の各々の識別された分子分布を用いて、平衡分圧を計算し、該計算された平衡分圧を用いて、コンデンサの化学的特性を予測するために用いられる化学的標本の各々の質量輸送のために、駆動力を評価するステップを含む請求項１６記載の方法。
18. 計算ステップを少なくともほぼ１７回繰り返す請求項９記載の方法。
19. 各スライスの厚さが約２．５ｃｍ未満である請求項９記載の方法。
20. コンデンサのデータの入力、傾斜角の入力、幾何学的パラメータの決定、熱力学特性の入力、計算、ついでステップを繰り返すことにより、ユーザが異なる数値を入力して予測される蒸気スチームおよび冷却液のために促進された接触媒体の配置を選択するステップをさらに含む請求項９記載の方法。
21. 前記コンデンサが蒸気スチームを向ける第１および第２チャンバーを含み、各チャンバーは冷却液導入口から冷却液が導入された接触媒体の一部を収容し、蒸気スチームの流れの方向が各チャンバーで異なる請求項９記載の方法。
22. 熱力学的特性が、ガス負荷、過熱量、コンデンサの圧力、スチームの質、非凝縮性ガスの濃度、蒸気、冷却液ならびに凝縮液の質量流速、液体負荷、液体導入口温度および苛性濃度を含む請求項９記載の方法。

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