JPS6062608A - カルノ−サイクルへの実用的なアプロ−チのための熱力学的方法 - Google Patents
カルノ−サイクルへの実用的なアプロ−チのための熱力学的方法Info
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- JPS6062608A JPS6062608A JP59122901A JP12290184A JPS6062608A JP S6062608 A JPS6062608 A JP S6062608A JP 59122901 A JP59122901 A JP 59122901A JP 12290184 A JP12290184 A JP 12290184A JP S6062608 A JPS6062608 A JP S6062608A
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- temperature
- heat source
- pressure
- heat
- volatile component
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- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
- F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
- F01K25/00—Plants or engines characterised by use of special working fluids, not otherwise provided for; Plants operating in closed cycles and not otherwise provided for
- F01K25/06—Plants or engines characterised by use of special working fluids, not otherwise provided for; Plants operating in closed cycles and not otherwise provided for using mixtures of different fluids
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02G—HOT GAS OR COMBUSTION-PRODUCT POSITIVE-DISPLACEMENT ENGINE PLANTS; USE OF WASTE HEAT OF COMBUSTION ENGINES; NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- F02G2250/00—Special cycles or special engines
- F02G2250/09—Carnot cycles in general
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
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- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Engine Equipment That Uses Special Cycles (AREA)
- Breeding Of Plants And Reproduction By Means Of Culturing (AREA)
- Steering Control In Accordance With Driving Conditions (AREA)
- Transition And Organic Metals Composition Catalysts For Addition Polymerization (AREA)
- Diaphragms For Electromechanical Transducers (AREA)
- Adhesives Or Adhesive Processes (AREA)
- Power Steering Mechanism (AREA)
- Presses And Accessory Devices Thereof (AREA)
- Shaping Of Tube Ends By Bending Or Straightening (AREA)
- Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)
- Lubricants (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
産業上の利用分野
本発明は、熱エネルギーを力学的エネルギーに変換する
理論サイクルにおいて、効率がカルノーサイクルのそれ
に近い理想的な変換への実用的アプローチの方法に関す
るものである。この方法は、高温熱源と低温熱源のそれ
ぞれの温度レベルにおいて熱エネルギーの吸収および放
出を行う２つの等温変換プロセス（第１図）と、平均熱
容量の等しい（等勾配）等圧熱交換変換プロレスよりな
り、該等圧熱交換変換プロセスにおいては、作動流体は
、２つの分離された段階（加熱おにび冷７Ｊ１）におい
て、それ自体をもって熱交換を行い、又、この方法にお
いて力学的エネルギーに変換される熱エネルギーの絶対
値が十分に高くなるようにりるべく、高温熱源と低温熱
源の温度レベルには、充分な開きがあるようにするとい
う伺加的な条件を伴う。
理論サイクルにおいて、効率がカルノーサイクルのそれ
に近い理想的な変換への実用的アプローチの方法に関す
るものである。この方法は、高温熱源と低温熱源のそれ
ぞれの温度レベルにおいて熱エネルギーの吸収および放
出を行う２つの等温変換プロセス（第１図）と、平均熱
容量の等しい（等勾配）等圧熱交換変換プロレスよりな
り、該等圧熱交換変換プロセスにおいては、作動流体は
、２つの分離された段階（加熱おにび冷７Ｊ１）におい
て、それ自体をもって熱交換を行い、又、この方法にお
いて力学的エネルギーに変換される熱エネルギーの絶対
値が十分に高くなるようにりるべく、高温熱源と低温熱
源の温度レベルには、充分な開きがあるようにするとい
う伺加的な条件を伴う。
上記条件は、この方法に使用する流体に対し、一連の極
めて特殊な性質を要求するものである。
めて特殊な性質を要求するものである。
以下、それらのうちの主なものを列挙する。
ａ、（高温熱源と低温熱源に対応する）両極端のプロセ
ス温度における飽和圧力が極めて近接しており、従って
、等熱のエネルギー吸収および放出変換が、前記温度レ
ベルにおいて、一定の圧ツノの下に行われる。更に、近
接しｔ＝ 温度レベルにａ３いて、かつ２つの近接した
表示圧力の下において、流体の特性は極めて類似してい
る。従って、実質的に合致する中間温度レベルにおける
２つの熱交換等圧線のための平均曲線勾配（平均熱容量
）を得るｂこの条件は、＝Ｊ動流体自体の中で種々の温
度レベルにおいて、最小の熱減衰をもって、したがって
また、（熱の流れを維持するために必要な最小勾配のみ
に帰すべき）不可逆性による損失が最小の状態で、熱交
換が行われることを可能にする。
ス温度における飽和圧力が極めて近接しており、従って
、等熱のエネルギー吸収および放出変換が、前記温度レ
ベルにおいて、一定の圧ツノの下に行われる。更に、近
接しｔ＝ 温度レベルにａ３いて、かつ２つの近接した
表示圧力の下において、流体の特性は極めて類似してい
る。従って、実質的に合致する中間温度レベルにおける
２つの熱交換等圧線のための平均曲線勾配（平均熱容量
）を得るｂこの条件は、＝Ｊ動流体自体の中で種々の温
度レベルにおいて、最小の熱減衰をもって、したがって
また、（熱の流れを維持するために必要な最小勾配のみ
に帰すべき）不可逆性による損失が最小の状態で、熱交
換が行われることを可能にする。
ｂ６作作動体が変換要素（タービンもしくはそれに類す
るもの）に入る際の入１」温度と、所定の圧力値間の断
熱膨張（無視しうる等エン１−ロビー膨張）の後におけ
る出口温度との間の温度差が最小であり、従って、上記
等圧変換の際に、最大量の熱エネルギーが中間温度レベ
ルにおいて回収され得る。この条件は、膨張の際の最小
圧力差に関する条件に加えて、高い分子量の作動流体の
使用を要求する。
るもの）に入る際の入１」温度と、所定の圧力値間の断
熱膨張（無視しうる等エン１−ロビー膨張）の後におけ
る出口温度との間の温度差が最小であり、従って、上記
等圧変換の際に、最大量の熱エネルギーが中間温度レベ
ルにおいて回収され得る。この条件は、膨張の際の最小
圧力差に関する条件に加えて、高い分子量の作動流体の
使用を要求する。
Ｃ８低温熱源に対応する温度とタービンに繋がる出口に
記録された温度（これは、前に挙げた条件に従って、高
