Title 核融合炉燃料サイクルにおける深冷蒸留塔による水素同位体分離

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核融合炉燃料サイクルにおける深冷蒸留塔による水素同
位体分離に関する研究( Dissertation_全文 )
山西, 敏彦
Kyoto University (京都大学)
1992-11-24
http://dx.doi.org/10.11501/3064113
Right
Type
Textversion
Thesis or Dissertation
author
Kyoto University
/
ご
、
，
、/
核融合炉燃料サイクルにおける深冷蒸留塔
による水素同位体分離に関する研究
平成 4年
山西敏彦
目次
第 1:
活緒論
1.1 核融合炉における水素同位体分離プロセス
F
h
d
1・2 深冷蒸留略に関する従来の研究
n
o q O に 1V
'
E
A '
'
A
1・2 ・1 シミュレーション手法
1.2・2 実験研究
1・3 本研究の目的と概要
唱
守
too
EA'E
A
使用記号
引用文献
ヘリウムー水素同位体系の気液平衡
2・1 緒言
2・2 従来の研究
2 ・2・
・ l 水素同位体系の気液平衡
2 ・2 ・2 ヘリウムの水素同位体に対する溶解度
2 ・3 ヘリウムの水素同位体に対する溶解度の測定
n u n v つ岳つ f M a
u -A
内
nL 円ノ︼内L q L
Lnd
第 2~
34
2 ・3 ・2 測定結果及び考察
司
t n 4 つh Q M A U O L
i
可 q u
べ F O R d n o n o
O
内U
丹
2 ・3・1 実験手法
1
. 水素同位体の活量係数
2
. ヘリウムの溶解度
2・4 深冷蒸留培の分離特性に対するヘリウムの影響
2 ・5 結言
使用記号
引用文献
第 3i
;
i 深冷蒸留塔における水素同位体分析手法
64
3・1 緒言
64
65
67
3 ・2 ガスクロマトグラフ法による水素同位体の分析
3 ・3 ガスクロマトグラフ充境材の水素同位体吸着特性の測定
3 ・3・1 実験手法
67
3 ・3 ・2 測定結果及び考察
68
1
. 充填材の熱処理温度の影響
68
2
. 金属出によるコーティングの影響
72
1
1
3 ・4 ガスクロマトグラフの分析性能と吸将特性の関係
75
3 ・4 ・l 実験 F
法
5・4・1 1
1ETPに対する蒸気速度及び泣流比の彫響
1.
18
75
3 ・1・2 前1i.E結果及び J
Z
'
察
5・4・2 フィード流ほが分離特性にらえる彬響
Ib 1
1
75
5・4・3 塔及び陪カスケードの動特性
157
3 ・5 ガスクロマトグラフを測定下法に m~ 、た深冷媒留略の制御特性
85
3 ・5 ・1 制御系の構成
85
3 ・5 ・2 測定に要する時聞が制御特性に与える彫響
88
3 ・6
5・5
主
'
予
口
ba
L
S
T
162
使用記号
163
引川文献
16t
l
深冷蒸留培内の熱及び物質拶動
165
結，?
91
付録
92
使用 J
己号
97
引用文献
6・1 結言
165
99
6・2 深冷蒸留培内の熱及び物質の同時拶動を J
7
慮した解析モデル
166
第 4i
立窒ぷーアルゴン系による深冷蒸留塔の特性測定
101
4 ・1 緒 Z
101
4 ・2 実験手法
102
4 ・3 深冷蒸留椛のシミュレーションモデルの検 A
106
4・4 測定結果及び考察
110
第
61
;
i
6・2・1 層流境界層理論による基礎式の導出
166
6.2・2 熱及び物質修動係数のアナロジ一理論による推算
178
6・3 結果及び考察
179
6・3・1 ステージモデルの有用性
179
6・3・2 塔内蒸気速度及び物性の影響
185
6・4 結苫
189
4・4 ・1 近似モデルの妥当性
111
4 ・4 ・2 塔内の圧力制失
114
4 ・4・3 HETPに対する蒸気速度及び充填物の種類の影響
115
4 ・4・4 充禎物の大きさ及び塔内径の影響
121
4 ・4 ・5 充填物の荷類及び大きさの選定
第 7章実規模深冷蒸留塔の分離特性
193
125
7・1 緒言
193
126
7・2 米国ロスアラモス研究所における深冷蒸留システム
194
7・3 実験手法
198
4 ・5 結苫
使用記号
128
引用文献
129
使用記号
190
引用文献
192
7・3・1 単培実験
198
7・3・2 2塔カスケード実験
199
7・3・3 4塔カスケード実験
200
第 5章深冷蒸留搭の水素同位体分離特性
130
5・1 緒言
130
5 ・2 実験装置及び実験方法
131
5 ・2・1 H-D系分離実験装置
7・4 ・1 HETPの決定法
201
131
5 ・2・2 H-D-T系分離実験装置
7・4 ・2 動特性解析
203
134
7・5 測定結果及び考察
206
5・3 解析モデル及び手法
142
5・3・1 HETPの決定法
142
5 ・3 ・2 動特性解析
144
5 ・4 測定結果及び考察
146
7・4 解析手法
201
7・5・1 塔内の圧力損失及び液ホールドアップ
206
7・5・2 HETPに影響を与える因子
209
7 ・5・3 塔の動特性
217
-1
・l
・
1
IV
7・5・4 培カスケードの分離性能の実証
7・6 結合
219
224
第 1章結論
225
引用文献
1.1 核融合炉における J<
1A同{立体分離プロセス
第 8r
，
t 総指
226
謝辞
231
発表論文目録
232
、
2、
核融合炉におけるトリチウム燃料サイクルは l
(1)燃料ガスの重水ポ及びトリチウム
(D-T)の燃焼事が 1-10%であること
から、燃焼後のガスをプラズマから取り出しトリチウムを同収再利用するための盤払
ガス柿型・循環システム
(2)プラズマでのトリチウム燃焼分及びトリチウム崩壊による減少分を補うために、
リチウム化合物からなるブランケットを設置し、生成するトリチウムを回収・ね製す
るプランケヴト・トリチウム同収システム
(3)炉に初期l
送荷するトリチウムを製造するートリチウム切出システム
(4)トリチウム取り抜い施設廃ガスからトリチウムを除去・回収するトリチウム除
委システム
から摘成される。なかでも燃料ガス精製・循環システム及びブランケット・トリチウ
ム回収システムは、 .
核融合炉燃料サイクルの中核をなすプロセスである。燃料ガス和
<ポ
製・循環システムでは、プラズマ排ガス中の不純物 (C、 N、 O等)を除去後、 J1
同位体分離により、ヘリウム、軽水素 (H) の除去、プラズマ加熱中性子ビーム川市
純度重水素の精製、燃料ガス (D-T) の精製を行なう。ブランケット・トリチウム
回収システムでは、ブランケット中のリチウムから中性子照射により生成するトリチ
ウムをヘリウムスイープガスで回収し、やはり不純物
(
C、トJ、 O等)の除去後、水
素同位体分離によりトリチウムの回収を行なう。上記のシステムから構成される核融
合炉トリチウム燃料サイクルの、現在考えられている慨念図を Fig.1- 1に示し
f
こ。
このように、水素同位体分離プロセスがトリチウム燃料サイクルの鍵をにぎる屯妥
な過程となる。この水素同位体分離プロセスに必要とされる条件は
(1)述続処理が必要となる。
(2)装置の格納の必要性から (放射性物質であるトリチウムを大量に取り倣う〉、
できる限りコンパクトでなければならない。
(3)高い分離性能を要する。燃料ガス続製・循環システムでは、高純度 i
f
u1
<
.
.
#、ト
リチウムを精製する、不純物としてのヘリウム、軽水ポをトリチウム濃度を環境政出
レベル以下に下げて除去する、以上の要求を同時に満たさねばならない。ブランケッ
ト・トリチウム回収システムにおいても間接である。
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…l
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操作条件:約 2
0K
、大丸I
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1TritiumProduction
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A 竺旦
，
長所:小股限法問，
てf
t
iい分離係数が符られる。大流 r
.
t
の.ii絞処埋が可能である。
短所:液化水点-としてトリチウムを取りほうため、インベントリーが人きい。
冷却材~失に作なう圧力暴定防止処 irt 、~低温用断熱処置が必泣となる。
(2)熱拡散法〈熱拡散効果〉
操作条件:中心部は-- 1
0
0
0K
、冷壁は常温以下、大気圧
ふ
I
_
_
_~r!__...~__ ~~
長所:装置の摘造及び操作が簡単である。インベントリーが小さい。
短所:大流量の連続処理ができない。高い分離係数を得るには装置が大相化す
る
。
(3)ガスクロマトグラフ法(吸着:ii:の差〉
操作条件:7
7K(液体重素温度)、大気庄の数倍
長所:装置の構造が簡単である。インベントリーが小さい。装置の安全性が日
N
e
u
l
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O
D
， ~、。
短所:小流量の四分処理が原則である。燥作条件〈成分保持時間の，没定怜)の
.
.
.
.
.
q
λ
.
.
.
設定が困難である。キャリヤーガスとの分離行程が別途必要となる。
深冷蒸留法は 3
水素同位体聞の蒸気圧の差を利用するものである。水素向{立体問では
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，
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・
・
民
とHDが気波平衡状態にあるとき、両分子磁
蒸気圧の差が大きく、例えば大気圧で H2
.
.
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E
一
の相対郷発度は約1.5
になり、
H2とT2では約 3
.
5に速する。従って、小規伎の蒸留装
置で高い分離係数を得ることが可能である。燕留煉作であることから、述続処理が容
易であり、水素を液化することから大流量の処理も可能である。欠点としては、液化
することから装置内のトリチウムインベントリーが大きくなること、液体水点温度で
運転するための特別な断熱処置、冷媒喪失の隙の圧力暴定処置、冷媒を得るためのヘ
Blank
e
tTritium
Reco
verySystem
、
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
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.
リウム冷凍機等、装置全体としては複雑になることが挙げられる。
熱拡散法は、混合気体が温度勾配の存在する場に置かれたとき、分子量の小さい成
分が高温側、大きい成分は低温側に移動する熱拡散効果を利用するものである。この
分離法は、原爆製造に関述してウラン同位体分離を行なうために、向流型熱拡散躍が
考案されることで確立した 4
。向流型熱拡散塔とは、円筒の中心に熱線を張り、塔壁を
水A
i同位体分離法には幾つかの J
J
i
l
;が提案されている。以下に代点的な水素同位体
分離法を示す。
(1)i架冷蒸留法(蒸気圧の l.~ を利用する。)
冷却することで水平方向に温度勾配を作り、史に鉛 1
1
1方向での自然対流による循環流
で多段の分離効果を得ようというものである。ウラン等主元素の同位体分離法として
は分離係数が小さくエネルギー効率が著しく思し、ために、原子力発電炉の燃料製造と
いった商業面でのウラン濃縮プラントには保川されなかった。しかしながら水素同位
3
体においては、熱拡散係数の Z
・が比較的大きく、'1
t-の熱!Ji:ni~ で比較的大きな分断
1• 2 深冷蒸留法に￨則する従来の研究
係数を í!]' ることが可能であり、法 irt の情il'iが簡単で可到~ t
.
l
1
を持たないため日初1'1.が向
いこと、インベントリーが小さいで平の長所により、水ぷ向仇体分離法の 1っとして再
妓融合炉トリチウム燃料サイクルにおける 1.I<.R~lliJ hï. f本分離プロセスでは、実験炉 ~Q
びn:r1を集めている 5
、
6
0但し、院内の臼然対流をおいきないれu![のフィード流/i[しか供
3
悦で処理1ii:が100m
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l
/
h であり、液体水来日としては -50c
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/
m
l
n 作J
J[となる 2
0
給できず、大流!誌の述続処理には本質的に過さなし、。
従って培径はかなり小さくなることが予似され、光山椛がJll~、られる。 F ig
.
ガスクロマトグラフ法は、 *R;I，~f主体lI'il の吸;{]吐の k を利用するものである。従・米
にその概念図を示した。
ガスクロマトグラフ法は水ぷ I
l
i
J位体 6成分の分析に使用されてきたものであり、吸 J
f
材には、ぷ!百に鉄・マンガン等の金凶出をコーティングしたアルミナが用いられる。
分離用カラムを液体窒素温度にまで冷却することで水素同位体 6成分の分離が可能と
なる 7
、
8
。通常ガスクロマトグラフを分析手段として用いる場合、カラムに導入できる
程度であるが、カラムを大きくする、あるいは複数のカラムを用意し逐次ガ
r
u
:
は 1c
m3
)ーが
スを将人することで処理量を地加させることが可能となる。装[丘内のインベト 1
小さい、榊m
が簡単である、装置の安全性が高い等の長所により、ドイツ・カールス
ルーエ研究所等で実用化を目指した研究が行なわれているが
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.
9
、少誌の回分処理が原
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則であり、キャリヤーガスとの分離過程が別途必要となる等欠点を有する。
その他の分離方法としては、フッ化メタンの形でのレーザー法による水素同位体分
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離法の研究もなされているが 1
0、フッ化メタンからの水素への還元法に問題があり、
有望なプロセスにはまだ至っていない。
以上代ぷ的な水素伺位体分離}
j法及びその慨要を記述した。各分離法とも長所、短
所あわせ持っており、同{立体分離の条件:処理流量、要求される同位体純度に合せて
条件に適した分離方法を選択する必妥があることはいうまでもない。しかしながら、
核融合炉燃料サイクルにおける燃料循環システム及びブランケット・トリチウム回収
F
e
e
d
システムの水素同位体分離方法としては、上記の要求される条件をすべて満たすのは
深冷蒸留法である。また、梧低温で操作する、液体水戒を取り扱うという特殊性はあ
るものの、原理的には蒸留燥作という確立した技術であり信頼度も高 L、。以上の理由
により、核融合炉燃料サイクルにおける水素同位体分離法として深冷蒸留が適してい
務
p
z
るという結論が、核融合工学の分野での一致した見解となっている。
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e1-2 C
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4
1 2
5
d主体 )K A~ の~;点である約 20 K
付近で院が運転されるため、 l
'
iセ断熱情内に培本体が.
没
データが報告される n
f
能t
tも少な L、。このシステムの辺転は位近開始されたが、トリ
置され、 !
1
iに、制射熱の位人を章子減するために周囲に液体宅ポ情が配位される。この
チウム水漏洩による汚 ~I:I)~守z により、日肢と-する氾?片足I! 転には課題を践しているよ
探冷保有{院の研究開発プログラムは、
うである。
(1)椛の，没.?I-'t
操作及び熔カスケード構成を検討する解析研究及びコンピュータ
コードの開発
(2)
深冷感 m~ の分離特性に|則する)J;礎実験研究
- ~ 02
0
0
2
-10
2
(3)実胤悦深冷蒸留培による実証試験
以上 3つのステップから形成されるであろう。
5、1
1、1
深冷感情培の解析研究は、 W
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3
、1
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6らによって段初に
行なわれた。彼らの研究は、必要な分離性能が得られる深冷蒸留塔のサイズ、塔カス
ケード構成を決定することを目的としたもので、簡略化したステージモデル (
蒸発 j
仔
熱の去、トリチウムの j~1 峻熱、水京同位体の非理知、性等のパラメータを考慮、しない。)
で分離特性を解析し、還流比、培頂及び塔底流量、理論段数を決定するものであった。
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上記パラメータも考慮.したより厳密なステージモデルにより解析を行ない、深
木下は 3
冷蒸留培の分離特性を報告している。
止-
深冷品問培の解析研究はステージモデルによって行なわれ、必要な解析コードも鐙
怖された。一方深冷蒸留熔の分離特性を測定する実験研究は、高純度トリチウムを必
~とする川、JJ 研究で技術が者般されているものと考えられるが、その成果はほとんど
公ぷされていないのか羽状である。培の設計には、ステージモデルと実際の蒸留塔を
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0
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0
0/0
2
つなぐパラメータである HETPに加え、塔内の液ホールドアップ、充填部の圧損等
T
2
のう
た験データが必要となる。米国ロスアラモス研究所の B
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itら1
5、1
6マウンド研究所
、1
2
i
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k
c
s1
7によって深冷蒸留培の実験研究がおこなわれているが、限られた条件に
のW
おける HETPを報告するのみであり、明確な実験条件が与えられておらず、加えて、
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両省の報告他には差が認められる。カナダにおける重水炉からのトリチウム回収プラ
(0TO)を濃縮後、トリチウム水を水系・
米同ロスアラモス研究所には、世界で唯一の核融合炉燃料循環システムを技擁したシス
ガス (0T) に還元し濃縮・回収を行なうものであり、この段終段階に深冷蒸留塔を
9が建設されている。水素同位体分離システムは 4本の深冷蒸留塔カスケードか
テム 1
. 1 3にその概念フローシートを示した。トリチウム水を触
採用している。 F ig
媒を使った化学交換反応 (OTO+02=D20+DT)により還元し、水分の除去後、
ら構成されている。 Fig.1-4にその慨念フローシート及び設計データを不した。
この実規模深冷蒸留システムを用いた実験研究が、 1987年より日本原子力研究所
3本の深冷蒸留信を直列に述結したカスケード構成により、四分操作的にトリチウム
との間での日米協力研究としてスタートし、現在データの N積及び解析が行なわれて
の回収を行なうものである。この深冷蒸留システムは、核融合炉トリチウム燃料サイ
いる。以上、深冷燕摺培に関する解析、実験研究の現在までの状況を述べてきた。以
クルにおける水素同位体分離システムとは基本的な設計思惣が見なるため (日純度ト
下にその詳細を記す。
ントは 1
8、重水中で生成したトリチウム水
リチウムを回収することのみが目的である。)、そのデータをそのまま適用できない。
加えて、プラント辿設の際に使
mしたであろう基礎データは公表されていな L、。雄投
された深冷蒸留システムは実験データを取得するものではありえず、今後詳細な実験
6
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5
15%0:98%T
H:.
R :9.0
F
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3
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5mol/h
T
2
)99・
1
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0
L
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tl
h
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ls
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l
u
m
nf
o
rm
o
d
e
lc
5M
F
i
g
u
r
e1
(1)定常シミュレーション
定常状態では、各段の物質収支及び熱収支より以下の基礎式を導くことができる。
A
nL
D
.
1，
J
1A
、
‘
，
U刊
.
，
‘
.
日間い
VA
---a-
UN
A
υ
n
1，J
D
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.
l
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u
、
.
nJU
A
・冒
VA
X.
J
np
J
MNH
8
C
.，
B
.
1，
1
A
-A
いて行なわれた。 F ig. 1-5は解析に用いたモデルカラムを示している。
A
深冷蒸留塔の詳細な解析は、先に記述したように、木下 3
によりステージモデルを用
円ノu
A
.
n
し
，
.
，A
•
nL
n
H
υ
•
x
i
，i
-EEA
A
A
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aAH
，
.
1・2・1 シミュレーション手法
F
し
，
.
Bi，l
•
八
i
.j
Lj
1
・ B，l j ニー〈 Vj ト Wj)Ki
.j ー (Lj 令 Uj
).
利用した汁rr.r.去を m~ 、ることで、この欠点を克Jl1i できることを示した。今、砂くに心す
由l
散を将人すれば、
C1
・
，
.j
V
K
，
".
. D ・= ード
z.
.
•J
".
1'
"i
、
jけ''''l， j
•・Jl
.J・
(L
. 2)
m
・A
1
J
X
--h
k
..E
...
J
v
y，
(1
. 3)
Ej
，i
n= L
j
1
1
1
j-l+ Vj
+
l
Hj
十1+ F
jHfj + HL
，j 十
j (x3.j + XS
X6.j) え +
Qj=
LKi
.jX1
，j-
1 ， (j
きしめ，
Ej= 1 - Ej
.out/E，
ji
n '
(j=t
.
.
.N)，
(1. 5)
(1. 6)
r
Ej
.o
u
t
一(Lj
・1・
)
h
・+
'U
'
"
'
j
"
'
J
'
Sj ，
(1. 1) - (1. 4) 式を解くことは、以下の非線形述立方粍式を解くことに，
j
}，
，
"
.
'
(
・+ WJ
・
)
H
・+ Q
j
"V)
' '
J
'
J
(1
. 4)
する。
S1(Tt
・
TN. L1
・・・ LN
) =0
フィード成分と培内の気液流量 (Zj， Lj， Uj， Vj， Wj， j
:1
..
.
N
)が与えられれ
SN(T1
.
・・・ LN) =0
TN， L1
0。得られた培内組成
ば、逐次搭頂あるいは応底に向かつて解き進めることができる 2
E1(T1
・
(1. 1) -(1.3)式は、搭底成分(Xi
.N
) あるいは塔頂成分(Yi
.n
)、及び
l
TN. L1
・・・ LN) =0
n
分布に対して(1. 4
)式により気液疏琵を修正し、再び組成分布を再計する。こ
れを繰り返し、収束判定条件(繰り返しに伴なう計算結果の変化がある判定条件以下
(1
. 7)
EN(T1
. ..TN. し1
・・・ LN) =0
になる等)を満たせば、最終計算結果を得たとすることができる。この計算方法は、
実験結果から HETPを求める場合等、塔底流、塔頂流、フィード流中の組成、気被
(1. 7)式における物質及び熱収支から得られる 2N例の式は、各段の温度及び流
流量が与えられるときは、計算手順が極めて簡便でありいまだに有用である。しかし
量 2N個の変数の関数である。厳密には気液平衡比は液組成の関数となるが、理恕系
ながら、フィードの組成、流五t
に対し、蒸留応の適切な理論段数、還流比、塔底及び
を仮定して温度のみの関数として解を求め、得られた解に対し気液平後1比を求め直し、
塔頂流量を求めるという設計問題には適していない。文段数が多くなると、計算を進
再び(1. 7) 式を解くという繰り返し計算を行なえば良 L、。温度分布及び流量分布
める時の誤差が直接積み重なってしまうという欠点を持つ。
(1
. 1)及び(1. 2)式は、各段の温度 (Tj・j
:
:
1
.
..
N
)、フィード組成及び塔
の値を(1. 1) 及び(1. 2) 式を単純に繰り返して解くことで修正していくかわ
内の気液の流量を与えれば(気液平衡比の計算には液成分 X i
.jが必要であるが、理担、
きる。さらに木下は、水素同位体系に対して噂かれる(1. 7) 式を検討した結果、
系を仮定して初期値を求めればよい。〉行列の係数がすべて求まり、 3羽行列式とし
Tomichの方法を改良し、計算時間を大幅に短縮できる以下の解析手法を報告してい
て解くことができる 2
0
.
2
1
0 求まった塔内組成分布に対し各段の温度を再計算し更に
る2
a
c
o
b
i
a
n行列を求めるのにかなりの計
40 (1. 7)式は 2N個の変数を持ち、その J
(1
. 4)式で府内気液流量を求め直し、行列式の全係数を再び求めて 3項方程式を
算時間を袈するが、水素同位体系に対して導かれる(1. 7) 式は液流屯に対しては
解く。以上の計算を繰り返し、ある塔内の温度分布及び流畳分布に対し(l. 1) 及
敏感ではない。そこで、水素同位体系の非理想性の修正と同慌に、液流量の修正を繰
び(1. 2) 式を解いて得た塔内組成分布が、収束判定条件(各段での物質収支が計
り返し計算で行ない、
算誤差以内で成立する〉を満たせば、真の解 (温度分布、疏量分布、時内総成分布)
J
a
c
o
b
i
a
n行列の次数を半分にすることができ、計算時間を大師に短縮することができる。
が得られたものとする。この計算，方法は、蒸留培の設計問題にも適応しており、かつ
加えて、 N
cwton-Raphson法のかわりに BroydenのQuasy-Ncwton法 2
4を適用すれば、
計算手法も簡単である。しかしながら、理論段数及び還流比が大きい場合、極めて収
J
a
c
o
b
i
a
n行列及びその逆行列を、変数の修正値を計算するたびに求める必要がなくなり、
3が報告した Newto
束が遅くなるという欠点を持つ。木下は 3
、To
m
i
c
h2
n
-R
ap
h
s
o
n法を
さらに計算時 r
mの短縮をはかることができる。
1
0
りに、 N
e
w
1
o
n
R
a
p
h
s
o
n法で温度及び流量の値を修正し、迅速に収束解を得ることがで
(1
. 5) 式を温度を変数として N
cwton-R
a
p
h
s
o
n法で解けば、
1
1
(2))
1i
E
'
，
'
比シミュレーション
1• 2・2 実験研究
)
1:
定常における基位式の導入にあたって以下の仮定を迎用する。
(i)熱収文及び水ぷ I
l
i
J位体の非1'
1
t
m
性を身慮しな L
、
。
現在までに報告された深冷茶 m~ に閲する文験研究の概要を Table
1 1に不
(i
i)培内の蒸気のホールドアップは液ホールドアップに対し無悦できる。
した。先に記述したように、深冷泉洞塔による7.k..t同 f
l
7
体分離に￨則する実験研究は J
l
i
(11i
)
各段の液ホールドアップのモル数は変化しなし、。
上記の仮定でJIff悦しているファクターは、より厳情な非定常シミュレーションを行な
'
H
技術に近いことからほとんど公ぶされておらず、 Table 1 1に示したものが
すべてである。深冷子定問培の先駆的実験研究は、 F
o
o
k
s
o
nら2
8
.2
9によって最初に行な
うためには考慮すべきものである。しかしながらこの簡恥化したモデルを用いても、
われた。彼らは、内径 2
.5c
m刊さ 3
0c
m
の充J
l
.
l
J
塔により S
l
c
d
m
a
nパッキングを用いて
深冷ぷ伺培の制御系を設計することを目的に塔の動的挙動を検討する場合、定性的に
"2-HD系の蒸留実験を行なっている。実験装置の制限から、塔は回収部のみを持つ
はもちろん定量的にもほぼ妥当な結果が与えられることが予怨される。 (
i
)及び (ii
)
の
榊.iiJであり、実験条件もほぼ全還流操作であった(少なのフィード供給及び抜き出し実
仮定で無悦したファクターについては、木下は、そのファクターを考慮したより厳宮
験のみ可能であった。)。彼らの実験はホールドアップi
J
l
j定が主であり、分離特性に
なシミュレーション手法についても報告しているが 3
.2
5、ここでは簡単化したモデル
閲するデ
に基づくシミュレーション手法を示す。
3
0の式により概略の l
F
e
n
sk
c
IETPを求め、 2
.
5c
mと報告
している。 S
c
l
l
e
r
sらは 3
1、内径 2
.7c
mで 10段の泡錨塔により、日 2-HD系の
タは少ないが、
各段の物質収支を取れば、以下の連立常微分方程式を得る。
生
止
HL
j
T
a
b
l
e1-1 O
u
t
l
i
n
e
so
fp
r
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l
l
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mc
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l
u
m
n
s
= Vjt1Yi
.jトl+ Lj-lXij
l - (Lj+ 叩 Xi
.j
s
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p
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n
gh
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d
r
o
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cni
s
o
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(V; + W;) Y
J
J' -1
.J
• J-1
.J
(1. 8)
S
y
s
t
c
m
(1. 8) 式はよく知られている常微分万程式の数値計算法、 R
u
n
g
eK
u
l
l
a
G
i
l
lある
いは改良 E
u
l
e
r法2
6によって解くことカ灯可能である。改良 E
u
l
e
r法は、計算手法が簡単で
ありかつ充分な精・度を持っているため 3
、実験室規慌の蒸留塔〈理論段数が小さい〉動
特性解析には適している。しかしながら、核融合燃料サイクルにおける深冷蒸留塔〈
8
0段近くの理論段散を持つ。〉、さらには、複数の溶から構成されるカスケードの動
特性解析を行なう場合、時間のステップ幅を大きく取ることができないために膨大な
計算時 I
I
Uを要し実用的ではなし、。木下は 2
7、計算時間を大脇に短縮することができ、
塔カスケードの動特性解析を可能とする方法として、
を適用した解析手法を報告している。
1
2
B
a
J
l
a
r
d
-s
r
o
si
l
o
w
のアルゴリズム
E
x
p
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l
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H-D
4
5
.
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P
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i
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g:
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g
l
i
n(
1
.
5mm)
H
e
l
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k(
1
.8mm)
Nod
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r
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V
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m
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0
.
6cm1
.D
.x
5
0
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0倒的
P
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n(
3
.
0mm)
H
i
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2
.
5cm1
.D.x
H2-HD P
30cm町
P
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2
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1
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1
3
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B
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l
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S
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ta
l
.
!&問実験を行なっている
やはり実験法 i
世上の制約から、院は I
l
I
l
i
j
足却のみを持つ情
m
1・3 本研究の円的と概.~
であり、ほぽ全還流 f
栄作で実験が行なわれた。 F
e
n
s
k
cの式によって得られる段数と実
際の椛の段敏から、塔効率を求めており、約 0
.
3
0
.
4
5と制作している。 F
o
o
k
s
o
l
lら及
j
架冷 1
&雨時の解析研究は、 1
1
i
ri1iiに記述したように、ステ
ジモデルによって行なわ
l
c
l
l
c
r
sらの実験は、深 j令t張問 b
!
?の分離特性を議論するにはイミ卜分なものではあるが、
びS
'
1
l
論
れている。このモデルが持つ位大の利点は、ただーつのパラメータIIET!' (lI
吋 H 年の柑低湖技術の不怖から派生する実験データのイ之町長定性を JS.l~すれば、やむをえ
i!.liづけられることにある。深冷ぷ
段刊さ)により解析モデルと実際の蒸留略を限l
ないものであった。
では水ポ同位体 6成分を取り倣うが、多成分系への適川が符易なことも大きな利点の
深冷蒸留塔の実験研究はその後公ぶされたものがなかったが、核融合トリチウム燃
m略
一つである。ステージモデルのもう一つの主要な特徴として、動特性解析が存品であ
料サイクル技術における有望な水ポ同位体分離技術として注目を集めたことから、
ることが挙げられる。核融合炉燃料サイクルにおける水系同位体分離プロセスでは、
B
a
r
t
l
i
lら1
5
.
1
6W
i
J
k
e
s
l
2
.1
7による実験結果が発表された。 s
a
r
t
l
i
tらは内径 0
.
9
5C
m
高さ
要求される分離性能が厳しいことに大きな特徴がある。従って、塔の設計においては、
4
5
.7c
mの塔に E
g
J
i
n(l.5
m
m
)
及び H
c
l
i
P
a
k
(
1
.8m
m
)を充境し、 H-D系で蒸留実験を行
なった。幅広い蒸気速度下で 1ETPを測定した結果 5tO
.
5c
mであったと報告して
サイズ(培径、培日、フィード位置)及び操作条件〈流抗、還流比)の決定と同守に、
いるものの、実験条件加えて、 IIETPを決定するに至った計算手法及び仮定につい
カスケード.の動特性解析が必要不可欠である。動特性解析において、 }
f
5礎式がH年n
uの
i
l
k
c
sは、内径 0
.
6c
m
高さ 5
0c
mの塔に、 E
g
l
i
n
(
3m
m
)を充瓜
ては報告されていなし、。 W
迎立??;微分方程式となるステージモデルは大きな利点を仔しているといえよう。例え
し
、 H D-T系で実験を行なっている。全還流に近い条例:で蒸留を行ない、主成分
e
n
s
k
c
の式を適用して HETPを求め、 -2c
mの値を報告し
であった H2 HDに対し F
ば、塔高さ方向の連続物質移動を考えるならば¥日さ方向と時間の述立偏微分プ
1
)f~i 式
ている。
な長所を持つステージモデルではあるが、重要・
なパラメータである HETPのJl
t
l
均的
~品純度を一定に保つ制御系の構成が重要課題であり、制御系を含めた略あるいは塔
を複数の塔に対して解く必要性が生じ、計算の安定札は大きく損なわれる。このよう
このように段近報告された深冷ぷ留培に関する実験研究においても、実験条件が不
推算は困難であり、実験によって測定しなければならなし、。塔内の液ホ
ルドアップ、
e
n
s
k
eの式による概略
明磁である、 HETP決定に用いた解析手法が不明確あるいは F
フラッディング速度等のデータも、システムのトリチウムインベントリ
を求め、院
値を求めたのみである、報作;
f
j
・によって測定値が央.なるという重大な問題が存在して
内蒸気速度を決定するために必要である。 H
e.*jj};同仇体系気波平衡データに￨則して
いる。深冷蒸留暗に関する今後の"下綿な、かっ系統だった実験研究が強く望まれる。
は、不足している恥のおま解度調1) 定が必要である。以上の基礎データの取得にあ，'~~、て、
以上蒸留浴の実験研究に絞って従来の研究状況を記述したが、解折研究のみならず
実規模深冷蒸留塔の分離特性把握にも取り組む必要がある。深冷蒸留培の制御系の倹
HETPを決定するための実験デタ解析において、気液手衡データが必須であるこ
討が重要課題であることを先に記述したが、別品純度測定のための分析・モニタ
e-水素同
とはいうまでもない。核融合炉燃料サイクルの水素同位体分離プロセスでは H
法の確立が、この課題の大きな関門となっている。ヘリウムー水素同位体系の分子刊
2らが
位体 7成分系を取り扱う。水素同位体 6成分系の気波平衡に関しては、 S
o
u
c
r
s3
平衡推算式を提唱しており、解析研究にはこの推算式が用いられてきた 3
。ところが、
分析にはガスクロマトグラフ法が用いられており、それ以外の信頼すべき分析下訟は
H
eに対する水素同位体の気波平衡(lIc
溶解度)は、塔の挽作条件である常圧付近のデ
れてきたものであり 7
.8
、制御系のモニターとして使用するためには、克服すべき法組
水素同位体系気液平衡の実験データ取得も
ータがほとんど存在していない。このlIe-
も多い。本論文は、核融合炉燃料サイクルにおける深冷蒸留塔による水ぷ同位体分離
今後の大きな課題のーっといえよう。
に関する未解決な数多くの問題の内、次の 4点の重要課題に対して行なった実験的研
いまだ確立されていない。ガスクロマトグラフ法は実験室での分析手段として用し、ら
究の結果を記述するものである。
(1)ヘリウムー水素同位体系の気液平衡の i
m
定。
(2) 深冷蒸留培の分析手法の確立及び制御系の J
7
察。
(3)深冷蒸留熔の定常分離特性及び到j特性と彰曹を与えるJ1t因子の検討。
(1)実規慎蒸留塔による分離性能の実証。
1
4
手
1
5
1.f~ 2市では、
使用.記号
ヘリウムー水素同位体系の気液、F
挽Iについて記述する。現 (Eまで報(与されている水
(
m
o
l
/
h
)
ポIa別立体 6成分系の試液平衡データ及び平衡推算式を制介し、ヘリウムに対する気減
Fj
j段 I
1に供給されるフィ
平檎Iに￨則して、1;:-fi-の行なった測定結果及び理論的 J
5
・務について記述する。 !l!に、得
l
fj
j
s
t
nを去る蒸気流のエンタルビー
タを用いて、深冷泉留培の分離特性に対する H
c
の影響を解析検討
hj
j段目を去る液流のエンタルビー
られた気波平衡デ
ド流量
HF
j
j
段目に供給されるフィ
第 3市では、
HL
j
kij
j
段日の液ホールドアップ
の充 J
点材の選択処理方法、成分の同定に必要な各成分の保持時間の推算法を検討する。
また、深冷蒸留培の制御系に対して、ガスクロマトグラフを分析モニターとして用い
第 4:
ま
で
は
、
宝京一アルゴン系による深冷蒸留略の定常分離特性及び勤特性の測定結果を示す。
水素同位体系による深冷蒸留実験では、塔内径、充J.il物の極類・サイズを広範囲に変
π1
NQqRT
た掛合の特性、特に分析に要する遅.れ時間が与える影曹を J
5
・察する。
Lj
えた実験は困難である。本章では、これらファクターに注目して、分離特性に与える
影響を検討する。
第5
i
lでは、
Uj
i
J
V
e
:
分
の j段目における気液平衡比
j段目を去る液流量
成分数十)
全理論段数十〉
j段目で取り除かれる熱量
h
)
(
J/
j
段目で加えられる熱量
ー
〉
還流比〈
j
.段目の温度
h
)
(
J/
(K)
時間 (hr)
j段目でのサイドカット液流量
j
段目を去る蒸気流量
関しては、影響を与える主因子と考えられる、塔内蒸気速度、還流比、フィード流量
wj
j
段目でのサイドカット蒸気流量
び塔カスケードの動特性に関しては、考慮すべきファクターを考察し、シミュレー
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)
1，
ションモデルの妥当性を検証する。
Z
第 6章では、
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え
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(
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j
段目を去る液流中の i
トリチウムの崩壊熱
)
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(
J
!
添え字
第 7章では、
米国ロスアラモス研究所にて行なわれた実規槙深冷蒸留培による実験結果を記述す
る。実験室規慌の蒸留塔で得られたデータと、実脱慌蒸留塔によるデータを比較し、
スケールアップの問題を検討する。吏に、複数の搭をカスケード構成して行なった性
能実証試験の結果を報告する。
股後に、第 8章の総指において、本研究で明らかになったことを要約する。
1
6
)
(
-
成分のモル分率
j
段目に供給されるフィード流中の i
3:HT、 5:DT、 6:T2
対する依存性の定量的考察を行なう。
()
成分のモル分I
j
t
1
段目を去る蒸気流中の i
塔内の物質及び熱移動速度を考慮したモデルに基づいて深冷蒸留塔の特性を解析し、
ステージモデルによるシミュレーションとの比較から、 IIETPの各積ファクターに
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が与える影響を検討し、また、微量成分としてのトリチウムの挙動を検討する。塔及
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ド流のエンタルビー
する。
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:留塔の制御系に用いる分析下段としてのガスクロマトグラフ法に閲して、そ
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第 2章ヘリウムー水素同位体系の気液平衡
2・ 1 緒言
核融合炉燃料ガス初型・循環システムでは、深冷蒸留塔の配管閉
mの原因となるプ
ラズマ排ガス中の不純物 (C、 N、 0等〉を除去後 (低温吸お培が考えられる 1 )
、
深冷蒸留培による水素同位体分離システムでヘリウム、粍水素 (H)の除去を行な
う *1
。ブランケット・トリチウム回収システムでは、ヘリウムスイ
プガス中の水素
同位体を深冷蒸留塔で分離し、トリチウムを回収する 2
.3
。水京同位体からヘリウムを
除去する 1つの有望な方法として、流下液版式ヘリウム分離培4
が提案されている *2
。
流下液膜式ヘリウム分離培は、 Fig.2-1に示すように、慨念的には深冷蒸留塔
の凝縮誌が流下波肢式になっていて He
を分離するものと考えて良い。このように核融
合炉における水素同位体分離プロセスでは、ヘリウムー水素同位体 7成分系を取り扱
-H D-DZ
系5
.6、 HZ HT TZ系 7、
うこととなる。水素同位体については、 H2-
DZ-DT-TZ
系7
.8
の実験データが報告されており、この実験デ
タを務理して、
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0水素同位体 6成分の気液平衡推算式を提案している。一方、ヘリウム
系の実験デタ l
卜げが比較的世富に
ー水素同位体系の気液平衡に閲しては、 He-H2
存在する。しかしながら、その実験データは、 He-H2
系の熱b学的研究、液体水素貯
2(ヘリウムガスが液移送に用いられる。)、巨大惑星〈液体水
蔵システムへの応用 1
4等の観点から、 He HZ系の相図を
素とヘリウムが主成分である。〉の構造の推定 1
得ることを目的に行なわれたものであり、比較的高圧から超高圧の範阻て'の離散的デ
ータになっている。深冷蒸留塔の操作圧はほぼ大気圧であり、常庄付近での J細なデ
ータが不足している。また、深冷蒸留塔内では、ヘリウムは低調;点成分である HZ、
H Dと共に存在することが考えられるが、他の水素同位体に対する気液平衝に閲して
は、ほとんど報告例がない。このように深冷蒸留塔の基礎デ
タとして必要な H e
の溶
解度データが不足していることから、本意では、常圧付近の He
溶解度データを得るこ
、 He-HD、 He-D2
系で実験を行ない、その測定結果を記述す
とを目的に He-H2
る。さらに、ヘリウムの溶解度推算式を導出して、深冷蒸留塔の分離特性に対するヘ
リウムの影響を検討する。
*1
燃料ガス精製・循環システムの不純物除去方法として、パラジウム肢拡散器を
用いることが研究されており、この場合、ヘリウムも除去されて水素同位体のみが深
冷蒸留システムに送られる。パラジウム肢を透過しなかった水素同位体は、7.1<の形に
2
0
酸化・回収して再び水素に電気分解する等の処置が必要となるが、電気分解セルのス
2・2 従来の研究
ケー jレアップに問題を残しており、現在開発が進められている段階にある。
*2
2・2・l 水素同位体の気波平衡
ヘリウムを水素同位体から分離するには、ヘリウム濃度が低い場合ノぞラジウム
拡散総が考えられるが、上記の課題を残している。ヘリウム濃度が高い場合、金属
周知のように、水素分子は核スピンの相互整列の点で相 j
f
l
する 2つの変態下で存在
ベッドで回分的に水素同位体を吸蔵する方法が考えられるが、流下液朕式ヘリウム分
する。極低温下では、水素が純粋パラ変態の形で存在し、それよりも高い温度になる
離応は、述続操作が容易である、複数の塔カスケードで構成される深冷蒸留システム
と、パラ水素が部分的にオルト水素に異性化して平衡状態になる。これらの変態 I
I
Jで
に対し塔を l本追加するかたちでシステムを構成することができる等の長所を持って
0
0 Kでの平衡組成は、
の組成比は主に温度に依存し、圧力にほとんど左右されなし、。 3
いる。
H2の場合パラ 2
5、
施 D2
の場合パラ 3
3
児
、 T2
の場合パラ 2
5犯であり、この組成状態にあ
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る水素を標準水素と呼び(通常 nH2と記す。〉、一方、標準沸点での平衡組成にある
では、 2
0
.
4 Kにおいてパラ 9
9
.郎、
水素を平衡水素と呼ぴ(通常 eH2と記す。)、 H2
D2では、 2
0Kにおいてパラ 2
.l
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k T2
では、 2
0kにおいてパラ 7
0
犯である(両者の熱力
学的物性はほとんど等しくその差はせいぜい数%である。また、異性化の速度は極め
て遅いことがしられており、常温で平衡組成 I
こある標準水素を沸点にまで冷却しでも、
1atm
8
。本立においても、上記
触媒が存在しない限り、その組成はほとんど変化しない) 1
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の表記方法を標準水素及び平衡水素に対して使用する。過去の報告例にはどちらの組
成の水素か明記していないものもあるが、物性値の差はわずかであること、触媒を用
いない限り常温での平衝組成からほとんど変化しないことから、 nあるいはcの掠記が
ないものは、標準水素とみなすのが妥当であろう。
Table2-1 O
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Bercznyake
ta.
l
Shermane
ta.
l
T:35'
"75%
S
o
u
e
r
se
ta.
1
F
i
g
u
r
e2-1 C
o
n
c
e
p
t
u
a
lf
l
o
wd
i
a
g
r
a
mo
fc
r
y
o
g
e
n
i
cf
a
l
l
i
n
gl
i
q
u
i
df
i
l
mh
e
l
i
u
m
Table2-1は水素同位体系の気液平衡に関する実験研究の慨要を示したもの
である。 Newmanらは 5nH2-HD 系及びnH~~ - nD2系の気液平衡を測定し、ラウール
s
e
p
a
r
a
t
o
r
.
2
1
2
2
の法則からの正のずれを報告している。 s
i
g
c
l
c
i
S
CJ1らは 1
9、cH2
r
t
l
l
こ微.!iIに存配する[[
の関係があり、
h
り
よ
fil--L
Al
心
一
r
AV
一
一
P
一;P
13
本・
μい
仏
↓判Jυ
一。
本 l一
本i
一
一
1lit-j
J
i
z
-
- 0・
'
'
a-
/AV
f111111
1L
、
f
一
仏
果、両者にほとんど差は認められず、オルトーパラの組成に伴なう有意な効果はない
と報告している。 S
h
c
r
m
a
nらは 8
、n02-0T-nT2
系の気液平衡をi
s
l
J定し、その相対
・
A-1-J1
と報告している。 S
o
u
c
r
sは9
、N
cwmanらのデータとBcr
e
z
n
y
a
kらのデータを検討した結
fIIlf︿III-K
f
の結果、 eH2-e02
系の比開発度は、液相の eH2
のモル分率に対して、単調減少した
本・1- r i l l J l i L
gt 宍y f b
fillrl
している。 s
c
r
e
z
n
y
a
kらは 6
、c1
l2-e02
系の気液平衡を広範囲の条件で測定した。そ
=
f-f
衡比が、 eH2中に存在する微危の cD2
の気液平衡比と比べてかなり小さいことを報告
本i
本i 一
T及びc02中に微量に存花する DTの気液平衡比を測定した。彼らは、 HTの気液平
(2
. 5)
揮発度は 5--6%ラウールの法則を仮定した値より低いと報告している。
S
o
u
e
r
sらは 9
，1
0、上記の実験データを整理し、水素同位体に関する気液平衡推算法
を得る。
を半理論的に導出している。以下にその内容を紹介する。
(2.3) - (2.5) 式を (2. 2) 式に代入して整理すれば、
今、温度 T、圧力 Pにおいて気相と(')液相が(")平衡にあるとき、
本・ l
a
'
'
E
a
A
，
.
ヴ，
VJ
、
.
一
一・'ム
，.E &
ψAT
A
-唱
X
吋'
‘
-
(2
. 1
)
(
v
ふα
:
d
p
J~キ V:dp
，Pi
仏r"i=仏い寸 I-
RT
L
- -~lR;:::-;;:T:---
+い
i
' (2. 6)
上式をフガシチー係数を使って書き直せば、
(2. 2)
・2
‘
・
'A
ψAT
'伽
﹄
柑'
+
'A
・
一 AV
AV
ψAT
'MW
+
一
x
VJ
.
，
&
・
'協
布'
W
FM
一
一
純気体の状態方程式が第 2ビリアル定数によって表現できるならば、
本
"
PV = RT
本
BiP より、
αi= - Biとなり、
本本
右辺第 2項の積分は、 Bi(P-Pi)/RTとなる。以上の関係を用いれば、
本
今、純液体 i
の温度 T、圧力 Piにおけるフガシチー係数 φ iを考えれば、純気体 i
の
Yi =
温度 T、圧力 Pにおけるフガシチー係数パに対し、
nyG 一
一
T
α一
R
本i
FA一
+
山
AV
本・1
M
'
AV
'Mm
Ei =
d~~k
(2
. 7)
同
出p
{
l
P
p
:
i
F叫
(
2
. 8)
(2
. 3)
を得る。ただし、 v本は圧力変化に対し一定とした。常圧付近では、 7・= 1と近似
本本
主
また、 f"i = Pi r i
に対し、 f" i
は
、
可能である。また、水素同位体系て'は Iv本I{IB本￨であることが示されている 8
，9
。
液相の活抵係数は分子配過剰自由エネルギーを用いて、
本
•••
-官&目
EE E
vA
・，
、・
T
E一
E
R
一
一
G.
，
、
nv
e
(2
. 9)
J
SEE--EEEBEE-
一
一
2
3
止
‘
.
(2
. 4)
，
押
T
i一
V一
R
FA一
仏
国
+
2
4
fi
(
2
. 15)
'&
(2
. 10)
m川
日1
T
3J
本
(2. 8)式は、
HV'a
︽
従って
、
0
各成分の 0 、m、 cd-ci
5の怖を Tablc2 2及び 2 3に示した。
Tablc2-2 Sccondv
i
r
i
a
lc
o
c
f
f
i
c
i
c
n
t
s
上式において、右辺の初めの指数部は液相の非理想性、第 2番目の指数部は茶気中[]の
o
ft
h
ch
y
d
r
o
g
c
n
lfrom14t
o30K
.
非理想、
性の帯与を去すものと考えられる。
S
o
u
c
r
sは、分子配過剰自由エネルギーを 2成分系混合パラメータを用いて以下の式
で近似している。
:E
G-i
I
s
o
t
o
p
e
_
LXj^i，j
11
_ _
1
=す￨ヱヱ xixjA，i jl.
dG，ム G
cH2
nH2
(
2
. 11)
HO
(i
=
jのときは、 A，
i j ー Oである。)
HT
02
OT
吏に S
o
c
u
r
sは
、 1
1
2 02
系を基準として 2成分系混合パラメータを求め、以下の悩を
T2
提案している。
内
4U
E
E
-
の
4u
T
(m3
j
mo
l
.E主L
-0.0112
-0.0113
-0
.
0
1
5
9
-0.0196
-0.0250
-0
.
0310
-0.0395
-1
.
44
-1
.
44
1
.52
1
.58
-1
.64
-1
.70
-1
.77
(2.12)
nu
nζ
nL
nd
一
一Ed
l・
nHV
A
nu
p
D
L
n
o
'EA
d
a
-
AHU
a'
Aハ
ハu
p
o
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nU
一
一
A-
1
U
の
‘u
A
AHU
AU
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F
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u
一
一n，
ハ
-
A
AHU-
-
.J
・
‘
.
.
A
，
AH
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︽
.J
A
Aハ
‘
一..，
I
I
I
I
Table2-3 Cocff
i
c
i
c
n
t
sf
o
rvaporp
r
e
s
s
u
r
c(
k
P
a
)
H2
HD
，nn ， 0
^^ ， 0
^__
0
.
1120，A3
，
4 = 9O
. A3
:5 = 35O
. A3~6 = 62O
I
唱
，
，
、EA
n
v
m
nb
，
，IJ
，
，
、
a
，
，
n
u
一
一
phJV
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A
nHV'
守
nペU
nu
nu
一
一
内
Aハ
hu
nua
n
'EA
ハ
U
nL
A.
0
4
.5
口1
ForHT，
DT，
andT2
，e
s
t
i
m
a
t
e
dv
a
l
u
e
sa
r
cl
i
s
t
e
d
.
o nnn^ ， 0 ，
， ^ .O
___.0
，
-6 = 2900 A2
:3 = 110 A2
:
4 = 350 A2~5 = 750
AL
o
A2
，
6=
s
O
(2.13)
ここでの添え字 1-6は各々、 H2、 H O、 H T、 02、 O T、 T2を指している。
本本
2
0
Bi及ひ~ Pi
については、So
u
c
r
s
及びMi
s
r
aら2
lにより、以下の式が与えられている。
HT
D2
DT
T2
Cl
1
0
2
.
2
1
0
4
4
6
.
4
4
4
-1
11
.
5
6
7
8
7
.
3
3
8
6
2
9
4
.
7
4
0
8
5
3
.
0
1
3
C
2
8
.
0
4
3
5
C
3
2
6
.
18
6
2
x
l
04
.
9
9
6
0
0
9
7
9
. 0
2
5.
6
9
2
7 -1
.
6
7
8
6
0
.
4
5
3
7
3 0
.
6
9
2
5
7
6
9
5
0
.
2
1
9
0 2
.
6
8
2
9
2
.
41
6 ー7
.
7
0
3
7
7
1
3
7
“
C
4
3
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.
6
5
2
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7
x
I
00
.
1
0
5
4
5
6
2
1
.
4
1
0
9
5
x
l
02
5
.
5
8
3
5
7
x
l
O2
2
.
6
6
9
8
7
x
l
0
0
.1
5
4
2
5
2
C
5
3
1
.4
6
8
9
9
x
l
04
3
.
6
8
4
4
0
x
l
O3
1
.2
1
7
5
1
1
x
l
O3
1
.8
8
0
3
9
x
l
O3
1
.0
7
4
5
3
x
l
O
1
.
9
8
9
9
8
x1
04
由
以上 (2.10)-(2.15)式を用いれば、水素同位体系の気波平衡を推算する
ことができる。 Fig.2-2はラウールの法日1
)
からのずれ、すなわち E
に対する気
相及び液相の非理想、性の寄与を示したものである。蒸気相の非理想1
性は温度に対して
p: = cil + c♂
+c♂ 2+. Ci4~3
T3+
2
5
Ci5T4
(2
. 14)
ほぼ一定であり、また、液相の寄与が支配的であることが示されている。 (2. 1
3)式によれば、 H T系が肢も強い非理想性を持ち、 O T-T2
系が最も理想.溶液に近
2
6
いや動をぷすこととなる。しかし、 S
h
cr
m
a
nらの 02-0T-T2
系のデ
110
。
タは、 "2-
2
系と I
l
i
J
f
引J
J
f
.のJ
I思想性を持つことを示している。 S
o
u
c
r
sらは 7、トリチウム
に彫響していることも再定できなし、。S
o
u
c
r
sの気波平衡 mtr法も、トリチウムを合む
系については不服定性があり、今後の実験研究の進肢が守!まれる。
1
0
一
ロ
ポ 1B
8
ooz
♂
↑
一コ
2・2・2 ヘリウムの水素同位体に対する溶解度
6
EO
Table 2-4は、現在までに報告されている I
I
c
の栴解J
Jrの尖験研究の概要を
﹂﹄
示したものである。先に記述したように、 H e- H 2系のデータは、 1i~.圧付近を除いて
刀
2
﹄
20EEOaad
c
o
一
ち
一
﹀
ω
4
T
a
b
l
c2-4・
O
u
t
l
i
n
c
so
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fhydrogcni
s
o
t
o
p
c
s
h
c
l
i
u
ms
y
s
t
c
m
System
Hc-nH
2
Hc-nH
2
Hc-pH2
He-eH
2
Hc-nH
2
。
ζ
内
1
5
2
5
T
e
m
p
e
r
a
t
u
r
e-K
F
i
g
ur
c2-2 C
o
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t
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i
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ct
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t
aln
o
n
i
d
c
a
li
t
yf
o
rt
h
cH2-D2s
y
s
t
c
m9.
の存在する系で圧力測定に静屯容量型圧力計を使用した場合、トリチウム崩壊による
β線の影響で圧力指示価が大きくなり、強い非理想性を示すデータを見掛け上得ること
になると報告している。しかしながら、トリチウムの β線によりイオン (H2
n
t
l
)、
T
e
m
p
e
r
a
t
u
r
e(K)
16，
.
_29
1
5- 29
20，
.
_29
20，
.
_31
1
5- 100
.
_24
3Hc-nH
2 17，
.
_28
3HcnH2 20，
nH
Hc2 20-28
3HcnD2 20- 30
.
_30
Hc-nD
2 20，
P
r
e
s
s
u
r
c(MPa)
0
.
2- 0
.
8
2""~ 1
0
2""~ 1
0
Workcr
s
.
l
R
o
c
l
l
i
gc
ta
Snccdc
tal
.
3- 3
.
5
0.
Sonntagc
ta.
1
S
t
r
c
c
t
te
ta.
1
3- 100
0.
0
.
5- 1
.5
0
.
7- 1
Matyash
Hiza
0
.
7- 2
4，
.
_1
.8
0.
0
.
7- 2
.
0
比較的 4
笠宮であり、 4He-H2に関しては、 0.2-0.8V
P
a(Ro
e
lJ
igら1
1
) 、 0.3Iら1
2
.1
4
) 、O
.3-3
.5
1
1
P
a(
S
:o
n
t
a
gら1
6
) 、2-1
0lP
a(
S
n
e
c
dら1
3
)、
1
0
0l
l
P
a(
S
t
r
c
cl
5)の圧力範囲で実験データが報告されている。 3He-1
O
.7
2
1
1
P
a(
H
i
z
aI
I2
系に関し
(T2n十1
)
、 n
=1
、
2
、
3
が生成することが知られており 2
2、このイオンの存在が気被平衡
5の0.4-.
ては、 Ma
t
y
a
s
hら1
7のO.5-1l
lP
aでのデー夕、 H
i
7
al
18V
P
aでのデータが報告
2
7
2
8
rig.
されている。
2 3は、得られたデ
タを基に作成された 4
I
I
c 1
1
2系の +
1
1
1
文l
である。
共存することとなる。上記の現在までの実験デタを鑑みた場介、 Hc 1
1D系の的解
12
系の常圧付近の溶解 J
s
rデータが段も必要とされている。融合炉
度データ及びI1c 1
燃料サイクルにおいて、燃料精製・循環システムでは、トリチウム l
白地の
3
1
1
c及び[)-
T燃焼による 4Heが、ブランケット・トリチウム回収システムでは、スイプガスて
ある 4
1
1cが主に存在することが考えられる。両者の*~同位体に対する溶解瓜2デタ
にほとんど差がないことから、入手が容易な 4Heによる実験データの部前から始める
べきであろう。
2
.
0
H2H
e，
2
・p
h
o
s
e
n
H
2m
e
l
t
i
n
gl
i
n
e
深冷蒸留塔の分離特性の解析には、実験データを整理し、溶解度をうえる実験式を
導出しておく必要がある。溶解度を与える実験式として報告されているものは、 Hiza
T
w
o
p
h
o
s
ef
l
u
i
d
H2・H
e
の実験式をここで記述しておく。
、、，，，
nJhM
、、，，，
nJU
nH
e
H
白 LV
H円H
(4I
-e 1n
nH
ku
H
n
ρ
H
，，‘、
n毛υ
いV
e
H
n
HHU
K
品
し
H
V
/目、
a
n
-
白
しv
HHH
n
n
K
1
5
(3He 1n
MH
HHH
1
.
0
。
。
H
n
。円比三) ω ﹂コ凶的む﹂止
UH
o
l
i
d
2
3が提案したものが現在のところ唯一のものである。故後にそ
のデータを基に S
o
u
e
r
s
=0
.
3
1
4
叫静)
(2
. 16)
州静)
(2. 17)
=0
.
5
6
1
n nD2)
=0地
(
持
)
(2. 18)
1
n nD2)
=0山叫伴)
(2
. 19)
x
p
2
5
T
e
m
p
e
r
a
t
u
r
e (
K
l
F
i
g
u
r
c2
3P
r
e
s
s
u
r
c
-t
e
m
p
c
r
a
t
u
r
ed
i
a
g
r
a
mo
fn
H
2
4
H
c
.T
h
cn
u
m
b
c
r
sa
r
ct
h
c
m
o
l
cf
r
a
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i
o
no
f4Hcd
i
s
s
o
l
v
c
di
nl
i
q
u
i
dnH
2
3
.
2
4I
1eと3He
の比較では、 3He
の溶解度が若干小さいことがlIizaによって報特されてい
5の3He-D2
以外の水素同位体に閲しては、 H
i
z
al
、
るが、その基はわずかである。 H2
411C-D2
系 (
0.4-2I
IP
a
)のデータのみである。核融合炉燃料サイクルでは、 Hは主
に HD (H2
)の分子形で存在する。従って、深冷蒸留熔内では、I1eはHD (H2) と
2
9
3
0
2・3 ヘリウムの J.
I
<
.
t1
白l
仇体に対する溶解度の7s
J
I
定
このカaスi
日I
班点式により、セル内での平衡到 j
f
s.
'
i
I
I
Uをl
¥
i
W
i
することが I
I
[
能である。
平i
t
rセルは内保 2c
m
、日さ 2
.
5c
m
の円筒状であり、制加の怖の先制をくり t
J<:き、上
部の 1
i
_
をインジウムでシールするかたちで作られている。この制体は小別ヘリウム冷
2・3・1 実験手法
凍機に l
江結しており、 2
0K
以下に冷却する。平衡セルは、 1
0・3P
a以・
ドに
(1)災験装 i
l
t
たチャンパ
実験笈訟の概要を F ig・ 2-4に示す。平衡セルが幅低温エリア内に設位されて
uヤ!)仏[され
0Kに冷却した銅製シリンダ
内に設置しており、かつ周囲を約 8
で被う
ことで、伝熱及び師射による熱侵入を防いでいる。、ド衡セルの温度.は、長l
金j
氏抗体で
クロメル熱 t
U対とヒ
おり、干律1セルの上部よりガスを抜き出し、そのガスは、熱交換器を通って冷却され
測定する。温度コントロールは、 5
1
I
Jに挿入された金・鉄
た後、セルに反される。ガス循環用ポンプには、メタルベローズポンプを用いている。
によって行ない、 1
5K
から 2
5K
の温度範囲で、 '0
.
0
1K
に制御することが可能であっ
た。平衡実験に先立って、 H2
の蒸気圧測定を行なった。 H2
のみ丸!王は、温度の関数
a
ター
として正確に与えられており 24 、測定した H2の蒸気圧から 11の温度を~n:することが
可能である。白金抵抗体温度計は、以上の方法で検定した。手術セルの!底部及び頂部
に取り付けた熱 T
S
対によりセル内の 1
温度差を7fl
J
I
定したところ、ガスを循環している状
V
o
c
u
u
m
.1K
以内であった。圧力測定には、静}屯容品型 i
J
I
J定慌を j日いた。この圧力計
態では、 O
V
o
p
e
r
S
o
m
p
l
e
T
u
6
5
k
P
a
)の1:0
.
0
1
%である。
の読み取り初度は、フルスケール (6
T
o
P
r
e
s
s
u
r
eg
o
u
g
e
平衡セルからの液相のサンプリングは、 Fig.2-4に/r-すように、キャピラリ
ー型でその先端がセル底部に挿入されているニ一ドルパjレ7
'を用いた。パルプを若干
N
e
e
d
l
eV
o
l
v
e
s
kの液サンプルを点空排気
聞くことによりキャピラリ一部分にピンホールが聞き、少 5
「
ー
ー
ー
ー寸
ー
r
一
一
一
r
ー
'
ー
ー
ー
ー
ー
ー
ー
ー
ー
ー
ー
・1
したパイプ内に導入することができる。この液サンプリングシステムは余分なデッド
ボリュームがなく、前回のサンプルの残余が残るのを防ぐことができる。 l回に採取
刊e
r
m
o
c
o
u
p
l
e
される液サンプルの量は、平衡セル内の液インベントリ
.
0
3
犯であった。
その約 0
実験に用いたガスは、 H2(純度 9
9
.9
9
9
9
9川、 D2(D2:9
9
.n
t
.
. H0:
0
.
2
9別、
E
q
u
i
l
i
b
r
i
u
m
C
e
l
l
o
n
R
e
c
i
r
c
u1
0↑i
Pump
が約 O
.2m
o
lて'
あるのに対し、
He(純度 9
9
.
9
9
9
9
別であった。 HDガスは、 .
'
S
O I
S
O
T
O
P
E
S(
O
I
V
I
S
I
O
NO
F~ ERCK
F
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TC
A
N
A
O
AI
N
C
.
.W
o
n
t
r
e
a
lC
a
n
a
d
a)
からガラスフラスコに封入されたものを購入
i
.
J
l定した結果、 I
I2
:O
.側、 HD:
9
8
.9
%
.
.
使用した。平均組成をガスクロマトグラフでl
吋
r
卯
y
o
O
州
C
r
A
釘r
e
印G
D2: 0 • 3 認であった。
e
r
r
川
;
T
刊h
e
r
m
o
m
e
t
怜
加
C
J
型:吉一ー一一一 I
一一一u-
v
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c
uum
L
iq
u
i
dS
o
m
p
l
e
T
u
b
e
C9
A
)で分析した。内径 2
液相及び気相のサンプルは、ガスクロマトグラフ(島伸 G
m 、長さ 2mのステンレスカラムに、表面を~nC12 でコーティングしたアルミナを充境
し、液体窒素で冷却することで、 He
及び水素同位体の分析を行なった 2
5。キャリヤー
ガスにはネオンを用い、流量は 5
0c
m3
j
m
i
nとした。ガスクロマトグラフのサンプル管
容積は約 1c
m3
0
6
0k
P
aであった。ガスク
て'あり、管に導入したサンプルの圧力は、 3
1
2、 HD、 02)
ロマトグラフの検定は、以下の手願で行なった。始めに、純ガス(1
c
h
c
m
a
t
i
cd
i
a
g
r
a
mo
fe
x
p
c
r
i
m
e
n
t
a
la
p
p
ar
a
t
u
s
.
F
i
g
u
r
c2-4S
3
1
をガスシリンジで容積を変えてガスクロマトグラフに導入し、各成分の感度係数を決
の混合ガスを用意し、ガスクロマトグラフにガスシ
定する。次に、 2相類の H2-He
3
2
リンジで導入する。混合ガスの組成は、先に求めた感度係数て・
求めておく。この操作
により、 I
lcに関しては、ガスクロマトグラムのピーク而債が、サンプル容的に対し、
3cm3まで比例関係が成立することが磁認された。このことは、サンプル容杭が
4x10i
3
cm 場合、 Hc浪度とピーク面積の比例関係が 4
0ppmまで成立することを意味する。こ
Table2-5 Summaryofcxpcrimcntaldataf
o
rHc
-nH2
の1
1eの検出限界付近では、測定誤差は、約土日であった。
L
iq
u
i
d
(2)実験手順
平衡セルの容積は、セル内に温度勾配ができるのを防ぐために、できるかぎり小さ
くした。セル以外のガス循環ループの容積も、セル容積とバランスがとれるように、
小さくとった。以上の理由により、本実験では、気相のサンプルを採取した際に、か
なりの圧力降下が認められた。実験装置内の Heはそのほとんどが気相に存在し、かつ、
気相部の容積が小さいことによる。液相のサンプリングとは対照的に、 1回のサンプ
リングで抜き出される気相サンプル中に含まれる Heは、系全体の Heインベントリー
の約 2-3
制ご達した。気相のサンプリングには、ガスの循環を行なう必要がある。一方
、
液相のサンプリングには、サンプル中にバブルが混入することを避けるために、ガス
循環を止める必要があった。上記の理由により、本実験では、気相及び液相のサンプ
リングは同時には行なうことができなかった。実験手順を以下に示す。
平衡セルを 2
0K以下に冷却した後、 He
及び水素同位体ガスを系内に導入する。系が
平衡に到達後、気相サンプルを取り分析する。気相のサンプリングにより圧力が降下
Mole
%Hゥ
0
.
0
3
5
7
Mole
Mole
%He
%Hゥ
卯.
9
6
4
3
Enhancem
c
n
lf
a
C
l
or
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fh
y
d
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o
g
c
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c
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l
aE
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- Cal
menl
I
io
n
7
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.
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.
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4
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6
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.0
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7
.
6
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7.
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6
7
.
9
8
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.
3
0
.
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0
.
0
6
1
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9
.
9
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7
9
9
.
9
3
8
4
牛'
"
'
0
5
6
.
0
1
.04
1
.03
1
7
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9
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1
7
.
9
2
1
7
.
9
2
7
8
.
5
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.
2
1
3
7
.
5
0
.
0
5
5
4
0
.
0654
0
.
1
2
5
9
9
.
9
4
4
6 4
2
.
.
1
9
9
.
9
3
4
6
9
9
.
8
7
5
5
7
.
9
1
.
12
1
.0
4
1
8
.
2
6
1
8
.
2
6
1
8
.
2
6
1
8
.
2
6
1
8
.
26
7
3
.
8
.9
7
.
3
1
0
2
.
0
1
0
9
.
1
1
6
0
.
0
0
.
0383
0
.
0
6
4
3
0
.
0
6
2
6
0
.
0764
0
.
1
8
1
9
9
.
9
6
1
7 3
8
:
.
4
9
9
.
9
3
5
7 4
6
.
9
9
9
.
9
3
7
4
99
.
9236
9
9
.
8
1
9
1
.6
6
5
3
.
1
1
.
11
0
.
9
7
5
1
.0
5
1
.03
1
8.
7
3
1
8
.
7
3
1
8
.
7
3
1
8
.
7
3
9
5.
4
1
0
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.
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1
1
3
.
9
1
4
8
.
7
0
.
0550
0
.
0
7
9
2
0
.
1
1
2
0
.
1
7
0
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.
9450
9
9
.
9
2
0
8 4
7
.
3
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.
8
8
8
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.
8
3
0
5
2
.
7
0
.
9
8
7
1
.0
4
9
4.
4
1
3
0
.
2
0
.
0545
0
.
0
8
0
7
.
2
3，
9
9
.
9
4
5
5 3
9
9
.
9
1
9
3
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6
.
8
1
.0
3
1
.0
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1
8
.
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3
1
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1
1
9
.
1
1
1
9
.
1
1
9
2
.
7
.6
1
11
1
28
.
3
.0
1
61
0
.
0422
0
.
0882
0
.
1
1
9
0
.
1
5
7
99
.
9578 2
8
:
.
0
卯.
9118 37
.
7
9
9
.
8
81 56
.
4
9
9
.
8
4
3
7
2
.
0
6
2
.
3
4
3
.
6
1
.0
5
1
.0
7
1
.08
1
.0
3
1
.04
1
.07
20
.
09
20.
09
1
2
9
.
9
1
4
7
.
3
0
.
0870
0
.
1
0
4
9
9
.
9
1
3
0
卯.
896 3
3
'
.
4
6
6
.
6
1
.06
1
.0
3
Tempcra
l
u
r
c
Pr
e
s
s
u
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(
K
)
(
k
P
a
)
1
5
.
8
5
6
2
.
9
Mole
%He
1
6.
8
5
するが、系は、降下した圧力下で再び平衡に達する。ガスの循環を止め、直ちに液相
のサンプルを取り、分析する。平衡到達に要した時間は、ガス循環流量が 1
0
0cm3/
min
の時、約 1時間であった。
I19
.1
1
Vapor
2 ・3 ・2 測定結果及び考察
nH2、 He-HD、 He
He-nD2
系の溶解度データを、 Table2- 5-2-7に
示した。測定は、実験装置が安定な 9- 1 1個の温度条件下で、圧力範囲 40-170kPa
で行なった。 Table中に示されている温度は、nH2の蒸気圧測定で補正後の値で
ある。
3
3
3
4
dataf
o
rHc-nD2
Table2-7 Summaryofcxpcrimcntal・
Tablc2-6Summaryofcxpcrimcntaldataf
o
rHc-HD
L
iq
u
i
d
Tempcra
t
u
r
e
P
r
c
s
s
u
r
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(
k
P
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Q9
1
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1
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.
3
Vapor
。
も Hc
も
。 HD
Molc
Molc
%Hc
5
0
.
1
Enhanccmcntf
a
c
t
o
r
o
fh
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'
d
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g
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n
Mole E
x
p
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a
l
c
u
l
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%HD mcnt
t
i
o
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.
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4
6
.
7
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.
5
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.
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.
5
69.
4
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43
.
5
6
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.
7
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.02
0
.
9
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4
0
.
9
5
1
0
.
9
切
0
.
9
5
7
1
.0
1
1
.0
1
1
.03
1
.04
1
.06
Mole
1
9
.
2
8
1
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.
2
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1
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.
2
8
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.
2
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2
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0
.
8
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.
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.
8
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.
1
1
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4
.
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.
0
1
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0
.
0
1
2
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.
0
2
4
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.
0
5
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.
9
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0
9
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.
9
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.
9
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5
3
9
9
.
9
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1
9
.
8
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9
.
8
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.
1
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.
9
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.
0
1
0
0
0
.
0
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6
0
9
9
.
9
9
0
0 2
3
.
0
9
9
.
9
6
4
0
7
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0
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.
9
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1
1
.0
1
2
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.
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.
0
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.
9
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1
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.
9
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6
1
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.
6
6
2
0
.
6
6
2
0
.
20
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.
1
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.
1
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1
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.
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.
9
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.
0
1
1
5
0
.
0お 5
0
.
0
5
5
9
0
.
0
8
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.
9
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.
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9
.
9
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4
5 3
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0.
9
9
.
9
4
4
1 4
4
.
7
9
9
.
9
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.
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.
6
5
5
.
3
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.
9
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.
9
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1
1
.0
t
1
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.
8
0
1
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.5
0
.
0
3
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6
9
9
.
9
6
0
4
.
19
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.
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.
0
1
2
0
9
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.
9
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0
0 1
4.
4
8
5
.
6
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.
9
5
6
1
.0
1
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21
.38
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.
9
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.
6
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.
0
1
5
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.
0
6
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.
9
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.
0
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1
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.
9
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.
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1
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.卯 00 6
.
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1
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.
6
0
.
0
1
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.
0
6
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.
1
5
3
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.
9
8
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6
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.
9
3
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4
.
3
卯.制7
4
2
.
8
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1
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0
.
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1
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.
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.
0
1
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“
3
5
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.
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0
1
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0
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0
0
9
9
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9
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6
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0
1
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1
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9
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0
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0
2
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0
4
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0
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6
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.
0
5
0
5
0
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0
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1
卯.
9
7
7
6
9
9
.
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0.
5
9
9
.
9
6
7
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6
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.
5
4
6
5.
.8
61
1
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1
.0
1
1
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1
.03
1
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1
.03
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.
0
1
1
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0
.
0
3
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1
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.
9
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2
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68.
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1
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.
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.
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9
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3
6
a
E
・
E・
E
・
E・
EE
，
、・
・
12
bAvqι 6
v
V一
・
也
一，
水京同位体系では、量子効果が気波平衡に影響を与えていることが身えら
v
s
I
溶液の近似が可能と予測できる (--20K付近での
きさも似通った溶液であり、正日J
AU
r
'
2
U
n7
1ノ
，
a
、
，f
bav.a
丹
J
﹄
U
・
，
，
z
、
、
，，‘、
F
、
flJ
rallilia--E
va
Au
聞
r
'
nJu
﹄
φ
、甲
E，
E1
E
'
E
E
，
E
，
同
，
、
FE
，
，
、
、
rt
nJU
何時一
rhEa
﹃'
E
B
E
E
-
一
ロ、
VE
、EJ
z
b
4
、
‘
，
， nJu
••••
[
:~l戸川
式で表現することが可能である。He-Jj<素!司位体系の液相は、極性が小さく分子の大
ヘリウム
内
u
i
r
節で J
己i
t
l
jしたように、lIe-水素同位体系の溶解度も(2 7)及び (2 8) の
fiJ
Ft111111t121﹄
1
. J
}
(A
;
I
司位体のお'ih
t係数
(2.22)
れるが、ここでは、正則溶液の近似を採用する。)。正則溶液は、次の条件を満たす
ものである 2
60
(1)無秩序な混合:混合エントロビーが理想的である。
V
φ x 22
XLVI
φL =
hlV:+ X2V;)'
(2)系の;f-テンシャルエネルギーは相互のニ体ポテンシャルについては加成性が成
、
一本
一的
2一
-(
L
x1
V 1+ x
2V 2
J
(2. 23)
立し、分子の中心￨出の距離のみに依存する。
(3)部分モル容積がモル容積に等しし、。
無秩序な混合、すなわち理想的混合を考えると
ニ体相互ポテンシャルの加成性が成り立つ場合、純液体 i
のポテンシャルエネルギーは、
液体の nモルに対し 2
7、
gli(r〉= gl(r)=
~rlJεi(内 i(r)r 2 dr
/
、
品(r)= g22(r) =
弓γ
= g(
r)
(2
. 24)
(2.20)
u:- 2xni
丘2
(V
(2. 24)式の関係から、 (2. 22)式は、次の式に帰訂する。
ra
d
vg
nJU
E
σ白
，J
ι
、
、
，
、
，
g﹄
、j
、
pa
、
u
‘
， nJu
flJ
・
E
B
I
B
E
E
E
E
EJ
白骨
ATnJU
﹁EEEEEEEJ
v
s
AU
nJU
ra
E
VA
、
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‘
，
、
、
，
，何昼
n
f
u
M
nJU
S
w
・
、・
ノ
、''t、
flJ
n
f
L
M
E
E
EEJ
，、
Fhu
、、，，，
nL
nL
〆
k
また、相互作用のエネルギーが距離の関数になることにより、
・
、BEE・
EEJ
J
・
'
・
・
・
，
‘
・
・
、
‘
vaA
- va
，s'aa'aaaa
v
‘
s
i
w
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‘
，
.
、
.