温熱源の温度に極めて近接していなければならない）と
の間の範囲内において、２つの表示圧力のもとての等正
変換に対応Ｊる比熱の平均値が高い。この条件は、所望
の熱の流れを存在させるために必要な最小勾配を可能な
限り小さくし、熱交換における温度レベルが互いに近接
り−るようにして、不可逆性に基づく熱交換損失を絶対
的に小さく保つ為に必要どされる。
記録された温度（これは、前に挙げた条件に従って、高
温熱源の温度に極めて近接していなければならない）と
の間の範囲内において、２つの表示圧力のもとての等正
変換に対応Ｊる比熱の平均値が高い。この条件は、所望
の熱の流れを存在させるために必要な最小勾配を可能な
限り小さくし、熱交換における温度レベルが互いに近接
り−るようにして、不可逆性に基づく熱交換損失を絶対
的に小さく保つ為に必要どされる。
ｄ６作作動体は、この方法が遂行されるｉｆ！度範囲内
において、温度が安定していなりればならない。
において、温度が安定していなりればならない。
ｅ０作作動体の凝固点は低温熱源の温度レベルにりも低
くなければならない。
くなければならない。
発明の構成と作用
上に挙げた諸条件を満だ寸だめの１１１１−の解決策は
、作動流体どして、所与の温度における蒸気圧が種々に
ことなる一群の物質を使用して、高温熱源の温度レベル
における揮発性の最も低い成分の飽和圧力が、低温熱源
の温度レベルにおける揮発性の最も高い成分の飽和圧力
よりし大きく、かつそれに可能な限り近くなるようにす
ることである。
、作動流体どして、所与の温度における蒸気圧が種々に
ことなる一群の物質を使用して、高温熱源の温度レベル
における揮発性の最も低い成分の飽和圧力が、低温熱源
の温度レベルにおける揮発性の最も高い成分の飽和圧力
よりし大きく、かつそれに可能な限り近くなるようにす
ることである。
設備の費用を節約する為に、前記圧ノｊを大気圧に近い
ものにするという条件を加える。すなわち、揮発性の最
も低い成分物質の沸点は、高温熱源の温度レベルに近く
、揮発性の最も高い成分物質の沸点は、低温熱源の温度
レベルに近くするべきである。
ものにするという条件を加える。すなわち、揮発性の最
も低い成分物質の沸点は、高温熱源の温度レベルに近く
、揮発性の最も高い成分物質の沸点は、低温熱源の温度
レベルに近くするべきである。
作動流体どして使用される一群の物質は、液体の状態に
ｊ３いて屁和性もしくは非混和性である。
ｊ３いて屁和性もしくは非混和性である。
以下、この一群の物質の基本的変化プロセスを、設備の
基本的構成要素と合せて述べる。
基本的構成要素と合せて述べる。
ａ６プロセス圧力が最も高い時には、沸点の最も高いＷ
ｔ体は、その液体の状態において、蒸気発生器の入口の
状態の下で、その蒸気の状態のもの及び他の成分の加熱
蒸気と共存する。該人口の箇所において該流体は気化し
、高温熱源の熱エネルギーは、極めて小さな平均変換勾
配をもって吸収される。従って、該勾配は等圧線に極め
て近い。
ｔ体は、その液体の状態において、蒸気発生器の入口の
状態の下で、その蒸気の状態のもの及び他の成分の加熱
蒸気と共存する。該人口の箇所において該流体は気化し
、高温熱源の熱エネルギーは、極めて小さな平均変換勾
配をもって吸収される。従って、該勾配は等圧線に極め
て近い。
すべての成分は、入口温度から最高のプロセス温度に至
る、蒸気発生器内における高温熱源からの熱を吸収する
。しか、しながら、これらは、課せられた条件に従って
、互いに極めて近接し、先のパラグラフに述べた要求は
満たされる。
る、蒸気発生器内における高温熱源からの熱を吸収する
。しか、しながら、これらは、課せられた条件に従って
、互いに極めて近接し、先のパラグラフに述べた要求は
満たされる。
これらの条件の下において、沸点のＲｔ）高い流体は、
飽和蒸気の形において蒸気発生器を出る。
飽和蒸気の形において蒸気発生器を出る。
この飽和蒸気は、最高のプロセス圧力及び温度の下で、
残余成分から構成された気体混合物内において飽和する
。
残余成分から構成された気体混合物内において飽和する
。
ｂ、タービン内では膨張が行なわれ、このｖＪ賑は、課
せられた条件に従い、蒸気発生器の出口における圧力か
ら最低のプロセス圧力にまで至るものである。従って、
出口温度は、入口温度に極めて近くなる。
せられた条件に従い、蒸気発生器の出口における圧力か
ら最低のプロセス圧力にまで至るものである。従って、
出口温度は、入口温度に極めて近くなる。
Ｃ，タービンの出口の状態において、等圧熱交換器に入
り、この中でエネルギーを放出し、沸点の最も高い物質
から徐々に冷却並びに凝縮する。従って、温度が低温熱
源のそれに近付くに至るまで、の間、各々の温度におい
て、これらの成分の飽和蒸気−液体混合物が存在するこ
とになる。温度が低温熱源のそれに近い状態においては
、蒸気は主として沸点の最も低い（揮発性の最も高い）
成分よりなり、この段階において、混合物は熱交換器よ
り排出される。
り、この中でエネルギーを放出し、沸点の最も高い物質
から徐々に冷却並びに凝縮する。従って、温度が低温熱
源のそれに近付くに至るまで、の間、各々の温度におい
て、これらの成分の飽和蒸気−液体混合物が存在するこ
とになる。温度が低温熱源のそれに近い状態においては
、蒸気は主として沸点の最も低い（揮発性の最も高い）
成分よりなり、この段階において、混合物は熱交換器よ
り排出される。
等圧熱交換器の他方の側において、沸点の最も低い成分
は、プロセス゛圧力が最高の状態の下に、かつこの状態
におけるその飽和温度で、完全に気化する。そして、こ
の蒸気は、熱の吸収によって温度が上昇するにつれて、
他の成分が、各々の温度にお番ノる飽和モル組成に達し
つつ不断に気化しつづ番ノる間において、一種の支持的
櫟能を果たす。
は、プロセス゛圧力が最高の状態の下に、かつこの状態
におけるその飽和温度で、完全に気化する。そして、こ
の蒸気は、熱の吸収によって温度が上昇するにつれて、
他の成分が、各々の温度にお番ノる飽和モル組成に達し
つつ不断に気化しつづ番ノる間において、一種の支持的
櫟能を果たす。
こうして、熱交換器の出口（蒸気発生器の人口）にお（
）る最高温度の下に、沸点の最も高い成分を除くＪべて
の成分が完全に気化されるに至る。沸点の最も高い成分
は、液体の状態で共存し、上述したように、蒸気発生器
内において、最高の過程温度の下に完全に気化する。
）る最高温度の下に、沸点の最も高い成分を除くＪべて
の成分が完全に気化されるに至る。沸点の最も高い成分
は、液体の状態で共存し、上述したように、蒸気発生器
内において、最高の過程温度の下に完全に気化する。
熱交換器の両側におＧノる圧力差が、上述の条件の要求
するところに従って小さいならば、各々の温度におＩ：
Ｊる蒸気相のモル組成はかなり類似する。
するところに従って小さいならば、各々の温度におＩ：
Ｊる蒸気相のモル組成はかなり類似する。
従って、温度範囲の全体に亘っての等圧熱吸収及び放出
変換における平均比熱は極めて類似している。理論的に
は、真の不可逆性が存在し、これは、基本的に、熱移動
の温度勾配を、許容しつる熱の流れの形に維持する必要
に起因するｂのであるが、この場合には、そうした不可
逆性は極めて小さい。
変換における平均比熱は極めて類似している。理論的に
は、真の不可逆性が存在し、これは、基本的に、熱移動
の温度勾配を、許容しつる熱の流れの形に維持する必要
に起因するｂのであるが、この場合には、そうした不可
逆性は極めて小さい。
これは、上述したように凝縮並びに気化が不断に行なわ
れる為に、等圧曲線の勾配が小さい（平均比熱が極めて
高い）ことによるものである。
れる為に、等圧曲線の勾配が小さい（平均比熱が極めて
高い）ことによるものである。
ｄ、沸点の最も低い（揮発性の最も高い）成分は、最低
のプロセス温度及び低温熱源の温度レベルにおいて、等
圧熱交換器の出口における状態から完全に凝縮する。
のプロセス温度及び低温熱源の温度レベルにおいて、等
圧熱交換器の出口における状態から完全に凝縮する。
上述の状態において、熱交換器の出口にお（）る蒸気の
モル組成が、実質的に、揮発性の最も高い成分のそれで
あり、かつ、出口温度が、必要勾配が最小である為に、
低温熱源のそれ（最低プロセス圧力における、揮発性の
最も高い成分の蒸気相の飽和温度）に近いならば、この
等圧変換は、実質的に、等温的でもあることになり、従
って、作動流体を完全に凝縮し、この（残留プロセス）
熱を、低温熱源に放出する。
モル組成が、実質的に、揮発性の最も高い成分のそれで
あり、かつ、出口温度が、必要勾配が最小である為に、
低温熱源のそれ（最低プロセス圧力における、揮発性の
最も高い成分の蒸気相の飽和温度）に近いならば、この
等圧変換は、実質的に、等温的でもあることになり、従
って、作動流体を完全に凝縮し、この（残留プロセス）
熱を、低温熱源に放出する。
実際には、各々の出口における凝縮液体相を分離するべ
（、上述の等圧熱交換器を幾つかの熱交換器に分けるこ
とにより、必要な熱交換器面積を縮小し、熱交換におけ