，
‘
a
一
J
rz
・
E
‘
、
〆
，
‘
、
‘
.
ε
•.•
(2. 26)
今、相互作用パラメータを次の式で定義すれば、
3
7
本2
1
一
v
v
a
nFhu
d
J
v
a
円岳
va
，
、
，，‘、
、、，〆
VA
，，.、、
E
A
E
E
a
gb
Fa
i ld
内リ&
VA
x
.G
間
[1
< + 2dr +
のJb
J
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E
111
11﹂
-E
，
、
，，‘、
内峰
E
本日
JM
E
V且 -
，
、
・
，
，、
‘
H
一
HAV
・
J
円晶一
v
a
，
、
，，‘、
ε22(r{
﹁
'EEls-zL
gb
司
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J ぞ
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A
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一v
AV
，
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、，
i
E
E
E
E
a
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J
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A
T 2a
、
rzEBEE--EEE.
r is
--41llt
、
，
Ell-J
ψA
Tnru
nfhg
v
a&
、
n
+
u
︽ソ'
φa
T
‘E&
v
，
.
n
raEEEEE
N一
ワ恒
π
一
一
nb
HU
••
畠中
-
、BE--lEJ
l--ψv'EA
I
、
目
﹃
(2. 21)
U1- U
v2
IJ
，EE'BEEBEEE
本本
E
U = U_
-v
体積分率に句しし、。従って、混合の過剰ポテンシャルエネルギーは
、
‘
、
B
E
EEE
B
B
-
内L-ψAT--
一
、
・
・、
1(
r
)及び g1
2
(
r
)の極限値は単に成分 1の分子を見いだす確率であり、これは
ば
、 gl
﹁l
，
，144L
E
A
J
AV
••••••
φ
も
、ATn，
JU
nfu
v
x
+
ψaT'l--
E
A
V
n
J
L
W
X
，EEEBEE
、
・
N
一
x
nL
一
一
u
FU
で与えられる。今 2成分系を考え、成分 lの分子から距離 rのところに成分 lの別の
分子を見いだす確率を g1
1
(
r
)、相互作用エネルギーを ε11というように定義していけ
3
8
。
C，J
i = 2πN2
1
V0
ε
-.
.
.
.
.
.
.
-1
J
l
j
r0
J
巾
=
2
]g(r
)r dr •
(2.27)
前節では r
' - 1と近似したが、ここでは、第 2ピリアル係数によって混合物の主:tt1l
の状態方限式が点現できるものとし、気相の前月t
係数をもとめる。
(2.25)式は、
(2.34)
×
円JU
AV
i
AMV
、&lφll円rhJw
u
︽ソ'
V
?
十
x
‘
φaTSE
v
l
x
，EBB-
u
n
じ
、
目
一
一
PV = R T + B P
B
，
nJh
n
J
ι
u
pu
“
可14111111 J
nJ
﹃
、BEE-EEEEEE，
E
E
ATnJ"
l一ev
rEli--L
p
v
︽
ソ
，u
剖
川υ
rail--L
n
y
I
M
、
E
a
E
E
E
B
E
E
J
-ψATnfu
Fし
、，，，
v
2一
本
一l
-v
，
E
E
E
E
B
E
E
B
E
E
﹁S12EEE--iL
(2.20) 式と (2. 27) 式を比較すれば、
となる。
(2.28)
cdu:ぺ時しいこと
2
2
本
本
y1
-B1+ 2y1y2B1
2 + y2-B2
一
(2.35)
従って、
仏r 1-
py2-L
2B1
2 - B1- B2
RT
(2.36)
がわかる。更に、 C1
2に対し幾何平均を適用する。
C1
2
7
7
i
d
R
=何百 = よ
(2.29)
液体のポテンシャルエネルギーは燕発のエネルギの符号を変えたものに等しい。以
i
i
な式を得る。
上の関係を (2. 27)式に代入すれば、次の簡 1
内r
u
u
，
n
J
u
u
，
、
φ0
・
・
f
。
供、
J
a
a
内JU
-E
・&
AMV
“
AV
-1-EJ
@A
Tqr
・
〆u'
v
n
x
+
ゆ
aT'ta
v
l
x
、
也
，EEEEE
一
一
U
FμU
l
(2.30)
py1
-L
2B1
2 - B1- B2
RT
思
常庄付近の水素同位体 -Heの 2成分系では、被ね!の Heのモル分取は極めて小さく、
，
.
.
.
.
."
.
11¥6
・
2
oH2は
l
x
l
0 以下である。また、 VH(δH - OI
l
e
)/ RTは 1
0 のオーダーにある。
従って、 (2. 32)式により、水素同位体の液相の活量係数 r"
1
1 1とすることが
できる。
本
→
δ1 = べ
1¥ I 本
¥
JVi
(2. 31)
δは、溶解パラメータという特別な名称でよばれている。
fH =
六
(]
c
x{
1
p叫v
:-B~l}
p
(2. 30) 式を偏微分す
内J
h
u
伶
O
nJU
2
9は、水素同位体のモル容積を渇度の開放として与えている。
S
o
u
e
r
s
ai-
nJU
V
n
A
J
(2.33)
hu
l
T
n J缶
n
J
h
-
，
、nO
，，‘、
。
o
nru
J
内〆 M
AV
，
、
a
〆M
・
、
r
s
‘
・
V
。ATn
n
J
h
E
一
一
叩'
'Mm
p
u
T
3
9
、、，，，
-EEA
、
υ
r
a
，
，
n
J
L
U
、、，，，
-EEa
AV
EA
E-
，，‘、
V
。AT‘
一
一‘
-EE
山
申'
T
G2
M
'pu
;
:
:
E
(2.32)
(2. 38)
(2.39)
ることで 2
8、分子配過剰自由エネルギーと活最係数を得る。
E
Gl
(2.37)
(2
. 8)式は、
l八
?
I
1
_
kr'2
(2. 40)
4
0
Table2-8に a1、 blの怖をぷした。 V
a
r
c
c
a
m
pらは 3
0、温度 1
4
2
1K
の範￨庁￨に
2
. ヘリウムの溶解J
J
1
:
おける I
I
c-l[2
、 HD、 02
系の第 2ビリアル係数の相互作用係数を報告している。符
r
.
"
は、彼らのデータを以下の実験式で相関した。
Table2-5-2 7に与えた各々の渇JJ
rにおける液相の Hcのモル分布は、す
べての系について、測定範1
m内では気相の (1cの分 J
Eに対しii1線関係を不した。'x験に
AHM
C
T
sI
I
I
l
c-
(2.7) (2.38) 及び (2
. 3
. 2 5 は代点的な温度に対する ~l~llll e
9) 式により Heの分圧を計算した。 F ig
よって気相の組成が測定されていない場合、
(2
. 41)
の分圧と液相の Heモル分<l
1の関係の一例を示したものである。 He
の液相のモル分・ね
T
a
b
l
e2-8 Co
c
f
f
i
c
i
c
n
t
so
fE
q
.
(
2
.
4
0
)f
o
r
l
i
q
u
i
dh
y
d
r
o
g
c
nd
c
n
s
i
t
i
c
s
は気相での分圧に比例する、すなわちへンリ
の法則に従うことが示されている。ま
た、 Fig.2-5中の直線の傾きがへンリ
定数を与え、その値は温度のみの凶故
1は
、 S
o
u
e
r
s3
l
r
c
c
t
tら1
2
.1
4のデータを略理して、 1
5
2
0K
の温度範聞で Hc
である。 S
HD
HT
02
OT
T2
41060
44690
46150
47780
49480
51050
係数 c、 dの値は、 He-H2
系では c=ー0
.
0
1
6
1 d=-2
.
2
9、 He-HD系では
1)、温度及び圧力のみが与えられれれば良い。
0.
5
ハU
﹀
ハ
ハ
U
『
1
.5
ω
一02
&事-
1.
0
UO﹄比
Y
I
Iを求めることができる。波相中の水素同位体のモル分率がほとんど lの場合 (x1
c
↑
一
4/Tである。以上与えた物性値を用いれば、系の温度、圧力、液相中の水素同位体
2. 38)及び (2.39)式から c1
1
及ひe
のモル分率が既知であれば、 (2.7) (
2.
0
co
c--0
.0
1
0
7 d=2
.
1
2、 He-02
系では c=ー0
.
0
1
4
0 d=-2
.
1
9 であった。 Heの
5- 3
e-1
.4
1
2
x
1
0.
6
4
9
1
4
x
l
0
第 2ピリアル係数も彼らの論文に報告されており、 BH
-xωωOZ仏 ℃一コσ一
﹂
eH2
.nH2
。
向
I
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t2
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6
6K
;
ム
， Hc-nD2a
t21
.16K
.
4
1
4
2
)
Jが 1~Pa 以 F では、実験データのパラ付きにより、へンリ一定数のrE )J 依存性は必ず
しも明磁ではない。正
日J
I溶液論の適用により、 I
l
cのへンリ一定数を去す式を、
(2
.
n
r
n
l
l
2系のへンリー定数が圧h l
:
界とJlに地加することを指摘している。しかしながら圧
仏tπ
φ・
l
L
7・H
J
(
ψ
本
(2. 1
t7)
l
i
J様にして導くことが可能である。
8)あるいは (2.38) (2.39)式の導出と f
を考える
今、純 Hcに対し、気相と液相とのfI日で等容での混合が可能な仮想的な圧ノ3
:
p
〈純気体のモル容積が液相中の I
I
c
のモル容積と等しくなる圧力 )320 この仮想等容混
合圧力 π本を(2
. 6)式において
ベ:
;
f
うl
f*aI~e
v-R
α一
R
本恥一T
F
J
π一
7
r
dp
"...ら一一+，
n
tr.
I
l
e
.
(2
.1
t8)
ンリ定数は溢度のみの関数となったのであろう。
I
c
及び水素同位体の熱 )
J学物性は限りがあるものの、
すでに報告されている I
(2
.
46)-(2.48)式を用いてへンリ一定数を慨算することは n
J
能である。その場
の液相でのモル容積の推算法である。
合最も困難なのは、実験データが存在しない、 Hc
dp
j
f
αよ
dp
Co
r
r
u
c
ci
n
i3
3はその推算法として次の式を与えている。
RT
ム
本
π
e
E
t
w
V
会M
本 'I
、EEll-戸しJ
AV
、
rill
e
本i
AV
F協
協
'+
RT
一
一
である。更に、
L 一一夜寸ア一一
本実験では、訓I
J定圧力範囲は比較的扶く、かつ (
2. 47)及び (2.48)式に示
される Fト F2の圧力依存性は小さし、。結果として、系はへンリの法員J
Iに従い、へ
(2.42)
ル
よ
1
c
VI
I
c0 P
のかわりに用いれば、
本恥一T
戸
川
一
仏7
f
π本
JP
2
F2 = VI
J
c
φ
I
J
-(
δH
e- δ
i
i〉 -
(2. 43)
…
(
担
問
r
(2. 49)
ωrrucαωc
(2.33)及び (2.37)式により、
用する。 (oT/ op)yは純熔媒〈水素同位体)に対して計算する。4I
le
及び nD2の
(2. 44)
3
5らが報告している。 nH2の縄低温における物性は
熱力学物性は、 Mc
Ca
r
t
y3
4及び p
r
y
d
z
rらが3
6pH2
の詳細なデータを報告している。パラ水京
かならずしも多くないが、 Rωc
と標準水素の物性の差は 2・2・1に記述したように僅かであり、
い
よ
)
pY112(2BHiie 一日 ; - B
I
l
e一
一一
(2.46)-
(2. 48)式による計算にはほとんど影響がないと思われるため、ここでは R
o
d
c
rら
(
2
. 45)
の報告した pH2 のデータを用いる。 HD に関しては詳細な物性の f~ 告値がないため、
(aT/ap)y について、
H2 と D2の平均値を使用した。溶解パラメータ算出に必~
な蒸発潜熱は、飽和蒸気及び液のエンタルビーを与える木下の式 3
7を用いて算出した。
従って、
f
lz
叫剖
山=与
牢
Hi= u¥T+v--T2+
T3
i1 + V i1- ;- W ・
i
(2.50)
本
2
hi=u¥T
"i
・T
1- +
T + V
;
i
(2. 51)
(2. 46)
3
W".
T
W
i
各係数の値は、 Table2-9及び 2-10に示している。以上の物性値を用いて
得たへンリ一定数の推算結果の代表値を Tablc2-11に挙げている。 (2
. 4
4
3
4
4
9)式から求められる仮想等科混合圧 )Jは、日 2
の場合約 4-6~r句、 11 Dでは 6-7~P a 、
02て'
は7
-9~Pa の範開にあった。先に議論したように、関数 F ト F2 の圧 )J 依作性は
無悦できるね J
J.(である。関数ド l
のf
l
(
(は温度上昇と共に !
V
I加し、 -)
)P2に聞しては
、
を碍/Ilすることは必ずしも必要ではない
。 Tablc2 11
'
ニポされた (2
.t
1
6)- (2
.t
18)式による推すr.1
1
(
[を検討すれば、ドi
及び F をi
U
.
J
立の l次!
日l
蚊とし
逆に温度仁舛に作なって減少する。
て近似しでも扶い温度範開内では妥当のようである。そこで、
2
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c2-11 C
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.
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*
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F勺
(
J
/
mol
)
439
418
419
399
370
345
345
476*
448*
473
474
344*
531
511
512
490
452
418
418
4
8
0
*
433本
K
(MPa)
8
4
.
9
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61
6
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.
1
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.
6
179忠
1
1
1*
(2.46)-(2.48)式に従ってへンリ一定数を推すr-する場合、lIc
のモル容積
に対して極めて敏感であるため、推算値は不確定性を持つことになる。また、
(2
.
*Thcc
x
p
c
r
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m
c
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a
l
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h
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r
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t
u
d
y
.
46)- (2.48)式に合まれるフガシチー係数及び仮想等容混合圧力を求めるに
あたって、ぷの形で与えられている各物性値を図示し読み取る方法を保ったが、深冷
蒸留培のシミュレーションに使用するには、温度の関数形として与えておく必要があ
る。特に I
IDにおいては、その要求を満たすことが困難である。以上の理由により、
へンリ一定数を与える実験式を、実測値から導出することを試みよう。深冷蒸留培の
川
剖
= FlCXP(
F1= f1ヤ f2T ， F2
掠作温度範囲は 1
8-22K
であり、相広い温度条件下でのへンリー定数を与える実験式
4
5
f"
- f
3+
1
1.
4T
(2.52)
4
6
i
m
p
l
e
x法で 4つの係数
なる実験式でへンリ一定数を与えることとし、測定データから S
を決定した。 Table2-12にその結果を示す。 Tablc2-11には、
n
。比三¥↑co↑ωcoυ
T
a
b
l
c2-12E
x
p
c
r
i
m
c
n
t
a
l
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n
c
t
i
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n
sf
o
rF1a
n
dF2i
nE
q
.(
2
5
2
)
(2-52) 式で推算できるへンリ一定数の1
1
1
Iと、S
t
r
c
c
l
lら及び H
iz
aらの制作偵を比
較しである。
System
He-nH
2
He-HD
nD
He2
f
1(MPa)
7
1
.
0
x
1
0
1
.9x10-6
1
.1x10-6
/
K
) f
3(
J
/
m
o
り f4(J/molK)
f
2(MPa
0
.
1
7
630
一9.2
0
.
5
7
-14
620
0
.
5
0
790
一16
も比較のために示しである。
三 O﹂
Table2-12の各係数を用いて (2. 52)式により求めたへンリ一定数の値
3
1
0
/
/
2
10
(2. 46)~(2. 48) 式から直接計算した値と比
8
、正則溶液論は近似モデルである。しかしながら、精度の高い
モデルも必要であり 3
He
溶解度データを得ることが困難であることを鑑みた場合、正日 IJ溶液論を実験式の導
出にあたって適用することは充分妥当であるといえよう。
Fig. 2-6は、得られた実験式によるへンリ
一定数の値と、各実験値から直接
む工
一致する。 He-水素同位体系の溶解度を厳密に議論するには益子力的効果も考慮した
的-h﹂C
較して、ヘシリ一定数そのものの値はほぼ一致し、また温度に対する定性的依存性も
1
1
0
0
.
0
3
0
.
0
4
0
.
0
5
0
.
0
6
T
-1
-1
/K
0
.
0
7
(2.46) 式の前半部分より求められる値を l/Tに対してプロッ卜したものであ
る
。 Tab 1e2 - 5~2 - 7 に示されているように液相の He 濃度が極めて低いため、
実験値はかなりのパラつきを示しているが、実験式による推算値はほぼ妥当な値を与
えている。
(2. 52)式において、 Table2-11に示すように、係数 F1
及ひ'
F
i
g
u
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e2-6 He
n
r
y
'
slawc
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fHei
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p
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s;0，
nH
He2;
口
， He-HD;ム
， He-.nD2・
F2は温度の関数であり、本論文では、 1次関数の形で実験データからパラメータを決
定した。しかしながら、実験データのパラつきが大きいことから、へンリ一定数がlI
T
S
t
r
e
e
tらのデータに関しては、 He
の液相のそノレ分率を気相の分圧に対しプロットした
に対してほぼ直線となるようなパラメータの値となった。係数 Fl
及び F2
のi
I，t度依存
場合、若干の正のずれが認められることを H
i
z
a1
5が報告している。また H
i
z
z
aは
、
性を考慮した効果を明確するには、より幅広い温度条件で更に実験データを積み重ね
S
t
r
c
e
l
lらのより高圧でのデータ 1
4にはそのようなずれは認められないと報告している。
る必要があろう。従来の He水素同位体系の溶解度に閲する実験データは比較的高圧
t
r
e
e
t
tらの 1
2データにはある程度の誤差がありうることに
従って、ここで用いている S
tr
c
etら1
2の報告価のなかには、数気圧 (
0
.
下で行なわれたものがほとんどであるが、 S
t
r
e
e
l
lらの nH2のデータから求め
注意されたい。ある程度の誤差があったとしても、 S
2~1)'(Pa) 程度の実験データが、各温度での測定データのなかに含まれている。著者は、
たへンリ一定数の値は、本研究で得られた実験式による値と良く一致する。Hi
z
z
aによ
その各々のデータについてへンリ一定数を求めた。 Hi
z
a1
5もまた、 nH2-He、
る nH2及びnD2 に関するデータも、 20~22
nD2-Heのl!I
l
P
a以下でのへンリ一定数の値を報告している。 Fig.2-7に
ているものの、ほぽ一致している。本研究による実験式は、 1W
P
a以下の圧力範囲では、
K
の温度範囲でへンリ一定数が大きくなっ
へンリ一定数の推算に適用可能であると結論できる。
4
7
4
8
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He2;
口 He-HD;ム， Hc-.
2
nD
5;.A，He-nD2byHi
5.
He-n
H2b
yH
iz
a1
z
a1
. 38)及び (2. 39)式で計算できる fB
Tab1e2-5
.
.
.
.
.
.
2-7には、 (2
の
値と各測定データから直接 (2-7)式により求められる値を示している。 F ig
.
2 8は fH
の計算値と実験によって決定された値の偏差を図示したものである。最大
の偏~は 8先に遣しているものの、実験値との傾向的な差は認められず妥当な値を与え
ている。 f
1
.
.
.
.
.
..
L0
7であるから、水素同位体
lの計算値は、 Tableにあるようにし 0
に関してはラウールの法則を週用しても大きな誤差が生じることはない。しかし、
2
. 39)式を適用した法がより厳情な怖を与えるであろう。
(2
. 38)及び (
4
9
F ig. 2-9は
、 S
tr
e
el
tら1
2
及びS
on
t
a
gら1
6の実験値から求められる f の値を、
l
(2
. 38)及び (2.39)式による計算値と比較したものである。 1K
P
aまでの圧
1
7
.
0
7K
)での実験
力範囲で、計算値はおおよそ良い一致を示しているが、低い・温度 (
値に対しては差が大きいようである。 (2
. 38)及び (2
. 39)式導出の際に用
いた近似〈第 2ピリアル系数までを用いたピリアル式で気相の状態方程式がぶ現でき
P
aに近い圧力下の{郎、温度での実験データに対し、比較的大きな差を生じ
る。)が 1i
た可能性があるものと思われる。あるいは、もう一つの近似〈液相での水素同位体の
5
0
モル符 f
}
1が圧 )
Jに対して一定である。 )がその原因となっている可能性もあると思わ
れる。
2・4 j京 J令 !.~m*の分離特性に対するヘリウムの ~wæ
先の 2・3節において、
He
のH
2、 HO、 D2に対する*:解j
立=データ&.び溶解u
r
を批
n:ーする実験式を ~!J ることができた。先に記述したように、ヘリウムは深冷糸町院内の
熔頂付近にI! O と共に存在するため、 HO に対するへンリ一定数が/I~ も市長である。
木下は 3
9、S
h
c
r
m
a
nのデー夕刊を基にヘリウムが塔の分離特性にうえる彬響を検汀して
T
h
i
sw
o
r
k，
20.
4
0K
A S
↑r
e
e
t，
1
7
.07K
S↑r
e
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t，
2
0
.
4
0K
.
A S
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e↑
， 2
3
.
0
0K
園 S
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n
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0
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4
0K
S
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n
t
a
g
.2
3
.
0
0
K
@
0
.
5
IOのへンリ一定数が実測されていなかったために、 110のへンリ一定数を、
いるが、 I
H2と 02のへンリ一定数の幾何平均によって求めている。例えば、 20Kにおける日
.
.
Dのへンリ一定数は、木下の方法によれば 1
0
0I
IP
aであり、一方、本ぬ文のデータでは
9
0M
P
aとなって、へンリ一定数が 1
0
先小さくなる。また、 t
R
皮依存1''1:も本冶文による実
0
先程度小さし、。ここでは、新しく得られた実験式を用いて、本下がへリウ
験式の方が 1
•
て
コ
ιコ
丸丸P
、
、
ム
A
図
亡3
仁
:
>
•
会
ムの彫響を検討した府カスケードに対し、その彫響を再評価する。
図
A
、
.
t
V
T
ロスアラモス研究所の TSTAにおける深冷蒸留システムは、
Aa
γ。
。
>
<
Q)
a企図
c
.
.
A
Fig
. 1-4に示
す 4暗カスケードである。この塔カスケードは、
1
5m
o
l
l
hの流屯を処理するように設
OOm
o
l/
h
f
j
l
l
J[の処即はとなる。そこで、
計されているが、実際の核融合炉実験炉では"'"l
TSTAの深冷蒸留システムと閉じカスケード構成を持ち、かつ処理引が 1
0
0m
o
l
/
h
で
あるシステム (Fig.2-10)に対し、ヘリウムの彫容を検討する。ヘリウムは
ほとんど凝縮器(塔頂)に存在することから、その影響を受けるのはCol
um
n(1)及び
(
2
)、特にCo1
u
m
n(わであり、他の塔はほとんど影響を受けない。従って、Col
um
n(L)
望
図
及び (
2
)に対しシミュレーションを行なう。
ー
0
.
5
0
.
0
0
.
5
1
.
0
P
r
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11
.
11
o
fS
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e
t
tc
ta
Fig.2-10のCol
u
m
n(1)と C
o
1u
m
n(
2
)の間に設置されている同位体平衡器は、
H2+02ご 2HD、 H2+T2
ご 2HT、 02+T2
ご 2DTでぶされる向位体平衡反応
を促進するための触媒が充損されている。この同位体平衡掠は~:;\. j
f
r
J
.
で運転するが、常
温 (
3
0
0K)における各反応の平衡定数は、 KH
D=3
. 26、KI
I
T 2
. 58、KD
T
=
3
. 82である 4
0。この同位体平衡反応は、触媒が存在しない条i'I'では極めて遅いこ
0Kまで冷却しでも、そ
とが知られており、常温で平衡組成にある水素同位体ガスを 2
の組成は数時間の範囲ではほとんど変化しない 4
1。ただしトリチウムが存在する系で
は
、トリチウムの出す β線の彫響により、触媒が存在しなくても反応が進行すること
も指摘されている 4
2
0
(1)シミュレーション手法
F ig
. 1 5に示すモデルカラムを考える。厳密には、水京同位体の非理組性及
び熱収支を~慮すべきであるが、分離特性に対する基本的なヘリウムの影響を検討す
ることを本節の目的とし、上記ファクターを除いた簡略モデルを用いることとする。
5
1
5
2
3) 式を f!~ る。ただしここ
6
1
<
，
q
;同位体 7成分に対して導かれることとなる。I!cの幻滅、F衡
1
，
IKIIIIck
.jX
--EJ
円、
では、 J
J
;
:
i
!
!
式
は1
[C
(
1
.
1
)
.
.
.
.
.
.
.
(1
.
K
定?
i
f状態における物質収文を取れば、
(2. 5.
1)
k
.j
K1
比は次の式でぶ現できる。 He
は以下の式において第 7成分とする。
X，-
-一五ιよ-
k
.j
X
(2
. 55)
ZXi.j
H2，
HO
E
s
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n
li
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l
l
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i
u
mF
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e
K"
"
0110、 KII
l
eについては、
02
nJtu
﹄
印刷 /h
H'Oβ%，
0:99.75%
l
%
T:O.
、
n
K
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lB
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n
je
c
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o
rR
e
c
y
c
l
e
52)式によって j段目の温度に対
10が存在する培頂付近では、他の水素同位体分子殉は微な成分であり( 2
.
し求める o 1
52)式に対する寄与は小さいものと考えられる。そこで、木下がS
h
e
r
m
a
nのデータ
9。
を盤理して得た実験式を用いる 3
H
邑
E﹃EEEEEa
，
川
一
円
v
し
b
VA
β
nH
、
目
a
一
(2
. 56)
i
申
ゾKI
1
f
I
叫
， jk恥
(2
. 57)
-BJ
l
中
p﹄
nu
-J
f
HHH
K
OT
0-50・
ん
T-50%
じ民
戸M
ku
H:I%O，
T:49.5%
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0
0
m
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l
/
h
﹄
ロ
99.95%
K
O
2
ゾKHHe-02・jKHiJ内・ j
(2. 58)
川
}EE20u
(同
図:Equili
係数 ak
(昨 a
)及び bk
(
K
)の値は、 H2の場合 a
k
=
=
O
.
4
4
5、 bk 9
4
.
6、 02の場合 a =
l
r
I
0
8
.
6、T2
の場合 ak=1
.8
2、 bk=
:
1
l4
.
3である。このようにして得イれ
O
.9
2
8、 bkのへンリ一定数を用いて、
た He
(1. 1
)
.
.
.
.
.
.
.
(l
. 3
)式をトリダイアゴナル法 4
3で
解くことにより、塔内組成分布を求めることができる。
T
2
99%
(2)シミュレーション結果
F
i
g
u
r
c2-10C
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g
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rt
h
cp
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t
初めに He
が存在しない場合についてシミュレーションを行ない、 C
ol
u
m
n(l)及び (
2
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s
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u
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yc
q
u
a
l
の適切な設計パラメータ〈理論段数、還流比〉を決定した。 Table2-13にそ
L，
b
u
tt
h
eq
u
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c
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l
l
yt
h
es
a
m
e
.
の結果及び塔頂流の組成を示しである。次に、フィード中に合まれるI1c
濃度が l
気及び
5
先の場合についてシミュレーションをおこなった。 Table2-14及び 2-15
がその結・果を示したものである。
J
由、
・
・
-HHH
K
Hc濃度が l
おの場合、 C
o
l
u
m
n
(1)の分離特性に関してはほとんど影響が認められない。
K
I
I
I
I
_.
一九 "
1
1
e
.i
Pj
(2
. 53)
5
3
C
ol
u
m
n
(
2
)に対しては、凝縮器温度がかなり低下することから、凝縮総に対する白何が
榊大することが認められる。 C
o
l
u
m
n
(
2
)の最も重要な役;明りは、不純物としての Hを
、
含まれるトリチウムを環境放出レベル以下に抑えて除去することにある。 Hc
の濃度が
5
4
T
a
b
l
c2-13 r
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x
1
0
0
.
0
0
.
0
l
おの場合は、凝締結の負荷を大きくすることで、Col
u
m
n
(
2
)の分離性能を維持すること
が可能である。
He浪J
J
tが5
犯の場合、 C
o
u
l
m
n(l)に対しては、やはり大きな彫響は認められなかった。
一方、CoL
u
m
n(
2
)に対しては、塔頂流中の HT濃度がかなり高くなった。この問題を解
a
n
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2
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6
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6
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1
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.
0
0
.
0
0
.
0
決するには、熔頂の流量を減少させる、あるいは還流比を地加させることが必要であ
る。塔駅流なを減少させることは、塔底流中に含まれる Hの濃度を増大させる結果を
o
L
u
m
n
(
4
)で高純度 02を得ることに支障を与える。還流比を 3
9
.
0にまで地
招き、次の C
IT濃度はほとんど変化しな
加させてシミュレーションを行なったが、塔頂流中の I
*Thcr
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.
かった。史に還流比を地加させたところ、収束解が得られなかった。この結果により、
還流比の榊加によって圧力上昇を矧くことが予想できる。実際、塔圧力を 2倍にし、
還流する液流抵を 2倍にしてシミュレーションを行なうと収点解を得ることができた。
5
5
Tablc2 14にはその結果も示しである。凝縮器の負仰は大きく榊大するもの
の、培の性能を維持することは可能である。
5
6
ことで分附打能の~fI.持は，n. t'):_ L 可能である a しかしながら実仰のシステムの j栄作を~.
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日させるには、冷媒としての 1
l
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ガス制度を下げ、かつ i
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l
i
i:
を1
¥
(
/大させるこ
とが史求される。この要求を満たすには、 Co lumn( 2) に対して、 'I'.J~!に冷~!lガスを供給
するヘリウム冷凍機を備えることが必要となるであろう
フィ
ド中の Hl
'浪佼が l
九以
上になることが予想される場合は
、 F ig. 2-1f
:/r-したような流下波股式へリづ
2
0
2
.
6
20.
3
2
TSTA4培カスケードにおける C
ol
um
n(
2
)では、培TJii
m
t
l
l
のトリチウム浪j
昇した均介、塔間流 f
止を減少させるあるいは
立が上
J
C
，
める制御i
が必要である。木ドは 3
9、上
記状況においてフィード中にヘリウムが存在する場合の併の勤特性を解析し、ヘリウ
ム濃度が i
児以上の場合、凝縮器温度の急激な降下あるいは椛陀ノ
Jの急激な上対を附く
ことを指摘している。定常解析によるヘリウムの彫響の評価では、本論文による実験
式を用いた
.
nn結果を Shermanのデータを用いた木下の，.I-!H占拠と比校した場合、
ω俗m
流を鵠程度小さく、還流比で 3
附度大きくとる必史があったが、，
，
;
:
さ
u
m
n
Col
れるフィード中のヘリウム濃度に関しては、約践であるという同じ結怜を得ている 3
9"
従って、動特性解析によるヘリウムの許容濃度に閲する結ぬも訓l
可能であろう
Col
um
n(
2
)
の制御方法を考慮した場合、フィード中に合まれるヘリウムの彬腎はより
0
.
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深刻となり、出以下程度の濃度しか許容されないであろう。
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.
以上得られた結果を要約すれば、フィード中の Hc濃度が l~程度であれば、夜縮総の
負荷を 3
0先程度増大させることで培の分離性能を維持することが可能である。一方
、
Hc濃度が5"程度にまで増加した場合、塔圧力、凝縮~の11荷を 2{汚にまでひきあげる
5
7
峠
川
川
川
川
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N
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川
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日
j
ドの最
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傑作を傾めて問難にすることが予士惣!日1
される o 柾
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託t
納
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耐
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拡
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l仰
号
亭
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と {は，よ:、
ム分離t
与を別注説けることが必要となるであろう。
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ドの内 l
暁のみの川が 2(伐;汗?にまでj判抑削削州
榊州刷刷
í~(Il仙仙
~l州州)J加1)11け竺すr るこ
5
8
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2・53JJ
7
7
使用記り-
本I
去は、 1
京冷 t
信仰略による*.t!iil{立体分離の基礎となる 1c /
}
<A~ 1
，
'
，
1
似体 7成分系の
気波手術について記述したものである。初めに、 S
匂O
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町
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叫}にこよる/水
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弁I
する主試t
波干挽術1拙
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亦
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1
.
法
よ
の
概
.
安
民
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芯己述し f
たこ。次に He-J
}
<A
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，
l
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{也体系の幻滅平衡 (溶解
度 )を
1
12
、I1D、 D2に対して、深冷燕留広の操作圧である常圧付近で測定した。 He
: 2J
成分系混合パラメ
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(
J
/
m
ol
)
タ
3
8 : 第 2ビリアル係数 (
m
/
m
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)
Ci
j : ~rl.!.L作Jl)パラメータ (
J
.m3
)
(
m
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)
D
: 蒸留院の培頂流民
-水系同位体系については、液相の I
l
eモル分率が気相のlIc分圧に対して比例すると
F
: 蒸留併のフィ
いうへンリ守のi
1
.
:
J
l
I
I
に従う。また、正則溶液を仮定して導かれる平衡式が、:k験 1
1
f
tを
ムG : 混合物における n
由エネルギーの混合批
良くぶすことが認められた。水素向{立体の極低温の物性仰は特に IID~ については限
δEi : i
成分の分下配過剰自由エネルギー
(2. 52) 式で表せる実験式を求めた。得られ
た実験式による溶解度の批t):仙は、既に報告されている比較的向圧での実験制に対し
ても、
1
'
l
P
a付近までは良い一致を示すことを確認した。更に、得られた実験式を用い
て、深冷ぷ情培の分離特性に対する Heの影響をシミュレ
定常解析の拘束、フィ
ションによって検討した。
ド1
11
濃度が数%になれば (
5
的、応の性能を維
に合まれる He
持するのに、正))および凝縮誌の負街を 2倍程度にまで増大させることが必要であっ
塔頂流を減少 (あるいは止める )操作を行なった場合、フィード中に合まれるヘリウ
0"
程度のフィード中のヘリウム浪度しか
2 体~n 臥j 出!数(ー〉
(
J/
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〉、別途ヘリウム分離塔を備える必要がある。
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ムの影響はより深刻となることが予怨され
•• i
成分のフガシチー (
P
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N N一
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，
. PPD
た。蒸留塔塔捌からヘリウムと共に抜き出されるトリチウム濃度を制御するために、
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k記、F衡式を基に
•
P Ea
である。そこで、
・・
られており、'，;;~.に、正 H リ掠液論から導かれる平衡式からお年解度を推算することは困難
(
m
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)
ド流量
蒸留培の j
段目における Heの気液平衡比
蒸留培において還流される液流量
蒸留俗の全理治段数
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m
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段目における圧力
(
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P
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r
(
P
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m
ol
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)あるいは(J/
m
ol
.K
)
(
m
)
粒子 1
m問陥の換算尺度
温度 (
K
)
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i
温度
(
m
)
(
K
)
粒子系のポテンシャルエネルギー
(
J
)
じ
粒子系の過剰ポテンシャルエネルギー
p
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5
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(
ー
)
蒸留塔の j段目における He
のへンリ一定数
R
o
(
J/
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i
成分の飽和波エンタルビー
ポテンシャルエネルギー
(
J
)
(
J/
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)
過剰ポテンシャルエネルギー (
J/
m
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l)
3
i
成分の液相モル容積 (
m/
m
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(
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体球モデルによる液相モル容積
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mでのモル分本
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分の公布 l
でのモル分率
(
ー
)
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X分の戚
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引用文献
1
.1
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tal
.
，
:FusionTcchnology，14，
438(
1
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)
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i成分の~1相成部官積 (m3
/mol
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分の前 r
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e係数
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分の出解パラメータ
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(
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相互作用エネルギー
CJ/m3
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1-1
2
4.
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相7E作用エネルギーの換算尺度
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成分の蒸発淋熱
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， 473(1974).
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， 611(1976).
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， 1390(19ω).
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， 2410(1968).
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， 1107(1973).
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1
6
2
第 3章深冷蒸留塔における水素同位体分析手法
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3・1 紺宮
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.
水員長同位体分子同の分析手法として現在確立している代主的なものに、日 i
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分析 i
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8
7
.
2
6
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s，:"液体化学人l'γ，化学問人， 1
とガスクロマトグラフ法を挙げることができる。質吐分析法は、サンプル!止が少なく
，
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p
.1
71
.
2
7
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て良い、分析時IlU
が短い等の長所を持つ。しかし、 H1
'
と 02
のように質j
止の傾めて頬
2
8
. 小島和夫):"~ヒ学技術書のための熱力学"，培風館， 1976; p
.1
6
2
.
似した分子摘が同時に存在する場合、分析的度が大きく低下し、 6分子服すべてにつ
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いて測定ができるわけではなし、。一方ガスクロマトグラフ法では 6分子純すべての分
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1
9
8
6
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.61
.
析が可能である。加えて、通常用いられている熱伝動度削除 :B~ と併用するかたちで、
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5
9
)
.
トリチウムの出す β線を検出する機器〈比例係数管、イオン屯離桁写〉をJnt、れば、
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H1
'
、 OT、1'2
の分子同の検出感度が飛路的に地大する。賀町分析法及びガスクロマ
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UCRL-52628
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，
C
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.
トグラフ法以外の有望な分析手法として、オンラインでの分析が可能な光学的分析手
法〈現在レーザーラマン法が最も有望視されて~，、る 10 )も研究が進められている。し
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かしながら・、検出限界濃度が高い〈ガスクロマトグラフ法の数倍〉、弘前が大明化し
1
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高価である等の理由により、実用化を目指した研究開発が途についた段断にあると
3
4
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いってよいであろう。
∞oatmosphcres"，Natlsur.Stand.(U.S.)，Tech.Note631，1972.
p
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s10 1
このように多くの長所を持つガスクロマトグラフ法ではあるが、深冷凍情熔の制御
3
5
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系の分析手法として適用することを考えた場合、解決すべき研究開発諜題も多い。特
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6
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:"刊 ermodynamica
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にガスクロマトグラフでは、
1サンプルの分析にある程度の時間を・要する (15，
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0分〉ことから、その分析時間が制御系の安定性に大きな彫響を持つことが予怨でき
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)Monogr9
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6
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.