る平均熱容量間の均等性を増すのが望ましい。
（、上述の等圧熱交換器を幾つかの熱交換器に分けるこ
とにより、必要な熱交換器面積を縮小し、熱交換におけ
る平均熱容量間の均等性を増すのが望ましい。
しかしながら、課せられた条件を真に満たす流体の発見
には限度があり、従って、これらの条件の近似的な充足
で妥協づ°ることが必要である。このことは、高温熱源
及び低温熱源の所与の温度レベルに対してかなり異なっ
た高圧及び低圧が生ずる際には、上述のプロレスを一層
複雑にする。その場合には、この方法は、高い変換効率
を得るべく、幾つかの段階すなわちタービン内での幾つ
かの膨張段階に分けて遂行する必要がある。そして、段
階数は、各々の場合において、得られるべき効率要素に
従い、かつそれぞれの用途に対して先験的に決められる
。
には限度があり、従って、これらの条件の近似的な充足
で妥協づ°ることが必要である。このことは、高温熱源
及び低温熱源の所与の温度レベルに対してかなり異なっ
た高圧及び低圧が生ずる際には、上述のプロレスを一層
複雑にする。その場合には、この方法は、高い変換効率
を得るべく、幾つかの段階すなわちタービン内での幾つ
かの膨張段階に分けて遂行する必要がある。そして、段
階数は、各々の場合において、得られるべき効率要素に
従い、かつそれぞれの用途に対して先験的に決められる
。
以下、本発朗の実施例を２つ述べるが、これらのうち、
一方は単段式、他方は３段式である。そして、得られる
べき変換効率の差異を、それぞれの場合について明らか
にする。
一方は単段式、他方は３段式である。そして、得られる
べき変換効率の差異を、それぞれの場合について明らか
にする。
以下の例においては、作動流体として次のものを選択す
る。
る。
−最も揮発性の低い流体として、ジフェニル２６゜５％
と酸化ジフェニル７３．５％の共融混合物。
と酸化ジフェニル７３．５％の共融混合物。
これは、ダウ社の販売になるＤＯＷＴＩＩＥＲＨ−Ａと
いう名称のもので、以下、Ｄ−Ａと呼ぶ。
いう名称のもので、以下、Ｄ−Ａと呼ぶ。
−最も揮発性の高い流体として、蒸溜水。
これらの流体を選択するに当たっての基準は、主として
、コストの低いこと、入手の容易なこと、及びこれらの
いずれもが熱移動の用途に幅広く試用されているという
ことであった。 ４しかしながら、Ｄ７Ａには、その熱
安定性レベルの点で、重大な欠点がある。１なわち、そ
の熱安定性レベルは高く（製造元によれば、４００℃以
上）、容易に再生されはするものの、最高プロセス温度
レベルを制限し、従って、変換の絶対効率を制限する（
温度レベルが上述のものにりも高い熱エネルギー源が使
用可能な場合）。明らかに、この欠点は、熱安定性のよ
り高い流体を使用する場合には存在しない。
、コストの低いこと、入手の容易なこと、及びこれらの
いずれもが熱移動の用途に幅広く試用されているという
ことであった。 ４しかしながら、Ｄ７Ａには、その熱
安定性レベルの点で、重大な欠点がある。１なわち、そ
の熱安定性レベルは高く（製造元によれば、４００℃以
上）、容易に再生されはするものの、最高プロセス温度
レベルを制限し、従って、変換の絶対効率を制限する（
温度レベルが上述のものにりも高い熱エネルギー源が使
用可能な場合）。明らかに、この欠点は、熱安定性のよ
り高い流体を使用する場合には存在しない。
揮発性の最も高い流体としての水については、課せられ
た要求を満たさないことは明らかである。
た要求を満たさないことは明らかである。
しかしながら、水【よ分子ｍの小さな化合物であり、従
って、作業領域における液体相の平均比熱に関して、臨
界温度から離れた状態において、状態変化の為の極めて
高い潜熱を与えるので、液体相の加熱にＪ、Ｎプる等正
勾配が極めて高くなるという結果をもたらす。従って、
この領域においては、等圧線は、事実上、プロレスの遊
歴との関連において、等エントロピー線に極めて近接し
ている。なぜなら、他方の等圧線は、勾配が遥かに小さ
く、ここに述べた例では、基本プロセスの許容しうる変
形例とみなされうるからであり、この変形例においては
、最後の段階における等圧熱交換の一部は、タービン内
及び液体相の水の等エントロピー膨張によって代替され
ている。
って、作業領域における液体相の平均比熱に関して、臨
界温度から離れた状態において、状態変化の為の極めて
高い潜熱を与えるので、液体相の加熱にＪ、Ｎプる等正
勾配が極めて高くなるという結果をもたらす。従って、
この領域においては、等圧線は、事実上、プロレスの遊
歴との関連において、等エントロピー線に極めて近接し
ている。なぜなら、他方の等圧線は、勾配が遥かに小さ
く、ここに述べた例では、基本プロセスの許容しうる変
形例とみなされうるからであり、この変形例においては
、最後の段階における等圧熱交換の一部は、タービン内
及び液体相の水の等エントロピー膨張によって代替され
ている。
もしも、特性が水のそれとは異なる別の流体を使用すれ
ば、その溶液は、プロセスの変換効率における重大な損
失を引起こすことになる。
ば、その溶液は、プロセスの変換効率における重大な損
失を引起こすことになる。
第１図のＴ−８図は、上述の理論的（可逆的）プロセス
を、単段式の実施例において示寸変形例に対応するもの
と合せて示したものである。これらの理論等圧線は、変
換における平均比熱に対応する。
を、単段式の実施例において示寸変形例に対応するもの
と合せて示したものである。これらの理論等圧線は、変
換における平均比熱に対応する。
単段式プロセスの実施Ａ
前述の指示に則した、作業流体を使用Ｊ“る単段式およ
び３段式の各実施例を以下に説明する。
び３段式の各実施例を以下に説明する。
これらの実施例においては、総熱量および循環物質収支
は、熱エネルギーおよび変換後の機械エネルギーとも同
じ測定単位を使用して実施されている。
は、熱エネルギーおよび変換後の機械エネルギーとも同
じ測定単位を使用して実施されている。
これら実施例の主目的は、前述の方法で最大の熱／機械
エネルギー変換を行なうことにあるのではなく、変換エ
ネルギーの絶対値を吸引させるために十分に隔った所定
の２つの温度レベル（この実施例では６６８０にと２９
８０ｋ）間で木り法を適用すれば、前述の温度レベル間
でカルノーザイクルの理論的効率に対する近似値が、現
存する他の熱ノコ学的方法と比較して大幅に大きく近似
して得ることができる。
エネルギー変換を行なうことにあるのではなく、変換エ
ネルギーの絶対値を吸引させるために十分に隔った所定
の２つの温度レベル（この実施例では６６８０にと２９
８０ｋ）間で木り法を適用すれば、前述の温度レベル間
でカルノーザイクルの理論的効率に対する近似値が、現
存する他の熱ノコ学的方法と比較して大幅に大きく近似
して得ることができる。
さらに、ここに述べＩＣ指示に従えば、効率の絶対値を
増加させる場合、本方法のために選択され１〔流体の熱
安定性に大きく依存づ゛るのみで増加が可能である。
増加させる場合、本方法のために選択され１〔流体の熱
安定性に大きく依存づ゛るのみで増加が可能である。
本方法にｃｌｊいて、温度および物質収支の用語および
測定単位については以下の略号を用いる。
測定単位については以下の略号を用いる。
Ｐ・・・絶対圧（ｌｉａｒ＞
Ｔ・・・ケルビン湿度（’ Ｋ）
１−１・・・単位時間あたり総熱量、１−なわら、総循
環質量による特定点における総エンタルピーの積、キロ
ジュール７秒（にＪ／ｓ ）ｈ・・・総エンタルピー、
キロジュール／キログラ（にＪ／Ｉ＜９＞ Ｄ−Ａ・・・この明ＰＡ書に記載したダウサム−Ａ流体
ａ、・・・水の５４ｆｆｉ、キログラ４フ秒（／（ｇ／
５）ａｖ・・・水蒸気の質量１キログラム／秒（Ｋｇ／
ｓ）Ａ、・・・Ｄ’−Ａ液の質量、キＯグラム／秒（ｋ
ｇ／５）ＡＶ・・・Ｄ−Δ上記の質量、キログラ４フ秒
（／（ｙ／ｓ；Ｑ・・・熱交換器にお【〕る熱ｍ１キロ
ジュール／（ＫＪ／ｓ） Ｗ・・・単位時間あたり機械エネルギー、キロジュルフ
秒（キロワット）（ｋＷ） 圧力Ｐ ＝ １７．６５ｂａｒ 入 口 出 口 Ｐ ＝ １７．６５ｂａｒ Ｐ ＝ １７．Ｇ５ｂａｒ
ａｖ＝ ３３８９ ／Ｓ ａｖ’ ＝ ３３Ｋｇ／ｓＡ
Ｖ ＝４７．３９ Ｋ９／Ｓ Ａｖ ＝ ３１０１（９
／ｓＡ ＝ ２６０．６１紹／ｓ Ｔ ＝ ６（１３，
５°１（し Ｔ＝５７４ ° Ｋ ｌ−１＝ ３７２．８８４ＫＪ／
５）１＝ ２４２，４３９．６ＫＪ／ｓ 熱源によって放出されたエネルギー： １３０．４４４．４にＪ／り 上記条件の下で蒸気は飽和してＤ−Ａ蒸気となる。
環質量による特定点における総エンタルピーの積、キロ
ジュール７秒（にＪ／ｓ ）ｈ・・・総エンタルピー、
キロジュール／キログラ（にＪ／Ｉ＜９＞ Ｄ−Ａ・・・この明ＰＡ書に記載したダウサム−Ａ流体
ａ、・・・水の５４ｆｆｉ、キログラ４フ秒（／（ｇ／
５）ａｖ・・・水蒸気の質量１キログラム／秒（Ｋｇ／
ｓ）Ａ、・・・Ｄ’−Ａ液の質量、キＯグラム／秒（ｋ
ｇ／５）ＡＶ・・・Ｄ−Δ上記の質量、キログラ４フ秒
（／（ｙ／ｓ；Ｑ・・・熱交換器にお【〕る熱ｍ１キロ
ジュール／（ＫＪ／ｓ） Ｗ・・・単位時間あたり機械エネルギー、キロジュルフ
秒（キロワット）（ｋＷ） 圧力Ｐ ＝ １７．６５ｂａｒ 入 口 出 口 Ｐ ＝ １７．６５ｂａｒ Ｐ ＝ １７．Ｇ５ｂａｒ
ａｖ＝ ３３８９ ／Ｓ ａｖ’ ＝ ３３Ｋｇ／ｓＡ
Ｖ ＝４７．３９ Ｋ９／Ｓ Ａｖ ＝ ３１０１（９
／ｓＡ ＝ ２６０．６１紹／ｓ Ｔ ＝ ６（１３，
５°１（し Ｔ＝５７４ ° Ｋ ｌ−１＝ ３７２．８８４ＫＪ／
５）１＝ ２４２，４３９．６ＫＪ／ｓ 熱源によって放出されたエネルギー： １３０．４４４．４にＪ／り 上記条件の下で蒸気は飽和してＤ−Ａ蒸気となる。
タービンＴ−Ｉ
ａ）入 口 ｂ）山一旦
Ｐ ＝ １７．６！１ｂａｒ Ｐ＝１．９６ｂａｒａｖ
＝ ３３１Ｃｙ／ｓ ａｙ ＝ ３３１（ｇ／ｓ八ｖへ
＝ ３１０１（ｇ／Ｓ 八ｖ ＝ ３１０１（！Ｆ／Ｓ
Ｔ ＝、 ６＆３．５°Ｋ Ｔ−６０３，１６°に１
＝ ３７２．８８４ にＪ／ｓ Ｈ＝ ３３３，６３Ｇ
、２ＫＪ／５（Ｔｓａｔ＝５３０．０５’、に） （ｌｌｓａｔ＝２７８，９４８．２にＪＩＳ）変換後１
ネルギー： 讐１−△ＩＩ ＝３９，２４７．７８にＪ
／Ｓ熱交換器Ｃ−１ Ａ）木（＊：圧力Ｐ ＝１７．６５ ｂａｒａ）入旦 流体■ 流体■ ＩＩ ＝７７．１０８．７ＫＪ／ｓ １１ ”８４，２
９８．！ｉ４にＪ／ｓＢ）！ｆｆｌ：圧力Ｐ 圧力 １
．９６ ｂａｒａ）入旦 ｂ）出１−１ Ｈ＝ ２５２，６０３．８７ ＫＪ／ｓＨ＝ ２２０，
１４４．４９にＪ−７ｓ （口Ｌ−Ｉに排出）熱交換器
ＩＥ−Ｉ ＾）木焦：圧力Ｐ ＝＝ １７．６５ ｂａｒａ）入
口 ｂ）出 口 ａ［＝ ３３Ｋｇ／Ｓ ａｙ、 ＝ ３３Ｋｇ／ＳＴ
＝ ４７７．２°に Ｔ ＝ ４７７．２°にＩＩ ＝
１７，１４６．２にＪ／ｓ Ｉｔ ’＝〜８４，２９８
．５４ ＫＪ／ｓ吸収熱：Ｑ−△Ｉｆ ＝６７．１５２
．３４ ＫＪ／ｓＢ）？ａＹ！：圧力Ｐ ＝ １．９Ｇ
ｂａｒａ）大月 ｂ）糺旦 ａ ＝ ３３ｋｇ／ｓ ａｙ ＝ ３３Ｎ５Ｆ／Ｓ■ Ａ ＝ ２１１．２６ Ｋｇ／ＳＡｖ ＝５３．２１
Ｋｇ／ＳＴ ＝ ５２０．７°Ｋ ＡＩ ＝ １５８．
０５ Ｋｇ／ＳＩ＋ ＝ ２２０，１４４．４９ ＫＪ
／ｓ Ｔ−４８１°ＫＩｆ ＝ １５２，９９２．１Ｇ
ＫＪ／ｓ出口蒸気相 出口液相 ａｖ ＝３３Ｋｙ／ｓ Ａし＝ １５８．０５ Ｋｇ／
ｓ＾ｖ ＝５３．２１ Ｋ９／Ｓ Ｔ−４８１°ＫＴ
＝ ４８１°に ＩＩ ＝３８，５５５．１９にＪ／ｓ
Ｈ＝ １１４．４３（１，９ＧにＪ／ｓ （ロー−Ｉに
排出）糺ヌｆｉ！（Σ二１ Ａ）＊（＊：圧力Ｐ−１７，６５ｂａｒａ）入口 −ｂ
）出口 ａｔ ＝３３Ｋｙ／Ｓａ、 ＝３３１（ｇ／ＳＴ ＝
２９８°に Ｔ ＝ ４７７．２°に八Ｔ ＝ ４５２
．２６に 吸収熱： Ｑ ＝ ４５２．２°にｘ ４．１８７にＪ
／Ｋｇ°にＸ ３３に９／Ｓ＝＝ ２４，７５９．０６
にＪ／ＳＢ）ｉＪｍ：圧力Ｐ ＝ １．９６ ｂａｒａ
）入口 ｂ）匹旦 ａｖ ＝３３Ｋｙ／ｓ ａｖ＝３３Ｋｇ／ｓ八ｖ ＝５
３．２へ Ｂ／ｓ Ａｖ ＝ ６．６１ Ｋｙ／５Ｔ−
４８１°Ｋ 、ＡＬ＝４６．ＧＮｙ／ｓ１１ ＝ １１
４，４３６．９６にＪ／ｓ Ｔ ＝ ４２１．４°に１
１＝・８９． ［）７７、９１にＪ／ｓ匪旦五ｌＩ 出
口液相 ａｖ ＝３３８９／ｓＡ［＝４６．６／（９／ｓＡｖ、
＝ ６．６１ Ｋ９／Ｓ Ｔ ＝ ４２１．４°ＫＴ
＝ ４２１．４°Ｋ ’Ｉｆ ＝ ５，８４１．４にＪ
／ｓＨ＝８３，８３６．４８ ＫＪ／ｓ （ＯＬ −Ｈ
に排出）タービンＴ−ＩＩ ａ）人旦 ｂ）世旦 Ｐ＝１．９Ｇｂａｒ 、 Ｐ＝０．０３１６７ｂａｒａ
ｖ＝３３８’Ｊ／Ｓ ａｖ＝２９．０に９／５Ｔ−４２
１８に ＾［＝ ３．４６ Ｋｆｌ／５ｈ−２，７６９
，３０にＪ／ｋｏ Ｔ−２９８’ Ｋｓ ＝ ７．２８
４８ＫＪ／ｋｇ’ ｋ ｈ ＝２，１６７．３４にＪ／
ｋ（］ｓ ＝７．２８４８ＫＪ／ｋＯ’ ｋ へｈ＝６０２．０２ ＫＪ／に０ 変１９！後エネルギー＝１１−ｍ×Δ１１＝１９，８０
６．６６ＫＪ／ＳＺさ六換器Ｃ−ＩＩＩ （最終凝縮器
）タービンＴ−Ｍから放出されるこの段階における蒸気
（主として水蒸気）のすべては凝縮器で凝縮されるとと
もに、発生した熱は低温熱源に至る。
＝ ３３１Ｃｙ／ｓ ａｙ ＝ ３３１（ｇ／ｓ八ｖへ
＝ ３１０１（ｇ／Ｓ 八ｖ ＝ ３１０１（！Ｆ／Ｓ
Ｔ ＝、 ６＆３．５°Ｋ Ｔ−６０３，１６°に１
＝ ３７２．８８４ にＪ／ｓ Ｈ＝ ３３３，６３Ｇ
、２ＫＪ／５（Ｔｓａｔ＝５３０．０５’、に） （ｌｌｓａｔ＝２７８，９４８．２にＪＩＳ）変換後１
ネルギー： 讐１−△ＩＩ ＝３９，２４７．７８にＪ
／Ｓ熱交換器Ｃ−１ Ａ）木（＊：圧力Ｐ ＝１７．６５ ｂａｒａ）入旦 流体■ 流体■ ＩＩ ＝７７．１０８．７ＫＪ／ｓ １１ ”８４，２
９８．！ｉ４にＪ／ｓＢ）！ｆｆｌ：圧力Ｐ 圧力 １
．９６ ｂａｒａ）入旦 ｂ）出１−１ Ｈ＝ ２５２，６０３．８７ ＫＪ／ｓＨ＝ ２２０，
１４４．４９にＪ−７ｓ （口Ｌ−Ｉに排出）熱交換器
ＩＥ−Ｉ ＾）木焦：圧力Ｐ ＝＝ １７．６５ ｂａｒａ）入
口 ｂ）出 口 ａ［＝ ３３Ｋｇ／Ｓ ａｙ、 ＝ ３３Ｋｇ／ＳＴ
＝ ４７７．２°に Ｔ ＝ ４７７．２°にＩＩ ＝
１７，１４６．２にＪ／ｓ Ｉｔ ’＝〜８４，２９８
．５４ ＫＪ／ｓ吸収熱：Ｑ−△Ｉｆ ＝６７．１５２
．３４ ＫＪ／ｓＢ）？ａＹ！：圧力Ｐ ＝ １．９Ｇ
ｂａｒａ）大月 ｂ）糺旦 ａ ＝ ３３ｋｇ／ｓ ａｙ ＝ ３３Ｎ５Ｆ／Ｓ■ Ａ ＝ ２１１．２６ Ｋｇ／ＳＡｖ ＝５３．２１
Ｋｇ／ＳＴ ＝ ５２０．７°Ｋ ＡＩ ＝ １５８．
０５ Ｋｇ／ＳＩ＋ ＝ ２２０，１４４．４９ ＫＪ
／ｓ Ｔ−４８１°ＫＩｆ ＝ １５２，９９２．１Ｇ
ＫＪ／ｓ出口蒸気相 出口液相 ａｖ ＝３３Ｋｙ／ｓ Ａし＝ １５８．０５ Ｋｇ／
ｓ＾ｖ ＝５３．２１ Ｋ９／Ｓ Ｔ−４８１°ＫＴ
＝ ４８１°に ＩＩ ＝３８，５５５．１９にＪ／ｓ
Ｈ＝ １１４．４３（１，９ＧにＪ／ｓ （ロー−Ｉに
排出）糺ヌｆｉ！（Σ二１ Ａ）＊（＊：圧力Ｐ−１７，６５ｂａｒａ）入口 −ｂ
）出口 ａｔ ＝３３Ｋｙ／Ｓａ、 ＝３３１（ｇ／ＳＴ ＝
２９８°に Ｔ ＝ ４７７．２°に八Ｔ ＝ ４５２
．２６に 吸収熱： Ｑ ＝ ４５２．２°にｘ ４．１８７にＪ
／Ｋｇ°にＸ ３３に９／Ｓ＝＝ ２４，７５９．０６
にＪ／ＳＢ）ｉＪｍ：圧力Ｐ ＝ １．９６ ｂａｒａ
）入口 ｂ）匹旦 ａｖ ＝３３Ｋｙ／ｓ ａｖ＝３３Ｋｇ／ｓ八ｖ ＝５
３．２へ Ｂ／ｓ Ａｖ ＝ ６．６１ Ｋｙ／５Ｔ−
４８１°Ｋ 、ＡＬ＝４６．ＧＮｙ／ｓ１１ ＝ １１
４，４３６．９６にＪ／ｓ Ｔ ＝ ４２１．４°に１
１＝・８９． ［）７７、９１にＪ／ｓ匪旦五ｌＩ 出
口液相 ａｖ ＝３３８９／ｓＡ［＝４６．６／（９／ｓＡｖ、
＝ ６．６１ Ｋ９／Ｓ Ｔ ＝ ４２１．４°ＫＴ
＝ ４２１．４°Ｋ ’Ｉｆ ＝ ５，８４１．４にＪ
／ｓＨ＝８３，８３６．４８ ＫＪ／ｓ （ＯＬ −Ｈ
に排出）タービンＴ−ＩＩ ａ）人旦 ｂ）世旦 Ｐ＝１．９Ｇｂａｒ 、 Ｐ＝０．０３１６７ｂａｒａ
ｖ＝３３８’Ｊ／Ｓ ａｖ＝２９．０に９／５Ｔ−４２
１８に ＾［＝ ３．４６ Ｋｆｌ／５ｈ−２，７６９
，３０にＪ／ｋｏ Ｔ−２９８’ Ｋｓ ＝ ７．２８
４８ＫＪ／ｋｇ’ ｋ ｈ ＝２，１６７．３４にＪ／
ｋ（］ｓ ＝７．２８４８ＫＪ／ｋＯ’ ｋ へｈ＝６０２．０２ ＫＪ／に０ 変１９！後エネルギー＝１１−ｍ×Δ１１＝１９，８０
６．６６ＫＪ／ＳＺさ六換器Ｃ−ＩＩＩ （最終凝縮器
）タービンＴ−Ｍから放出されるこの段階における蒸気
（主として水蒸気）のすべては凝縮器で凝縮されるとと
もに、発生した熱は低温熱源に至る。
この場合の低温熱源の温度は２９８６Ｋに達する。
低温熱源へ放出されるエネルギー：
Ｑ＝７１，３２９．９７ ＫＪ／ｓ
級垂
ａ）熱源から吸収された熱：
Ｑ１＝ １３０，４４４．４にＪ／Ｓ
ｂ）変換後総エネルギー：
Ｗ丁 −５９，１１４，４３にＪ／Ｓ
Ｃ）変換効率：
１
ａ）人旦 ｂ）直旦
Ｐ＝１４．７０（ｉｂａｒ Ｐ＝１４．７０６ｂａｒＴ
＝ ６０１３．５’ ｋ Ｔ＝６６８ ” ｋａｙ ＝
２５ｋｌＪ／Ｓ ａｙ ＝２５ ｋｇ／ＳＡｖ ＝
８８．５２ ｋａ／ｓ Ａｙ ＝４０７．０８ ｋ！＋
／ＳΔ ＝３１８．５６ ｋ（１／Ｓ ｌｌ＝ ４４６
，０６５．５４ にＪ／ｓし ＋１＝ ３０６．４９［ｉ、６６ にＪ／ｓ熱源によっ
て放出されたエネルギー： １８３．５６８．８８ ＫＪ／ｓ 前述したように、この装置の出口に発生した蒸気は上記
条件の下で飽和してＤ−Ａ蒸気となる。
＝ ６０１３．５’ ｋ Ｔ＝６６８ ” ｋａｙ ＝
２５ｋｌＪ／Ｓ ａｙ ＝２５ ｋｇ／ＳＡｖ ＝
８８．５２ ｋａ／ｓ Ａｙ ＝４０７．０８ ｋ！＋
／ＳΔ ＝３１８．５６ ｋ（１／Ｓ ｌｌ＝ ４４６
，０６５．５４ にＪ／ｓし ＋１＝ ３０６．４９［ｉ、６６ にＪ／ｓ熱源によっ
て放出されたエネルギー： １８３．５６８．８８ ＫＪ／ｓ 前述したように、この装置の出口に発生した蒸気は上記