。従って、分析時間をできうる限り短くかっ分析精度も良い分析条件を設定するこ
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，
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，
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とが重要となる。元来ガスクロマトグラフ法は1 実験室での分析手段として用いられ
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.，包， 2
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4
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8
3
)
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3
8
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てきたものであり、カラム充填材調整方法、キャリヤガス流品、カラム長さ等分析条
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，
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3
9
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件の設定は、研究若の経験によるところがほとんどであった。そこで 8
・占・は、従来経
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験によって決められてきた分析条件を明確にすることを目的に、ガスクロマトグラフ
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の基本原理であるカラム充填材の吸着特性に立ち返って、充填材の調整 J
J
法とそれに
伴なう水素同位体吸お特性の変化について測定し、ガスクロマトグラフの分析性能と
La
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.
の関係を検討する。さらに、深冷蒸留塔制御系:に与える分析時間の影響を記述し、ガ
9
4
5
5
0
，1
9
7
9
;p
.5
3
.
スクロマトグラフ法を制御系の分析システムとして用いる掛合の許容される分析時間
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2
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6
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1(
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9
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1
)
・
を検討する。
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5
5(
1
9
6
6
)
.
6
3
6
4
3 ・2 ガスクロマトグラフ i
.
tによるボポ同似体分 4
斤下法
(L)キャリヤーガス
ガスクロマトグラフによる水素同似体分子同の分析は、 1
9
6
0年代にその研究が始
まった。多くの"，式行}:~.in 的実験が行なわれ 3-[[ 、その成民により、キャリヤーガスと
: N
c
(2)充机材
: アルミナ
(3)前処理
: 熱処理(温度、時間等条件は統一されていない。)
(4)J
ド祈性化処理
: 水あるいは∞2添 ))11 及び金 ~J~J によるコーティング (}J法は
明確ではな L、
。)
しては ~C 、先J点材としてはアルミナを用い、液体3在来温度に冷却することで、 )j( Ji
クの分離ひいては分析が可能であることが l
リ
l
ら
T
¥要課題と
今後、前処理及び非活性化処理について、統，
ーされた方法を乍えることが .
かになった。.iill常触媒担体として使うときのように、アルミナには前処理〈熱処開〉
なっている。そのためには、ガスクロマトグラムの分析性能に凶接係わる、アルミナ
が必要である。しかしながら、前処理されたアルミナをそのまま使用すると液体宅ポ
と水素同位体の吸着特性を研究する必袈があろう。この方而の研究としては、
温度では水素同位体を強く吸J
守するためにクロマトグラムピ
I'活性化処理も併せて必要であることも報告されている 3
5
.
7
.
9。こ
し、なんらかの J
Mi
I
1manら1
3による実験データが唯一のものである。彼らは、様々な処理方法で前処理
、 D2に対する吸着平衡データを報告している。しかしながら、
されたアルミナの H2
の前処思及び非活性化処理が経験に頼るところが大きく、ガスクロマトグラフ法の分
ガスクロマトグラフ充境材として用いられる恥あるいは F
eコーティングのアルミナに
析条件の設定を難しくしている所以となっている。前処理方法としては、熱処理を行
ついては l
肢芯平衡データがなく、その影響はりi
らかではな L、
。金属コーティングが吸
なうことが共通しているものの、温度、時間、条件が研究省によって謀々である。例
着平衡に与える影響、吸着特性とガスクロマトグラフの分離性能の関係の杷搾も残さ
えば、Ca
r
t
e
rらは 7、3
9
3K
で2
4時間の熱処理をオ
れた重要な研究課題である。
同似体 6分子同のクロマトグラムピ
クの流 1
1
¥に長時間を要
ブン中で行なっている。 G
e
n
t
yらは
9
、4
9
3K
で2
4時間の処理を真空下で行なっている。 U
r
kらの 1
0
処理条件は、 7
4
8!
¥
で
4
8時間 N2
流中で行なうものであった。非活性化処理としては、 Moo
r
cら4、H
u
n
tら5
、
7らは水添加を提案している。 H
t
c
r
u
n
tら5
及びG
e
n
t
)
'ら9
は∞2
添加による非活性
及びCar
化処理を提案しているが、いずれもその処理方法の詳細は明らかではない。
C
o
n
t
iらは 1
1このような明確でない非活性化処理を避け、モレキュラーシ
ブを
-100Kで使用することにより水素同位体の分析を行なうことを提案している。この方
法は、経験に頼る非活性化処理を避けうる意味で有効ではあるが、液体重素に泣すこ
とと比べて温度制御が困難であるため、実用的には問題を践している。
アルミナの非活性化処理としては、先に記述した水あるいは∞2
添加に加えて、金属
極を.&面コーティングすることも有効と報告されている 4
.6100金属阜の種類として
6
は
、 F
0
2
0
3
8
1
0、F
e
C1
3
4
.
7、F
e
(
O
H
)
3、W
n
C
1
2
等が用いられている。藤田らは 1
2、上記
n
C
1
2が最も優れ
の金属塩をコーティングしたアルミナで水素同位体の分析を行ない、 W
ていると報告している。金属鹿のコティングは、アルミナの非活性化処理に役立つ
ばかりでなく、その触媒的効果により、オルト H2とHDのクロマトピークの重なりを
.
5
.
7
.
1
0。つまり、活性化されたアルミナは、
防ぐ役目も果たすことが報告されている 4
オルト、パラ祖の分離も行なうが、
〈オルト摘がより遅くカラムより流出する。)金
属出の触媒的効果により、分離されたオルト阿あるいはパラ刊が再び手術品1
1
J
点に戻さ
れることによる。
以上述べてきたように、現在までの研究により、以下の条件で水ポ同位体 6分子同
のガスクロマトグラフによる分析が可能であることが明らかになった。
6
5
6
6
3・3
ガスクロマトグラフ允JJ~材の水素同位体吸お特札の illllÆ
ガスピュレット、』主主緋丸系、低温パス、静 i
t
L~寺町式 lE :JJ 計から摘成される
サンプ
ル符を合んだ装置の存続は、 72cm 3 であった。サンプルの温度は、低温パスに ti~ 体型ぷ
3 ・3・i 実験手法
(
7
7 K)及び混合的娘、 lS0肘 n
t
a
n
c-液体宅ポ (1
13K)、n pe n ta n e - ~主体等訴
(1
4
2 K) 、C
S
2 液体 ~.Ai (1
6
3 K)、 t
ol
U
l
c
n
c 液体 '~Æ (l 78 K)、 1
'
1体C
0
2
ガスクロマトグラフ充 JJH
..tとしてのアルミナにコーティングする金属出としては、
先に記述したように、 F
C
2
0
3、F
c
C
1
3、F
c
(
0
1
1
)3
、W
n
C
1
2がJ
I
H、られるが、藤田らにより
a
c
c
l
o
n
c
(
L
9
6K)、を満たすことで一定に保持した。
肢も優れていると報告されている W
n
C
1
2を保用した L
2。試料としては、 W
n
C
1
2を重品分
t
気
ル管部に電気炉を取付て、定めた温度で高真空排幻下で熱処理を行なう。その後I{
4%コーテイングしたアルミナ (60-80 m
e
s
h、品作製作所から購入〉及び I
I
C
1で
率で 1
洗浄しコーティングを外したものを用いた。このアルミナは、活性アルミナを W
n
C
1
2溶
在来あるいは混合溶媒を満たした低温パスを設置する。吸ぷ?平衡
炉を取り外し、液体 3
0
0 Kで加熱処理したものである。水素同位体ガスとしては、純度
液に浸し、 4
9
9
.
9
9
9
9
9
%の H2
及び純度 9
9
.
7
%(水素同位体純度としては 9
9
.
9
9
%
)の D2を、液体準
定した。容量法とは、容庇が既知のガスを、f.
F
磁が既知のサンプル部に導入し吸
~昼食手)1聞としては、始めにが，)0.5 gのサンプルを淡町に取り付ける。次に、サンプ
は、容量法により L
4、上記方法で精製した水素同位体ガス、アルゴンガスに対して測
:
a平
したガス:w:を求めるものである。
衡にit!せしめ、平衡圧力と吸不7
点で冷却したモレキュラーシーブ5
Aカラムに通し精製して使用した。充填材のd
長町積
剖I
1定に用いた、アルゴンガス(純度 9
9
.
9
9
9
%)は、常温のモレキュラーシーブ5
Aカラ
ムに通し蹄別後使用した。
熱・下位j
J
l
I
J定 (
TG)及び示差熱量測定 (
DTA)は、柿ム祉担おC
/
5
6
0
G
H
T
GD
T
Aを月j
い、アルゴンガス流通下で行なった。水素同位体及びアルゴンガスの吸着平衡の測定
には、 Pig.3-1に示す容母式測定装置を用いた。測定装置は、サンプル管、
3 ・3 ・2 測定結果及び考察
C
o
p
o
c
i
t
o
n
c
emonome
↑
e
r
1
. 充填材の熱処理温度の影響
アルミナの表面積は、熱処理温度に依存して若干変化することが認められた。
F ig. 3-2は、コーティングを外したアルミナの熱処理温度に伴なうぷ面積 (多
分子層吸着を仮定した BET式より計算できる。) 1
5の変化を示したものである。 B
ET表面積は、液体窒素温度でのアルゴンに対する吸 ;
f
J
平衡から求めた。 T G測定の
時間のアルミナの重批変化が大きく、処理開始後 5時間以降
結果、熱処理開始後 1-2
はほとんど重量変化が認められなかった。この実験結果から、熱処理時間を 5時間に
ぬ Needle附 ve
閃 Vo
l
v
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R
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g
h
i
n
g
3)
仰 mp
臼 sB
u
r
e
t
t
e(50cm
o Gloss stopcock
設定した。アルミナの表面積は、熱処理温度と共にゆるやかに増加し、 9
0
0K
で最大値
となる。それ以上の熱処理温度では逆に僅かに減少する。P
e
r
i1
6
及びBa
t
h
e
rらはげ、室
温で空気中に放置されたアルミナが少なくとも単一相の水を化学吸着することを報告
している。 P
e
r
i'
ままた、化学吸，{(された水はアルミナぷ而で0
1
1グループを形成するが、
この O
Hク'ループが熱処理によって脱離すること、 4長田に残る 0
1
1グループの Eは熱処理
温度に依存することを報告している。 DTA測定の結果では、 0
1
1の脱離以外に、熱処
F
i
g
u
r
c3-1S
c
h
e
m
a
t
i
cd
i
a
g
r
a
mo
ft
h
ce
x
p
e
r
i
m
c
n
t
a
1a
p
p
a
r
a
t
u
s
.
6
7
l!1!に作なうなんら特徴的な信号は認められなかった。従って熱処理に伴なうアルミナ
6
8
1
0
-3
200
70
4
l
O
70 oE¥O∞
U zoω04 トZ
コ024
れS
一
E
、
d
w
a
:
:
:
4ωo
5
l
O
μ」
仁J
d
~
白ご
コ
口
ロ
口
6
l
O
(f)
0
200 4
00 600 800 1000 1200
.
.
7
。
1
O
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-
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U
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υ
ハ
Qua-
A
C
T
I
V
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r
c
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m
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t
.
1
0
2
1
1
0
3
1
0
♂
1
5
1
0
EQUIUBRIUM PRESSUI
iE/P
a
の表面積の変化は、結品構造が変化するシンタリング等によるものではなく、 0
1
1グ
ループ脱離に伴なう表面の幾何学的な変化によると考えられる。
F
i
g
u
r
c3-3Adso
中t
i
o
ni
s
o
t
h
c
n
n
so
fH2a
n
dD2o
na
l
u
m
i
n
aa
d
s
o
r
b
c
n
t
s:0，
おける H2
の吸必等温線を示したものである。通常ガスに対する吸若等温線は
H2ona
l
u
m
i
n
ad
r
i
e
da
t3
8
3K;L込
， H2o
na
l
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m
i
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ad
r
i
c
da
t4
7
3K;
口
， H2onaluminad
r
i
e
da
t7
7
3K ;
企，
D2ona
l
u
m
i
n
ad
r
i
c
da
t473
F
r
e
u
n
d
l
i
c
h式(吸若島が平衡圧のべき剰に比例する。) 1
5に従うことが知られており、
K
.Thcc
o
n
t
i
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u
o
u
sl
i
n
ei
st
h
cp
r
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d
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c
t
c
dc
u
r
v
c
.
Pig.3-3は、 3
8
3K
、4
7
3K
、7
7
3K
で熱処理されたアルミナの液体宝来温度に
n
u
nぺ
u
y'
、
の
‘
u
，
yz
F
va
6
9
P
AU-nu
がY
a
ω
n
c
y溶液論に基づいて導出した吸着平衡式 1
8を適用する。
1・
& 一
F
r
e
un
d
l
i
c
h式には従わないことを示している。そこで、 S
u
w
a
n
a
y
u
e
nら
n 勺l
K
一
が直線ではなく、
∞ 一一
M
i
l
l
m
a
nらも 1
3、アルミナの水素同位体に対する吸着等温線を F
r
e
u
n
d
l
i
c
h式で表現して
いる。しかしながら本実験で得られたデータは、 H2
の吸着量と平衡圧の対数プロット
(3. 1)
7
0
v
この吸将、徳1式の加 1
!
S
iは L
a
l
l
g
m
u
i
r式 1
5と同様であり、吸_;'{における W
i
I
S
(
)1lパラメー
タ (3
1・ (1
3・と被沼市 Oの閑散である fは、 L叫 m
u
i
r式からの川市をぷし士いる。
導 :B~f'，'の慨涯を本 r;t 付録 i に示した。
(3. 1)式の 4つのパラメ
S
.∞
タ K、n 1
幅広い予衡j
王で実験結果と良く一致する。 3
8
3K以下で熱処~したアルミナに|則しては、
H2に対し、物即吸将が支配的であると結論できる。一方、 4
7
3K及び 7
7
3Kで熱処理し
たアルミナに附しては、特に低平衡圧領域
(1-100P
a
)で
、 (3
. 1)式による計算
くなっている。またぷ町制の変化と異なり、低平衡圧領I
までの吸J
ff
;
tは 1
0
7
3Kまでの
温度範聞で枇大仰を持たず、熱処理調度が高いほど大きいことが認められた。 2
によ
o
る吸l
f
平衡 m
l
l
定を行なった結果、
02の吸着 f
誌が 2
0
3
0
%大きいことを確認したが、吸
活r
.G1:に対する熱処理 r
.
'JJ.慌の影響は、 H2と同様であった。F'ig
. 3-3に
、 4
7
3Kで
熱処理したアルミナの I
I
2と02の吸着等温線の比較も併せて示した。
J
:I
J
己の実験結果は、 4
7
3K
以上で熱処理したアルミナにおいて、単なる物理吸，
{
i
より
も強い吸おサイトが出現している可能性を示唆している。 P
e
r
iらは 1
6、4
7
3K
以上の温
O
2
Hグループが脱離することで、 0 及び u3
・イオンが出現することを報告している。こ
2及び A
の新たに Iil現した 0
1
3t
5
.ー
ー
ー
ー
↑
値と一致しない。低予衡圧領域での水素同位体の吸着むは、計算 f
，
(
fよりもかなり大き
↑
一
(3
. I)式による，n
.
t
)
:
線は、 3
8
3K
以下で熱処理したアルミナの吸おて宇治線に対し、
o
E
-J-¥ZO ι巴Oω04h
o dU工
(3
1、 (1
3を、吸打、
I
互換1デタから S
im
p
l
e
x法で決定した。 rig. 3 3に不した
1
0
。
一・
一一.
コ三ごとて主
，
6
5
1
O
1
O
A
M
O
U
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TA
D
S
O
R
B
E
D
/moI
g
1
度で熱処即したアルミナでは、物理吸着している水が脱離するばかりでなく、表面の
イオンが、低平衡庄領域での水素同位体の吸お過政に大
4は、 C
l
a
u
s
i
s-C
l
a
p
e
y
r
o
n式によって求めた、等吸必量における H2の
アルミナに対する微分吸将熱 1
9を示している。
7
7
3K
で熱処理したアルミナについて得
2
0
た怖は、 H2
の蒸発桝熱 (
0
.
9kJ/
m
o
1 )に比して約 10倍大きく、吸若量の地加に
したがって減少している。この現象は、
0，
出ch
e
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t383K ;
・，
きな役割l
りを果たしていると考えられる。
F
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t773K
.
c
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n
gd
r
i
e
da
t773K ;
3
8
3 Kで熱処理したアルミナには認められず、
また吸府熱の f
，(Iそのものも小さい。上記実験結果もまた、水素同位体に対する活性な
2え
吸荘サイト (
0
ぴA
1
3
+イオン)が、
t
0
1
1ク'ループの表面からの脱離により形成される
ことによるものであろう。
2
. 金属出によるコーティングの影響
W
n
C
1
2コーティングしたアルミナとコーテイングを外したアルミナに閲して、水素同
位体の吸A1等温線を測定し、コーティングの影響を検討した。 Table3-1は
、
3
8
3K
及び 4
7
3K
で熱処理した場合の H2
の吸着散を示したものである。 Table3. 1)
2は、 3
8
3K
で熱処理したアルミナの表而積及び吸 1
1
平衡デタから求めた (3
7
1
7
2
fh
y
d
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dona
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8
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01
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.3
3
1
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0.
54
5
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0
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0
.0
1
3
0.
1
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.
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3.
3
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3
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g
4
73
Wi
t
h
c
o
a
tmg
4
7
3
式の '
1つのパラメ
タを示している。表面的に関しては、コーティングの応留は J
dめ
られない。しかしながら、熱処即.
温度が 3
8
3K
の助合、コ・
ティング存外したアルミナ
の1
(
2吸A"U止は、コーテイングのあるものと比校してより大きし、。)
J
I
Iえて、 (3. 1)
式の 4 つのパラメータは、 'l nC1 2 コーティングにより lリi らかに j~& 少している。
(3
1(1
3は、埋忽系からのずれを去すパラメ…タであり、この 1
1
(
(が減少することは、
Sえてよいであろう。また、飽和吸，，'
(
1
点而の活性がより小さくなることを意味すると J
品 ns
.
l
∞もコーテイングにより減少している。特に{正予衡 l
E
領域での吸お j
止と官接な
関係を持つへンリ
定数の差が大きいことは注目に航する。ガスクロマトグラフでは、
導入する水ぷ同位体サンプル抵はキャリヤーガス流日に比して微 l
s
i
であり、気相中の
*Æ 同位体分圧も小さい。従って、低平衡圧倒域での l投打挙動が 'TØ~ であり、 'l nC1 2
コーティングによりガスクロマトグラフの分離性能が影惚を受けることが予想できる。
Fig.3-4には、 M
n
C
1
2コーテイングしたアルミナの 1
1
2に対する l
投幻熱を j
f
l
l
J定
8
3Kの場合、吸お熱もまた、コ
した結果が示されている。熱処理温度が 3
ティングに
より減少する。以上の吸 1
1熱、吸着量、 (3. 1)式のパラメタいずれの実験結果
からも、 W
n
t
1
2コーティングによってアルミナ表而の水ぷ同似体に対する l
投打サイトが
非活性化されたと結論できるであろう。 Table31から dめられるもう一つの
重要な結果は、熱処理温度が4
7
3K の場合、 ~nC12 コテイングによる吸お i
aのkがほ
とんど認められないことにある。 Fig.3-4には、 7
7
3Kで熱処理したコ
ティン
に対するは吸着熱も示しであるが、 3
8
3Kで熱処珂した場合と
グのあるアルミナの H2
異なり、コーティングしたアルミナのほうが、むしろ若干大きな怖を示している。先
Ta
b
l
e3-2 P
a
r
a
m
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i
n
gw
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t
hMn
C
1
2d
r
i
e
da
t38
3K
W
i
t
h
o
u
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i
n
g W
i
t
h
盟主盟&
n
?∞ (mmoVga
l
u
m
i
刈
4
.
9
1
3
.
7
K(
μ mol
/
ga
l
u
m
i
n
akP
a
) 2
.
4
2
0
t13
4
.
4
t31
S
u
r
f
a
c
ca
r
c
a
1
61
.1
l
u
m
i
n
a
)
(rn~Lg a
7
3
2
に記述したように、 4
7
3K以上で熱処理したアルミナについては、新しく I
I
I現した 0n
C
12コ
及びA
1
3
tイオンが;.
1
<素同位体との吸着挙動に支配的な役割りをはたしている。 l
'
ーティングは、 4
7
3K以上で熱処理した時の 0
1
1グループの脱離を妨げるものではなく、
0
1
1グループ脱離によるアルミナ表面の活性化はコーティングによる J
l
o活性化の効果を
n
C
1
2コーテイングによる J
I
:所性化の効果は
はるかに上回るのであろう。結果として、 M
失われることとなる。
3.
3
7
1
2
.
6
0.
3
9
2.
7
1
6
9
.
1
7
4
3 ・4 ガスクロマトグラフの分析性能と I
肢J
材料h
の関係
(1)榊列モデル
今、第 j段目で物質収支をとれば、
3 ・4 ・1 実験手法
，
c
d
n
、
r
B邑
p
a
v
v
+
AU
(3
. 2)
3・3節に記述している
I
l
n
C
1
2コーティングしたアルミナ(6
0
8
0
m
c
s
h
)、及びコーテイングをはずしたアルミ
ナを約 1
1 g (I
l
n
C
1
2の重量を除く〉充境した。カラムの熱処理は、キャリヤーガスと
を流しながら、
して Hc
(Cj_t-Cj)vdt
PU
である。内径 3m
m長さ 2m
のステンレス製カラムを用い、
vpu
実験には、柳本製作所製 G - 30 のガスクロマトグラフを用いた。検出~は熱伝導度型
(3. 1) 式で示される吸着平衡は、低平衡正領岐では直線関係で近似できるものと
する。
3
8
3K
の温度で 5時間行なった。熱処理終了後 l
立ちにキャリ
ヤーガスをネオンに切り替え、カラムを液体窒素摘に浸した。水素同位体ガスは、ガ
スシリンジによりカラムに導入し、クロマトグラムピークを測定した。導入したサン
3+D2:O
3
であった。キャリヤーガスのネオン純度
プル量は、 H2:O
.0
2c
m
.0
2c
m
は
、 9
9
.
9
9
%であった。
(3
. 3)
n
?=K
c
θ・=v t/(VG+K'V )なる変数を導入すれば、 (3. 2) 式は、 dCj/d(
)
・
S
=C: ，
-C・と簡単化できる。従って、系のインパルス応答関数 Eθ ・
は
、 2
4
1
・l -J
E
-e
・0
・0・
N
l
，
。ー (N- l)!
(3. 4)
である。 (3
. 4) 式はポアソン分布関数であり、 0・
と EO・の分布 1
1線のピ
ク幅
，
9・ 4
{
育てTを得る。また、ピ
クが
Wθ
・は、変曲点における接線の交点から、
W
極大となる 0・の値は、 0・=N-lである。従って、ガスクロマトグラフの理命段数
は以下の式で与えられる。
i(N-1)(VG + KVs
)
Yfwθ ， (VG + KVs
)
12
N - 1 = 16
1
v
JL
同
3・4 ・2 測定結果及び考察
= 16
v
J
(3. 5)
2
ガスクロマトグラフの実験に閲する現在までの多くの報告において、 2つのモデル
がデータの解析に用いられている。(1)ガスクロマトグラフのカラムを完全混合槽
が直列に述結したものとする槽列モデル 1
1と (2) 充羽材粒子内の拡散を考え、粒子
(3
. 5)式は、以下のように書き直すこともできる。
日に関する偏微分方程式系でよ現する拡散モデル 2
1
2
3である。
径、充墳補長さ、時r
この 2つのモデルにより、クロマトグラムピークの保持時間等分離性能に関するパラ
v=
K，VS(N-1)
(3. 6)
t
'
R
メータの評価を試みる。
7
5
7
6
ガスクロマトグラフへのサンプルの導入が J
jJf~ 開放でうえられるならば、
(3
. 7)
R = tR -( tR)i
n
c
r
t
C
(~
I)VI'
v
(tR
)i
n
cr
t=
C0 8l z 0，
O ~ t 妥 t
oi-
(3.11)
(3
. 8)
u
(3.9)- (3.14)式を数値的に解くことでクロマトグラムを求めることがで
きるが、クロマトグラムピークの保持時間とピーク制のみを求めるには、必ずしも上
z
r
式を解く必妥はなく、幾つかの方法が提案されて・
いる。ここでは、下法が問i
{
1
!
で
充分
な精度を持っそーメント法を採用する 2
1. 23.250
AU-
(2)拡散モデル
1ノ -- A U
ゐ
I
L
，
，
q&，
、
、
、
-q
、
pu-ft
、
，
，
-pu
ν1 =
(3.15)
今、充J
点槽内の微小区 I
I
Ud z及び充瓜材粒子内で物質収支をとれば、以下の式を得
(3.15)式で示す第 l次モーメント νlは、クロマトグラムピ
る。
告
tmに等しし、。史に C(Z，t
)
のラプラス変換をc'(Z.p)とすれば、
す
千二
一 kga (C - Cr)
+ε b
(3
. 9)
D
J
5
2
i+
子
(
引=
δC_θn?
一
一
:
=
-+
ー一.
Pθ
t
.ρ
，
.
.
.P ot
βn.S
7十=ks(K' Cr-
い一門下九
u
クの平均滞留 1手間
(3. 10)
を得る。 S
c
h
n
e
i
d
e
rらは 2
2、 (3.9)-(3.14) 式のラプラス変換から、
S
n )
(3
. 11)
1
_A榊長さ方向の混合拡散は無視できるものとした。吸着平衡は、榊列モデ
ただし、充J
(3
. 3) 式でぷ現できるものとする。
(3.9)-(3.11) 式の
(3
.
15)及び (3. 16)式より、以下の式を得ている。
t
' - to
l
m 2
ルと同様に、
(3. 16)
E
~ Eb
ε
-P
昨日午)
(3.17)
初期及び境界条件は、
(3.18)
t.
m = tm - (tm
)i
n
e
r
t
C = 0， Cr
。
C_
7 f= O
0
a
t Z孟 0，
r孟 0，
t=0
(3.12)
(tm)i
n
e
r
t = [1
a
t r=0
. は O
守一(
子
)
ε
p
]
δC_
7
i
1=kg{C
Dp
ー
Cr
)
a
t r=R・， tミ O
7
7
(3.13)
7
8
(3.19)
l明らかに、ガスクロマトグラフの分離性能は、アルミナと *，q~同 i\7 体 11"の吸将、ド i衡の
1
[
2
及び 02のクロマトグラムピークを、 I
n
C
1
2コティングアルミナとコーティング
を外したアルミナに対し、キャリヤーガス流r.tを変化させて測定した。 Fig. 3
5にその 1W
'
J
を不す。
彬響を強く受けている o In
C
1
2コテイングによるアルミナの J
I
:活性化の刻1
) *は、クロ
プにし、かつ保持時1
1
日を傾くしている。また、クロマトク
マトグラムピークをシャ
ラムピークはほとんど対n日J~であることから、
滞留時間 lmをピ
(8.17).......(3.19) 式の平均
ク保持時間 tR
に置き換えることができる。 F ig
. 3 6は
、
(3 6)ZUこ基づいて VS(~ - 1)/t ・ Rに対し v をプロットしたものであり、
. 17) 式に基づくクロマトグラムピークのデタを)r-し
Fig
. 3 7には、 (3
ている。 (
3. 6)式及び (3.17)式よれば、 Fig.3-6及び Fig
. 3
W
i↑hc
o
a↑i
n
g
7に示すプロットは原点を通る直線となるはずであるが、共に若 Fのずれを認めるこ
とができる。この偏差は、アルミナ一水素同位体の吸若平衡を(3
. 3)式で近似し
たことに起因する。低平衡圧領域においても、厳密には吸芯平衡は直線関係で与えら
のト日Z
れないため、原点を通る直線から若干の偏差を生じる。上￡のように若干の偏 J
Eは認
コ﹀Zdz
↑
}
∞ zd¥ 凶ωzotω
められるものの、 (3
. 6)及び (3.17) 式によるクロマトグラムピークの解析
は妥当であり、直線の傾きからへンリ一定数を得ることができる。またiM!に、
(3
.
6)
.
.
.
.
.
.
.(
3
.
' 8)式あるいは (3. 1
7
)
.
.
.
.
.
.
.
(
3. 19) 式を用いれば、 3・3節で
得たへンリ一定数から、クロマトグラムピ
クの保持時間を推算することかできる。
Table3-3に、 Fig
. 3-5に示す分析条件でのピーク保持時間の枇排他と
実験値を示した。槽列モデルと拡散モデルとは、ほとんど閉じ計算他を与えており、
有意な差は認められない。実験値に対しては、 H;!及ひ~D 2
に対して共におおよそのー
。υ↑
凶庄
致をみている。
コーティングを外したアルミナでは
、へンリ一定数 K
' が大きいためにクロマトグ
W
i
↑h
o
u
↑c
∞↑ m
g
弓ムピークの保持時間が長くなっており、カラム長さ zを短くすることでピーク保持
品開を h内コーティングしたアルミナと同等にすることは可能である。今、 (3
。
9).
.
.(3. 11)式に対しモーメント法を適用すれば、クロマトグラムピークの 2
次モーメント〈分散)に対して以下の式を得ることができる。
100
200
:
:
0
0
400
500
R
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E
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02cm3H2+0
.
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k
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(3. 20)
δi + δe
h
q
v
一
τ
十
(3. 21)
8
0
I
，
ミ 2
δi
ず (1 与 K
δ0-1
t
一
2
(3. 23)
ρK'
(l
(3
. 24)
+ ~一一・)
εp
(3. 20)- (3
. 24)式に示されるように、クロマトグラムピークの分散は、
へンリ一定数、吸岩速度定数、ガス境股内物質移動速度定数、粒子内拡散係数、粒子
径の複雑な￨児数となるが、へンリ一定数 K' の 2次の項が含まれている。従って、へ
ンリ一定数 K' が大きい場合、ピークの分散はより大きくなる。カラム長さ、キャリ
ヤーガス流量等分析条件は、吸着剤の吸着特性(へンリ一定数)にも合せて適切に選
択する必要がある。 3 ・3節で得たへンリ一定数 Kの値は純水ポ同位体の吸着等温線
によるものであり、厳密には、ステンレスカラム中でネオンガスが存在するガスクロ
マトグラフでのへンリ一定数 K・とは一致しない。しかしながら、
(3. 3)節で得
0
.
6
て的問EU¥ω40ZUEEduLO 凶﹂・4zzoJh-
n
v
s
l
v
、‘，，
ε
δ
o一
(3
. 22)
p
三旦K・)ー」一一
δ ムτ~ (1 十
kgR
-p
﹂
δc =
d
-
〉
P
0
.
5
0.
4
0
.
2
0
.
1
た吸着平衡データにより、充分な精度でクロマトグラムピークの保持時間を推定する
ことか可能であり、ひいては、望ましし、クロマトグラムピークを得るためのカラム調
0
.
0
1
08
.
0
7 0.
06 0
.
05 0.
.
0
4 0
03 0
0.
02 0.
V
'
tR-1/9 c1
s(トト 1)
整方法及び分析条件の設定が可能である。
F
i
g
u
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c3-6P
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ech
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8
3
8
4
3 ・5 ガスクロマトグラフを 1
1
1
'
)定下法に用いた深冷媒問院の制御特性
(2):
f
操
作:
閃子のいくつかのステップ変化(例えば、ムD/ ，
1、ム1)/2、ムD)に
n
対する制御閃子の応答 1
1
I
I線を 1
f
t
・する。
探J
合A
区間協の制街l
系を榊成する分析システムとしてガスクロマトグラフを.J5えた場
oとなる。核融合炉燃料サイクルにおける
合、分析に要する時間が、制御系のむだ時 n
(3)応符 1
1
1
1線から系の伝述限l
数を求める。
(4)適切な PI制御系のパラメ
タを決定する。
深冷蒸留システムでは、7}<ぷ阿佐休 1
mの涜;点が近く、かつ要求される純度が厳しいた
を一定に制御しつつ陪頂あるいは俗庇の温度を測定して絡の分離性能
めに、塔内圧よl
を察知するということはできず、製品組成を直接測定する分析システムが制御系に必
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b
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c3-4 O
c
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g
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c
c
i
f
i
c
a
t
i
o
n
sofColumn12
9
2となる。木下らは 2
、深冷蒸留培の制御系として比例積分要素 (P1コントロール )
を与え、その安定性、パラメータ設定方法、制御系に対するむだ時間の彫響を報告し
ている。本節では、木下らの報告の慨要を記述し、更に詐される制御系のむだ時間か
F
c
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2
.
048x10HD:1
3
HT:9.248xl0Dゥ :0.
2
481
OT:0.
4
832
T2:0
.
2
4
8
8
ら、ガスクロマトグラフの適用性を検討する。
3・5・1 制御系の構成 2
Bottomc
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m
p
o
s
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t
i
o
n
Hゥ:0
.
0
HD、HT、 D2は培頂から、 OT、T2は塔底から主に抜き出される。以上の理由か
る。塔に加わる変動因子を、フィード中の OT流とする。フィード中の OT流が 5%増
加するものとし、フィード流量そのものは一定となるように、 02
流が 5%
減少したも
のを仮定する。以上の制御、操作、変動因子を、 Table3-5に示した。 OT流
が5%
地加後のフィ
ド組成は Table3-6に示しである。
P 1制御系のパラメータ設定手順は以下のように要約できる。
(1)適切な制御が可能な操作因子の変動帽を慣算する。 (l
l0)
8
5
F﹄
HU
H2:5.
4
73x10-4
2
HD:4
.
1
9
2
x
1
0
2
H1
':3
.699x1002:0
.
9
2
0
4
01
':1
.
766xlO-4
T2:1
.417X10
-9
れる。この要求を満たすには、白 l
u
m
n (l)の塔頂からのトリチウム盆を制御すること
、
が必要であろう。 Table3-4に示すように、水素同位体 6分子砲のうち、 H2
濃度を制御するための操作因子としては、効果の最も大きい塔頂流量を選ぶこととす
•••
80
50
25mol
/
h
25
101.
3k
Pa
Topc
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n
2
)塔頂から不
1 4 に示す塔カスケードの最' も m~な役割りのーっとして、 Column (
純物として排出される H2及ひ~HO 中のトリチウム濃度を充分に低くすることが揚げら
ら、Col
u
m
n (1)の塔頂 OT濃度を制御因子とすることが妥当であろう。搭頂での OT
，
a
d
舷融合実験炉規伎での値 2
6、 1
0
0m
ol/h
のフィード流量をここでは忽定する。 F ig
.
ル
TSTAの塔カスケードは、約 1
5m
o
l
/
hの流量を処理するように設計されているが、
rm
J
管察する。C
olumn (1)の初期条件としては Table3-4に示す値を用いる。
sm p
ドのなかで、先頭のCol
u
m
n
(1)を対照に制御系を
訓・
選ぶこととする。更に、 4塔カスケ
l
c
Jm
Ho
p
a
ob
凶同 ut
Fig.1-4に示す米国ロスアラモス研究所の TSTAにおける 4椛カスケードを
-en
do
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A
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Ci
剖
1・
kaur ℃
k d M FUXU
1r21vus
M m 似ゆ d m
N けF F R P
拡融合炉燃料サイクルにおける7}<，#同位体分離システムの塔カスケードとして、
9
.
236xl0HD:1
7
HT:6
.
5
6
1x
1
02
4
06xl002:2.
OT:0
.
6
4
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T2:0
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，H2+T2=
2HT
，
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d02+T2=
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t
c
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.
A = Manipul
at
ed Variabl
e
8
C
蒸留培の動特性解析の基礎式は(1. 8) 式で与えられる。 (1
. 8) 式の連立常微
分方程式は、改良オイラー法で解くことができる
今
、 Fi g
. 3-8に示す制御系に対し、
2
7
。
(1. 8)式により、蒸留塔の操作因子
〈塔頂流量〉のステップ変化に対する制御因子〈塔頂流中の D T濃度〉の応答曲線を
=Di
5turbance
=Co
n
t
r
ol
led Vari
a
b
le
E =Reference
G" =Controller Tran5fer Fu
山
μ
川
jn
cti
on
=Dis1lu
』r
b0n
附c
e Tran山 rFuncti
on
G = Meosur
em
en
1 Tm s
f
何
e
肝rF
u
山川『
G;=P附 55 Tr州
G
i
L
nすれば、その応答曲線から系の伝達関数を決定することができる。さらに決定さ
計
れた伝述関数から、適切な P1制御系のパラメータを決定することができる。 F ig
.
2
Fi
g
ur
e3-8Ncga
t
i
v
ef
e
c
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r
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lw
i
t
hPIc
o
n
t
r
o
l
l
e
r.
3-9は、分析に起因するむだ時聞がない場合の、比例感度に対応する許容できる最
大の積分時間を示したものである。ただし、塔頂での D Tのモル分率の変化量
6
.yD
T
，1
を、初期の yD
T
.1
の1
/
1
0以下に制御することを考えている。一方、分析に
起因するむだ時聞がある場合、むだ時間に対応して許容できる蚊小の積分時間を決定
3・5・2 測定に要する時間が制御特性に与える影響
することができる。 Fig. 3-10はその計算結果を示したものである。以上の、
むだ時聞がない場合の許容できる最大の積分時間及びむだ時間がある場合の許容でき
る最小の積分時間を求める過程を本章付録 2に示した。
付録 2に示す様に、分析に起因するむだ時間がない場合、ここで取り上げた深冷蒸
留培の制御系は安定であり、小さな積分時間を設定することが可能である。一方、分
析に起因するむだ時間が大きい場合、 Fig. :
3-10に示すように積分時間を大き
くとる必要があり、制御系の安定性は制限を受ける。例えば τ=0
・3 h
のとき、
F ig
. 3-9及び Fig.3-10から、6.D=5
の場合、最小積分時間は -0
・2h
最大積分時間は -0
・6h
であり、6.0=ーi
の場合、最小積分時間は -0
・3h股大積分時
間は-1.3h
である。従って、適切な制御を行なうために、積分時間を 0
・3-0
・6h
の悩
8
7
8
8
にe没定する必要があることを読み取れる。間接にして、 r=O
.5h
のとき、
Fig.