条件の下で飽和してＤ−Ａ蒸気となる。
タピンＴ−Ｉ
ａ）入口 ｂ）出口
Ｐ＝１４．７０Ｈａｒ Ｐ＝１４．７０（＋ｌ＋ａｒＴ
＝ ０６８” ｋ 、 Ｔ＝ ６３３．６５ ’ ｋａ
ｖ＝ ２５ｋｇ／ｓ ａｖ ＝ ２５Ｋｓ／５ＡＶ＝４
０７．０８ ｋ＋＋／ｓ Ａｖ＝４０７．０８ Ｋｇ’
５１１＝ ４４０，０６５．５４にＪ／ｓ ｌＩ＝ ４
１１，１９０．１３ ＫＪ／ｓ八）ロ：圧力Ｐ ＝ １
４．７０６ｂａｒａ）大息 ｂ）直旦 １１＝’３１５，６５５．５３ ＫＪ／ｓ°休ＤＬ一体
回収タンク 圧力Ｐ＝ ３．９２２ｂａｒ ａ）人り 熱交換Ｓ’Ｃ−Ｉ管路出ロ１１液口 八ビ１４９．５０ ｋ（１／Ｓ １１＝６４，４８５．
８１ にＪ／ｓ’ Ｔ＝ ５６６．６２ ’ ｋ 熱交換器ｃ−ｎ木体出ロ液相 八 −２５７，５２ｋ（１／Ｓ １１＝８３，０１０．
９３ ＫＪ／ＳＴ＝ ５１７．７° １（ ｂ）置県 ポンプＢ−Ｉ吸入薩体 八 −４０７，０８ｋｇ／ｓ Ｈ＝ １４７，４９６：
７３ にＪ／Ｓ［ Ｔ＝ ５３６’ ｋ 批旦ｙニーＩｎ阪］ 圧力ｐ＝ ３．９２２ｂａｒ ａ）大息 熱交換器Ｃ−Ｉ管路管路出猟蒸 気相 ＝ ２５ｋＣＩ／Ｓ ＩＩ＝ ２５１，１７９．
６１にＪ／ＳＡｖ ＝２５７．５２ ｋ（Ｊ／Ｓ Ｔ’ ５６６．６２ ” ｋ 熱交換器Ｃ−Ｉ［本体出口蒸気相 ａｖ ＝５ｋＱ／Ｓ 、 １ｂ１９．９９１．４３ Ｋ
Ｊ／ｓ八、 ＝１０．９３ｋ（１／Ｓ（飽和後）Ｔ＝
５１７．７’ ｋ ｂ）タンクＤＬ−１の入口おにび排 日熱交換器Ｃ−用
本体出ロ液相 Ａ ２５７．５２ ｋｏｌＳ ＩＩ＝８３，０１０．９
３にＪ／ｓし Ｔ＝５１７．７”舷 Ｃ）敗且 発生蒸気相、タービンＴ−Ｉｔ駆動 ａｙ ＪＯｋｇ／ｓ 丁＝ ５６４° ｋＡ ＝３６８
．４５ ｋｏ／ａ ｌｌ＝ ２７１，１７１．０３ Ｋ
Ｊ／ｓタービンＴ−ＩＩ ａ）入旦 ｂ）出口 Ｐ＝３，９２２ ｂａｒ Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａｙ
＝ ３０ｋＱ／ｓ ａｖ＝ ３０ｋｏ／ｓＡｖ ＝２
６８．４５ ｋｌＪ／Ｓ 八 ＝２６８．４５ ｋｇ／
Ｓ■−５６４’ ｋ Ｔ＝ ５２７．６” ｋＩＩ＝
２７１，１７１．０３ ＫＪ／Ｓ ＩＩ＝ ２５１，８
６７．８８ ＫＪ／ｓ（” ５ａｔ＝ ４９９．６７°
ｋ （” ５ａｔ＝ ２３７，４２０．１５にＪ／ｓ変換後
エネルギーニドΔ１１＝１９．３０３．１６にＪ／ｓ詣
又ｍｌ（Σ二１ Ａ）木詐：圧力Ｐ＝ ３．９２２ｂａｒ１１＝５７，９
４０．３３にＪ／ｓ Ｈ＝１２，１８７．９９ ＫＪ／
５１１＝７０．１２８．３１ ＫＪ／ｓ ｂ）匹Ｕ Ｂ）Ｗｆｆｌ：圧力Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａ）入旦（
タービンＴ−ＩＩ排出流体）Ｈ＝ ２０４，７９８．０
７にＪ／５（ＤＬ−ＩＩに枯山）熱交換器Ｅ−Ｉ （高圧水蒸気ボイラー） 八）本体：圧力Ｐ ＝ １４．７０Ｇｂａｒａ）入旦 ａｖ＝２５ ｋ＋＋／ｓ Ｔ＝ ４１Ｇ、５’ ｋ ｌｌ＝ ６，６４６．５５ ＫＪ／ｓ ｂ）匿旦 ａｙ ”２５ ｋｇ／５（ｓａｔｕｒｅｄ ｖａｐｏｒ
）Ｔ＝ ４Ｇ８．８３ ’ ｋ １１＝６３，４５９．３３ ＫＪ／ｓ 吸収熱：Ｑ＝八へ１ ＝ ５６．８１２．７８にＪ／５
Ｂ）Ｕｆｌ：圧力ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａ）Ｎｐ（Ｃ
−１管路用口蒸気相） ａｖ＝３０ｋ（１／Ｓ Ｔ＝ ４９５．２’ ｋへｖ
＝２１６．７２ ｋｏ／ｓ ｌＩ＝ ２０４，７９８．
０７ にＪ／ｓｂ）匹月 ａｙ ＝３０ｋｇ／Ｓ Ｔ＝ ４Ｇ９．０３ ＠ｋＡＶ
＝７４．７５ｋｇ／ｓ Ｈ＝ １４７，９８５．２９に
Ｊ／ｓ＾［＝１４１．９７ ｋｏ／ｓ 肚旦塁ｌｌ 匪旦員ｌ ａｖ ＝３０ｋｇ／ｓ ＾し ＝１４１．９７ ｋ（１
／Ｓ八ｖ ４４．７５ｋＱ／ｓ Ｔ＝ ４６９．０３
” ｋＴ＝ ４６９．０３ ’ ｋ １ｌ＝３１，２２
３．９８にＪ／５１１＝ １１６，７６１’、３１ Ｋ
Ｊ／Ｓ （Ｄ Ｌ −ＩＩに朗出）ＤＬ−Ｉ回収タンク 圧力Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒ ａ）人月 熱交換器Ｃ−■管路出ロ液相 ＡＬ ＝ ５１．７３ ｋ（１／Ｓ １ｌ＝１４．１９
６．２７ ＫＪ／ｓＴ＝ ４９５．２’ ｋ 熱交換器Ｅ−Ｉ管路管路出猟蒸 気相 ＝ １４１．９７ ｋｇ／ｓ １ｌ＝３１，２２
３．９８ ＫＪ／ｓＴ＝ ４６９．０３ ＠に 熱交換器Ｃ−■木体出ロ液相 Ａ ＝７４．７５ ｋ（１／Ｓ １１＝１２，５２０．
０８にＪ／ｓし Ｔ＝４４２．９”ｋ ｂ）世刀 ポンプＢ＝Ｉ［吸入 Ａｃ ＝ ２６８．４５ ｋｏ／ｓ １ｈ５７，９４０
．３３にＪ／ｓＴ＝ ４６７” ｋ タービンＴ−１［１ ａ）大月 ｂ）匿旦 （Ｅ−１管路用口蒸気相） Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒ Ｐ＝ ０．４９ ｂａｒａｙ
＝３０ｋ（＋／Ｓ ａｖ ＝３０ｋｏ／ｓ＾ｖ ＝７
４．７５ｋｏ／ｓ Ａｖ ＝７１．８７ｋａ／ｓＴ＝
４Ｇ９．０３ ” ｋ 八［−２，８８ｋｏ／５１１＝
１１Ｇ、７Ｃ１１，３１Ｋ、Ｌ／ｓ Ｔ＝ ４４６．
１’ ｋ＋１＝ １１１，７００．０８にＪ／ｓ変換後
エネルギー：Ｗ＝ΔＨ＝ ５．ＯＧｏ、６３ ＫＪ／ｓ
証ヌ」１１四二１ Ａ）本体：圧力ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａ）入旦 ｂ）
匿旦 Ａ ＝７４．７５ｋ（１／ｓ 八Ｆ、＝７４．７５ｋｏ
／ｓし Ｔ＝ ４０３’ ｋ Ｔ＝ ４４２．９’ ｋＨ＝ ６
，７７５．Ｇ７ ＫＪ／ｓ −ｔｌ＝１２，５２０．（
１８にＪ／ｓ吸収熱二〇＝Δ１−１＝ ５，７４４．４
２ ＫＪ／５Ｂ）ｕ：圧力Ｐ＝ ０．４９ ｂａｒ ａ）入月（タービンＴ−１［［排出流体）ａｖ＝３０
ｋｕ／ｓ Ｔ＝ ４４６．１°に＾ｖ＝７１．８７ｋｇ
／ｓ ｔ＋＝川、７００．Ｇ８ ＫＪ／Ｓ八Ｌ へ２．
８８ ｋｇ／ｓ ｂ）且旦 ａｖ＝３０ ｋｇ／ｓ Ｔ＝ ４４０．８°に＾ｖ＝５
７．５６ｋｇ／ＳＩ＋＝ １０５．９５Ｇ、２ＧにＪ／
ｓ＾［＝１７．１９ｋｏ／ｓ 匪旦盈］Ｉ 匪旦亘Ｉ ａ ＝３０ ｋｇ／ｓ Ａ、＝１７．１９ｋｏ／ｓ■ ＡＶ＝５７．５６ｋ（１／Ｓ Ｔ＝ ４４０．８’ ｋ
Ｔ＝ ４４０．８’ ｋ 、 Ｉ＋＝ ２，７９４．１
９ にＪ／５１１＝ １０３，１６２．０８ ＫＪ／ｓ
（Ｄ Ｌ−ｍに初出）熱交換器Ｅ−ｎ （低圧水蒸気ボイラー） Ａ）木卦：ＪＩ力ｐ＝ ３．９２２ｂａｒａ）大月 ａ、＝５ｋａ／ｓ（飽和′Ｉ＆） Ｔ＝ ４１６．５６に ＋１＝ １，３１８．８（ｉにＪ／ｓ ｂ）批旦 ａｙ ＝５ｋｇ／ｓ（飽和蒸気） Ｔ＝ ４１６．５°に １１＝１２．１９＜１．５にＪ／Ｓ 吸収熱：Ｑ＝ΔＩ−１＝ １０．８６９□１４にＪ／ｓ
Ｂ）管路：圧力ｐ＝ ｏ、４９ ｂａｒａ）八〇（Ｃ−
ＩＩＩ管路蒸気相） ａｙ ＝３ｏ ｋ（１／ｓ Ｔ＝ ４４０．８°に八ｖ
＝５７．５６ｋｇ／ｓ １１＝ １０３，１６２．０
８ にＪ／ｓｂ）押月 ａｖ＝３０ ｋ（１／Ｓ ！＝ ４２６．５°ｋＡＶ＝
３１．８１ｋｇ／ｓ ｔｌ＝９２，２９２．９４にＪ／
ｓへＬ ＝２！ｉ、 ７５ｋｇ／ｓ 八ｖ ＝３１．８１ ｋＯ／Ｓ Ｔ＝ ４２Ｇ、５’
ｋＴ＝ ４２６．５’ ｋ １１＝ ３，４８８．２に
Ｊ／ｓ＋１＝８８．８０４．７５にＪ／ｓ （Ｄ Ｌ
−ｍに排出）旌ヌｍ二１ （Ｅ−Ｉ［に含ませうる水加熱器） Ａ）Ｘｉ：圧力Ｐ＝ ３．９２２ｂａｒａ）大月 ｂ）
匪月 ａ［＝３０に９／ｓ ａ、 ＝３０Ｋｙ／５Ｔ＝２９８
°Ｋ Ｔ＝ ４１６．５°にΔｔ＝ ４１６．５−２９
８９に＝１１８．５°に吸収熱： Ｑ＝３０Ｋｇ／ｓ交
４．１７８ＫＪ／ Ｋ’Ｊ°にＸ ３９１．５°に ＝１４．８８４．０７ＫＪ／ｓ Ｂ）？！ｍ：圧力Ｐ＝ ０．４９ｂａｒａ）大月 ｂ）
糺且 ａ ’ ＝ ３０Ｋｇ／５ ａＶ−３０に９／ＳＶ Ａ ＝３１．８１ Ｋ’Ｊ／ｓ 八ｖ ＝ ３．９２
八ｇａｓ■ Ｔ＝ ４２６．５° Ｋ Ａ、＝２７．８９ Ｋｙ／５
）−１＝ ８８，８０４．７５にＪ／Ｓ Ｔ＝ ３７９
．．２７°にＨ＝ ７３，９２０．６８ ＫＪ／Ｓ 匪匡且ムＩ 出口液相 ａＶ ＝３０に９／ｓ Ａ［＝２７．８９ ＫＩＳＡ
＝ ３．９２ Ｋ９／ＳＴ＝ ３７９．８７°ＫＴ＝
３７９．８７°に Ｈ＝ １，３３１．７８ ＫＪ／ｓ
Ｈ＝ ７２，５８８．９にＪ／ｓ（ＤＬ−ｍに排出）タ
ービンＴ −ＩＶ 熱交換器Ｅ−Ｉ１１の管路出口における蒸気相はこのタ
ービンに入り込み、各段において臨界超過のノズル速度
を避けるためＰ １ ＝ ０．４９ｂａｒがらＰ２＝
０．０３１６６ｂａ＋・の間で圧力が変化する。この圧
力は下位温度レベルにお（）る水蒸気の飽和圧力である
。 ３５３°Ｋにおける液相の水がこの装置の計算プロ
グラムにおいてエンタルピー源として使われているので
、該プログラムは使用せず、飽和再加熱水蒸気表が使用
された。
＝ ０６８” ｋ 、 Ｔ＝ ６３３．６５ ’ ｋａ