3 9及び 3-10から、積分時間を O
.5
.
.
.
.
.
.
0
.6h
に設定すべきであることが認められ
る。
更に、 r) 0
.
5h
の場合、評される段大積分時間と最小積分時間両 J
fを満たす適切な的
分時間が存イ
Eしなくなる場合が生じることとなる。従って、適切な制御を行なうため
に許される政大の分析時間は、ほぽ0
.
5h(
3
0分)となる。ガスクロマトグラフによ
る分析では、分析に時間を要するのに加えて、述統的に組成を i
f
lることができなし、
。
木下は 28、述続的に組成が得られない場合、分析に要する時 rm をが~ 1
.5
倍した時間が、
実際の制御系伝述関数のむだ時間となることを報告している。以上の布察から、ガス
クロマトグラフを分析手段として用いた場合、許される分析時間は約 20分程度とな
2.
0
る。実際平子
.
r
.
.ら及びロスアラモス研究所の TSTAでは、水素同位体 6分子種の分析
を
、約 20分で行なっている 2
90
1
.5
{Z)
﹂
。
一
ωE一ト
，0
.
5
.
.
c
.
1
.
0
c1)
E
OECH
トー
0.
4
O
'-
0)
c1)
c
:
・
-
0.
3
'
. dD=
-1m
o
l
/h
.
. dD=-3m
o
l
l
h
• dD=
ー 5mol
/
h
0x
1
0
4
mo
l/
h
K=5.
炉司
、
- 0.
2
0
E
_J
﹄
ω玄 O J
0.
1
0.
1
0.
5
1
.
0
5
↑
i
o
n
o
lS
e
n
si
t
i
v
i
t
y(
1
0 g'
m
o
l/h
)
P
r
o
p
o
r
0
.
1
。
。
3 0.
0.
2 0.
4 0.
5
C
ls
u
r
e
m
e
n
t(
h
)
o
gi
nMe
Time し
0.
1
F
i
g
u
r
e3-9Di
a
g
r
a
mf
o
rs
e
t
t
i
n
gPIc
o
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.
F
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e3-10 Curveo
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cp
l
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c
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gai
n
s
tt
i
m
el
a
gi
n
measuremento
fc
o
n
tr
o
l
l
c
dva
r
ia
b
l
e2.
8
9
9
0
している。制御系の安定性を榊すためには、さらにガスクロマトグラフの分析1I.'fO
Uの
付録
1 V
a
c
a
n
c
y溶液論による吸 1
1平衡式 1
9
n
短縮を計ることが必要ではある。しかしながら、上記の木下らの，r
T
.結果及び水点同
吸1
1
.
&而での i
成分の化学ポテンシャルは、
位体の分析を行なったガスクロマトグラフの実験結果は、深冷 A
事情椛の指)
1街l
系分析シ
ステムとしてのカスクロマトグラフの有効性を証明するものである。
o
s
S
__
. sS
(A. 3. 1)
μ;= μ i + R T仏 7iXi+ ηa
一方、気相では、
(A. 3
. 2)
μ 1 μ :+ RTbbVi
今
、 v
a
c
a
n
c
y純溶媒のみの吸着平衡を与え、添え字 3
で表せば、イ =X3
=1、 7;=7
o
s
0
3=1、 η=0となる。従って、 μ3=μ3
が成り立つ。通常の 1成分系 (
v
a
c
a
n
c
y+吸
3・6 結言
着質の 2成分系〉の吸着平衡を考えた場合、気相は、仮想的に縄めて希薄な v
a
c
a
n
c
y溶
深冷蒸留塔の分析システムとして用いられるガスクロマトグラフによる水ポ同位体
液であると考えられ、
分析法の確立を目的として、本章では、カラム充境材(アルミナ)の処理方法と水素
μ3 = μ;=μ?= μ;- RT仏7;x; 一 ηa3
同位体に対する吸着特性に注目し、熱処理に伴なう水素同位体の吸着等温線の変化を
測定した。
詰
μ;.
(A 3 3〉
4
7
3K以上で熱処理したアルミナは、低平衡圧領域での吸着量が飛蹴的に
2
Hグループが脱離することで 0
、A
1
3tイオン
助大する。この現象は、アルミナ表面の O
rs
i
"
"
3ι s
3^3
η =ニ旦工
が出現し、水素同位体に対する活性な吸着点としての役割りを果たすことに帰する o
W
n
C
1
2による表面コーテイングは、アルミナ表面を非活性化する。しかし、 4
7
3K以上
3.4)
(A. 3
. 4)式における活量係数を、気液平衡での WilSOJl式と問機に表現すると、
-VA
C
﹄一
剖
一
FF3 n 4 U
Y
一+
-x
一cdnベυ
-x
c
同
一
y
'
-pa'Ea
，
- 4
一
、 -x
no'BA
E
ペ
ングにより、クロマトグラムピークの保持時間が短くなり、ピークがシャープになる
x
・
c
J
M
x
内、u
・
nu
v
'
、
+
x
c
d
w
市'
p協
cd‘
nu
活性化の効巣は失われる。
この充I
貞材を用いてガスクロマトグラフによる分析を行なった結果、Kn
C
1
2コーティ
(A.
を得る。
町
川
'
で熱処理する場合は、上記のイオン出現を抑える効果はなく、コーティングによる非
.
守
(
，
f
i
，f
ことが判明した。重要な知見として、吸着平衡データから、流出するクロマトグラム
ピークの保持時間を推算できることが判明した。本章で得た吸，f(平衡データにより、
(A
. 3
. 5)
探冷蒸留塔の制御系に用いる場合の、最適なカラム調整法、分析条件を決定すること
か官I
能である。
次に (
A. 3
. 5)式のモル分串
x
;
及び x
jを定;践する。今、
i
成分の吸 Z
f
i
B
I
r
l
iと吸
さらに、ガスクロマトグラフによる分析に要する時聞が、深冷蒸留培の制御系に与
える影響を検討した。その結果、分析時間が -20分以内であれば制御系としの機能を
果たすことを確認した。ガスクロマトグラフはこの要求を満たし、制御系分析システ
着材の表面積 Aから、
s
n，
r
:
= ーニ
i
A
ムとして有用である。
9
1
(A. 3
. 6)
9
2
を定義する。「i
は表面積基準のモル濃度を表す。さらに、吸着質である第 l成分の分
^
00
1
((1
'
)， (
'
)
1， 0)
K(l - 0) f '
'
'1
3
'"
3
1
P
a
c
a
n
c
yの分子配表部積が等しいと考えれば、
子配表而積と溶媒である v
a1= a3= τ，o
o = a1 = て
τ
n 1
1 1
c
:
;
. 00
nマ，()
(A. 3
. 7)
I
ain
1
f
1 ー (1 - (
3
1)0
f(
(
1
3
'(
3
1
' 8) =C
(1
13
3l
i
r
，
，
，
+
(1
;
:
，
)o~j
C13+ (l - C1
3)o
であり、
ヱト
〈八. 3
. 13)
且
e
x
o
J
_;_(31(1-(31)θ-
ヱairi= l
A
"
L
l
一
〈1 - (13 ) ~1
(1 - (31)θ(13 + (1 - (13)θj
(A. 3
. 8)
(A. 3.14)
1
l
が成立する。ここに
x
jを
また、
ri
xi =一一一-
(A. 3
. 9)
I
l
i
1
=
い
(
司
(A
. 3
. 15)
・
・
で定義する。従って、
が成り立つことから、 Kはへンリ一定数である。
x
h、
s
~
x?=二上 = nl
1
r∞
s
，
∞
1 n 1
r3
__
θ
(
A
. 3.10)
S
n3
ーコヌ = 1- (
)
1 n 1
X3=τ
z
z
1
K
(A. 3.11)
付録 2 P1
制御系のパラメータ設定法 2
。は通常被覆率と呼ばれる。 Gi
bbs
の気ー固系吸着式は 30、
RTdM=A5dη
(A. 3.12)
木下らは、深冷蒸留塔の操作因子〈塔頂流量)のステップ変化に対する制御因子
(塔頂流中の D Tの濃度)の応答曲線を(1. 8)式によって計算し、系が l吹遅れ
n1
要素で近似できることを指摘している。従って、 Fig. 3-8に示す制御系の 1巡
であるから、
(A. 3
. 4) 、 (A. 3. 5) 、 (A. 3
. 10)、 (A. 3
. 1)
伝達関数は、
式を (A. 3.12)式に代入して積分すれば、次式を得る。
仲 +
T
i
τ
)
K
(A. 3.16)
G(s)
9
3
9
4
Ti
，
ω
・ ω
co
s(rω)
Kp
_M可i
n(rω)
c
"
"
c+
' K_MT
"
p
.
.
.
.lC-C
--' • c' . "
C
0， (A. 3
. 22)
一
である。特性プ'
jf
'
t式は、
TiT's2 + Ti(l + KpM) s + KpM
。
- T，
_
T
'"
ω
・ ω
o
s
(τω)
M
s
J
i
c
'
"2
c+ K
"pM
'
"T
.l
C-c
c
_
.
"
..
-C' + K
.
."
P
'
-inCτω
c
(A. 3.17)
となる。 (A. 3.17)式は負の実恨及び実部が負である虚恨を持つため、系は安
0
(A. 3
. 23)
く
す
(A， 3
. 24)
τωc
J
l
'
l式は虚脱を持たねばならず、従って、
;主である。系が減哀煽動するためには、特性 J
(A. 3. 22)-(A. 3， 2 -1)式は、1:<p、 M 、 T'、 τが与えられれば、
4K_
MT'
T，<
(A. 3.18)
μ
(1 + KpM)
N
e
w
t
o
n
-R
a
p
h
s
o
n
法で解くことができ、許容できる最小の積分時間 Ti
cを求めることが
できる。
となる。 P 1~IJ 御系において、比例要素の比例感度は、次式により計算することがで
きる。
K_
九
-L
lO
(t) =KpL
lYDT
・
1+ T~J ~ Ll YDT
.l(t)dt
(A. 3.19)
L
lYDT
.1
を初期の YDT
.1
の1
/
1
0以下に制御する場合、 Kpは5
x
1
04m
o
1
/
hとなる。
. 18) 式より、得られた K の値に対する、許容される最大の積分時
一方、 (A. 3
P
1
1
0を計算することができる。
分析に要する時間は、制御系のむだ時間となる。むだ時間 τ(h)を導入すれば、
(A
.
3
. 16)式の伝達関数は以下となる。
C(S)
(A. 3.20)
特性方程式は、
Tis (1 + T・s) + K"
x
p
(ーτs)
pM(1 + T;s)c
(A. 3
. 21)
となる。 s=jωc
を代入すれば以下の非線形述立方程式を得る。
9
5
9
6
Vs
使用記号
: ガスクロマトグラフ
l段あたりの吸将官のホールドアップ
yD
T，1 . 蒸留焼時間における D Tのモル分市
dYD
T
.l :
(m
2/
g
)
a
ガスクロカラム r
lの比ぷ 1
m積
2
3
(m
/
m
)
i
成分の分子配.&1fI同l
'(
m2
/
m
o
l
)
ai
c
cj
cr
3
対相の吸着質の濃度 (
m
o1/m
)
j段目における気相の吸羽賀の成分の濃度
D
蒸留塔の塔頂疏な
(
m
o
l/
h
)
充J
良材粒内有効拡散係数 (m2
/s)
(
l/
s
)
(
m
o
l
l
P
a
.g
)
ガスクロマトグラフにおけるへンリ一定数 (
m3
/
g
)
比例要素の比例感度 (
m
o
l
l
h
)
充瓜材の吸着平衡におけるへンリ一定数
l次遅れ要素の静ゲイン
N
ガスクロマトグラフの則論段数
ni
﹃
PAnw P A P比中
i
T'
t
i
成分の吸着品
(
ー
)
庄
ノJ (
P
a
)
2
吸A-流束 (
m
o
l
l
m
.
s)
気体定数
(J/
m
o1
.K
)
温度
(
m
)
(
h
)
吸着材の被覆率 ()
i
成分の化学ポテンシャル
第 l吹モーメント
(
s
)
第 2次モーメント
(
s
)
3
(
g
/
m
)
充填材粒子密度
τ
制御系のむだ時間
w
角周波数
2
C
J/
m
)
O/
m
ol
)
(
h)
(
l
Ih
)
s
表面、
∞飽卯吸芯状態
C
:極限値、
l
吸着質、
3: v
a
c
a
n
c
y溶液
(
s
)
(
s
)
(
s
)
(tR
)i
n
c
r
t : 非吸着質 (He
等)のクロマトグラム保持時間
tm : クロマトグラムピークの平均滞留時間
VG
気一回系吸荘平衡における表面張力
(
ー
)
添え字(下付き)
tR : クロマトグラムピークの保持時間
v
気一国系吸，.ü~平衡における1filsonパラメータ
o : 標準状態、
to
i : ガスクロマトグラフのサンプル注入時間
u
(
・
)
(
K
)
: 1次遅れ系の時定数
: 時間
充頃材粒子内における空隙率
(
・
)
添え字(上付き〉
(
m
o
l
/
g
)
吸A-材の粒子半径
ガスクロマトグラフカラム内における空間i
市
(
〉
・
(
h
/
m
o
l
)
M
s
十)
ガスクロマトグラフの長さ (
m
)
気一回系 l
肢羽子衡における i
成分の活血係数
nyhunuF
K
P
(
m
/
s
)
DT のモル分;t~ の変化盟
.
E
吸，((の速度定数
.，.‘
k
K'
C
応頂流量の変化世
気相境膜内物質移動係数
K
3
(
m
ol/m
)
(
m
o
l
l
h
)
kg
s
(
m
o
l
l
m3
)
‘
・νρ
ηnuμν
吸AU内部における吸必質の猿度
dD
DP
- 1 h u nド
吸"
i
f
材の表面積
27Eε
八
()
(s)
ガスクロマトグラフのキャリヤーガス空塔速度
(
m
/
s
)
ガスクロマトグラフのキャリヤーガス流量 (
m3
/
s
)
: ガスルロマトグラフ i段あたりの気相のホールドアップ
9
7
(
s)
(
m3
)
9
8
(
ρ
~I 川文献
2
9
.T
.Y
a
m
a
n
i
s
h
i
，
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P
r
i
v
a
t
cc
o
m
m
u
n
i
c
a
t
i
o
n，
(
1
9
9
1
)
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.M∞r
c，:
.
1ムーア物理化学〈下)ヘ*>江化〆;
:
:
1
1
1
)人
，1
9
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.4
9
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3
0
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1
.T
.Uda
，K
.Okuno
，
S
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1
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1
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，
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1
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3
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m
i
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dP
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u
n
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1
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.Chcm.，皇， 383(
1
9
6
0
)
.
4
. W.R
.Moorca
n
dH
.R
.Ward，
:J
.
P
h
y
s
.Chcm.，坐， 832(
1
9
6
0
)
.
5
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.P
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u
n
t
，
a
n
dH
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m
i
t
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1
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.Chcm.，笠， 87(
1
9
6
1
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.
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i
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，
J
r
.，:
J
.P
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y
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.C
l
l
m
.，笠， 1397(
1
9
6
3
)
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6
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7
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t巴r
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J
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.Chem.，包， 1512(
1
9
6
3
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.
lChcm.
，笠， 1
7
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1
9
6
5
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8
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h
o
t
t，:
Ana
.
JC
hcm.，笠， 7
(
1
9
7
0
)
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9
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1
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.Urka
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笠
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2
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1
1
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1
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m
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.，29，239(
1
9
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2
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j
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'
a
n
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，:
B
u
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iKagaku，1
2，
1
5(
1
9
6
3
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.
1
2
.K
1
3
. W.S
.M
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l
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c，:"ムーア物理化学(下)ヘ東京化学問人， 1976，;p
.501
.
1
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.Kamci，:"化学機械の理論と計算"，産業図書， 1977;p
.261
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，:"化学機械の理論と計算"，産業図書， 1977;p
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第 4~江
4.1
子HAE- アルコ'ン系による深冷法制民のネ.~:1fl:ìßIJ定
*
t
i，
j
深冷蒸留 b
i
Fのシミュレーションには、第 i常にJ
己i
t
l
jしたようにステ
しており、このステ
ジモデルの最も直~なパラメ
ジモデルが泊
タが I
1ETPである。 HETP
に影響を与える因子としては、培内蒸気速度、還流比、充 lJ'j物の砧#~、大きさ、院内
径、圧ノ]等がJ5・えられるしなかでも、充填物の f~!芳i ・大きさが深冷蒸留塔の分離特刊
に与える~響については、実験データがなく、明確な選定 1島根がいまだ確立していな
い。そのため、米国ロスアラモス研究所における水ポ同位体分離システムでは、内径
の異なる 4本の深冷蒸留塔に(1.9
3
.8cm) 、すべて閉じ充填物を採用しているに
ところが、水ぷ同位体を取り扱う深冷蒸留培は、極低温で運転されるため、断熱のた
めに複雑な構造が必要となり〈真空容器内に設置し、更に熱材射を粍 i
成するために液
ガスを使
体室ぷ摘を周囲に配抗する。)充填物の交換等が困難になる。冷媒として Hc
庇納掠の熱除
用するために、ガス体であるため熱容量、伝熱係数が小さいことから、 J
去皐に限界があり、実験条件も限定される。加えて、可燃性液化ガスである液体水ぷ
を取り扱う実験装置であることから、最も厳しい高正ガス取締法の適用を受け、設 i
i
t
の僅かな改造(充填物の交換も含まれる。)も、変更申請、その)'1<説、変史後の官 1
]
'
立合い検査の受験と合物という一連の手続きが必要となる 3
。
上記の理由により、著者は、広範囲の条件で実験が可能な窒素ーアルゴン系により、
なかでも充填物の種煩・大きさの選定基準を明らかにすることを目的に、深冷蒸留院
の分離特性を測定した。従来化学工学の分野で報告されている充填略の気液接触面積
の相関式によれば 4、液物性のなかで、表面張力が最も大きな彫響を持っている。また、
Mu
r
c
hの HETPの相関式によれば 5
、液の粘度と密度の比が物性の影響として式に合
まれている。窒素ーアルゴン系と水素同位体系では、表面販 )
J及び液の粘度と密度の
.7
、本実験で得た定性的結論は、水素同位体系へも適用が司能であ
比が似通っており 6
ろう。
1
0
1
1
¥ .2 実験 f
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実験皆目の概念フロ
シートをド ig
.I
t- 1に不した。蒸留塔は、凝縮加、再 i
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H
;
器、光J
I
.
t
'
部よりなり、多If(府断熱材で覆い、点空容;器内に投 i
在している。冷媒として
は、液体宅ぷを m~ 、る。 Fig.4 - 2 は、蒸留塔の椛造を示している。
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凝縮器下部及び再沸器上部はフランジ接続構造となっており、充填部を取り替えるこ
汀能となっている。冷媒として液体型索を使用するため、凝縮 t
m内で凝縮する蒸
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気との温度差が小さくなる。これを補うために凝縮器の接触面積を大きくしており、
蒸留熔全体の容積に比して、援縮球の容積が大きいことにこの実験装 i
l
lの特徴がある。
充I
点物としては、向位体分離用として開発された D
i
x
o
nR
i
n
g、C
o
i
1P
a
c
k、 H
e
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i
x
、
水素同位体分離を行なう深冷蒸留時では、冷媒として Heガスを使用する。冷媒がガス
I
l
e
l
iP
a
kの 4種類を用いた。 Fjg
. 4-3に 4荷i類の充境物の写真を示した。 D
l
x
o
n
体で熱容量、伝熱係数が小さいことから、凝縮器の接触面積を大きくとる必要があり、
凝縮鵠容積が大きくなる。大きな凝縮器を持っているということも、水素同位体を分
離する深冷蒸偲培の一つの重要な特徴を慌擁していることになる。
1
0
2
1P
a
c
kについては、水平方向及び垂町方向からの写真を示している。 D
i
x
o
n
R
i
n
gとCoi
R
i
n
gは、ステンレス金網のリボンを円筒状に巻いたものである。Coi
lP
a
c
kは、ステン
1
0
3
平たくした情 .
i
.
iになっている。いずれの充 J
j
'
.
物も、泊?作品聞に)11
~、られるラシヒリン
グ等と比較して大きな1<1
師偵を持っている。内
i
>
f
:1
.9
4c
m
の椛と、その約 1
/
6
の大きさ
n
.
.• _
人
-
を持つ上記 4 柑頬の光刷物の組み合わせで熔の分離特性を lßII :Æし、光地物の f'R~i の影
円o
.
'
.
.
W
.
I
l
W
:
!II
.:~
.. '. '.
響を検討した。 .!1!に充刷物の大きさおよび b
!
?内径の彬奮を検討するために、内任
._
l・・
1・二
E
O
.9
7c
mの椛及び1.5
、3
.0
、6
.
0m
m3極頬の D
i
x
o
nR
i
n
gもm
.
i.!し、合，，1
6.
i
J
!
iりの組み合
I
貞高さは 5
0c
mとした。 Tablc'
l-lは、以上mい
わせで蒸留実験を行なった。充j
.・~ 、-
}ヘ.
・
h・
-・
・
h
・
- 喧固晶..-.
.
且
U
た充刷物の仕犠を示している。去にある空隙率は、充 j点物の~~JJrとカラムへの光山泣
-
から実 7
1
1
1
1したものであるが、特に D
i
x
o
nR
i
n
gの空隙率が大きくなっている。
T
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.
2mm)
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k
カラムの椛底には、充 J
_A物を支えるための金網を抑入しである。 N2
のみによる予備
実験の結果、この金網付近に液が滞留し再掛;器に落下しない現象を観測した。この現
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gs
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s
.
象は、金網の目を出来るかぎり大きくかっ円割t
l
形にすることで、紡ぐことができた。
水素同位体は、 N2-Ar
系と比較して、表面張力がほぼ同等でありながら、密度は約
3N
3
1
/1
0である(水素同位体の表面張力及び密度は、 :
2
6
x
l
O/
m
、7
0
2
5
0k
g
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m
、一方
3
N2-Ar
.
.
.
.
.
.
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1
0
x
l
O
-N
/
m、8
0
0
1
4
0
0k
g/
m3
.
7
)。従って、上記の
である。 6
系では、 8
現象は水京間位体系ではより深刻となることが予想される。
n
製リングであり、この切れ 1
1があるために、他のリングと協みやすい情造になってい
実験手順は以下である。真空容器及び蒸留培本体を 0
.1P
a以下に排気後、冷媒の液
体Z在来を供給し、 N2
を培内に供給する。液化した N2
は充刷部へ落下して b、
く。液は
e
l
iP
a
kは、ステンレス仰をCoi
1P
a
c
kに比べて仰に川筒形に在き、吏に術円形に
る。l
I
u
iちに気化するが、その際に奪う蒸発潜熱により培内の充刷物が冷却されて L、く。充
1
0
4
1
0
5
レス線を円筒形に引に住いたものである。 I
l
e
l
i
xは
、 l
I
N
所に切れがあるステンレス
j
山知の冷却が終了後、丙rJI:訟が
r
.
]:
tの現象により冷却される。ぷ留椛全体の冷却が完
f後、*内の :
'
¥
!
2を排気する。次に N2 八 r混合ガスを熔に供給する。再 i
弗誌に、成化
ガスが口県 flft 貯留したならば、 ITii~: 球ヒーターを }JII 熱し、 f集部実験を開始する。ぷ官{
開始後、椛問、中央部、塔 J
r
eよりサンプルガスを抜き出し、ガスクロマトグラフで組
(2)院は、全還流{強打ドで、断熱的に操作される
各段における熱収支は ~'l.但しな
L
。
、
(3)各段における液及びぷ気ホルドアップのそル日が時間変化せず一定である
ノ
ト
、 N2を第 l成分とし、棉段における物質収支をとれば、
成を分析して、ぷ留培の動特性をjlliJ 定した。略の圧)J 及び泊皮は、，1p~R容位式庄 )J ，
1
・
及び1' 1 金 jnIJ~&U氏抗体で測定した。同訓;日*の液ホールドアップは、再沸器底部と波上印
公
判l
での圧力差を測定して液深を求め、さらに再沸器内の液組成を測定して液密度を
求め、その両者から液深を計算した。塔内の蒸気流量は、冷媒を供給しない状態で再
演i出ヒ
タを加熱し、液量の減少述度を測定することで求めた。
dY.
ll . TT dXl
.l
12 - L1xl
.l
I
IY1dτ!...!.. + H L1 一言~ = V2Y.
dy，
~
HYj
dx，
寸ド +HLj寸ド = Lj-1x，l j-l+ VjQYl
.i
+
1一
LjX1
.
j - vjYl
.
j
dYI
.N . T T dX，l N
1
1Y
N
ーすτ一 + HL~ーすT」 = LN-lxLN l - VNY1
.
Y
L1'
-，..， = LN
-1
V2
VN
・
・
(4. 2)
(4. 3)
(11.4)
気液平衡関係は、
4 ・3 深冷蒸留塔のシミュレーションモデルの検討
全還流条件下での蒸留塔の IIETPを求める方法として、
(<
1
. 1)
(1)定常状態で導かれ
(4. 5)
YLj = K1
.
jX1.j
" (1. 3) 式を、逐次段計算で解き、実験結果と最も良く一致する全
る(1. 1) '
理論段数を求める方法と、
(2) (1. 8)式により、初期組成から動特性を計算し
て定詰・状態での塔内組成分布を求め、実験結果と一致する全理論段数を求める方法と
がJ5'えられる。本章では、動特性も併せて得られることから、
(2) の方法をとるこ
であり、よって、
dy ，~
dXI;
dK!;
一
一
i
斗
= K
・
一
一
i
斗 ;
+
一
一
ムー
i
e
i
"
t
'
"=
K.
1j
dt
- Xl
.j
τ
τ
(4. 6)
ととする。 Fig.4-2に不すように、実験装置は大きな凝縮器を持っていること
に特徴がある。加えて塔をほぼ液体窒素温度で操作することにより、凝縮器の蒸気ホ
を得る。 xi，j+X2.j=lであることから、 Kl
.jは X.
1jとTjの関数であり、かつ
ールドアップが液ホールドアップに比して無視できない値となる。再沸器の液ホール
T:
は
:の関数であると考えられる。従って、
j
'
o
.X
^.
lj
ドアップが 2
3m
o
lであったのに対し、凝縮器の蒸気ホールドアップは、約 Q
.5m
o
lで
あった。またより正確な HETPの値を求めるには、 N2-Ar
系の非理想性も考慮す
る必要がある。木下は 8
、蒸気ホールドアップ及び系の非理怨性を考慮、した蒸留塔の動
特性シミュレーション手法を報告している。ここでは、木下の報告したシミュレー
ション手法に基づいて、 N2-Ar
系の基礎式の導出を行なうことにする。基礎式導出
I
年=供j.[向山ユ] [剖山ユ]，
+
(4. 7)
f (Xl
.j
・
Tj
) = l
(1
1
. 8)
である。さらに以下の関数を定義する。
の隙に用いた仮定は以下である。
(1)塔は N段の仮想的な理論段から構成され、第 l段目を凝縮器、第 N段目を l
ヰi
列
;
総とする。
1
0
6
Zj z z ki，jXi
.
j
1
0
7
n
y
-
。
一
内
f
J
(V
".Xn
，~斗
JX2.j7-44
X1
.j
(
守
][
苛
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(t
I
. 8)
エt
より、 Z jの全微分はゼロである。
dZ J
θK
-j
J
E
，
HV
'L
K
・
・
I
、、，，
ー
一
(4. 9)
d X.
1j
X1
.j
•.
，J
同)
•
J
ソ
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--EJ
，H
q
AU
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一
ιふよ- dX .
・+
1j
••
l-
x
，，也、
・
・
・n
n
r
'
r
jは X .
1j の関数であるから、次式を f!~ る。
13)
(4. 10)
以上得られた連立常微分プ:if~式を改良オイラ一法で解くことで蒸留塔の却J特性を，J tr.
従って、
することがができる。
N2-Arの気液平衡比は、以下の式で与えられている 9
。
ハ
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J)
F，
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，
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l
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純成分の蒸気圧は、
一
一
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にこ1i:l
dt -
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(4. 6) (4. 7) (4. 11)式を (4. 2
)式に代入すれば、最終的
に吹式を得る。
であり、
VA
δTj
βu
(4. 11)
協
'
1
.
j-
一
一
ヱ
エ
L
3X
Wハ
之江
aX 1
.j
三
三i
ai +
で与えられる。
(4. 12)
b二
ず + ciT + dilfbT
(
4
. 16)
(4. 16)式の係数の値を Tablc4 2に与えた。
T
a
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l
e4-2 C
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T
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(L
よ
ど2
斗
d
Ar
-tino
の式が得られる。
1
dゥ
“
N2
d
1)及び (4. 3)式に代入することで同様の式を得る。第 2成分 A rについても同様
ベ
Co
mponent
一
73
・
1
‘
司1
a
、
司
-i
(4. 6) (4. 7) (4. 11) 式を (4
.
コ
，
第 l段目及び第 N段目においても、
d
i
7
.
7
5
0
6
.
9
8
0
4 ・.
1
iIlIJ íi:~，'L~~!;及び考察
4 ・4 ・1 近似モデルの妥吋性
5リJ 特性実験は、 II~沸誌の液ホールドアップ、八 r の初'JJUJb~JJr 、広内訴えt .ì単位、光地物
の同煩・大きさ、院内径をパラメ
10-30c
m
/
sのみ公述 H
r
範囲で、
タに行なった。内任l.9
4 cmのカラムについては、
O
.97cmのカラムでは、 18-46cm/sの:張気述皮下で実
験を行なった。八 rの初期濃度は、 15-50~の範囲で変化させた。
jlJ 掛;総の液ホール
再 tR: 日程の減五tは、円 ~I 滞!庇日11 とヒ官I~の気相との j 仁 )J 泣をiJJIJ íi:し、 ;;fj京に j免n.するこ
とで求めることができる。しかしながら、ぷ
液面の変動が激しく、高精度で波監を求めることは悶難であった
凝縮~~の減ホールドアップ =
ホルドアップは、蒸留塔の形状及び圧力から計算できる。これに加えて、充境部及
(蒸留開始後の再沸誌の液ホ
ルドアップが動特性シミュレーションには必要である。
従って、凝縮誌の
液ホールドアップを以下で求めようとすると、
ドアップと椛全体のホールドアップは、実験値として得ることができる。各部の蒸気
び凝縮器の液ホ
m
!
栄作中は、落下する地と沸騰に1'
1
，なう
(蒸留開始 I
j
i
I
の再訓;誌の液ホ
ルドアップ)
ルドアップ)
一
(充填部持政の 15%)
ある程度の誤差を持つほぼ同じ大きさの測定例の )
J
I
I減算となり、 1
存度が著しく低下す
D
a
r
t
l
i
tらは 1
0、水ぷ同位体系 (H D系〉の蒸留実験を I
I
c
liPak及び E
g
li
n (Dixon
る。そこで、凝縮器の液ホールドアップを、培頂での定常状態における実験前と計n:
R
i
n
gとほぼ同じ充境物である。)を用いて行ない、充境部の液ホールドアップを約
値が一致するように決定した。実験{直と一致するようにして決定した凝縮器の液ホー
1
5
先と報告している。 W
i
l
k
e
sは I
I、E
g
l
i
nによる H-D系蒸留実験の結良から、約 1
8
先の
ルドアップの Mは、塔内の蒸気速度が一定の場合、ほとんど同じ他となった。従って、
液ホールドアップの値を得ている。両省の報告値には若干の差があるが、蒸留塔の他
上記の方法で決定した凝縮総の液ホールドアップの Mは、ほぼ妥ちなものと考えられ
の部分と比して充山部の液ホールドアップが小さいこと、そのため計算結果に対する
る。
影響は充分に小さいことから、 sar
11
i
lらによる報告悩 1
5
"
をここでは用いることとする。
Table4 3は以下で議論する代表的な R
u
nの実験条件及びシミュレーションの
0
10
ための計算条件を示している。
Tablc4-3 Expcrimcntalandc
a
l
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t
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• Thecolumni
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t
h
F ig. 1-1は
、 Tablc1-3に示す R
u
n1
について、実験 1
f
tと:
汁抑制の比較
を行なったものである。定常状態での I
l
f
(
及び動特性いずれも、 3.
，
f
三
の
，1}
)
'
線は良いー
、、，，一
圃
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J
l
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潤
Yi
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'
'
'・
1・
C
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(Yi
.
(
可 d)/2 +
λ4
5は、時中央部での i
成分の組成を決定する j
j法を示している。
一
ド ig・ 4
ションが、塔の挙動を高い f
t
1JJ
tで表現しうることが判明
UJ
した
で求めた。
，
、
、4
M HF
，，‘、圃
A
-
蛍を示しており、シミュレ
となる。併がf.f数の.f1p ，，~段散を持つ場合は、中央部でのみ丸十11 のそル分市をt') H
i平
，
l
!
;
J
(1
. 18)
結汀i
及び*庇での実験{自のみならず培中央部での実験 1
1
(
[と計算怖が一致することは、
1
f
tを仰ることをな味する。培内の
路上部及び下部での HETPを定義した場合、同じ {
HETPが均一であるという実験結果もまた、ステージモデルによる深冷蒸留椛の解
析が有効であることを指示するものである。例えば、実際のぷ問時のフィ
Mi
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d
l
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o
i
n↑
P
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k
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dS
e
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↑
i
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n
ド段に HETPをかけることで容易に決定することができる。
守句
'u
uvJ
;
:
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i，
m
i
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決定する場介、フィ
ド位位を
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ω 的oza oao ﹀
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塔が偶数の理論段数を持つ場合、中央部での蒸気相のモル分率は、
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1-6は、充J
貞物を取り除いた場合の実験結果
(R
u
n2
)を不しており、光 J
j
'
t
物の(1.([が、茶筒搭の分離性能に大きく彫響することが l
川町に認められる。 R
u
n1
につ
I
f
(と良く
いて、ラウールの法則を適用したシミュレーションを試行したところ、実験 {
致したものの、全理論段数は 9段となった。非理組性の J
苦慮の行 m
fによって決定さ
6
ゐ
A
H
U
A
M
U
- A
M
M
-a AO
a 2
ヲ
ぴ8 6
﹄︻ )
・
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・
ao ω
ω
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﹂コ ω
2
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(ロ止)
4
-ha
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H
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I
I
ETPの値が異なることから、 IIETPの定Jil的 J
f娯を行なうためには、系の
J
I
:
J
1
I
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t
u
性を解析モデルに J
ち
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[
1
.しておくことが必要である。
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1
4 ・4 ・2 塔内の圧力損失
1
0
F ig
.
4 7は、内径1.9
4c
m
の塔とその約 1
/
6の大きさの充填物との組み合わせ
c
l
i
で測定した、塔内蒸気述度と、充岐部の圧力損失の関係を示したものである。 H
P
a
kとCoi
1P
a
c
kの圧力損失は、 D
i
x
o
nR
i
n
g
及びlI
e
l
i
xと比較して明らかに大きくなって
いる。後者の 2種類の充境物については、蒸気速度に対する圧力損失の対数値はほぼ
0
.
0
0 3
0
.
0 4
0
.
0
1
0
.
0 20.
m/
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lP
a
c
kについては、ローデイングを暗示する変曲点が、
直線関係を与えている。一方Coi
蒸気速度 1
6c
m
/
s
付近に存在している。また、
C
o
i1P
a
c
k
及びlI
e
l
iPak~こついては、蒸
気速度が 2
5c
m
/
sでフラッディングを起こすことを確認した。 D
i
x
o
nR
i
n
gの小さな圧方
にあるように大きな空隙率によるものであろう。l
Ie
l
i
xは
、
損失は、 Table4-1
I
I
c
l
iP
a
k及びCoi
lP
a
c
kと同等の空隙率であるにもかかわらず、より小さな圧力損失を
与えている。塔内の圧力損失は、単に空隙率のみでなく、充}貞物の形状にも依存す
る1
2
。c
o
i
lP
a
c
k
の大きな圧力損失は、密に巻かれた形状に起因し、
H
e
l
i
xの小さな圧
4 ・4 ・3 HETPに対する塔内蒸気速度及び充境物の樋類の影響
力凱失は、その簡単な形状によるものと考えられる。
実験で変化させたパラメータのうち、 Ar
の初期濃度及び再潰;器の液ホールドアップ
HETPに対し影響を与えなかった。 Pig.4-8は、内径1.9
4c
mのカラム
とその約 1
/
6の大きさを持つ充刷物の組み合わせで測定したIfETPの怖を、蒸気速度
をパラメータにプロットしたものである。 D
i
x
o
nR
i
n
g及びCoi
lP
a
c
kの HETPは
s
:
は
、
1
1
4
1
1
5
ベルサドルといった通常よく使われる充刷物よりも比較的大きなJ.<lf
i
l附を持つが、iJl
J
l
定された 1
1E TPの航は、議以述1
Stとともに l
i
'
1
)
J
I
I
Iしているラ W
a
l
i
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hらは 1
9、内向の
l
"
cportcdhyo
t
h
c
rworkcrs
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S
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1
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4
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.
7
0
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3
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27-80 9-12
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20-40 5-8
20-ω
9-12
8-40 5-9
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.
5
.
5cmであり、一方
、 I
I
c
li
xとI
I
e
l
iP
a
kに閲しては、約 6cmである。前者の 2種類の充
異なる数種類の塔により、有機溶媒系の蒸留実験を行なっている。その結果、内径
填物が、より高い分離性能を与えている。
5cmの培については HETPは蒸気速度と共に;附加し、一方内径2
.
9cmの以下の培で
図から認められるもう一つの重要な結果として、充填物の碕類にかかわらず、 H E
T Pは蒸気速度に依存していない。塔内径及び充填物が比較的大きな燕留時では、 H
ETPが培内蒸気速度に依存することが知られている。例えば、 IIETPを1
1
:
.
算
す
る
Mur
c
hの実験式では 5
、HETPは蒸気速度に依存し、かっその依存性は、充境物の楠
はその傾向は認められなかった。 HETPが蒸気速度に対して一定であるという実験
結果は、内径約 -3cm
以下の塔において成立するようである。
もし、謀関培の日さ方向の混合が無視できるならば、 HETPは以 Fの式で表現で
きる。
類によって異なっている。 IIETPが蒸気速度に依存しない現象は、塔内径が小さく
特殊な充境物が用いられていることに起因するようである。 Tabl c4-4に現在
HETP
=出，
(
z n;(V.z)dz
(Yi.2-Yij)=
ん ¥r(419)
まで報告されている様々な充境物に対して測定した H E T Pの値を示した。内径が
2cm
以下の熔による実験結果では、 HETPが蒸気速度に依存していないの F
i
s
h
c
rら 1
5、
Fo
附 h
eら1
6、H
恥刷
c
凶
山
川
山
i
.
n
川
】
5c
叩m
以上の塔により HETPを測定している。上記充出物は、ラシヒリングあるいは
物質移動速度 ni
は
、 V及び Zの関数と考えられる。 n1が蒸気流血に対し比例して増
加するならば、 HETPは蒸気流量に対し一定であり、さらに圧力の彰響を受けなけ
れば、蒸気辿 J
Jrに対し一定となる。内径の小さい培では (-3c
m
)、この聞係が成立
しているとム管えられる。一方内径の比較的大きい培では、凝縮総から締下する液を均
1
16
1
17
rig. 4-9は、 R
u
n3 に i則する実験(~[ と，:!'}).fjfi の比較を心したものである 3
ーに分散することが困難であり、また、培内でバイパス流、チャネリング等が生じゃ
時間
t
:
Hできる。紡!.J!:として物質移動流束は蒸気述J.
!
rに比例して増加せず、 IE
いことも f
及び熔l
昆の実験 (
1
f
tは.汁t1(1([ と良く 4 致しているが、時中央 :~U での (1ft に!日l しては、実験
1
'Pは蒸気速度に対し一定とならない。
(
1
f
t
がより低い Ar
濃度をうえている。つまり、略
Table4-4に示されているように、7)<ポ阿佐体系の蒸留実験で、 Wi
l
k
c
sは
、
umでのJ1I
L
;
命段以が少なく、椛 l
・
:
mの
I
!E1
'Pが大きいことを不している。 R
u
n1
に
￨
文l
する実験 (
1
(
(と，
1
.
1
t
1f
l
(との比般をボした
u
J織の実験条件で〈光刷物の同期が同じ、充 I
貞物の大きさ・培内径に大きな J
Eが
ほぽ l
rig・ 4-4では上必現象は認められず、*1::~11 と
ない。〉、 B
ar
t
l
i
tらの測定例よりもかなり小さいIlE1
'Pの値を得ている。両省の傾
れなかった。この略中央 :~II での尖験 (Iä と計算 (1(( ，の JE は、泉気述皮の減少と J~ にしだい
告には実験条件並びに解析条件が明確ではなく、ここで結沿を導き出すことはできな
に拡大した。 Pig
. 1 10は、Coi
lP
a
c
kをいた R
u
n4における実験航と I
T
I
.t
)
:f
l
t
(
いが、凝縮器の情造等実験装置の特徴の影響のみならず、 I
I
E1
'Pの決定に用いた解
の比較を示している。 D
i
x
o
nR
i
n
gを用いている R
u
n3よりも大きな蒸気述皮下での尖験
析モデルに一つの要因が存症すると考えられる。先に記述したように、同じ実験結果
(
l
(
i
であるが、塔中央部の，;t-}1-h
i
lとの差はより大きくなっている。1'ablc1 5に
、
からでも、系の非理想性の '
;
'
1
置の有無により異なった HE1
'Pを得る。
培中央部での Ar濃度の計算!~[に対する実験値の比を示した。比の値は、いずれの允 jJ~
HE1
'Pは
、
F:~II での I1
E1
'rにJ
Fはほめら
m
暗に f
，
l
jJ仔のパラメータではなく、解析モデルによって変化しうるパラメータであるこ
物においても1
.0
以下であり、蒸気速度とともに減少している。この値が小さくなるこ
とに注立が必要である。
とは、実験値と計}):!
l
!
I
の
不一致がより大きくなることを立味し、培上部と下古1
1
で定義
HE1
'Pの差も大きくなる。蒸気速度の減少すなわち凝縮誌から落下する波ほの
減少は、塔頂近傍での液の分散に影響し、ひいては 3
4
1波接触面積の低下を招く。光協
する
物を支える金網の自の大きさ及び形状の工夫が、液の滞問を防止するために必主であ
1
00
。
~
.
c
a
.
ることを先に記述したが、それでもなお、塔底近傍では比較的波ホ
ルドアップが人
きくなっていることが予想、できる。この現象は、培j
底近傍での気液接触而般の減少を
a
1
び1
防ぐ効果があると予想できる。このような塔内での減流れの状態が、格上部とド :~-II で
定義できるHE1
'Pの差の要因と考えることができる。今、 (4. 19)式と I
"
Jt
J
i
に
、
‘
O
培上部及び下部で定義する HE1
'Pを表現すれば、
a
.
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1
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〈
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(4. 21)
蒸気述度の減少は、略上部及び下部両方で、物質移動辿皮の減少を引き起こすが、略
1
からより顕著であり、 [
1ETPに差が生じることとなる。
己理 1
上部での減少が上 J
1' able4 - 5 から認められるように、培上~IS と下部の IIET
1
19
Pの差は、 r
宗
主l
X
l
lJ
J
r
のみならず、充刷物の同館にも 1
去作している 3 特に白 i
1P
a
c
kにおいては、その況がlJ
J
i
Xである。時内の波流れの状惣は、充J
貞物の形状にも{去作している。
本市に，tt!. jill している N2 - Ar 系の実験では、装 l~l の制約 L 、プレフラッディングを
m
0
1
0
充分に行なうことができなかった。山本らは 14水系の保問実験を行ない、 J~ I
J
f
l6
f
i
l
i
r
。
のプレフラッディング操作によって充境物表 1
而を充分に減らすことの張要性を指摘し
~ 1
0
-1
、
。
a
.
.
「
o
ている。本実験では、以下の理由により、プレフラッディングと同匂の効民が仰られ
也3
n
匂
ていると与えられる。本実験は、始めに塔内に~来を供給し、液化した ~，qi で時全体
C
O
I
LP
A
C
K
\~
を冷却するという手順で行なわれた。従って j
容全体が冷却されるまでの問、相当日の
のぷ l
国
液体型ぷが充山部に滞留し、充填物表面を漏らす効果がある。また、 N2 八 r
>
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・2
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、
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c
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。
t
:
.
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張)
Jは水あるいは有機溶媒と比較して 1
1
1
0程度であり、光I
点物ぷ而を捕らしやすい性
d
ときほど顕著ではないであろう。
。。。。
.
;
:1
0
"1
-0 T
O
P
2
d
質を持っている。プレフラッディングの影響は、水あるいは有機栴媒系のぷ開銀作の
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4・4・4 充境物の大きさおよび塔内径の彫響
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.
充境物の大きさ及び塔内径の影響を検討するために、内径1.9
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m
、0
.
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m
の熔と、
1
.5
、3
.0、6
.
0m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gを用意し、 6通りの組み合わせで蒸留実験をおこなっ
.9
7c
mのカラムに、
た。塔内の圧力損失は、充填物が大きくなるとともに減少した。 O
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gを充境した場合のみ、 3
5c
m
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sの蒸気速度で、フラッディング現象
1
.5m
を磁認した。他の組み合わせでは、フラッデイングを起こすことなく蒸留操作が可能
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.
5
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0
6
.
0
であった。
Fig.4-11は
、 6通りの塔内径と充境物の大きさとの組み合わせで測定した
1
0
0
.
6
0
.
2
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.
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.
6
1
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ー
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.
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『
ー
ー
ー
ー
ー
ー・.
ーー
ー
ー
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ー
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.
5
1
.
0
1
.
0・
HETPの値を、蒸気速度に対して示したものである。いずれの組み合わせにおいて
も、蒸気速度の彰響は認められない。また、内径の異なる 2つのカラムによる実験結
果に、有立な差が認められない。1.5
及び 3
.
0m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gについては HETPはと
.
5c
mであり差がないものの、 6
.
0m
m
の[
)
i
x
o
nR
i
n
g
からはかなり大きな HETP
もに 5
u
nのD
l
x
o
nR
i
n
gはぷ面積が
(8-12c
m
)を得た。 Table4-1に示すように、 6a
0、1
1
2
0I
I
T
O
系の蒸
最も小さく、大きな HETPを得た実験結果と矛盾しない。浦らは 2
、3
.0、6
.
0m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gを用いて行ない、 IIETPを測定している。
留実験を1.5
1
2
1
さの影響が明確でなかった似閃と巧えられる
水系 1
，
"
，
){
I
I
i
本の京j
(
l
j'
i
l
V
Jは ;
'
¥
2"^r系と
似通っており、 N2-^rでの定性的傾向は水ぷ [
"
i
J
位体系にも適川 I
I
J能であろう。
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l
e
8
o
t
t
o
m
C
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l
c
u
l
a
t
e
dl
i
n
e
0
.
2
0.
4
0
.
6
0.
8
.
1
0
Time/ h
o
r
n
p
a
r
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s
o
nb
c
t
w
c
c
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x
p
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g
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c4-12 C
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h
cc
o
l
u
m
ni
s0
.
9
7c
m
.
.
9
7c
m
のカラムに、 3
.
0酬の D
i
x
o
nR
i
n
gを充出した場
F ig. 4-12は、内径 0
合の (
R
u
n5
)実験値と計算値の比較を示している。 3本の計算線は実験値と極めて良
彼らの報告他は、 1
.
5m
mの場合 5
6c
m
、3
.0m
mの場合 8
1
0c
m、6
.
0m
mの場合 6
-
7c
mであり、充 1
真物の大きさの影響は明臨でなし、。 HETPは塔内の気液接触面積と
J
n
密債な関係を持ち、その気液接触面積は、充物の表面積のみではなく、充瓜物と液
'
:2
-Ar系の約 10倍であり、1':2一
との漏れ特性にも依存しうる。水の表面張力は 1
Ar
系と比較すれば漏れ特性の思い液体であるといえよう。従って、充出物のぷ面積の
地加が、必ずしも気液接触面積の増加に直接結びつかなかったことが、充填物の大き
1
2
2
mのD
i
)
c
o
nR
i
n
gを用いた場合の (
R
u
n6
)実験
く一致する。 Fig.4-13は、1.5m
u
n5とR
u
n6
の実験条件は、充填
値を示している。 Table4-3にあるように、 R
mのD
i
x
o
nR
i
n
gによる実験
物の大きさを除いてほとんど同じである。ところが、し 5m
値は、路中央部の挙動において計算値と一致せず、培上部と下部でのI1ETPに差が
生じている。先に記述したように、上部と下部での HETPの差は、培内蒸気速度、
に依存した。加えて、充刷物の大きさも、影響を及ぼす因子である。
充域物の回想1
4c
m、O
.9
7c
mの培と1.5m
m、3
.
0m
m，6
.
0m
mのD
i
x
o
n
Table4 5には、内径1.9
1
2
3
4 ・4 ・5 充I
貞物の同期及び大きさの選定
適切な充風物の選定を行なうための判断基準は、以下のようにまが]できる。
(1)圧力唄失が小さし、。
0
1
0
(2) HETPの他が小さし、。
(3) 培内の HETPが均一である。
、
n
Q)
Cコ
4柑類の異なった充刷物を比較した場合、Coi
LPack は、充分な分離性能を~してい
三 1
0
ー
、
C
C
コ
L
るものの、
1
.
5mm Dixon Ring
部の圧力
・1
0
ー
2
(3) の条件を満たしておらず適切な充坑物ではない。l
I
e
l
iP
a
kは、先j良
m
失が大きいことから、選択から除いてよいであろう。他の 2磁却の光協物
c
C
=
2
3
の比較では、より HETPの小さい D
i
x
o
nR
i
n
g;
が優れている。従って、最も適切な充
、
ー
q
J
t
iノ
J
はD
i
x
o
nR
i
n
g
であると結論できる。この結論は、ほぽ同じ大きさの充刷物でぷ留
ち
c
:
:
‘
ー
ー
田
u
例えば、より小さなlI
e
l
iP
a
kを探Jllす
熔の分離特性を比較し、導かれたものである。 1
3
I
O
。
4
I
O
と
o・
i
x
o
nR
i
n
gについて得た HETPと同様の他を得る可能性がある。しかしなが
れば、 D
ら、塔内の圧力損失はさらに大きくなり、適切な充境物とはならない。
o Top
充填物のうにきさとしては、
M
i
d
d
l
e
ロ B
o
t
t
o
m
C
o
l
c
u
l
o
t
e
dl
i
n
e
6
Q)
2
0
F
m
のものは、圧力損失が大きいこと、及び塔上部と下部の IIETPの
ではない。l.5m
一
一
1
0
"
0
.
0
0
.
2
0
.
4
6
.
0m
mのものは高い分離性能を与えることができず適切
差が大きいことからやはり適切ではなし、。従って、培内径が
0
.
6
0
.
8
1
.
0
Time/ h
1
2c
m
のカラムに対して
は
、 3
.
0m
m
のD
i
x
o
nR
i
n
gが最適であるというのが若布の最終的な結論である。允出向
さの大きい実規模の蒸留塔 (
4m
)で、内径，_1c
mの塔に 3
.
0m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gを均一
mの D
i
x
o
nR
i
n
g
が候補になることも与えら
に充境することが困難である場合は、1.5m
F
i
g
u
r
c4-13 C
o
m
p
a
r
i
s
o
nb
c
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w
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ccolumna
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z
c
c
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.
9
7c
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.
5mm，
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c
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y
.
o
ft
h
cp
a
c
k
i
n
ga
r
c0
R
i
n
g6通りの組み合わせで測定した、塔中央部での Ar濃度の計算値に対する実験値
の比を示しである。塔上部と下部の IIETPの差は、充泌物が小さくなるにつれて大
lP
a
c
kに関して上部と
きくなっている。 4種類の異なった充填物の比較では、特にCoi
下部の HETPの差が大きく、密に巻かれた形状が影響していることが判明した。充
填物が小さい場合、塔内により密に充境されることとなり、向感の結果を得たと考え
られる。塔内径もまた充填状態に能響する因子であり、実際 Table4-5は、な
んらかの影響があることを示唆しているが、本実験範囲内では明確な傾向を認めるま
でには至らなかった。
1
2
4
1
2
5
I
j
.
5
充Jn物の大きさ及び陪内慌の彫響を、 6
.
0側、 3
.
0m
m、1.5m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gと内径
土J
:"
守
"
"
.
.'
1
1
.9
4c
m、O
.9
7cmの塔を用いて検，H した結束、椛内慨が分離村1'1 に与える lりj{ì(1! な~聾
N2
八 r 系により、水ポ同位体系では実験が凶 ~It な、光刷物の柑 ~l 、大きさ、培内
径が深冷茶 m* の分離特性にうえる彫響を検討した。 ~2
八 r系と
，
}
(
;
i同{立体系では、
は認められなかった。 6
.
0m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gが火さ:な IIETPを与え、他の D
l
x
o
nR
l
n
g
では同じ怖を得た。格上部と下部での IIETPの差は、充刷物が小さくなるにしたが
よ Ilii'JJUJ 、械の *~Îl支と間 JJ(の比旬、 IIETP にうえる彫響が大きいと Jf えられる物性
2cmの略では、 3
.
0mのD
i
x
o
nR
i
n
gが援
い拡大した。以上の実験結果により、内径 1
が似辿っている。加えて、本実験で用いた蒸留略は、液化ガスの茶問を行なっている、
れていると結論できる。
同位体分離用に開発した充填物を使用している、大きな凝縮掠を有している等氷点同
位体を分離する深冷議官{培の特徴を慎悔している。上記の理由により、 N
2 八 r系に
よって得た定性的結論は、水素同位体を取り扱う深冷蒸留椛にも適用可能と J
5
えられ
る。
良物を支える金網付近での液の滞留を避けるために、
一つの技術的知見として、充 I
2-Ar系の 1
1
1
0程度であり、
金制を円錐形にする必要があった。7.l<.A同位休の密度は N
液の滞留の現象がより深刻になりうることから、この知見がn用となる。
ステージモデルによる動特性シミュレーションは実験結果と良い一致を示し、モデ
i
x
o
nR
i
n
g、H
c
l
i
x、H
e
l
iP
a
k、Coi
lP
a
c
k4fI類の異なる充
ルの妥当性を肱認した。 D
填物を用い、深冷謀部塔の分離特性に与える彰響を検討した。その結果、充出物の種
類にかかわらず、塔内蒸気速度に対して、 HETPは依存性を示さなかった。この蒸
気述度に対する HETPの依存性は、水あるいは有機溶媒等物性が央.なる系に対して
も、培内径
(-3cm)及び充填物が小さい蒸留培の実験結果に共通して認められた。
4種頬の充掛物に共通した傾向として、培上部と下部で定義する HETPは、蒸気速
度が比較的小さい範囲では一致しなかった。また、蒸気速度の減少と共にその差が拡
大することを観測した。凝縮器から落下する液が分散する塔頂付近及び液ホールド
アップが大きくなっている塔底付近での液流れの状態が原因していると考えられる。
上部と下部の IIETPの差は、充出物の形状によっても異なり、液流れの状態は充填
物の荷額によっても影響を受ける。
llETPが蒸気速度によらず一定であり、比較的大きな蒸気速度範囲では培内の H
ETPがほぼ均一であるという実験結果は、ステージモデルによる深冷蒸留塔のシ
ミュレーション手法の有用性を証明するものである。塔内の HETPがほぼ均一であ
ることから、実際の蒸留培において、フィード位低あるいはサイドカット位位を決定
することが容易となる。
4柑類の充墳物の比較では、 D
i
x
o
nR
i
n
gとCoi
lP
a
c
kがlIe1
i
xとlIe
li
P
a
kより小さな
HETPの悩を与えた。 D
i
x
o
nR
i
n
gは、充出物の圧力鍋失、信上部と下部での IIET
Pの涯に関しても望ましい分離特性を示し、 4周期の充填物のなかで肢も優れている。
1
2
6
1
2
7
使用記号
j
段L
Iにおける液のホールドアップ
1
1L
j
I
IV
j
j
段日における蒸気のホ
Lj
j
段日を去る液流量
N
-l ・
j 本i
・
j
npPT
j段目の温度
4
. 化学工学協会，:"化学工学便覧ヘ丸苦， 1
9
7
8
;p
.5
3
2
.
j段目の圧力
n
d
.E
n
g
.Chcm.，笠， 2616(
1
9
5
3
)
.
5
.D
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C
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.
，
1
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7
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.
2
9
.
94550
(
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時間 (h)
j段目を去る蒸気流量
7
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1
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5
3
.
8
. M.K
i
n
o
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h
i
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:
JAERI-M82-214
，
(
1
9
8
3
)
.
(mol
/
h
)
j段目を去る液流中の i
成分のモル分率
Yi
.j
j
段日を去る蒸気流中の i
成分のモル分率
z
3
. 山西敏彦，木下正弘，吉田治，:JAERI-M，
85-18
8(
1
9
8
5
)
.
(
mol/h)
X:
Yi
.mid
2
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.sa刊l
i
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a
n
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u
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C
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)句 c
n
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，盟， 275(
L9
7
9
)
.
(
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〉
2
/
_
3
i
成分の物質修動速度 (mol
.m"/mu.h)
純i
成分の蒸気圧
1
.J
1.化学工学協会，:"化学工学使覧ヘ丸持， 1978;I
p
.6
3
8
.
(
m
o
l)
(
ー
)
全理論段数
vj
(
m
o
l
)
ルドアップ
j段!lにおける i
成分の気波平衡比
kij
引用文献
1
0
.J
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.B
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r
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l
i
t，
W.H
.Denton，
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n
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.Shemlan，:P
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nTcchno.
l
(
う
格中央部l
における蒸気相中の i
成分のモル分率
充填日さ
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，
:
AI
Ch
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.，~， 7
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1
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7
)
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，
N M，May9-11
，1
9
7
8
.
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l
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，
:CONF-75-0989，
p
.IV-266(
1
9
7
6
)
.
1
1
. W.R
(
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1
2
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Chem.E
n
g
.Sc
，
.
i ι138(195η.
1
3
. W.R
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l
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，
:
MLM-2502
，
p
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0(
1
9
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8
)
.
.YamamotoandA
.Kanagawa
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J
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.Techno
，
.
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1
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1
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1
9
7
9
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1
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.Bowcn，:
J
.Chem.E
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.，笠， 359(
1
9
4
9
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1
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4
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1
9
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n
g
.Chem.
，笠， 2629(
1
9
5
3
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.
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.Yamamoto，
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n
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.Kanagawa
，
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.
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2
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(
1
9
8
8
)
.
1
2
8
1
2
9
第 5~
深冷f
1
4
R
f熔の水ぷ 1
，
J
i
仇体分離特t
l
:
5・ 1 紡 3
.
水素同位体を分離する深冷」篠宮1
院の実験研究は、第
ら1.
1
mに記述したように、
s
a
r
l
l
i
l
2 、及びWilkcs 3 . 4 が、その慨 ~を報告しているのにとどまる。同 -fí'の報告する
H
ETPの仰には不一致が認められるが、実験条件牧びに解析条件の J
下
創1
1
が与えられて
いないため、原因を解明するに至ってない。
HETPに影響を与える u
i因子のうち、充刷物の紐類・大きさに閲しては、 [
¥
2・
Ar
系による実験結果から、内径 2c
mの塔に対して 3m
m
のD
i
x
o
nR
l
n
gが優れているこ
系で得た定性的結論はノ'
とが判明した。 N2-Ar
1
<点・
同位体系にも適用可能と考えられ
2c
m
の聡に 3m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gを用いるべきで
ることから、71<来同位体系においてもあろう。充出物の種類・大きさに関する情報は、このように得ることができたが、圧
力、蒸気速度、還流比、フィード流量等重要な国子に関する HETPの依存性は明確
ではない。智者は、上記因子の HETPに対する影響を検討し、
る信頼すべき実験データを得ることを目的に、I-I
7
1
<
_
R
i
同位体系におけ
0系により深冷泉間培の分離特性
.T系の取り扱いが可能な 2本の深冷
を測定した。さらに、トリチウムを含む H-D_
蒸留塔からなる実験装置を製作し、トリチウムの J
芦動、 2塔カスケ
ドの分離特性を
検討した。
トリチウムが他の水素同位体と異なる点は、別法熱を持つことにある。今、核融合
炉燃料サイクルの水素同位体分離システムとして提案されている、ロスアラモス研究
所における 4塔カスケード (Fig.1-4) を J
5
・えてみよう。このカスケードによ
り
、
除く、
(1)トリチウム濃度を環境政出レベルにまで下げて、不純物としての Hを取り
を仰る、
(2)中性粒子入射装置用の高純度 D2
(3)核融合炉燃料としての高
純度 T2
を得るという要求を満たさねばならない。トリチウムの崩壊熱が分離特性に与
を別品と
える影響を検討しなければならないのは、トリチウム濃度が高く、日純度 T2
して得るCo1
u
m
n(3)についてである。核融合炉の燃料としては D
T (およそ--5
0
気
5
0約が必要であり、 T2の純度に対する要求は、必ずしも重要度が刊くな L。
、一方
(1)の要求は、トリチウムの政出を極力抑えるために満たさねばならない条件であ
る〈環境放出レベルとして、
7
1
0のモル分単にまで濃度を下げる必要がある。〉。
すなわち、トリチウムの存在する系での研究課題として、微量成分としてのトリチウ
ムの挙動を肥慢することが本章でのもう一つの目的である。
1
3
0
5 ・2 実験袋[毘及び実験 T
i
1
5 ・2 ・l H- D系分離実験談位
実験注目のフローシートをド
jg
.
5- 1に示した。強位は、ぷ問塔、ヘリウム冷
ロ
一2
c
mω的∞2E宍Emw-szωE℃ωuSO
凸lZ∞
∞旦勺診o
﹄ EE
伺ω
c-- E
Z
υ∞
J
点機、ガス循環系から構成されている。蒸留塔の培 r
S
i
及び培 J
i
t
あるいは中央剖l
から抜
き出した波及びガスは(波は 'r'i~. i，且部に引き出されることでただちに気化する。)、メ
タルベロ
ズポンプで加圧し、同位体平衡器を通して同位体平衡組成とし、水分を除
去する常温吸着培・空気成分を除去する低温吸着塔を過すことで精製し、最後に熱交
凶
換;
i
iを辿して冷却した後、フィ
ドとして蒸留塔に供給する。同位体平衡器は、プラ
チナ触媒を担持したアルミナを光年i
したもので常温で操作する。同位体平衡反応及び
その平衡定数については 2 1;'f 4 節に記述した。常温l放心塔及び低品~ll投石塔には、モレ
キュラーシーブ5
Aを充填しており、低温吸着塔は液体窒素で冷却する。熱交換 2
3は
、
2王位式で外管を冷媒ヘリウムガスが流通する。フィードを供給する場合、液化した
水京をポンプで移送するよりもガス状態で圧力差により供給する }jが操作は簡単であ
いる。さらに蒸留塔は、点空容保内で 3霊に断熱し、伝導及び制射による熱位入を防
向山
i& 留搭は、凝縮器、充境部、再調~2号からなり、断熱のために真空容器内に設註して
ε22mwZ
同位体出口側にヒーターを取り付け水素同位体の液化を防止する構造としている。
﹄- ロ﹄曲。一﹄﹄
o
ug
る。従って、フィード流が液化しないように熱交換器を設計しており、加えて、水素
いでいる。 l重めとして、蒸留培外壁を断熱材で覆っている〈アルミ箔と極低温でも
EO
3
i
l
l自として、銅製の円
5
0c
mであり、充填物として 3m
mの D
i
x
o
nR
i
n
gを用いた。この D
i
x
o
nR
i
n
g
の仕犠は、
Table4-1に示しである。フィード配管は充填部の中央に位位している。
0 Kで5
0Wの
ヘリウム冷凍機は、 -16 Kまでのヘリウムガスが供給可能であり、 2
除熱容量を持つ。供給圧力は 2
.
5W
闘である。冷媒ヘリウムガスは、凝縮器内のコイル
管を流通後、 2重管式熱交換器の外管を通り、鋼担円筒の外部に巻きつけられた管内
を通過して冷凍機に循環する。
1
3
1
1
3
2
﹂
aEコa
た液の締下を助けるために数本のガイドを取り付けた 5
。充填部は、内径1.8
4Cm日さ
コ
∞
一
体
[
l
m
ω﹄
E
o
- ロ一コU﹄一パ)
イル状に巻き、凝縮器内部に納める構造とした。さらに、コイル状の管表面で凝縮し
︼同 K門的
BA
ス相ヒータを銀鎖つ.けしてある。凝縮器は、冷媒ヘリウムガスが流通する管をコ
Oo
的h ﹄
U
ン
aEコa
Eaduロ﹀
筒の周囲(側面及び上部)を液体窒素槽で取り囲む構造としている。再沸器底部には
﹄
媒ヘリウム配管を巻きつけた銅製の円筒で塔を覆っている。
E
ω
一-a
磁化しない樹脂製の網を交互に重ねた断熱材を使用している。) 0 2重目として、冷
j
張宮1
椛?宇部から抜きIi¥したサンプルガスは、ガスクロマトグラフにより分析した 6
。
文験盟 i
r
tの概略仕様を Tablc5
1に
'
!
.
!
i
・g
・
jしている。
(3)装舵全体が約 2
0 Kに冷却された後〈冷凍機運展開始後約8時間で冷却は完了し
た。)、内部のヘリウムガスを排気し、 H2と02
の混合ガスを供給する
(1)再沸器の液毘が所定員となった後、 1
ヰ沸;;器ヒータを政大:1¥)J として、~還流操
T
a
b
l
c5-1 S
p
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p
p
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r
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t
u
s
作下で蒸留を行なう。同沸i*iヒータを段大:1¥力とした場合、フラッデインク'現匁が '
1
"
.
じ、再演~~液量はしだいに減少する。再胡~~内の液がなくなれば、ヒータを止める。
40--200kPa
20--25K
1
8.
4mm(
i
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)
50cm(
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SUS-31
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3x3m m，
Thcrmalc
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Gas
Sampling
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K
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column
Dimensions
以上ー述の操作によって、プレフラッディング挽作を行なうことができる。
(5)所定のヒ
タ出力で、全還流傑作下で蒸留尖験を行なう。培が定常にまう
l
述、した
ことを幾つかのサンプルを取りガスクロマトグラフで分析して随認後 (1-1
.5時間で
定常に到述した。
〉、塔頂及び塔底からサンプルを取り分析する。
(6)塔頂及び格底からガスを抜き出し、再び蒸留培にフィードして戻す操作を開始
する。以下、本操作を主主益法Jiと称する。定常到退後、塔頂及び賂底からサンプルガ
〉分析する。
スを抜き出し(定常到述に約 4時間を要した。
5・2・2 H-D-T系分離実験装置
蒸留搭各部の温度は、金・鉄ークロメル熱電対及び白金調]
1
温抵抗体により測定した。
実験装置のフローシートを Fi g
. 5-2に示す。装置は 2本の蒸留塔から情成さ
圧力説]
J
定には、静也容量式圧力計を用いた。蒸留培より抜き出したガスの流量は、質
Jil流Ll計により測定した。再沸器内の液晶は、 N2-Ar
系実験装置と同様に、再演1器
れ
、 H-D系分離実験装置と基本的に閉じ械成となっている。従って、常温吸着塔、
底部と液上部気相での圧力差を測定して液深を求め、さらに液組成を測定して密度を
低温吸着塔、循環ポンプ、熱交換器、同位体平衡掠がすべて 2基ずつ備えられている。
求めることで計算した。塔内の蒸気流量は、リボイラーヒータ出力を実測し、再沸器
H-D系分離実験装置と同様に、吸着塔にはモレキュラシーブ 5
Aを、同位体平衡器に
内の液組成から蒸発部熱を計算して求めた。
は白金触媒を担持したアルミナを充填した。熱交換器は、 2重管情造である。やはり
H-D系分離実験装置と同様に、フィード流が液化しないように熱交換器を設計して
おり、加えて、水素同位体出口側にヒーターを取り付け液化を防止する構造としてい
蒸留実験は、以下の手順に従って行なった。
(1)真空容器及び装置全体を真空排気する。
1~空容総は、
10- 4 P
a装置全体は、 L
Q-l
る。この装置により、最大 l
Ogのトリチウムを使用することが可能である(放射性物
P
a
程度まで排気する。
質の取り扱い量として、申請・登録されている。〉
。ただし購入できるトリチウム鼠
(2)実験装置内にヘリウムガスを供給し、稲環ポンプを起動してガスを循環する。
は限りがあり、実際に使用した量は1.5gであった。装置全体の水素同位体インベント
リーが約 2
5m
o
lであったことから、トリチウム温度は約 l
気である。
その後ヘリウム冷凍機の運転を開始する。
1
3
3
1
3
4
1
1-0系分離実験淡町と Y
もなる点は、
トリチウムを{史うことにより、 fd~ しい問 lJ:tt
が必要であること、機誌の材料が制限されることにある
万一のトリチウムiAj~j曳に備
パルフ・操作等は、このボックスに取り付けてあるグロ
ブを介して行なう 7
3ボックス
J
Iえが外
内は窒素ガスで満たされ、実験室内より減圧状態に保つことでボックス内広 I
に漏れ出さない構造となっており、さらに、ボックスを J
交流している実験室全体を外
。深冷蒸留略では、冷肱捜失 '
j
c故 (
冷凍
気より減圧に保つことで風向を維持している 7
機放障による〉の際に、培内の液体水素がすべて気化し傾めて高圧になるおそれがあ
る。 H-O系分離実験装置では、配竹の 1箇所に破裂仮を設け、日圧になった際、外
的的コ
a
x
o﹄
凶戸﹄一潟詰仏ω E包仏何百吉ωE ω
。 EE凶居可診。巴足首E
ω υ
﹄
∞
{4N-
a
{削}唱
﹄む﹄崎EgLP
g一
苔32
aa2g
山﹄
{
向}去一
一
。
{N}aE3a
﹄Oち
﹄a一
一
一
コS
εEazz
﹄
OFO﹄白金﹄﹄
えて、 Pig.5-2に示す波町全体がアクリル裂のボックス内に納められており、
系分離実験袈置では、トリチウムを政出
に水素を逃がす方式を採用した。 H-D-T
できないために、装泣内の水素同位体インベントリーを受け入れる逃がしタンクを設
泣し、破裂仮を介してガスが流入する構造とした。材料に有機物を使用している場合、
トリチウムと接触すると、処理が困難なトリチウム化有機物を生成する。従って、磁
﹄
一
uo FE
ココ uロ﹀
一
﹄む耳
気浮上型タ
ボ真空ポンプ、メタルベローズ循環ポンプ等、すべてオイルを使用しな
いものを按用した。パルフ.もまた、内部が全金属製のものを採用した。装 i
町全体が
ボックス内に納められているため、特に真空容 6~ 内にある茶留塔に関する保守は容易
ではない。そこで、温度センサー、ヒータをすべて 2佃ずつ培に，没世し、 1l
f
川が不良
となった場合、他のものと配線の変更のみで対応できる捕造とした。
的
-ES h∞'HlQlz
Fig.5-3は、 2本の蒸留塔を納めた真空容器内の形状を示したものである。
H-D系分離実験装置と同様に、蒸留塔外国を断熱材で覆い、蒸留培周囲を液体窒素
槽で囲む構造となっている。ただし、液体重素柑からの幅射熱は、真空容器}1面から
の轄射熱と比較して充分に小さいことから、冷媒ヘリウムで冷却する銅製の円筒で覆
う構造を、真空容器のスペースの問題もあって省略した。
F ig
. 5-4は
、
N
V可
ω
コ
』帽
0
.
0
u
司
2 本の蒸留港と真空容~上部構造の写真である。 H-D 系分離
実験装置では、冷媒ヘリウム配管をコイル状に巻き凝縮掠内に納める構造を採川した。
しかしながら、この方式ではコイル管を納めるために凝縮器容積がどうしても大きく
なり、実規筏蒸留塔には適さない。そこで、
H-D-T系分離実験装置では、凝縮器
ZE880
外而にヘリウム配管を巻つけ銀鋪づけする方式を探用した。さらに凝縮器内部には銅
製のフィンを押入し、接触面積を大きくする方法をとった。この方式により凝縮器容
積を小さくすることが可能となったが、それでもなお写点が示すように、凝縮諒容積
は蒸留塔の他の部分と比較して大きくなっている。これは、
(1)冷媒がヘリウムガ
スであるため熱容量、伝熱係数が小さく大きな接触回肢を要する、
(2)水ポ同位体
の回化を防ぐために、ヘリウムガス温度を下げて凝縮ガスとの温度涯を大きくするこ
1
3
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.
1
3
7
1
3
8
とができないことによる。例えば、 02の 3îT~点は 18.7 Kであり、熱交換保内での開
世には、この金属ベッドを 400Kに界温して*;;同似体ガスを供給する 8 JIJ~ 、た金
化を防ぐためにこれ以 i
ニヘリウム温度を下げることができなし、。 J
i、級制総内に多
の探検沸点は 2
0
.
4 Kであり、ヘリウムガスの温度は I
.
I
，
j行の範 I
I
f
I
内
で
‘
没
く合まれる "2
属は 2
rC
o介金であり、 J
.
k
J
i吸厳ra:は
点部は、 C
o
l
u
m
n(l)が内径2c
m、C
o
l
u
m
n(
2
)
が内花 1c
mで
定しなけらばならない。充 I
以との実験設位の慨略仕慌を Tablc5-2に示した。r.
浜田応外部の r
U
J
.
[は、白
あり、日さは共に 5
0c
mである。用いた充j貞物は、Col
u
m
n(1)に対して 3m
mのO
i
x
o
nRi
金
j
J
l
J
l
il.ll底抗体により .fhJIIJ した。圧力測定には、 ~t;m容量式庄ノ) ，
1
十を川いた。柴田培よ
n
g、Col
u
m
n(
2
)に対して1.5m
mのO
i
x
o
nR
i
n
gであった。この 2碩頬の OlXo
nR
i
n
g
の仕
;
lは
、
り抜き出したガスの流なは、質量流量計により測定した。同訓総内の波 f
犠は、 Tablcl
¥
系分離実験装置と同様に、再説~~底部と液上部気相での圧 JJ 差から求まる波探と密度
してある。フィ
1に示しである。再沸Gi底部には、シース型ヒ
タを銀鍬づけ
ド位置は、両塔共に充境部の中央である。
ヘリウム冷凍機は、 -11 Kまでヘリウム温度を下げることが可能であり、 2
0 Kで2
3
uまにつき O
.2m
である。
;/i，問時各部より抜き出したサンプルガスは、ガスクロマトグラフにより分析した。
H 0
から計算した。培内の蒸気流量は、リボイラーヒータ出力と液の燕発 j
持熱から計算し
た
。
4
0"の除熱容量を持つ。供給圧hは
、 0
.
2W
P
aである。
I-D系とほぼ同犠に、以下の手1
)
聞に従って行なわれた。
蒸留実験は、 I
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e5-2 S
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c
n
t
s
(1)点空符掠及び装置全体を真空排気し、ヘリウム冷凍機の運転を開始する。
(2)凝縮器が約 2
0 Kに冷却された後(冷凍機運転開始後約 4
時間で冷却は完了し
Column1
Column2
D
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l
l
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o
n
48-152kPa
48-152kP
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20-25K
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.5mm，
3x3mm，
SUS-316
SUS-316
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3K(
m
a
x
.