ｖ＝ ２５ｋｇ／ｓ ａｖ ＝ ２５Ｋｓ／５ＡＶ＝４
０７．０８ ｋ＋＋／ｓ Ａｖ＝４０７．０８ Ｋｇ’
５１１＝ ４４０，０６５．５４にＪ／ｓ ｌＩ＝ ４
１１，１９０．１３ ＫＪ／ｓ八）ロ：圧力Ｐ ＝ １
４．７０６ｂａｒａ）大息 ｂ）直旦 １１＝’３１５，６５５．５３ ＫＪ／ｓ°休ＤＬ一体
回収タンク 圧力Ｐ＝ ３．９２２ｂａｒ ａ）人り 熱交換Ｓ’Ｃ−Ｉ管路出ロ１１液口 八ビ１４９．５０ ｋ（１／Ｓ １１＝６４，４８５．
８１ にＪ／ｓ’ Ｔ＝ ５６６．６２ ’ ｋ 熱交換器ｃ−ｎ木体出ロ液相 八 −２５７，５２ｋ（１／Ｓ １１＝８３，０１０．
９３ ＫＪ／ＳＴ＝ ５１７．７° １（ ｂ）置県 ポンプＢ−Ｉ吸入薩体 八 −４０７，０８ｋｇ／ｓ Ｈ＝ １４７，４９６：
７３ にＪ／Ｓ［ Ｔ＝ ５３６’ ｋ 批旦ｙニーＩｎ阪］ 圧力ｐ＝ ３．９２２ｂａｒ ａ）大息 熱交換器Ｃ−Ｉ管路管路出猟蒸 気相 ＝ ２５ｋＣＩ／Ｓ ＩＩ＝ ２５１，１７９．
６１にＪ／ＳＡｖ ＝２５７．５２ ｋ（Ｊ／Ｓ Ｔ’ ５６６．６２ ” ｋ 熱交換器Ｃ−Ｉ［本体出口蒸気相 ａｖ ＝５ｋＱ／Ｓ 、 １ｂ１９．９９１．４３ Ｋ
Ｊ／ｓ八、 ＝１０．９３ｋ（１／Ｓ（飽和後）Ｔ＝
５１７．７’ ｋ ｂ）タンクＤＬ−１の入口おにび排 日熱交換器Ｃ−用
本体出ロ液相 Ａ ２５７．５２ ｋｏｌＳ ＩＩ＝８３，０１０．９
３にＪ／ｓし Ｔ＝５１７．７”舷 Ｃ）敗且 発生蒸気相、タービンＴ−Ｉｔ駆動 ａｙ ＪＯｋｇ／ｓ 丁＝ ５６４° ｋＡ ＝３６８
．４５ ｋｏ／ａ ｌｌ＝ ２７１，１７１．０３ Ｋ
Ｊ／ｓタービンＴ−ＩＩ ａ）入旦 ｂ）出口 Ｐ＝３，９２２ ｂａｒ Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａｙ
＝ ３０ｋＱ／ｓ ａｖ＝ ３０ｋｏ／ｓＡｖ ＝２
６８．４５ ｋｌＪ／Ｓ 八 ＝２６８．４５ ｋｇ／
Ｓ■−５６４’ ｋ Ｔ＝ ５２７．６” ｋＩＩ＝
２７１，１７１．０３ ＫＪ／Ｓ ＩＩ＝ ２５１，８
６７．８８ ＫＪ／ｓ（” ５ａｔ＝ ４９９．６７°
ｋ （” ５ａｔ＝ ２３７，４２０．１５にＪ／ｓ変換後
エネルギーニドΔ１１＝１９．３０３．１６にＪ／ｓ詣
又ｍｌ（Σ二１ Ａ）木詐：圧力Ｐ＝ ３．９２２ｂａｒ１１＝５７，９
４０．３３にＪ／ｓ Ｈ＝１２，１８７．９９ ＫＪ／
５１１＝７０．１２８．３１ ＫＪ／ｓ ｂ）匹Ｕ Ｂ）Ｗｆｆｌ：圧力Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａ）入旦（
タービンＴ−ＩＩ排出流体）Ｈ＝ ２０４，７９８．０
７にＪ／５（ＤＬ−ＩＩに枯山）熱交換器Ｅ−Ｉ （高圧水蒸気ボイラー） 八）本体：圧力Ｐ ＝ １４．７０Ｇｂａｒａ）入旦 ａｖ＝２５ ｋ＋＋／ｓ Ｔ＝ ４１Ｇ、５’ ｋ ｌｌ＝ ６，６４６．５５ ＫＪ／ｓ ｂ）匿旦 ａｙ ”２５ ｋｇ／５（ｓａｔｕｒｅｄ ｖａｐｏｒ
）Ｔ＝ ４Ｇ８．８３ ’ ｋ １１＝６３，４５９．３３ ＫＪ／ｓ 吸収熱：Ｑ＝八へ１ ＝ ５６．８１２．７８にＪ／５
Ｂ）Ｕｆｌ：圧力ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａ）Ｎｐ（Ｃ
−１管路用口蒸気相） ａｖ＝３０ｋ（１／Ｓ Ｔ＝ ４９５．２’ ｋへｖ
＝２１６．７２ ｋｏ／ｓ ｌＩ＝ ２０４，７９８．
０７ にＪ／ｓｂ）匹月 ａｙ ＝３０ｋｇ／Ｓ Ｔ＝ ４Ｇ９．０３ ＠ｋＡＶ
＝７４．７５ｋｇ／ｓ Ｈ＝ １４７，９８５．２９に
Ｊ／ｓ＾［＝１４１．９７ ｋｏ／ｓ 肚旦塁ｌｌ 匪旦員ｌ ａｖ ＝３０ｋｇ／ｓ ＾し ＝１４１．９７ ｋ（１
／Ｓ八ｖ ４４．７５ｋＱ／ｓ Ｔ＝ ４６９．０３
” ｋＴ＝ ４６９．０３ ’ ｋ １ｌ＝３１，２２
３．９８にＪ／５１１＝ １１６，７６１’、３１ Ｋ
Ｊ／Ｓ （Ｄ Ｌ −ＩＩに朗出）ＤＬ−Ｉ回収タンク 圧力Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒ ａ）人月 熱交換器Ｃ−■管路出ロ液相 ＡＬ ＝ ５１．７３ ｋ（１／Ｓ １ｌ＝１４．１９
６．２７ ＫＪ／ｓＴ＝ ４９５．２’ ｋ 熱交換器Ｅ−Ｉ管路管路出猟蒸 気相 ＝ １４１．９７ ｋｇ／ｓ １ｌ＝３１，２２
３．９８ ＫＪ／ｓＴ＝ ４６９．０３ ＠に 熱交換器Ｃ−■木体出ロ液相 Ａ ＝７４．７５ ｋ（１／Ｓ １１＝１２，５２０．
０８にＪ／ｓし Ｔ＝４４２．９”ｋ ｂ）世刀 ポンプＢ＝Ｉ［吸入 Ａｃ ＝ ２６８．４５ ｋｏ／ｓ １ｈ５７，９４０
．３３にＪ／ｓＴ＝ ４６７” ｋ タービンＴ−１［１ ａ）大月 ｂ）匿旦 （Ｅ−１管路用口蒸気相） Ｐ＝ ０．９８ ｂａｒ Ｐ＝ ０．４９ ｂａｒａｙ
＝３０ｋ（＋／Ｓ ａｖ ＝３０ｋｏ／ｓ＾ｖ ＝７
４．７５ｋｏ／ｓ Ａｖ ＝７１．８７ｋａ／ｓＴ＝
４Ｇ９．０３ ” ｋ 八［−２，８８ｋｏ／５１１＝
１１Ｇ、７Ｃ１１，３１Ｋ、Ｌ／ｓ Ｔ＝ ４４６．
１’ ｋ＋１＝ １１１，７００．０８にＪ／ｓ変換後
エネルギー：Ｗ＝ΔＨ＝ ５．ＯＧｏ、６３ ＫＪ／ｓ
証ヌ」１１四二１ Ａ）本体：圧力ｐ＝ ０．９８ ｂａｒａ）入旦 ｂ）
匿旦 Ａ ＝７４．７５ｋ（１／ｓ 八Ｆ、＝７４．７５ｋｏ
／ｓし Ｔ＝ ４０３’ ｋ Ｔ＝ ４４２．９’ ｋＨ＝ ６
，７７５．Ｇ７ ＫＪ／ｓ −ｔｌ＝１２，５２０．（
１８にＪ／ｓ吸収熱二〇＝Δ１−１＝ ５，７４４．４
２ ＫＪ／５Ｂ）ｕ：圧力Ｐ＝ ０．４９ ｂａｒ ａ）入月（タービンＴ−１［［排出流体）ａｖ＝３０
ｋｕ／ｓ Ｔ＝ ４４６．１°に＾ｖ＝７１．８７ｋｇ
／ｓ ｔ＋＝川、７００．Ｇ８ ＫＪ／Ｓ八Ｌ へ２．
８８ ｋｇ／ｓ ｂ）且旦 ａｖ＝３０ ｋｇ／ｓ Ｔ＝ ４４０．８°に＾ｖ＝５
７．５６ｋｇ／ＳＩ＋＝ １０５．９５Ｇ、２ＧにＪ／
ｓ＾［＝１７．１９ｋｏ／ｓ 匪旦盈］Ｉ 匪旦亘Ｉ ａ ＝３０ ｋｇ／ｓ Ａ、＝１７．１９ｋｏ／ｓ■ ＡＶ＝５７．５６ｋ（１／Ｓ Ｔ＝ ４４０．８’ ｋ
Ｔ＝ ４４０．８’ ｋ 、 Ｉ＋＝ ２，７９４．１
９ にＪ／５１１＝ １０３，１６２．０８ ＫＪ／ｓ
（Ｄ Ｌ−ｍに初出）熱交換器Ｅ−ｎ （低圧水蒸気ボイラー） Ａ）木卦：ＪＩ力ｐ＝ ３．９２２ｂａｒａ）大月 ａ、＝５ｋａ／ｓ（飽和′Ｉ＆） Ｔ＝ ４１６．５６に ＋１＝ １，３１８．８（ｉにＪ／ｓ ｂ）批旦 ａｙ ＝５ｋｇ／ｓ（飽和蒸気） Ｔ＝ ４１６．５°に １１＝１２．１９＜１．５にＪ／Ｓ 吸収熱：Ｑ＝ΔＩ−１＝ １０．８６９□１４にＪ／ｓ
Ｂ）管路：圧力ｐ＝ ｏ、４９ ｂａｒａ）八〇（Ｃ−
ＩＩＩ管路蒸気相） ａｙ ＝３ｏ ｋ（１／ｓ Ｔ＝ ４４０．８°に八ｖ
＝５７．５６ｋｇ／ｓ １１＝ １０３，１６２．０
８ にＪ／ｓｂ）押月 ａｖ＝３０ ｋ（１／Ｓ ！＝ ４２６．５°ｋＡＶ＝
３１．８１ｋｇ／ｓ ｔｌ＝９２，２９２．９４にＪ／
ｓへＬ ＝２！ｉ、 ７５ｋｇ／ｓ 八ｖ ＝３１．８１ ｋＯ／Ｓ Ｔ＝ ４２Ｇ、５’
ｋＴ＝ ４２６．５’ ｋ １１＝ ３，４８８．２に
Ｊ／ｓ＋１＝８８．８０４．７５にＪ／ｓ （Ｄ Ｌ
−ｍに排出）旌ヌｍ二１ （Ｅ−Ｉ［に含ませうる水加熱器） Ａ）Ｘｉ：圧力Ｐ＝ ３．９２２ｂａｒａ）大月 ｂ）
匪月 ａ［＝３０に９／ｓ ａ、 ＝３０Ｋｙ／５Ｔ＝２９８
°Ｋ Ｔ＝ ４１６．５°にΔｔ＝ ４１６．５−２９
８９に＝１１８．５°に吸収熱： Ｑ＝３０Ｋｇ／ｓ交
４．１７８ＫＪ／ Ｋ’Ｊ°にＸ ３９１．５°に ＝１４．８８４．０７ＫＪ／ｓ Ｂ）？！ｍ：圧力Ｐ＝ ０．４９ｂａｒａ）大月 ｂ）
糺且 ａ ’ ＝ ３０Ｋｇ／５ ａＶ−３０に９／ＳＶ Ａ ＝３１．８１ Ｋ’Ｊ／ｓ 八ｖ ＝ ３．９２
八ｇａｓ■ Ｔ＝ ４２６．５° Ｋ Ａ、＝２７．８９ Ｋｙ／５
）−１＝ ８８，８０４．７５にＪ／Ｓ Ｔ＝ ３７９
．．２７°にＨ＝ ７３，９２０．６８ ＫＪ／Ｓ 匪匡且ムＩ 出口液相 ａＶ ＝３０に９／ｓ Ａ［＝２７．８９ ＫＩＳＡ
＝ ３．９２ Ｋ９／ＳＴ＝ ３７９．８７°ＫＴ＝
３７９．８７°に Ｈ＝ １，３３１．７８ ＫＪ／ｓ
Ｈ＝ ７２，５８８．９にＪ／ｓ（ＤＬ−ｍに排出）タ
ービンＴ −ＩＶ 熱交換器Ｅ−Ｉ１１の管路出口における蒸気相はこのタ
ービンに入り込み、各段において臨界超過のノズル速度
を避けるためＰ １ ＝ ０．４９ｂａｒがらＰ２＝
０．０３１６６ｂａ＋・の間で圧力が変化する。この圧
力は下位温度レベルにお（）る水蒸気の飽和圧力である
。 ３５３°Ｋにおける液相の水がこの装置の計算プロ
グラムにおいてエンタルピー源として使われているので
、該プログラムは使用せず、飽和再加熱水蒸気表が使用
された。
これらの条件の下で、以下の値が得られた。
ａ）人］
ａｖ ＝３０１（ｇ／ｓ Ｔ−３７９，８７°ＫＡＶ＝
３．９２ ／ｒｌｓ Ｈ＝７２，５８９．０６にＪ／
ｓ圧力Ｐ＝ ０．４９ｂａｒ これらの条件の下での水蒸気エンタルピー：ｈｌ＝ ２
，０９Ｇ、２６にＪ／ｋＱ これらの条件の下での水蒸気エンタルピー：３１＝ ７
．７１５ＫＪ／ＸＱ’ Ｋ ｂ）卯 圧力Ｐ＝ ０．０３’１６６ｂａｒ 温度−２９８°１（ 断熱後の最終エントロピー： Ｓ２＝ ７．７１５ＫＪ／に（］’に 対応エンタルピー： ｂ２＝ ２，２８５．４１ ＫＪ／にΩＣ）Ｉ械的仕事