)
貞し
た。)、金属ベッドを昇温し、装置に水素同位体を供給する。ヘリウムガスを充 J
循環することで冷却しないのは、オイルを使用しない点空ポンプのヘリウム排気速度
が極めて遅いことによる 9
。
(3)再沸器の液屯が所定量となった後(塔全体が冷却され、再沸器に液が摺まるの
U
長作下で泉町を行
に、約例年間を要する。)、再沸器ヒータを最大出力として、全選m
なう。再沸掠ヒータを最大出力とした場合、フラッディング現象が生じ、同訓;器液量
はしだいに減少する。再沸器内の液がなくなれば、ヒータを止める。以上ー述の操作
によって、プレフラッディング操作を行なうことができる。
(4)所定のヒータ出力で、全還流操作下で蒸留実験を行なう。塔が定常に到達した
.5時間で
ことを幾つかのサンプルを取りガスクロマトグラフで分析して確認後 (1-1
定常に到述した。〉、塔頂及び塔底〈
あるいは塔中央部〉からサンプルを取り分析す
る。分析終了後ヒータを切る。
(5) 2本の熔独立に、あるいは 2本の塔を連結して、連続操作を開始する。塔内組
成分布がある程度均一になったことを分析で確認後、所定のヒータ出力で蒸留を開始
する。この辿続操作では、適当な時間間隔でサンプルを取り、動特性を測定した。定
J
!培の場合は約 4
常到達後、培頂及ひ'塔底からサンプルガスを抜き出し (定常到達に、 1
時r
m、 2塔カスケードでは約 6時間を要した。)分析する。
カスケード実験では、 Fig.5-5に示すように 2本の培を述結した。C
o
l
u
m
n
装置内に供給した J
.
kA
志向位体ガスは、トリチウムを含むために排気することができな
u
m
n(1)の塔底から供給される。
(
2
)のフィードはCol
い。従って、培内のガスは 2基の金属ベッドに金属水素化物として回収する。以後蓑
1
3
9
1
4
0
5・3 解析モデル及び下法
5 ・3 ・1 IIETPの決定法
第 4J;'tで記述したように、 HETPを決定する方法としては、
(1)定常状態で導
かれる(1. 1)-(1
. 4)式を解き、実験結果と段も良く一致する全即l
;
，
f
d
段数を
求める }
J法と、
(2) (1. 8)式により、初期組成から動特性を .
1
t
・
t
r
.して定常状態
での塔内組成分布を求め、実験結果と一致する全理論段数を求める万法とが与えられ
る。木下は 1
0、水素同位体を分離する深冷蒸留塔の定詰・シミュレ
Column1
ション(定北状態
における培内組成分布〉をステージモデルで行なった結果、系の J
I
:
J
1
R
想、性及び分子間
の蒸発潜熱の差を J
S
r
l
することで、解析結果に差が生じることを械件している。従っ
て
、
Equlllbrator
(2)の方法で HETP を決定するためには、非理忽性、熱収支を.JS"[~した厳密
な動特性解析を行なう必要がある。水素同位体 6分子種の気波平衡は、第 2J;i:で記述
したように複雑な式で与えられている。従って、水素同位体系の非理忽性、さらに熱
収支を身慮した厳密な動特性解析を行なうには長 L、計算時間を妥する。そこで、本車
では、
(1)の方法で HETPを決定することにする。
定常状態において、各段での物質収支及び熱収支をとれば、全還流及び循環操作に
Column2
おいて、
(1. 1)-(1.4)式を得る。ただし、本実験範囲内ではトリチウム濃
度は微量であるため、トリチウムの崩壊熱は無視できるものとした。また、外部から
の熱侵入及び除去はなく、フィードはガス状態で供給され、その温度は露点にあると
仮定した。従って、
(1. 1) - (1. 4) 式は、
F
i
g
ur
c5-5 Co
n
c
c
p
t
u
a
lf
l
o
wd
i
a
g
r
a
mo
ftw
oc
o
l
u
mnc
a
s
c
a
d
e
.
全還流操作の場合、
V2Yi
，2 - LLX，
i L;
;
;0 •
(5
. 1)
Lj
lX i
，j
l + Vj
+
lYi
，j+l-VjYi
，j - LjX i
.
j: 0.
(
j =2
.
.
.
.
.
.，N1
)•
(5
. 2)
LN-lX i
.
r
I 1- VNYi
.N = 0，
(5. 3)
L1h1- V2H2- 0
(5.4)
幅
1
4
1
，
1
42
Lj
~lh:I
"，_ V.
，1i
1
1j
-1 VJ 1
"j
t
l
1
・= 0 . U -2
.
.
.
.
.
.
.
"1
).
V:H
r~ J
ーし・
:
1
.jh
11 j
Lj
; _，l
h
;~1 +
V
:
.
.
H
:
I
IT
V
j
t
l
1
1
j
十1
"j
l
L'
:
h
・ - V:H:
"
j
"j
Vj'lj
。
(5
. 5)
(j=2
.
.
.
.
.
.
.N し j :
t
;N
F).
(5
. 11)
(5
. 6)
LN 1hN-l' VNHN - 0
(5. 12)
LN
-LhN-L- LNhN - VN1
1N = 0
(5
. 7)
Y;;~'"
・ a ・
••1
.J.1
.J
1
.J
全還流操作の場合、
(5. 1)""" (5. 7)式を逐次段計算 1で解くことで塔内組成
2
分布を求めた。述続操作では、 (5. 7)- (~). 12)式をトリダイアゴナル法 1
で解いた。気液平衡比 Ki
.jは
、 (2. 7)、 (:2.10)-(2.15)式で計算で
辿続操作の場合、
B
.
. C.
• 0
，
i 1~ i
.1
xi
.
1
.1
D1
.
1
.
きる。液及び蒸気のエンタルビーは
、
n
B
.
n C
A
.
i
.2
.
i
.2
~，
i2
xi
.
1
.2
D
.
2
1
.
る。計算手順としては、 1・2・1節に記述した方法を用いた。
(2
. 50)、 (2.51)式に与えられてい
ー
・
.
A
. .B
. . C.
1
.J
X.
D.
Xi
.
1
.N
Di
.N1
1
1
.J
1
.J
MVH
----
nD
M同
.
，A
aA
。
1
.J
1
.J
(5.8)
ここで、
5 ・3 ・2 動特性解析
C，
i 1= V2Ki
.2
・ Di.j = 0 (
j ヲe NF)
.
BLl= ー (LL十 V1Ki
.1
)'
・
・
Y
L
、
.
(V;
;
)K
・
・) ー (
LJ
・+ u
〉
・
)+
.W
.
J
'
•• 1
.
，-J
BLj
2h
EJ
八
i
，j
先に記述したように、水素同位体系の非理想性、熱収支を考慮した厳密な動特性解
析を行なうには長い計算時間を要する。加えて、動特性解析において主要な蒸留塔各
部の液ホールドアップの値を、実験によって正確に求めることが困難であった。蒸留
K
C::=
I
I
，
i j- V
':
jU
"
'i、
j
+
1
*
oi，j = 一 (V1Yi，1+ LNx，i N)
(j
=
NF)*
操作中に、再沸器液量が不連続に変化する現象がしばしば認められた。そこで本草で
5
・
は、塔及び塔カスケードの基本的な動特性を得ることを目的に、上記ファクターを J
Ai
.N
=
LN 1
・
田
VNKi.N-LN
・
Bi、
N =
慮、しない簡単化モデルを用いることとする。蒸留培が極低温で操作されること、及び
F ig. 5-4に示すように凝縮器の容積が大きいことより、凝縮掠の蒸気ホールド
アップを必ずしも無視することはできない。従って、
である。また、
. 1)式より、凝縮器にお
(4
ける基礎式は以下の式で与えることができる。
(5. 9)
+
A-
1
4
3
!
"
v
H一i
JP
(j=NF)•
本
(V1+ LN
) HN
F - LN
FhN
F-
、
‘
VN
F1
1N
F= O .
ト
nv，
.
LN
F
lhN
F
-l+ VN
F+
1HNFtl
r114aBEEZEaE
V
.
.
.
.
H
.
.
.
.
- L
.h
iJ l
".
l-V
v.
lH
".
l= 0
2
"
2-
は
H
2 4
H
L
l
l dt =
= V 2Y.
12 -'
L 1X .
11
(5
. 10)
- V 1Yl
.l
1
4
4
(5. 13)
先j
点叩及び￨可沸誌については謀丸ホールドアップを無悦でき、基礎式は、
(1
. 8)
5 ・4 測定結果及び身寮
式により以下で与えられる。
dxi
.N
F
I
I
L
N
r
c
r
t
一 =VNrtlYi
.Nrl
.N
r1
l + LN
r-1Xi
蒸留実験は、全還流傑作では、塔内蒸気速度、圧ノJ、丙沸掠の液ホールドアップを
しN
FXi
.
N
F- VN
FYi
.
N
F
パラメータに、連続隙作では、フィード流量、培内議気辿度、還流比をパラメータに
J
，
F
r
，
、
M川い
=
・
J
，，‘、
円ド-
M同い
円
l
・
向い
qb
r
M
n
r
+
行なった。再掛;器の液ホールドアップは、蒸留椛の分離特性に影響を持たなかった。
(5， 14)
﹄
= Vj+lYij
+
l+ Lj 1X山
胸
2
.
.， N
-1
.j
*NF)，
，
﹄ L
L
・
(
j
a'E
ヂ
ilh
9
・
υ
n・
..• .
(5.15)
dX: ~I
HLNτ
=LN-lXi，
N
-l- LMij - VNYi.N'
「
(5.16)
ロ
E
L
‘
_
_
.
0
.
..
本
Pi
.i
(5.17)
Yi.j Z 77Xi，j
。。
，
園
・
司
'
g10
1
0
9
8
d
J
E
P
。
{
.
，
ー
.
.
.
.
。。
言
g
は、単塔運転の場合、
N
，N
F
F i
。
制
企
(5.18)
= VlYi.1+LNXi.N'
F Zi
N
F
N
F .
x
，
.
‘
••
UNn
nJU'
YL
nJUM川
口
+
-EE&
-
nfu-
E
・'
v
d
ム
-
v
v
nJh
+
A
-噌
-EE
V4
‘
・
‘
，
B
a
-
EEA--aA
・
V
n駒--
A
M同 H
n駒・
日間H
nL
，
.
pz
‘
・
-EE
l
2
)を上付きの1.2
u
m
n(
で表せば、
u
m
n(1)及びCol
2培カスケードの場合、Co1
i
F 2 2 1
Z
-N
= LNX i，
N
r i，N
F
(
5
. 19)
(5， 20)
3で解くことにより、
u
l
c
r
法1
である。以上得た (5.13)-(5.20)式を改良 E
格及び培カスケードの動特性を得ることができる。純成分の蒸気圧は、
(2.14)
1
00
0
4
5
4
1
0
ム
1
5
2
0
2
5
V
a
p
o
rV
e
l
o
c
i
t
y [cm/
s
e
c
]
F
i
g
u
r
e5-6 Re
l
a
t
i
o
n
s
hi
pbetwcenp
r
e
s
s
u
r
edmpa
c
r
o
s
st
h
ecolumnandvapor
vel
o
c
i
t
y
.
Fig
. 5- 6は
、 H-D系分離実験装置で測定した塔内の圧力損失と蒸気速度の関
係を示したものである。この装置の蒸留塔を、以降色担旦止..fと記す。調J
I定例のパラ付
きがかなり大きいものの、圧力銅失は蒸気速度に対してゆるやかに増加しており、
-25c
m
/
sの蒸気速度までフラッデイング現象は認められなかった。 H-D-T
系分離
実験装置のCol
u
m
n (1)は、 c
olumncと、内径が僅かに大きいこと、経縮器の儀式が民
式でうえられる。
1
4
5
1
4
6
m失から、充良部液ホールドアップが 1.5mmのDlxonRing を JII~ 、
なることを除いて同じ構造を持ち、圧力凱失に閲しでもほぼ同慌の結果を得た。 H-
に出l
する大きな圧力
D T系分離装置の Column(
2)
はC
olumn (l)のがJ5f
r'i限度の圧力制失をぷし、
ることで榊加していると J
5
・
えられる。
-27c
m
/
s
の蒸気速度でフラッディングが生じた。以降、 1
1 0 T系分離実験3
主流の
2本の椛を、たんに C
o
l
u
m
n(1
)
、C
o
l
u
m
n(
2)と記す。 N2 Ar系のデータ (r ig
.
I
j
7)と比較して、
rig.
5 6に示した圧力損失の 1
1
(
(そのもののが小さく、ぷ
J損失の値が小さいの
気述度に対する増加の度合いも明らかに小さくなっている。圧)
系の物性の差に起因するであろう 1
40蒸気速度に対する依
は、7)<)転向位体と N2-Ar
j
e
Table5-3は
、 rig.5-5に示す 2時カスケ
ド運転時において、定常
を示している。実験条例及
状態における塔頂及び略庇の実験値と計算値の1比較の伊l
び
，Htt
条件もあわせてぷに示した。Col
u
m
n( 1 ) 、 (2))じに、計算 fnÏ は実験他と良い . ~
を示している。特に、塔闘での HT、 DT、T2
の微此成分に関し、 1
0・5
のオダの
モル分窄まで良く一致していることに注目できる。 HETPは、水素同位体の分子机
ルドアップの蒸気述度依存性が小さいことを示唆
及びその濃度によらず一定となっている。ほとんどの実験データに関し、ステータモ
していると考えられる。水京同位体の液密度が小さいために 1
5、蒸気速度が小さい条
デルは、すべての分子同の組成が実験値と良い一致を示しその妥当性が明らかになっ
件においても、液ホールドアップが減少しないものと予測できる。また、 Co
l
u
m
n(
2)
た。該融合炉燃料サイクルにおける水素同位体分離‘ンステムでは、微量成分の準却jを
存性が小さいことは、充境部液ホ
把握することが重要であることを先に記述した。ステージモデルによるシミュレ
Ta
bl
c5-3 Comparisonb
c
t
w
c
c
nc
a
l
c
u
l
a
t
e
da
n
dc
x
p
c
r
i
m
c
n
t
a
l
l
y
ションは、その微量成分の挙動を充分な精度で予測することが可能である。
o
b
s
c
r
v
e
dv
a
l
u
c
sf
o
rc
o
m
p
o
s
i
t
i
o
ni
np
r
o
d
u
c
ts
t
r
c
a
ma
t
s
t
e
a
d
y
s
t
a
t
e
Column1
10wr
a
t
e
Topf
Bottomf
l
o
wr
a
t
c
Numbcroft
o
t
a
lt
h
c
o
r
c
t
i
c
a
ls
t
a
g
c
s
F
c
c
ds
t
a
g
e
P
r
c
s
s
u
r
e(
k
P
a
)
Re
f
1uxr
a
t
i
o
Top
H2
HO
HT
02
DT
T2
Bottom
H2
HO
HT
02
DT
T2
Column2
1
.
9mol
/
h
3
.
2mol
/
h
/
h
9
.
1mol
7
.
2mol
/
h
1
5
9
3
7
8
2
.
6
8
0
.
0
1
7.
4
8
.
5
c
u
l
a
t
i
o
n E
x
p
c
r
i
m
c
n
t Cal
c
u
l
a
t
i
o
n
E
x
p
c
r
i
m
c
n
t Cal
0.
4
32
2 9
2 0.
4
74
9
.
9
7
x
l
0
.
0
8
x
l
0
4 2
2
.
7
x
l
0
.
8
x
l
0
-4 5
.
0
x
l
0
-3
3 9.
一
ー
1
.
21xl043x10-2
5 1
3
.3xl0-5 2
3
.
2
x
l
0
.
5
x
l
0
ー
ー
8 2
5
3
.
6
x
l
0
.
5
x
l
0
-
3
.
9
x
l
0
-3
0
.
1
1
6
3
.
2
x
l
0
-3
2
.
6
x
l
0
-5
1
.84xl0-2
0
.
5
7
6
1
.55xl0-2
0.
3
78
2
2
.
0
8
x
l
0
3
.
3
x
l
0
-4
2
2.
3
9xl00
.
2
9
3
3
8.
3xl00
.
5
4
3
2
3
.
0
9
x
l
0
4
5
.
1
x
l
0
-
0
.
9
0
0
0
.
9
0
0
2
1
.
34xl00
.
5
7
5
2
1
.
54xl00.
3
75
2
2
.
0
7
x
l
0
4
3
.
3
xl
O-
1
4
7
2
2
.
1
2
x
l
0
0.
3
94
8
.
1
x
l
0-3
0
.
5
5
3
2
3
.
1
3
x
l
0
5
.
1
x
l
0-4
0.
418
0.
4
60
5・4・1 HETPに影響を与える因子
(1)全還流操作
F ig
. 5-7は
、 C
o
l
u
m
ncについて、全還流操作下で HETPを塔内蒸気速度を
2
6k
P
aの圧力範囲
パラメータに測定した結果を示したものである。蒸留実験は、 40-1
-4.5c
mであり、測定値の変動が大きいものの、塔内蒸気
で行なわれた。 HETPは3
、
。 Fig. l
5
-8は
、 HETPを圧力に対してプ
速度に対し依存性を示していな L
ロットしたものである。 HETPは圧力にも依存していない。蒸気速度が同じ条件で
も、圧力が低い場合、塔内の液及び蒸気のモル流量は少なくなる。 HETPが、塔内
蒸気速度、圧力に依存しないとし、う実験結果は、 HETPが蒸気速度及び蒸気流血に
依存しないことを示している。この結果は、
(4
. 19) 式による考察(物質捗動巡
度が蒸気流量に比例することで、 HETPが謀気流量に対して一定に保たれ、圧力
1
4
8
1
0
」
1
0
r
、
E
仁)
r
、
<--J
ε
L
.
.
.
J
Q_
o
_5
ト
仁
.
)
。。
。。。。
ト
ー
5ト
←
μ」
3
@ ∞ 言、。
∞
Eb
θo
oc
b
ト
コ
:
o0
。
。
5
0
1
0
ニ
コ
。
I
i
1
5
20
。。。。。
。
。
。。
0
08
w
。
00
l 一
一_
_
_
_
l
1
0
0
5
0
k
P
a
]
C
o
l
u
m
nP
r
e
s
s
u
n
e[
25
V
a
p
o
rV
e
l
o
c
i↑y [cmIs
e
c
]
F
i
g
u
r
e5
8E
f
f
e
c
to
fp
r
c
s
s
u
r
eo
nt
h
eHETP.
再沸器波面の不連続的変化を、ときおり蒸留実験中に観測した。この液ホールドアッ
F
i
g
u
r
e5
7E
f
f
c
c
to
fv
a
p
o
rv
e
l
o
c
i
t
yo
nt
h
eHETPf
o
rt
h
eH-Dd
i
s
t
i
l
l
a
t
i
o
n
c
o
l
u
m
n
.
プの変動は、充填物の形状等にも依存するはずである。小さな充填物はより密に塔内
に充填され液ホールドアップの変動を誘発しやすく、測定した IIETPの変動が大き
くなったと考えることができる。充填物、充填高さが同一で、内径もほぼ等しい
の影響を受けないために蒸気速度に対しても一定となる〉が妥当であることを示すも
のである。
Fig.5-9は、Col
u
m
n(
1
)
、 (
2
)に対し、全還流操作での HETPを示
匂l
u
m
ncとCol
u
m
n(1)の HETPを Fig.5-7とFig.5-9から比較した場
-4.
5c
mであるのに対し、後者は 4-5c
mと若干大きな値を与えている。
合、前者が3
している。やはり蒸気速度に対する依存性は認められない。加えて、トリチウム量は
両塔の明らかな違いは凝縮器の形状のみであり、そのi!!いが HETPの差を生じてい
微量ではあるが Hー D系と H-D-T系の有意な差がない。
ると考える必要がある。
C
o
l
u
m
n(1)は、内径2
c
mで3
.
0m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gを充填しており、 HETPの測定値は 4-5c
mである。Col
u
m
n
(
2
)では、内径 1c
m
の充填部に1.5r
n
m
のD
i
x
o
nR
i
n
gを用いているが、 HETPは 4-6
系で塔内径と充填物の
c
mである。両者の HETPに有意な差がないことは、 N2-Ar
大きさの影響を検討した実験結果と一致する。ただし、
C
o
l
u
m
n(
2
)に閲しては、
C
ol
u
m
n(l)に対するよりもさらに測定値の変動が大きい。水素同位体の液密度が小さ
5・2節で記述したように、 C
o
l
u
m
nc
では、冷媒ヘリウムガ
ス配管が凝縮器内にあり、凝縮器に流入した蒸気は配管表面で凝縮し、更に配管に取
o
l
u
m
n(1)では、凝縮器外面にヘリ
り付けたガイドに沿って充填部へ落下する。一方C
ウム配管を巻きつけてあることから、凝縮器の内壁で蒸気の凝縮が生じ、壁を伝わっ
て液が落下する。前者の方が液の分散を考えた場合より有利であり、より小さな HE
1
TPの億を得たと考えられる。
いことから、塔内蒸気流れの僅かな乱れによっても液ホールドアップが変動しやすい
貞郎ホールドアップの変動によると考えられる
と考えるのは妥当であろう。実際、充I
1
4
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.
くことで HETPが大きくなることが考えられる。蒸気速度が一定であっても(ある
いは蒸気流量が一定であっても〉、還流比の地加により塔内の液流量は減少する。例
えば、還流比が 5
の場合と 1
0
0の場合を比較すれば、前者の液流量は 1
5
"
程度小さい。液
(2)連続掠作
Fig.5-10は
、 C
o
l
u
m
nc
について、述統操作における HETPの測定結果を
還流比をパラメータに表したものである。フィード流量は 4m
o
l
/
hで一定とし、蒸気速
度4c
m
/
s
及び 8c
m
/
sの条件で実験を行なった。測定値は 3
.
.
.
.
.
.
.
5
.5c
mであり、 IIETPは
流量の減少によって、フィード流量の影響が相対的に大きくなり、 HETPが大きく
なるものと考えられる。
H-D-T系分離実験装世では、フィード流量、還流比、塔内蒸気速度を変化させ、
還流比の増加と共に減少しており、還流比の小さな条件下では、全還流操作と比較し
単搭での述続操作及び Fig.5-5に示す 2培カスケード傑作下で HETPをjjll
J定
て明らかに大きな HETPを得ている。 5・2節で記述したように、 H-D系分離装
した。 Fig.5-11は、測定結果を還流比に対して整理したものである。測定値
置及び H-D-T系分離装置共に、フィード流はガス状態で供給される。熔中央部に
はかなりの変動脈i
を持っていたので、その変動幅も併せて示している。 HETPは
、
ガス状惣で供給されるフィード流によって液流れが乱され、気液接触面積の減少を招
1
5
1
1
5
2
でのJ-IETPに差がないことから、先の議論はこのままでは矛附する。 5・2節で記
述したように、述続実験は全還流実験が終了後行なわれた。充刷物
J
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c
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l
iの柑れ的性を
1
0
.
0
。
C
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A
8
.
0←
勾.
一
述続操作での HETPが小さくなったものと予測できる。 C
o
1u
m
ncに附しては、凝縮
器から落下する液の分散状態が良いためにこの属鹿現象の彰響を受けにくかったもの
面積がf~ られ、大きな H E T P を得るには至らなかったのであろう。
TOlム
ー
2
.
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0.
0
一
nなって紹れ特竹が11J
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こし
、
と思われる。連続燥作に先だって行なわれた全還流実験においても、充分な気液接触
晶
U工
•
の漏れ特性には履歴現象があるのであろう。実験の滋行に
A
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・l-TllAll-
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仏
6
.
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4.
0←
良くするためにプレフッラディング煉作を行なっているが、それでもなお光地物ぷ而
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C
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」
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R
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l
u
xr
5 ・4 ・2 フィード疏2が分離特性に与える影響
前節で記述したように、還流比が小さい条件で全還流操作の場合よりも大きな HE
TPを得る原因として、フィード流の存在が考えられる。蒸留塔の定常解析結果を実
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.
験値と比較すれば、 HETPを算出するための金理論段数に加えて、フィード段を決
定することができる。実際のフィード位置は塔中央であるから、全理論段数及びフィ
HETPU
)と下部の HET
ード段から、蒸留塔のフィード位置より上部の HETP (
p (HETpL)を定義することができる。ガス状態で供給されるフィード流の存在が
Col
u
m
n(l
)
に対し 3
-5.5c
m、Col
u
m
n(
2
)
に対し 3-6c
mであり、やはり、還流比の増
塔内の液流れを乱すならば、塔上部及ひ下部で定義できる HETPに影響を与えるで
加と共に減少している。単塔での述続操作と 2塔カスケード操作を比較した場合、測
あろう。 Fig.5-12は、Co1
u
m
n(
1)
及ひ(
(
2)
に関して、塔上部の HETPに対す
定した HETPの値に有意な差は認められない。また、全還流操作の場合と同様に、
HETPL
/HETPU
)を、塔内の平均液流iil:で規格化した
る下部の HETPの比 (
u
m
n(
2
)
に閲する測定値は変動が大きく、充填物の大きさに起因する塔内液ホール
C
ol
フィード流量 (L/ F ) に対してプロットしたものである。塔内蒸気速度は
1
3c
m/
s
であり、 C
o
1
u
m
n(
2)
のフラッディング速度の約 1
/2
である。 N2
-Ar
系では、
ドアップの乱れが影響していると考えられる。
全還疏操作よりも培の状態は同様であるにもかかわらず、むしろ小さな HETPの値
内径 O
.9
7c
mの塔に 1
.
5m
mのD
i
x
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nR
i
n
gを充填した場合、フラッディング速度は
系の .
3
5c
m
/
s
であった。従って、 N2-Ar
.
.
.
.
.
1
7c
m/
s
程度の蒸気速度と問機の条件と考
を得ている。また全還流燥作では、 C
o
l
u
m
n(
1
)はC
o
l
u
m
nc
よりも若干大きな HETP
えることができる。 Table4-5に示すように、 N2-Ar
.9
4c
mの
系では、内径 1
を得ていたが、連続操作では、測定値の変動幅が大きいもののCol
u
m
ncとほぼ同じ悼
塔に 3m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gを充填した場合
、 -17c
m
/
sの条件では塔上部と下部の HETP
となっている。全還流操作下でC
o
l
u
m
n(
l
)
とC
o
l
u
m
nc
の HETPのJ
i
lIJ定価が異なる原
にほとんど差はなかった。水素同位体系においても、Col
um
n(
1)に関しては、し/ F
F ig. 5-11から認められるもう一つの結果として、還流比が大きな条件で、
因として、凝縮器の構造に起因する液の分散状惣の差を指摘した。ところが述続操作
1
53
1
5
4
より大きくなる。結果として、フィード流の~~響が大きい範閉 ( L / rが小さい範
囲)では、塔上部の HETPのJ
i
f
l
)
l
nの度合いが下町と比岐して大きく、結果として両
o
Iu
m
n(
2)
の峠内
者の HETPの比が lに近づくこととなる。先に記述したように、 C
A
ト
A
A
ム
ける液ホ一ルドアツプが、Col
u
m
n(
1)
よりかなり大きいと考えられる。上記の仮定に
ム
したがえば、その地加した液ホールドアップは、塔上部に保持されていることになるの
A
。。
。。。
。。
ム
コ
=a
.
.
ト
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比
」
A
ニ
コ
u
m
n(
1
)
と比較して数倍大きかったことから、 Col
u
m
n (2わ)の充JJ'~ r
古
古
1
剖
:
仰￨
圧力但失がCol
し5mmのDixonRingを用いることによって生じた液ホールドアップの増加という現象。
が、塔上部の HETPが下部と比較して小さい、並びに、フィード流泣の影響が大き
いという現象になって現われたと考えることができる。
、
今
、 HETPに彰響を与える因子を整理してみれば、圧力、塔内蒸気速度〈蒸気流
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比J
o Column 1
d Column 2
こ
コ
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↑
y=13cm/s
量)は影響を与える因子ではない。次に気液の物性であるが、実験結果から、 H-D
糸と H-D-T系で HETPに差は認められなかった。本実験範囲内ではトリチウム
は微量成分であり、 H-D系と H-D-T系の物性の差は小さ L、。しかしながら、米
国ロスアラモス研究所の実規模深冷蒸留塔による実験結果においても、 H-D系と D
6
。水素同位体系という制
- T系で測定した HETPに有意な差は認められなかった 1
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F
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が大きい範囲(フィード流量が塔内液流量に比して小さく、その影響が小さい範囲)
でHETPの比はほぼ iであり、塔上部と下部の HETPは一致する。フィード流量
が塔内液流量に比して大きくなるにしたがい、 HETPの比はゆるやかに減少してい
る。すなわち、フィード流量の影響が大きい条件では、塔上部の HETPがより大き
くなっている。フィード流がガス状態で供給されることにより、フィード位置からそ
限のなかでは、気液の物性は HETPに影響を与える因子ではないと結論できる。 H
7、液の粘i
度と密度の比が、物性の捌として
ETPを推算する Murchの実験式では 1
含まれている。水素同位体 6分子種の披粘度及び液密度は、例えば、 H2とT2では 3
倍程度異なる 1
5。ところが、液の粘度と密度の比、あるいはシュミット数、ガリレイ
数という無次元数で表現すれば、物性の差は相殺されてほとんど同じ値となる。この
理由からも、水素同位体系では、気液の物性が HETPに彰響する主因子となよない
ことか理解できる。結果として、 HETPは、フィード流量、還流比、の関数となる《
全還流操作では HETPが一定値となることから、連続操作での HETPの値を:
フィード流量及び還流比で整理してみよう。今、還流比(L/D) と塔内蒸気流量で
規格したフィード流量 (V/F)をパラメータとし、以下の式で HETPを相関する
ことを試みる。
の上部において、液流れが影響を受けると考えられる。一方Column (2)に関しては、
塔上部の HETPは、下部の HETPに比してかなり小さい。また L/Fに対する H
/1
0程度
ETPの比の変化も大きくなっている。水素同位体の液密度は N2-Ar系の 1
と小さいことから、凝縮器から落下する液が上方に抑し上げられ、塔下部よりも上部
の液ホールドアップが大きくなっていると仮定すれば、塔上部の気液接触面積が大き
くなることで HETPが小さくなるという説明が可能である。フィード流による液乱
れの影響は、気液接触面積の大きい培上部でより大きく、 HETPの地加の度合いも
1
5
5
HETP
=
a {(L/D) (V/F)} b
(5.21)
u
m
n(
2
)の測定
Fig.5-13がその結果を示したものである。Column (1)及ひ'Col
値にあわせて、 Columncによる結果もまた口で示しである。ほぽ直線関係が得られ、
(5. 2 1) 式の 2つの係数の値として、 a=5・9、 b=0
・l
を得た。 (5.21)式、
は
、
(1)塔内径が 1
-2cmである、
(2)充填物が 3mm及びし 5mmのD
l
x
o
nR
i
n
gであ
1
5
6
る
、
(3)水素同位体系の泉町である、
(4) (しV/FO)が 8-800の範聞である、
という 4つの条件のもとで、ほぽ妥吋な IIETPの怖をうえることができる。
解析に必要なすべてのホ
ルドアップを決定することができる。B
ar
t1ilらが2、水ふ
ルドアップを充J
j
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;
l
l
守，
t
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，
¥
=
体的の 1
5
おと純作していること
同似体系の深冷蒸留格の液ホ
から、第 4 章と同織に、ここでも充境部のホールドアップを ~ t;，\=体的の 15% とする。
Col
u
m
n(
2)
に関しては、Col
u
m
n(1)より大きな桜ホ
あるが、信頼すべき実験デ
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タがないこと、光脱却のホ
mすべきで
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・
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7
4
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とんど彫響しないことより、同 }Jの培に対し同じ 1
I
f
(
を用いることとする。従って、凝
縮~の液ホールドアップは以下の方法で決定することができる。
(
凝縮誌の液ホールドアップ)
=
(
塔に供給した水ぷ伺位体ガスの益 )
(
再演;日誌の液ホールドアップ〉
i
の蒸気ホールドアップ〉
(
凝縮 G
5
お)
(
充j良部空塔体積の 1
(5.22)
動特性実験は、全還流実験を終了後、再沸器ヒータを切り塔内ガスを循環することで
培内組成分布を均一にしてから開始した。しかしながら、塔頂及び塔底の初期組成を
測定した結束、ある程度の組成分布がなお形成されていることを観測した
ーそこで、
1
0
培頂と塔底間で直線的に組成分布が形成されているものと仮定して、初期利i
成を決定
I
t化モデル
した。動特性解析では、水素同位体系の非理想性と熱収支を考慮しない簡 '
を使用する。そこで、上記，{ラメータを考慮しない問中イヒモデルで定常解析を行な~ "
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n
.
定常状態における実験値と最も良い一致を示す金理論段数とフィード段を決定し、動
7
慮しないモデルでは、両パラ
特性解析にはその値を用いた。非理想性と熱収支を J
メータを考慮する場合と比較して、実験値と一致する全理論段数が -16
段以上の場合
(
HETPが .
.
.
.
.
.
.
3
.
5c
m
以下となる場合) 1段減少した。フィード段に関しては同じ他
を得た。
Fig.5-14及び Fig.5-15は、F'ig
. 5-5に示す 2塔カスケ
ド
C
o
l
u
m
n(1))格頂組成及び 2番日の併の(
操作において、蒸留開始後の先頭の塔の (
u
m
n(2))塔底組成の変化に閲し、実験値と計算他の比較を示したものである。実
Col
験及び計算条件は、 Table5-4に示しである。計算怖は、定常組成のみならず
蒸留開始後の動特性に関しでも実験値と良い一致を示している。動特性解析モデルは、
5・4 ・3 塔及び搭カスケードの動特性
塔カスケードの挙動を充分な精度で予測することが可能である。 (5
. 22)式に示
す凝縮器の液ホールドアップの決定方法には不確定性が伴なっている。そこで、続編
深冷蒸伺塔の動特性解析に必要となる計算条件のうち、充岐部と凝縮器の液ホール
器の液ホールドアップが無視できると仮定して、動特性解析を行なってみた。この場
ドアップを実験値として得ることができなし、。蒸留椛全体のホールドアップ、再~:器
合、充填部の液ホールドアップは、塔に供給した水ポ同位体ガス置から再胡;総の液ホ
の液ホールドアップ、凝縮器の蒸気ホールドアップは、実験によって求めることがで
ールドアップ及び凝縮器の蒸気ホールドアップを若し引くことで求められるため、~
きるため、充境部あるいは騒繍器どちらかの液ホールドアップを決定すれば、動特性
1
5
7
塔体積の 5
0
.
.
.
.
.
.
.
8
0混となった。先頭の培(Col
u
m
n(1))の培頂における H2の浪度変化を、
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.
l例として Fig. 5-14に示した。凝縮掠の液ホールドアップを無視した場合、
蒸留開始後の動的変化はもちろん、定常状態における値も実験値とは一致しない。定
常状態における値は全理論段数を減らすことで一致させることは可能であるが、全理
論段数は、ホールドアップの情報を必要としない定常解析で決定しているので矛盾す
る。各培独立の辿続操作に閲し計算値と実験値を比較した場合においても、凝縮器の
液ホールドアップに関して同様の結果を得た。
Tablc5-5は
、
(5. 22)式によって決定した凝縮器の液ホールドアップ
の値を、藤縮器の空塔体積に占める値として表したものである。得られた値は、 1
.0-
3
.
0
おの範囲で変動しているが、塔内蒸気速度あるいは還流比に対する明確な依存性は
認められない。凝縮鵠の液ホールドアップは、塔内の相疏れに依存する動的ホールド
Column1
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アップというよりも、援縮器内に常にある程度存在する静的ホールドアップである性
格が強いようである。
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Column2
1
6
0
5 ・2節で記述したように、 !
I D T系分離実験筑間では、託制限内の怯触1
mf
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iを
5・5 結言
大きくするために銅製のフィンを何人している。このフィン 1
.
および j
賢納日:;明 I
(
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Iに存
在する成が、凝縮掠の静的液ホールドアップとなっている。液ホールドアップを柾縮
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事情実験を、内悔し 8
6c
mの椛に 3
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、
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3
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おという f
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lになる。しかしながら凝
培内蒸気速度、還流比、圧力をパラメータに分離特性を l
l
lJi:した。 Jト辺流倣作下で
、
縮球や・的が大きいために、その絶対 f
l
f
tは時全体の液ホールドアップに比して大きな訓
/2程度を占めることもありうる。蒸留院の勤特性は、この
信全体のホールドアップの 1
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HETPの測定値としては、 3
4
.
5c
mとなり、蒸気述度に対する依存.
nもdめられな
張気流征に対して依存しない
かった。この実験結果は、 HETPが搭内泉主{.速度及び f
疑納掠の液ホ
大きな i
ことを立味している。述続操作では、フィード流むを一定に保ち、辺流比をパラメ
り合いを内めることとなる。実験条件によっては、
Tablc5-4に不すように、
ルドアップの彫鴨を受け、解析モデルにおいて考慮することが
タに I
IETPを測定した。測定値は 3
5
.