に変換されたエネルギー：Δｈ−旧＝ｈ２＝４１０．８
５ＫＪ／Ｋｇ上記より、 Ｗ＝３０Ｋｇ／ｓｘ ４１０．８５ＫＪ／Ｋｆ＝１２，
３２５．５２にＪ／ｓこの時点における追加の仕事とし
ての流体Ｄ−Ａの３．９２．Ｎｇ／ｓの影響はわずかで
ある。
３．９２ ／ｒｌｓ Ｈ＝７２，５８９．０６にＪ／
ｓ圧力Ｐ＝ ０．４９ｂａｒ これらの条件の下での水蒸気エンタルピー：ｈｌ＝ ２
，０９Ｇ、２６にＪ／ｋＱ これらの条件の下での水蒸気エンタルピー：３１＝ ７
．７１５ＫＪ／ＸＱ’ Ｋ ｂ）卯 圧力Ｐ＝ ０．０３’１６６ｂａｒ 温度−２９８°１（ 断熱後の最終エントロピー： Ｓ２＝ ７．７１５ＫＪ／に（］’に 対応エンタルピー： ｂ２＝ ２，２８５．４１ ＫＪ／にΩＣ）Ｉ械的仕事
に変換されたエネルギー：Δｈ−旧＝ｈ２＝４１０．８
５ＫＪ／Ｋｇ上記より、 Ｗ＝３０Ｋｇ／ｓｘ ４１０．８５ＫＪ／Ｋｆ＝１２，
３２５．５２にＪ／ｓこの時点における追加の仕事とし
ての流体Ｄ−Ａの３．９２．Ｎｇ／ｓの影響はわずかで
ある。
エンタルピー源として２９８°にの水を使用した場合、
出口流体の総熱量は以下の通りである。
出口流体の総熱量は以下の通りである。
＋１＝６７、１７１．５１にＪ／５＝６０．２６３．２
９４６．’９０８．２２３０Ｋｆｆ／ｓｘ ４．１８６
８にＪ／Ｎｆｆ℃ｘ ３２８°に−６，９０８，２２に
Ｊ／ｓ熟 換器Ｃ−ＩＶ （最 凝 器） タービンＴ−ｒＶから排出された蒸気相はすべてこの熱
交換器において凝縮され、熱は２９８°１（で本方法の
低温点に対して放出される。最も酋通の冷却流体は水で
、交換器の本体を介して循環させる。
９４６．’９０８．２２３０Ｋｆｆ／ｓｘ ４．１８６
８にＪ／Ｎｆｆ℃ｘ ３２８°に−６，９０８，２２に
Ｊ／ｓ熟 換器Ｃ−ＩＶ （最 凝 器） タービンＴ−ｒＶから排出された蒸気相はすべてこの熱
交換器において凝縮され、熱は２９８°１（で本方法の
低温点に対して放出される。最も酋通の冷却流体は水で
、交換器の本体を介して循環させる。
これらの条（１のもので、放出されるエネルギーは以下
の通りである。
の通りである。
Ｑ ＝ ６７、１７１．５１ＫＪ／Ｓ
ン疑縮液（ａ ＝３０１＜ｇ／ｓ、八し＝３．９２１（
ｇ／Ｓ）はり［ ンクＤＬ−ＩＶにＪＪＩ出されて、ここで両液の濃度差
にＪ：る分離が行なわれる。次に、液Ｄ−Ａはこのタン
クからＩＪＩ出されてタンク［）、Ｌ−１１１に至る。
ｇ／Ｓ）はり［ ンクＤＬ−ＩＶにＪＪＩ出されて、ここで両液の濃度差
にＪ：る分離が行なわれる。次に、液Ｄ−Ａはこのタン
クからＩＪＩ出されてタンク［）、Ｌ−１１１に至る。
本方法による条件を設定し維持するのに必要な真空装置
はタンクＤ Ｌ −ＩＶ内に配設される。
はタンクＤ Ｌ −ＩＶ内に配設される。
実施例の基本方法による混合流体として選択される流体
は冒頭に表示した基準に従って選択された。そして、理
論的には、同流体は規定の条件のもとで良好の変換効率
を得るには最適の流体ではない。
は冒頭に表示した基準に従って選択された。そして、理
論的には、同流体は規定の条件のもとで良好の変換効率
を得るには最適の流体ではない。
一例として計算された本方法は決して最適のものではな
い。例えば、各タービンにおりる圧力値の変化について
は任意に選択されたものであり、後半の交換器における
最小正確勾配は過大である。
い。例えば、各タービンにおりる圧力値の変化について
は任意に選択されたものであり、後半の交換器における
最小正確勾配は過大である。
従って、例えば交換器Ｅ−Ｉは、これらの条件のもとで
およそ１１τｙ／ｓの余分の水を蒸発させることになる
。
およそ１１τｙ／ｓの余分の水を蒸発させることになる
。
これを無視しても、本方法は以下の熱収支を−もたらす
。
。
一熱源から吸収された熱：
Ｑｌ−１３３，５６８，８８にＪ／Ｓ
−タービン内で変換されたエネルギー：Ｗ、＝Ｗ１ ＋
Ｗ■Ｊｍ ＋Ｉ’ｌ■＝６５，５５８．７１ＫＪ／ｓ−
冷温点に対して放出されたエネルギー：ｑ２＝６７、１
７０．６７ＫＪ／ｓ −収支内で生じた総誤差 ξ−８３８，６６にＪ／ｓ （熱源に関して０，６３％
）（変換後エネルギーに関して１．２５％）−変換効率 一同一温度レベル間における理論 カルノーサイクルの効率： ＴＩ−Ｔ２ Ｇ３７．２５−２９８ ηｃ ＝ −＝ ・・０．５３２（５３，２％）ＴＩ
６３７．２５ −１！ｌ！論カルノー勺・イクル に対する本方法の相対効率： η 注： 絶対効率は高温で熱安定流体、あるいは一旦本方法が最
適状態に達したとぎは実施例において指示されたのど同
じ流体を使用するとともに、高温レベル（プレイ１−ン
もしくはランキンサイクル）の第１段を使用することに
よって増大させることができる。
Ｗ■Ｊｍ ＋Ｉ’ｌ■＝６５，５５８．７１ＫＪ／ｓ−
冷温点に対して放出されたエネルギー：ｑ２＝６７、１
７０．６７ＫＪ／ｓ −収支内で生じた総誤差 ξ−８３８，６６にＪ／ｓ （熱源に関して０，６３％
）（変換後エネルギーに関して１．２５％）−変換効率 一同一温度レベル間における理論 カルノーサイクルの効率： ＴＩ−Ｔ２ Ｇ３７．２５−２９８ ηｃ ＝ −＝ ・・０．５３２（５３，２％）ＴＩ
６３７．２５ −１！ｌ！論カルノー勺・イクル に対する本方法の相対効率： η 注： 絶対効率は高温で熱安定流体、あるいは一旦本方法が最
適状態に達したとぎは実施例において指示されたのど同
じ流体を使用するとともに、高温レベル（プレイ１−ン
もしくはランキンサイクル）の第１段を使用することに
よって増大させることができる。
前述したプロセス収支で考緻に入れながった追加損失を
以下に記載する。最小計算変数（圧力等を考直に入れな
い全熱団、無エンタルピー）を使用してはいるが、追加
損失は真正最小効率を得ることを目的、としたものと考
えることができる。
以下に記載する。最小計算変数（圧力等を考直に入れな
い全熱団、無エンタルピー）を使用してはいるが、追加
損失は真正最小効率を得ることを目的、としたものと考
えることができる。
−ポンプの機械効率
一管路および熱交１！に器を通過する
際の流体の負荷損失
一タービンの等エントロど一効率
第１番目については、５０％のポンプ効率を考慮に入れ
ると、本方法におりる熱エネルギーで回収不能と評価さ
れる損失は以下の通りである。
ると、本方法におりる熱エネルギーで回収不能と評価さ
れる損失は以下の通りである。
全損失＝ ５５３．４９にＪ／ｓ（０，４％）第２番目
と第３番目の結合損失は、本方法の条例を設定するため
に評価されたものであるが、１．５％に達しないので真
正損失は効率を以下のように決めることになる。
と第３番目の結合損失は、本方法の条例を設定するため
に評価されたものであるが、１．５％に達しないので真
正損失は効率を以下のように決めることになる。
η真正損失〉４７％
以上に記載した通り、水熱ノｊ学的方法はカルノーサイ
クルへの実用的アプローチを可能にするものである。本
方法は、次の理由により、多くの利点を提供する全く新
規な方法である。寸なわち、２つの明確で十分に分離さ
れた温度レベル（高温と低温）間で熱エネルギーを変換
する効率が、２つの等温（吸収側と発生側）と２つの等
圧から成る熱力学的ザイクルの変換効率に近似すること
が可能なので、カルノーサイクルと同じ効率を提供でき
る。今日まで、前述のｔｉｉレベルで作動させた場合、
本発明の主題である方法によって得られるのと比較でき
るほど効率の高い熱／機械エネルギー変換方法は事実上
なかった。
クルへの実用的アプローチを可能にするものである。本
方法は、次の理由により、多くの利点を提供する全く新
規な方法である。寸なわち、２つの明確で十分に分離さ
れた温度レベル（高温と低温）間で熱エネルギーを変換
する効率が、２つの等温（吸収側と発生側）と２つの等
圧から成る熱力学的ザイクルの変換効率に近似すること
が可能なので、カルノーサイクルと同じ効率を提供でき
る。今日まで、前述のｔｉｉレベルで作動させた場合、
本発明の主題である方法によって得られるのと比較でき
るほど効率の高い熱／機械エネルギー変換方法は事実上
なかった。
さらに、この方法で使用される装置と構成部分は、周知
の特性と性能を有する完全に従来形式のもので良いので
、同じ能ノコを発揮する公知の方法と比較しても設備投
資は全然変らない。これは多くの他の適用例と比べて顕
著な特徴である。飽和圧が大気圧に非常に近接している
ときはコストを低下させる効果がある。
の特性と性能を有する完全に従来形式のもので良いので
、同じ能ノコを発揮する公知の方法と比較しても設備投
資は全然変らない。これは多くの他の適用例と比べて顕
著な特徴である。飽和圧が大気圧に非常に近接している
ときはコストを低下させる効果がある。
以上のような本発明の説明から、実施例に記載した範囲
内で特性を変えない限り種々の変更を加えても本発明の
範囲に含まれることは明白でろう。
内で特性を変えない限り種々の変更を加えても本発明の
範囲に含まれることは明白でろう。
図面は本発明の実施例を示し、第１図は２つの等温弯換
プロセスのＴ−８図、第２図は単段式プロセスの概略図
、第３図は３段式プロセスの概略図である。 ＣＩ、 ０１１． Ｇ１１１． ＣＩＶ−・・熱交換器
ＴＩ、ＴＩ［、Ｔｉ１ｌ、 ＴＩＶ・ｌ−ヒ、＞Ｅｌ、
Ｅｌｆ、Ｅｌ・・・熱交換器 Ｂ１．ＢＭ・・・ポンプ 出願人 セラフイン・ メンドーサ・０サード 代理人 弁理士 岡 １）英 彦 図面の浄書（内 ソ 基本プロヒス 各に変更なし） ソ 本願の製形例プロ乞ス ［２２］蜀Ｌ１番カルノーサイクルＩ；関するイ吐事の
Ｊ屹史ｉｇ ７ 手続補正書く方式） 昭和５９年特許願ＩＩ ２２９０１丹 ２、発明の名称 ３、補正を−りる省 事件どの関係 特許出願人 住所 スペイン国 マドリッド。 マルケス・デ・ロゾーヤ １５ 氏名 セラフイン・メンドーサ・ロサード（国籍）スペ
イン国 ４、代理人 住所 名古ｐ６市中区栄二丁目１０番１９号名古屋商］
−会議所ビル内 ６、補正の対象 図面 ７、補正の内容 別紙の通り ８、添附書類の目録 補正した図面 １通
プロセスのＴ−８図、第２図は単段式プロセスの概略図
、第３図は３段式プロセスの概略図である。 ＣＩ、 ０１１． Ｇ１１１． ＣＩＶ−・・熱交換器
ＴＩ、ＴＩ［、Ｔｉ１ｌ、 ＴＩＶ・ｌ−ヒ、＞Ｅｌ、
Ｅｌｆ、Ｅｌ・・・熱交換器 Ｂ１．ＢＭ・・・ポンプ 出願人 セラフイン・ メンドーサ・０サード 代理人 弁理士 岡 １）英 彦 図面の浄書（内 ソ 基本プロヒス 各に変更なし） ソ 本願の製形例プロ乞ス ［２２］蜀Ｌ１番カルノーサイクルＩ；関するイ吐事の
Ｊ屹史ｉｇ ７ 手続補正書く方式） 昭和５９年特許願ＩＩ ２２９０１丹 ２、発明の名称 ３、補正を−りる省 事件どの関係 特許出願人 住所 スペイン国 マドリッド。 マルケス・デ・ロゾーヤ １５ 氏名 セラフイン・メンドーサ・ロサード（国籍）スペ
イン国 ４、代理人 住所 名古ｐ６市中区栄二丁目１０番１９号名古屋商］
−会議所ビル内 ６、補正の対象 図面 ７、補正の内容 別紙の通り ８、添附書類の目録 補正した図面 １通
Claims (7)
- （１）カルノーサイクルへの実用的なアプローチのため
の熱ノコ学的方法であって、作動流体として液相で混和
性を有しもしくは非混和性を呈する、所定の温度で異な
る蒸気圧を有する物質群を利用することにより、高温熱
源の温度レベルにお【プる最小揮発性成分の飽和圧力゛
が低温熱源の最大揮発性成分の飽和圧ノコよりも高くか
つこれにできるだけ近い圧力となるにうに設定し、かつ
前記物質群は方法を実施するにあたっての温度限界すな
わち前記高温熱源と前記低温熱源により規定される温度
限界内で熱的に安定であり、さらに前記物質群の凝固点
は前記低温熱源の温度以下となるよう設定することによ
り、前記高温熱源と前記低温熱源に相当する、限定され
かつ十分に隔たった湯漬レベル間で熱エネルギーを機械
的エネルギーに変換することを特徴とする、カルノーサ
イクルへの実用的なアプローチのための熱力学的方法。 - （２）前記最小揮発性成分の気化が進むと同時に前記物
質群の残存蒸気が非常に僅かな熱吸収を伴って加熱され
て、極めて狭い温度範囲内で気化および加熱作用の双方
を呈することにより、前記高温熱源からの熱エネルギー
の吸収が等圧変化かつ同時にほぼ等温変化で行なわれる
ことを特徴とする特許請求の範囲第１項記載のカルノー
サイクルへの実用的なアプローチのための熱ノコ学的方
法。 - （３）前記低温熱源の温度レベルにおける残留熱エネル
ギーの放出が前記最大揮発性成分からなる流体の蒸気の
凝縮により、等圧変化かつ同時に等温変化で行なわれ、
このようなプロレスにおいて、蒸気混合物はほぼ専ら前
記最大揮発性成分からなる流体から生ずるものであり、
他の前記物質群の成分の上記分は事実上無視できるもの
となされていることを特徴とする特許請求の範囲第１項
もしくは第２項のいずれかに記載のカルノーサイクルへ
の実用的なアプローチのための熱力学的方法。 - （４）プロセス中において熱エネルギーから変換した機
械的エネルギーの発生は熱気状態の作動流体の膨張によ
るエンタルピーの変化として実証され、このような作動
流体の膨張はタービンもしくは同様な癲横からなる適当
な変ＩＩＡＩａ横により、前記高温熱源に対応する高圧
状態から前記低温熱源に対応する低圧状態へと変換され
ることによりなされるものであって、これらの圧力は互
いに非常に近いものであり、かつ膨服時における湿度変
化は可能な限り小さくされ、このため、物質群の平均分
子質量が十分に高く設定されて、このような高い分子質
量に設定することにより、エネルギー変換様構が凝縮を
生じさせることなく作動するようにしたことを特徴とす
る特許請求の範囲第１項〜第３項のいずれかに記載のカ
ルノーサイクルへの実用的なアプローチのための熱力学
的方法。 - （５）前記作動流体の熱エネルギーが等圧変化すること
により、前記エネルギー変換機幅例えばタービンの出口
における温度と低温熱源の温度との間の中間の＠痕しベ
ルにおいてエネルギーが事実上完全に回復されて、前記
タービンの出口の圧力において、蒸気が最も高い沸点を
有する成分の冷却および凝縮により熱を放出し、各中間
の温度では、前記成分の温度が最も低下して飽和蒸気と
液体の混合物となっており、かつ前記最も低下した温度
における蒸気は事実上前記最大揮発性成分からなるよう
に設定し、かつ、このような変換を分割して、凝縮液相
が各段階で分離されるようにすることによって、更に液
体の冷却を要することなくこれを再び熱交換器の一方の
側で加熱するようになすことにより、その一方で平均熱
容量の相等性が高められ、このような熱放出変換行程に
おいてはさまざまな成分相互の構成がまた可変であるよ
うに設定し、さらに、このような条件で放出されたエネ
ルギーは作動流体により、はｌυの僅かに高い一定の圧
力で吸収されて、低い温度レベルにおいて前記最大揮発
性成分からなる流体が飽和状態となって完全に気化され
、このような気化にＪこり発生する蒸気は、熱が吸収さ
れて各温度に対応する飽和モル組成となるまで温度上昇
するときに、残存する物質群の成分の継続的な気化を補
助する役割を果たし、このような継続的な気化は熱交換
器にお【プる最高温度で全ての成分が完全に気化するま
で行なわれるが；例外的に前記最小揮発性の成分は依然
として液相にあり、前記高温熱源にお【プる最高温度レ
ベルに達して始めて気化されるように設定し、加瓦て、
このような等圧変化をさまざまな段階に分けて、エネル
ギー放出域において低圧で各段階にと、り出される液は
ポンプにより高圧とされ、これにより熱吸収域におりる
次の加熱段階につながれるよう設定して、等圧エネルギ
ー吸収Ｊ３よび放出変換に関して平均熱容量についての
最大の相等性すなわち曲線勾配が得られるようにし、さ
らにはこれらの変換の曲線の勾配は、気化および凝縮が
連続的になされるため非常に小ざく、熱が適当な速度で
流れるのに必要とされる平均熱勾配の減少が得られるよ
う設定したことを特徴とする特許請求の範囲第１項〜第
４項のいずれかに記載のカルノーサイクルｌ＼の実用的
なアプローチのための熱力学的方法。 - （６）対応する変換様構により作動流体の膨張段階をさ
まざまな段階に分けてこれらの各段階において中間的に
等圧変化を行なわせ、このように膨張段階をさまざまに
分けることにより、前記高温熱源の温度レベルにおける
前記最小揮発性成分の飽和圧力と前記低温熱源の温度レ
ベルにおける前記最大揮発性成分の飽和圧力どの間に非
常に大きな差が有る場合の作動流体に関して必要とされ
る高い変換効率を与え得るようにしたこと特徴とする特
許請求の範囲第１項〜第５項のいずれかに記載のカルノ
ーサイクルへの実用的なアブ［１−チのための熱力学的
方法。 - （７）特にプロセスの低温側温度レベルに対応づる等圧
変化の一部を、タービン内の蒸気にＪ３ける、中間圧力
から前記低温熱源の温度レベルにおいての前記最大揮発
性成分の飽和圧力への等エン１〜ロビー膨張および、最
高プロセス圧力かつその膨張が生ずる湿度レベル内での
前記低温熱源における残存凝縮液の等圧加熱に置き換え
て、第一に、最大揮発性成分が低分子量であってその前
記低温熱源の温度レベルにおける飽和圧力が前記高温熱
源の温度レベルにおける前記最小揮発性成分の飽和圧力
よりもいくぶｌυ低い場合、第二に、膨張の初期段階に
おいて液を分離しかつとり出した後の蒸気が事実上前記
最大揮発性成分から構成されている場合おにび第三にこ
のような凝縮液の等圧加熱におりる平均比熱がプロセス
におりる他の交換における平均比熱に鑑みて無視できる
ようなものである場合のようなあらゆる場合に適用可能
に設定したことを特徴とり−る第１項〜第６項のいずれ
かに記載のカルノーサイクルへの実用的なアプローチの
ための熱力学的方法。
Applications Claiming Priority (2)
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