5c
mであり、還流比の減少とともに附加する
必要である。
上，
;
己
1 実験結果は、充出荷さが 5
0c
mと小さい実験宅規肢の燕問時に対して得たもので
ことが認められた。
ある。核融合炉燃料サイクルにおける水素同位体分離システムとして用いられる深冷
H D-T系蒸留実験は、内径 2c
m
及び 1C
0
1の 2本の塔により行なった。光境物に
蒸留椛では、約 4mの太きな充 I
点目さを必要とする l
。従って、充境部の液ホールド
は、それぞれ3m
m
、1.5m
mのD
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gを用 L、
た。実験で使用したトリチウム量は約
アップは実験室規伎の蒸留塔と比してはるかに大きく、凝縮誌の液ホールドアップの
1
.5gであった。ステージモデルによる塔頂及び搭底の組成に対する計算仰は、
影響は相対的に低下する。凝縮器の液ホールドアップが塔全体のホールドアップに占
モル分率となる微量成分にいたるまで実験値と良く一致し、
める割り作いは、
1
/
4
1
/
8程度となるであろう。しかし、凝縮総の液ホールドアップ
1
05の
HETPが成分あるいは
その濃度ピ依らず一定であることが判明した。ステージモデルは、核融合炉燃料サイ
の値は依然大きく、実腕模蒸留塔あるいは塔カスケードの動特性解析を行なう際に、
クルの水素同位体分離システムに重要な、微昂:
成分の挙却jを予測する場合においても
無視することはできない。
有用である。
HETPの測定値は、内径の異なる 2本の培で有意な差は認められず、
-6c
m、連続操作で 3-6c
mとなり、 H-D系蒸留実験装抗で得た f
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慌の結果を
りも若干大きいものの、塔内蒸気速度、還流比に対する依存性に関していl
得た。フィード流量もまた、塔の分離特性に影響を与えることが判明した。培上部及
ひ』下部での HETPを定義したところ、フィード流の存在により両者に基が生じ、特
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mの塔についてその傾向が顕著であった。このように、全還流操作ではIlE
に内径 1c
TPは実験精度内で一定値を与え、連続操作では、フィード流量、還流比の関数と
なった。そこで、述続操作での H-D系及び Hー D-T系の HETPを、還流比
(L/D) (L:塔内液流量、 0:塔頂流量 )及び塔内ぷ気流量 Vで無次元下した
フィード流量 (
F/V)で整理したところ、 HETP=a(LV/FD) b
の形で相聞
が可能であり、係数 a及び bとして、 a=5
.
9<
:
m、 b=
0
.1
を得た。
深冷蒸留塔の動特性を、
H-D-T系分離装置により行なった。スタートアップ時
[と良い一致を示し、解析手法の妥当性
の塔の動特性を測定した結果、計算値は実験 M
が証明できた。深冷蒸留塔は、凝縮器容積が路:の他の部分と比較して大きくなるとい
う特徴を持つ。従って、凝縮器に存在する液ホ.ールドアップが塔全体のホールドアッ
プと比較しでかなり大きく、解析モデルにおいて無視することができず、陪の動特性
応答はかなり遅くなる。
1
6
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{史用記号
D
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引用文献
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俗流血 (moL
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j段目に供給されるフィード流量
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段目を去るぷ気流のエンタルビー
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j段目の波ホ
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フィードはガス状態で供給され、その温度は組成の露点にある。
凝縮器の蒸気ホールドアップ (mol)
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ルドアップ
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J/mol)
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1
9
5
3
)
1
.
添え字〈
上付き〉
l:H-D- T系分離実験袈置におけるColumn 1
2:11 D -T系分離実験装置におけるColumn2
1
6
3
1
6
4
第 6主
1
.
深冷蒸留熔の熱および物質移動
6・l 紺
，T
i
架冷蒸留略の解析に用いるステージモデルは、 HETPというただ一つのパラメ
タを川いるところに最大の利点がある。化学工学の分野では、いくつかの HETPの
推算式が従来されているが l
、深冷蒸留塔では、通常・の;}<.あるいは有機溶媒系と物性が
大きく Y
もなる水ポ同位体を取り扱うこと、同位体分離用に開発された特殊な充別物を
使用することから、従来提案されている HETP
の推計;式を適用することはできなし、。
従って実験データのない条件下の HETPを推算することは困難である。このような
問題点を必服し、第 4
、5
i
i
iにおいて行なった HETPの各組凶 i
乙に対する依存性を
より詳細に議論するためには、蒸留塔内の物質移動機械を検討し、 I
IET Pとの関係
を把握する必要がある。
蒸留塔内の多成分系の物質移動現象は、各成分の物質移動流京、熱流点が在いに影
響する複雑な犠相を示す。伊東らは 2
.3
、気波接触面積が既知の垂出、ド板捕れ位培によ
る 2成分系蒸留実験を行ない、塔内の熱及び物質移動速度に対し J
r
i流境界府理論が適
用できることを示した。また、蒸留塔内の物質移動では、蒸気側物質拶 9
V
J
抵抗か支配
的であることを指摘している。小菅らは 4
.
5、府疏境界尉理冷を適用して円特濡れ壁塔
による 3成分系蒸留の熱及び物質移動機構を検討し、物質勝動流点により品起される
気液界面での法線方向速度、及び濡れ壁長さの影響を考慮.することで、実験値と理論
'
uらは 6、回流境界庖
解が良好に一致することを報告している。この成果をもとに、小
理論を適用した 3成分系円管漏れ壁蒸留塔のシミュレーション手法を開発している。
さらに小菅らは 7
，8
、気液界面での法線方向速度を考慮した充協議留塔内の熱及び物質
移動述度を推算する実験式を提案している。上記小'U'ら、伊点らのー辿の研究は、深
冷蒸留路内の物質捗動機構を検討するうえで、以下の主張な知J
!を与えている。
(1)蒸留塔内での物質移動機構を検討するうえで、熱と物質の同時移動を Jぎl~ する
必裂がある。
(
2)各成分の物質移動流束により誘起される気波界面での法線方向述度が、物質移
動速度に影響を与える。
本章では、熱及び物質の同時移動を考慮した 2つの手法により深冷蒸留培のシミュ
レーションを行なう。第 1の方法は、層流境界周理識に基づく半径方向の温度及び濃
度分布を '
;
1
樫する 2次元モデルを用いるものであり、第 2の万法は、アナロジ一理論
を適用して、熱及び物質移動係数を推算するものである。上記 2つのモデルによる計
算結果をステージモデルによるシミュレーション結~と比較検討することで、ステー
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I等各種因子に対するIIETPの依存性をより J
下
細に議論する。
一
山ーま
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ジモデルの有用性を明らかにするとともに、物質移動速度の制点から、 HETPの時
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6 Eも
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6・2 深冷蒸留塔内の熱及び物質の同時移動を考慮した解析モデル
，
6・2・ 1 厨流境界届理論による基礎式の導出
ぐ
ー NB
(1)基礎式の導出
深冷蒸留塔は、第 5章での実験結果から推察できるように、塔内蒸気速度が 5-
~Nd
3
6
0
0であり、層流域にある。今、充填塔内の空隙部を多数の仮想的な導管の集合体と
みなせば、充填塔内の流れは一種の管内流動と考えられる 9
。各々の仮想的な導管の壁
n
ri
TEE
想定すれば、各々の導管に対し、届流境界届理論を適用することができる。 F ig.
O
d
u
nuA
L
を液が肢を形成して落下し、蒸気は導管内を層流で通過していると近似するモデルを
不l
um
l
立 o
--u
c
v
1
2c
m
/
sの範囲で運転されるであろう。この場合、蒸気相のレイノルズ数は、 1
5
0
0
-
6 1は
、導管内の熱及び物質移動俄構の概念を表したものである。基礎式の導出に
あたって、以下の仮定を適用する。
(1)塔内の物質及び熱移動は蒸気相支配である。
F
i
g
u
r
e6
1Co
n
c
e
p
t
u
al
d
i
a
g
r
a
mf
o
rh
e
a
t
a
n
dm
a
s
st
r
a
n
s
f
e
ri
nad
i
s
ti
l
l
a
t
i
o
n
c
o
l
u
m
n
.
(2)蒸気相流れは厨流であり、落下する液膜の彰響を受けない。蒸気相の速度分布
は均一とする。
蒸気相の速度分布は、却特人口では半径方向に対して均一であり、しだいに放物線
(3)各々の導管は断熱されている。
速度分布が形成されてし、く。充分に放物線速度分布が形成された状服では、気液界面
(4)気液界面では気液平衡が成立している。
の蒸気速度は、落下する減股の影響により、蒸気主流の速度に対して負の速度を持つ
であろう
1
0
.1
1。しかしながら、本軍では充填刊さ;の小さい (
0
.
5m)塔のシミュレー
ションを行なうため、充 J
u
*
:
U口においても速度分布はまだ充分に発達していないこ
1
6
6
1
6
7
とが F
忽できる 5
。そこで、平提 }
J向に対して蒸気速度分市が均一であると近似する
ニ
ド探方向において一定であると近似する。以上の近似を川いれば、
より厳沼なシミュレーションを行なうためには、水京同位体の非理想性、トリチウム
1)式を (6. 1)式に代入することで以下の式を仰る。
(6.2)--(6.
0
1地熱を1;-慮する必要があろう。しかしながら、上，rc.ファクターを考慮しない場合
の1
においても、基本的な塔の本動をよ定論するには充分であり、後に記述する定性的結晶
を引なうものではなし、。ここでは上記ファクターを身慮しない簡単化モデルを用いる
2
5
i=
4
1
i
す
与ト
÷許)
V
861ryi
r
(6
. 5)
ar
こととする。
l本の導管の蒸気相にについて物質収支を取れば、以下の偏微分方程式を得ること
同様に、蒸気籾での熱収支から、
ができる。
.
，A-
VJ-
てぴ
F﹄-
u-z
内ぴ一
r
ワ
m
~ ~ + C uCp
= κ
よ立エ
az ~ . ar24 κm
'~r a
r ー cv Cpd
4
エ
CI
Im
lθrNi
ar
(6
. 1)
はユ
エ
C V_
-H刷一一」
ここで、
(6. 6)
r
]1
.= -j)~i
Nir Ji
・
+Yiz i
yi
_
- 1
'
1
{
oV
ar
(6
. 2)
を得る。やはり、蒸気組の熱伝導度及び比熱は半径方向に関して一定であると近似し
た。 (6
. 5)、 (6
. 6)式の初期条件及び境界条件は、
エNi
!=
(6
. 3)
cvs
_.
.
0
z=Oにおいて、 xi=yi-Y
i
'
r=rsにおいて、 Yi
s=KiXi
'
z>O 及び
である。
.
_.
.
0 'T' 'T'O
u-u ， T T.
Ts T:
_TL
O，〈6
TL
=
. 7)
'T'
'T'
(6
. 8)
多成分系における有効拡散係数は以下で定義できる。
で与えられる。
Ni-yε
方向速度に関する以下の式を得る。
=
C Vs
(6
. 9)
m
Hi
sYi
s一 h
ヱ
j=
.
1iメj
-胃&-
刷・
(6. 10)
c
d
v
a
v
z
E
li--J
‘
、
r
y一
3
δ一
C
rillk
m 'A
舟U
n
a
一
一
'I
J
V
A
(6
. 4)式に示すように、多成分系における有効拡散係数は各成分の濃度、物質拶
z
一
h
d
一
d
n﹃
i
H
j
j
;
ヱヘ
(6. 4)
Tム
8
1
さらに、 Fig.6-1に示す微小区間 dzで熱収支をとれば、気液界面での法線
、
J
i
動流束の関数となるが、半径方向に閲して一定であると近似する。また
、モル分串も
1
6
8
1
6
9
打一計
(6
. 1I)
n
:
(2)気減、ド衡比及び物性の J
i
t
kポ同似体の J
I
:Piニ想性を J
Z慮していないため、筑波平衡比は
ノ
R
a
o
uL
t
型で与えられる。また、純成分の蒸気圧は、
また、医 I
t
Udzでの物質奴文から、
dv・Y
1
(2
. 1")式でうえられる。
1
，
1
(
.
.
気相の状態ノJ程式が第 2ピリアル定数の打ち切りによってよ現できるならば、蒸気付l
のモル密度 ci
は
、
dl'x1
d v・
rsぃ
dl
'
・
寸
(6.16)
A
-z且
c
，
.
一
一dz
一- 一
r'''i'
dz
ny'u
'a
・
C
ーす一一ーす7ー =
ロu
τ
(5. L7) 式の
(6.12)
を得る。
で与えられる 1
2
0 第 2ビリアル定数 Biは、温度の関数として、
導管内を液股となって落下する液誌は、屑流境界間モデルを適用すれば、
られている。波相のモル密度は (2.40) 式で与えられる。混合物のモル宿度に関
たに、理想溶液として推算した。モル密度以外に、蒸気相の 2成分系拡
しては、同相 j
(
"
L
m
.
.
.
L
m
.
.1 (
¥
3
_
A
A
c，
r
r・2仏r
・
1・ = 斗 ~c M x1
1
0 Z 〆r
4 一一・、一
1
16μL
、s . /μLl
散係数、粘度、熱伝導度、液相の粘度が必要であるが、水ぷ同位体の極低岨における
l
物性データは必ずしも充実しておらず、温度の関数として乍えられていない。そこで、
r
:
1
Ct ) 。
J
"十万と (r'"
4
J
+
、lltri--J
~ ，2
T
nfUFO
<'
"2 " -
，
、
、va
弘r
r
(2. 15) 式に与え
以下の推すI
式を用いることとする。
(6. 13)
2成分系拡散係数
m
.
.
L
m
_
_
，
，
，3__2
U
CL
"
'
U
'
M
"
'
'
x 1o V g rs
2
ci =
va--
--
pu一
で与えられる。
p
= 1
4
μ“
ん且
cl
+
m
.
.
L
m
_，，， 3__
，2
CL
M
'
A
O
'X 10
以下の H
i
r
c
h
f
e
l
d
e
rの式 1
3により推算する。
(6.14)
(6.15)
(6.13)-(6.15) 式を rs
に対し NewtoJl法で解くことによ
り、液股の厚さを計算することができる。以上 (6.1)""'(6.15)式が、 1本
IJ
O!
1，
J
=
2
骨
(6. 18)
・
J
内喝
u
，/
ー
FLV
・冒且
E
、、，，
v
-EEA
、
，
，
AXU
(6.19)
QDi.j=fD〈T牢
)
(6. 20)
T本 = Tk/ε i
.j ，
εi.j/k
1
7
0
(6.17)
σ + O!
a
a・
A
称する。
一
一
σ
‘
.
の導管内での熱及び物質移動を表す基礎式となる。以降このモデルを、拡散モデルと
1
T険+ザ12
-2
.
2
6
4
6x1
0
.5
cU;
1，J
(6.21)
ゾ(εi/k) (Ej/k)
(6. 22)
1
7
1
εi/k
0
.
7
7
Ti
c
(6.
23)
f
μ =4
.
1
3
0
7
8
事
事2
6
.
0
1
0
1
6
T事
+ 6
.
0
8
3
3
5
T
T
T W
-
^ .
.
.~ n
.
^
^
.
.
.
.
.
.
.
.*
3t 1
3
.
7
4
8
8
6
T
.3
9
4
9
5
Tま+
令
(6. 20)式の関数 fDを
、 T に閲する 7吹式として近似し、最小二乗法で係数を
決定した。
-0
.
2
8
8
1
0
3T本5 ト 0
.
0
2
5
3
4
9
3
T
、本本2
.
6
8
8
5
2- 1
0
.5
9
2
0
T +1
7
.
1
7
3
1T
"
'
w-1
7
.
7
0
0
4
T +1
1
.5
3
5
7
T
r
D 4
TV
T
-4
.
5
7
6
4
9
T本5+ 1
.0
0
4
8
6
T本6_ O
.0
9
3
3
8
4
8T
水京 1
司位体の臨界温度及ひ'臨界容積を Table6-1に示した
(6.27)
さらに、混合ガスの粘皮は Wilkeの方法 16 により 1{~n した。
=
ヱ
n
(6. 24)
1
4。
μm
μi
n
1 +で
←
す
y・ゆV : ~ J 1，J
•
(6
. 28)
r
J
j=
，
l j，
，
:i
T
a
b
l
e6-1 P
h
y
s
i
c
a
lp
r
o
p
c
r
t
i
e
so
fb
y
d
r
o
g
c
ni
s
o
t
o
p
c
s
Nonnal
.
b
o
i
l
i
n
g
p
o
r
n
t
(
K
)
H2
HD
HT
02
OT
T2
39
20.
2
2
.
1
4
2
2
.
9
2
2
3
.
6
6
2
4
.
3
8
2
5
.
0
4
C
r
i
t
i
c
a
l
C
r
i
t
i
c
a
l
T
e
m
p
c
r
a
t
u
r
e volume
)
(m3
/mol
(
K
)
6
x10
3
3
.
1
9
6
7
.
0
3
5
.
9
1
6
2
.
8
3
7
.
1
3
.4
61
3
8
.
2
4
5
7
.
7
39
5
7
.
8
.
4
2
5
5.
40.
4
4
3
か
(1 [
附
司ν
ω
2
剖
[νl/
刈
句
4
}
V
i
s
c
o
s
i
t
y
a
tn
o
n
n
a
l
b
o
i
l
i
n
gp
o
i
n
t
(
k
g
!
m
.
s
)
x
1
07
1
3
5
.
0
1
9
9
275
283
480
432
+
ω
r
φi，j
(6. 29)
2
去
剖
(
ト1 + [
阿
均
塾孟遵1Jt
Euckenの式によれば 1
7、
3μ(023892CJ+241
斗
κ =4
.
1
8
5
5x1
0-
(6
. 30)
誼庇
以下の H
i
r
c
h
ぬJ
d
e
rの式 1
5により推算する。
μ
8により推算した。
d
s
a
y
B
r
o
n
J
e
yの方法 1
である。混合ガスの熱伝導度に閲しては、Lin
8
u 斗
L
..
詳
.y.
許」
-2
.
6
6
9
3x1
0-
(6.25)
σ"Qμ
n
ヱ
κ=
Q.
.
f
.
. (T本)
μ
μ
=
(6.26)
にi
(6.26)式の関数 fμを
、 T本
則する 6次式と近似し、最小二乗法で係数を決定
κ.
•
1 +で
(6. 31)
n
，
y・A
←す
~
J--1，J
V:
J
，
:i
j=l
.j，
した。
1
7
2
1
7
3
u
山町
‘
。
川訂j
J司
﹂
八
: ::フ~~] 1/2J[~
+
-
(3)計抑下順
十
構内事1成分布は、
(6
. 32)
C1 =1
.4
7Tb
cij
(6. 7)、 (6
. 8) 式の初則及び境界条件を川いて、
5) 、 (6
. 6)式を C
r
a
n
k
N
i
c
ol
s
on
の方法 2
1で解くことにより求めることができる。
'
及び気減界面での i
6)式における多成分系の有効拡散係数J
)
i
'
1
.綿
m
(6. 5)、 (6.
ぷ:
r
i
(6. 33)
(6
.
は
、
方向速度 Vs
(6. 2)-(6. 4)、 (
(
3
. 9)-(6. 11)式を解くことで
m
与えられる。ところが、1J を求めるために (6. 2)- (6. t
l) 式を解くには、
*ぷ同位体の t
i
'
FV
!
胡;点もまた Tablc6-1に与えている 1
40
i
(6. 9)-(6.11)式によって与えられる vs
が必要であり、進に v を求める
ために (6.9)，
. (6
. 11)式を解くには、
(6. 2)-(6. 4)式によって
. 3)、 (6. 12)式から位終的に決定できる
与えられる 8
1
及び (6 2)、 (6
(dhm/dz)の値が必要となる。そこで、以下の繰り返し計算により
、点、 Vs
を
液相の粘1
ぎ
佐藤らは 1
9、液体の粘度を以下の実験式で表現している。
μ
/
い
，
μ
い
L.
決定することにした。
(1)耳、
L
4
(6
. 34)
τμ2
/τμl
(6
. 35)
fτ(T/Tc
)
τ
μ
従って
、
における粘度
(6
. 35)式の関数形が与えられた時、温度 T1
μ
j
が既知で
し
を推算することができる。佐藤らによって報
における粘度 μ2
あれば、任意の温度 T2
告されている τ
μ を (T/Tc) の 5次式で近似し、故小二乗法で係数を決定したとこ
(dh
f
f
i
/ dz) を仮定する。
. (6.11)式を解いて V Sを求める。
(2) (6.9)，
. 2)、 (6
. 3)、 (6
. 12)式より、 z-dzにおける液組成 xぃ
(3) (6
液流量 1.を求め、さらに、
(4) (6. 4)式で、
(dhm/dz)を求める。
8
1を求める。
8
1(dhffi/ d
(5)求め直された
z) と、仮定した値の差がある判定条件以内で
あれば、次のステップに移る。そうでない場合、
点、
(1)に戻り計算を繰り返す。
(dhm/dz)の初期値としては、以下の値を用いた。
ろ以下の式を得た。
τμ
I
8
11=
0
2
.
1
0
5(
T/ Tc)2
=9
.8
3
5
3
6-4
6
.6
7
0
6(
T/Tc) + 1
一1
1
8
.
71
0(T/ Tc
)3+ 6
8
.
6
2
4
7(T/ TC
c
)4
4- 1
5
.
1
7
9
5(T/Tc
)5
.
n
-Yi
エ
ぇ
及ぴ
dhm
{
す 71 一
。
(6
. 37)
(6
. 36)
水素同位体の標~掛;点における液粘度を、 Table6 - 1 に示した20。混合液の粘
庇に関しては、信頼すべき推算法が存在しないため、モル分率による加成性が成り立
つものと仮定して値を求めた。蒸気及び液のエンタルビーは
、
(2.50)、 (2
.
51)式で与えられている。混合物に閲しては、理組依液を仮定して怖を決定した。
計算全体の流れは、 F ig
. 6-2に示すように、以下となる。
(1)初期条件を(6.7)式で設定する。
(2)気液の物性を (6.16)--(6.36)式で計算する。
(3)液股厚さを (6.13)，
. (6.15)式で求める。
(4)気液界面における蒸気相の温度 Yi
sを (6
. 8)式で求め、 z+dzにおける
半径方向の蒸気相温度分布及び温度分布から、
1
7
4
1
7
5
. 6)式を
(6. 5)、 (6
S
y
s
t
em
・=y
i=y0;u=uO
T=TO;TL=TLO;E
Cranト Nic()!sonWで 11
1
1
1解き、 zでの '
1
'
.径)J向の茶会L相濃度分布及び温度分術を求め
る。
m
(5)先に;記述した jJ法で、 JJi、 V s を決定し、 z-6z における液 ~111点 X i
、結託で
J
1l
J
皮 Yぃ液流世 1・、蒸気流血 v・を求める。
の平J!;
u
l
a
t
e
Ca1c
Ph
ysi
ca
lPr
op
e
r
t
i
e
s
Eq
s
.(
6.
16
)・(
6.
3
6)
yi
，
s;u ;rs
y(
r
)i守;T(
r
)守
Eq
s
.(
6.
5)
，
(
6.
6¥(6.
:
8
)
，
(
6.
13)ー(
6.
1
5
(6) z z 6 zとし、 (2)に戻る。
(6
. 10)及び (6
. 11)式の微係数は、半径方向に若分化した Yi
及び Tに対
し
、
F
a
FE
VE
.
E
E
.EBE
-E，，，
、
v
一
y
・
・
δ
θ一
、
‘
'P
E﹃EE
EE
3(Yi)r=
r
-26r
s- 4 (Yi)r=rs-6r+ (Yi)r=rs
26r
As
s
ume
m
[
(
dh /
也)] ;[0
ア
] Eq.(6.3η
(6.38)
(
許
)
ド
Cal
c
u
l
a
t
e
〈δy
i/
δr)r=rs，
z ;(δ T
/δr)r=rs，
z
J
i，
s ;q;vs Eq
s
.(6.
9)ー(
6.
11)
..s - 4
(T) ..~..
_6
^r
_+
(T/
) rr3 (T) .. ~ r
~ " /r
=r
' "
s
s26r
r
s26 r
骨
(6.39)
より求めた。導符の内径が 5m
m、高さが 0
.
5m
の場合、半径方向及び日さ方向の m
e
s
hと
しては、 20x5000とした。計算を進めると共に液流量が変化することから、
(6
.
13)-(6.15)式で求められる液膜厚さも変化する。しかしながら液朕厚さの
変化は、水ポ同位体の粘度が水の約lII
O
Oと小さいために (Table6- 1参照〉、
導管の内径と比較すれば充分に小さ L、。従って、 (6. 5) 、 (6， 6)式を差分化
して解く際に、液膜厚さの変化は考慮しなかった。
lz=zd
V
。
N
￨ω ns
蜘
ヨ
Si
mu
l
a
t
i
o
nP州
叫￨
emSo
l
F
igu
r
e6-2 F
lowc
har
tf
o
rc
a
l
c
u
lat
i
o
nofcomp
o
si
ti
ondi
s
tr
ibu
ti
onwi
t
h
i
n
aco
lumn.
1
7
6
1
7
7
6 ・2 ・2 熱及び物質移動係数のアナロジーJ
1
f
冷による推算
6 ・3 結果及び身察
6・2 ・ lにおいては、充出椛内の空隙部を多数の場作の集合体とみなして、 (
)
'
I
流
6・3・ l ステージモデルのイI
用性
貞b
f
F内の流れを充坑物粒子昨の周り
境界庖理冶を適用して基礎式を導いた。一方、充 I
の流れとみなせば、アナロジー的取り敏いが必要となる。水素同位体蒸気の .
.
.
.
2
0K
に
第 4il
及び 5章で議論したように、 HETPは培内の液の分散状況、液ホールド
おけるSch
m
i
d
t数及びP
r
a
n
t
l数は、Sc-1、Pr-0.3のオーダーにあり、。l
i
l
t
o
n
C
o
l
b
u
rn
アップの増減等、塔内の液流れの状態の影響を受ける。 Tablc5
のアナロジーが適用可能と考えられる。
にステージモデルによる計算結果は微量成分にいたるまで実験結果と良く一致し、そ
ここでは、蒸気相の熱及び物質移動係数を、
3に示すよう
O
l
i
l
t
o
n
C
o
l
b
u
r
nのアナロジーを適用して推算する。拡散モデルと向様に、熱及び物質
の妥当性が証明された。ただし第 5章で得た実験データのなかには、分子砲によって
移動抵抗は蒸気相支配であり、気液界面で平衡が成立していると仮定する。 C
h
i
l
t
o
n
-
HETPが央・なる傾向を示すデータもわずかながら存在した。本節では、全還流操作
ωI
bumのアナロジーによれば、
を対象に、拡散モデル及びアナロジーモデルの計算結果を、ステ
ジモデルの，d
't
'
)
:
結
果及び実験結果に対し比較検討することでステージモデルの有用性を明らかにし、ま
f
JD
J0=τ=csffl(Ys - 7〉 Res
c
l
/
3
(6. 40)
、 2つの
た、 HETPに対する塔内の液流れの影響を議論する。 Table6-2は
代表的な Run の実験条件及び結果を、 Tabl.~6-3 は、上記 3 つのモデルによりシ
htPr 3
CpcU
ミュレーションを行なった結果を示したものである。計算条件も併せて Table6
2/
J
I
I = JD
(6.41)
、
-3に示してある。
Tab
l
c6-2 Exp
e
r
im
c
n
t
a
lco
n
d
i
t
ionsandr
e
s
ul
t
sf
o
r
、充填塔の jファクターを以下の式で与えている。
である。疋田らは 9
r
e
p
r
e
s
c
n
t
a
t
lver
u
n
s
.0
2
0= 1
j
{dpG/μ(1 - εp)
0.
3
5
}-
(6. 42)
(6.40)......(6.42)式を用いれば、 (6.5)- (6. 8) 、 (6. 10)、
(6
qを求めることができる。その他の値は、 (6
.
. 11)式を用いずに、 J:及び
lS
Bottom
c
o
m
p
o
s
i
t
i
o
n
2)-(6.4)、 (6. g) 式より求めることができる。 (6. 12)式は、気液
接触面積 aを導入すれば、以下のように書き直すことができる。
A
v
d
-
(6. 43)
四勿ゐ
Au-
v一
d
A-
一
一
一
x
，
.一Z
一
1A AU
AU
及び
8
1
a
)
P(
kP
o(mm)
vは、拡散モデルと同儲の方法で決定することができる。このモデルを以降之
ナロヅーモデルと祢する。
z(
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ー)
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2
4.
92x10.
H2:
Run2
4.60x10-4
H2:
HD:
4
91
HD:
0
.526
0.
3 HT
:ー
ー
93x10HT:9.
37
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4
73
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02:0.
OT:1
.20x10-2 OT:一
8
0
.
0
83.
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.
0
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0
0.
5
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.
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0.
1
18
0.
21
5
.
9
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H2:0
0.
775
H2:
.
2
2
5
2 HO:0
06x10.
HO:1
HT
:一
一
HT
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.
5
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4
3
0
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1
0
28x1
0.
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.
02:1
OT:O.O
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c
i
f
i
c
a
t
i
o
n
s
液界間での法線方向速度等を示したものである。拡散モデル及びアナロアモデルに
共通した特徴として、培底付近の拡散流束がl'也のた1
I
分と比較して大きく、また、拡散
流束は上方に向かうにつれて急速に小さくなって L、
く。拡散モデルとアナロジーモデ
rfiITの変化がより小さくなっ
ルとの比較では、アナロジーモデルによる拡散流点の計
Run1
S
t
a
g
em
o
d
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l
Nt
Topc
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0
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6
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5 HT:ー
ー
-.0x10HT:1
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5 9.
4
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.
0
x
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5x102
:7.
ー
OT:2
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1
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6
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H
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.
9
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.
27x10HO:1
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HT:2
.
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1
0
D
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.
2
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1
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.
7
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.
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1
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.
9
8
9
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0x10HO:1
5
HT:2
.
6
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1
0
4
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21x10OT:3
.
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1
0
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.
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H
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.
7
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HO:0
.
2
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3
ー
HT:一
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.
6
5
x
1
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一
OT:一
0
.
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9
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0
520
H
2
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.
7
7
7
HO:0
.
2
2
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一
HT:一
3
0
2
:2
.
5
0
x
1
0
OT:一
一
0
.
2
9
7
塔底組成は、再沸器より発生する蒸気の組成であり、塔頂組成は、凝縮器に流入する
ている。
T
a
b
l
e6-4 C
a
l
c
u
l
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Top
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1
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.
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.
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yt
h
ea
n
a
l
o
g
ymode.
l
蒸気の組成を示している。ステージモデルにおける全理論段数は、再沸器及び凝縮器
を含んでいる。すべてのモデルにおいて、シミュレーションでは、塔底組成から計算
を始め塔頂組成を求めた。 Table6-4は、拡散モデル及びアナロジーモデルに
よって得た、
R
u
n1
に関する塔底、塔中央、塔頂における有効拡散係数、拡散流束、気
1
80
塔底付近では、気液界面での法線方向速度が大きく、物質移動流束に影響を与えるこ
とが予想できる。 (6
.
4)式で与えられる有効拡散係数は、 (6.37)式による
値と比較して、成分によって大きくあるいは小さくなり、その差は塔底付近で 1
，
.
.
.
.
.
.1
6
先
1
8
1
であつむ一方略枇上剖
u
nI
の時前での主成分 (
H2、 1
1
0、 02)のモル分単
6一 3に示されているように、 R
l
f
tを与えており、また、実験1
1
任ともほぼ
に関して、すべてのモデルはほぼ同織の計算 f
一致する。また、格闘での蒸気流庇の .:H~f也も 3 つのモデルでほぼ一致する。ところ
が、問での微民成分の浪度に閲しては異なった計算結果を得る。 Fig.6-3に
、
1
1
2のそル分単に対する I
I
Tのモル分率をプロットした結果を示した。 H2のモル分相
が0
.
9を越える培頂付近で、 I
I
Tのモル分惑は急速に小さくなることを実験怖が示して
おり、ステージモデルによる計算値は実験値を良くあらわしている。一方拡散及びア
ナロジーモデルでは、微量成分の挙 1
1
)に関しては実験値との一致が良好ではない。
Fig. 6-4は
、 R
u
n1
に凶して、主成分 (
H2、HO、 02)の塔内組成変化を示し
たものである。拡散モデルとアナロジ
モデルでは有意な差は認められず、ほぼ同じ
計算結果を得ている。やはり、ステージモデルの計算値が、実験値と最も良く一致す
る
。
HO
0.
6
1
01
0.
8
0.
0
1
.
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1
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i
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n
.
釦
。
c
:
ち
0
悼ー
104
5
ω10。
2及び著者ら2
3の実験では、水素同位体を取り扱う深冷蒸留塔の液ホー
Ba
r
t
l
i
tら2
三
， o-~
0
.
0
0
.2
0.
4
0
.
6
0
.8
1
.0
Mo
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oc
ti
ono
fH
ー)
2l
ルドアップは空塔体積の 10-15~に達した ( Wilkesは24 、深冷蒸留塔の液ホールドアッ
プを-20
お
と報告している。)。この現象は、水素同位体の液密度が小さいことと関係
があり
、蒸気速度の小さい範囲でも液ホールドアップはあまり減少しない。従って、
塔を上昇する蒸気は落下してくる液と向流接触するが、塔内のある部分では液相中を
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i
g
u
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cc
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l
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ga
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n
s
tH2
上昇してし、く状惣に近い場合も想定でき、このような流れの状態では液相の混合が激
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nc
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n:ー， s
t
ag
emodc
l;一一，
a
n
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log
ymodcl;
- -，
しいことが予怨される。本 1
7に示した拡散及びアナロジーモデルでは、被相の混合の
d
i
f
f
u
s
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nmodcl;0，
c
x
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c
n
t
a
lob
s
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r
v
a
t
i
o
n.
員三
響〈
軸方向の混合拡散)を考慮していな L、
。先に記述したように、通常の水あるい
は有機溶媒系の蒸留では、物質移動を蒸気相支配とすることに矛盾はない。しかしな
がら、深冷蒸留塔では
{
操作温度が-20K
であり蒸気相のモル密度がかなり大きく、液
1
8
2
1
8
3
将l
の物質移動 J
抵抗が燕拭何1
に比して必ずしも紙悦できない可能性も再定できなし、。拡
l
(
iと良く
散及びアナロジーモデルを用いて、微既成分の本到jについても実験 f
4
6 ・3 ・2 府内蒸気速度及び物悼の影響
放させ
J
I
I
qの混合拡散に閲するパラメータをくあるいは液相の物質移
るためには、上記の軸 J
第 5章で議論したように、 HETPはぷ気迎度にほとんど依 Hしないことが認めら
動祇 ttc に|則しても〉加えることも考慮する必'~があろう。一万ステージモデルでは、
れた。また、全還流操作下でステ
全開論段数 CHETP) というただ一つのパラメータにより実験値と良い一致をみる
塔内組成分布は蒸気流量〈蒸気速度)にほとんど依存しない。本節では、拡散及びア
ことができる。以上の結果は、多成分系を取り倣う深冷蒸留熔のシミュレーションに
ナロジーモデルによる計算結果を参与に、物質拶動速度の観点からこの現象を J
S察す
おけるステージモデルの有用性を明らかにするものである。
る。シミュレーションに用いた計算条件を Table6 3に示す。 Tablc6-
ジモデルによるシミュレーションを行なった助合、
第 5j'在で得た実験データのなかには、成分によって HETPが見なる場合がわず
3には、蒸気流量の変化に対し、拡散モデルにおける導管の数及びアナロジーモデル
かながら認められた。 Tablc6-2及び 6 3中の R
u
n2
は、その傾向が若しい一
例である。塔頂での H2
及び HDのモル分率の実験値とステージモデルによる計算値を
における気液有効接触面積、両パラメータを、培頂での組成が同じになるように決定
した値を示している。
ー
致させるためには、全理論段数は 1
8段必要である。塔頂での D2のそル分率は、 1
5段
及び HDに対するI!ETPと D2に対するIlETPが異な
日の蒸気組成と一致し、 H2
る結果を生じる。また R
u
n 2の例では、拡散あるいはアナロジーモデルとの I
I
r
t
t結果
Ta
b
l
c6-5 I
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pu
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su
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rs
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m
u
l
a
t
i
o
n
と比較的良い一致を示している。先に議論したように、深冷 {
f
.
:
留培内では液相の混合
が激しいことが F怨され、拡散あるいはアナロジーモデルによる実験値〈微泣成分の
挙動)との不一致の一つの要因と考えられた。その拡散あるいはアナロジーモデルと
比較的良い一致を示すという結果は、蒸留塔内の液流れの状態が、 HETPが分子種
u
n2
で
に対する依存性を持つことと凶述があることを示唆している。しかしながら、 R
代表される HETPの分子種依存性が生じる場合のデータが少なかったために、その
条件。~気速度の大きいあるいは小さい範囲で認められる等)を特定することはでき
なかった。あるいは、充填物兵面の漏れ特性に閲する履歴が影響していることも考え
、気波接触面積
、物質移動係数と
られる。理論段数 (HETP) というパラメータは
いう物質移動速度と密接な関係をもつが、塔内の流れの状態(流体混合〉とも関連す
るパラメータであると身えられる。塔内の液流れの状態が上記の履歴現象等により変
動するならば、第 5章の Fig. 5-7及び 5-9に示されている HETPの測定値
のパラつきの一つの要国にもなるであろう。
Bot
t
o
m
H2-HO-02s
y
s
t
c
m
020T
-T2s
y
s
t
e
m
Ca
s
e1
Ca
s
c2
C
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s
e3
4
H2:
1
.
93x10-3 H2
.93x10-3 02:
7.
21xl0:1
comp
o
s
J
tl
o
n
368
HO:
0.
368
HO:0.
0
2
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.
6
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02:0.
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2
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.
0
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0.
5
0.
5
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k
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2
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c
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Nt
17
17
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c
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7
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OT
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1
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T2:0.
8
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0
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5
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.
9
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.
0
80
1
7
12
5
.
7
7
Cal
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l
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i
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ran
a
l
o
g
ymo
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l
dp(mm)
a(m2
)
j
m3
5
.
0
360
5.
0
48
0
5
.
0
36
0
、 ωse 1
及び 2
に対する塔内組成分布を示したものである。拡散モ
Fig.6-5は
デル及びアナロジーモデル共に、蒸気流量の異なる c
a
s
e1
とωsc2
で塔内組成分布は
1
8
4
1
8
5
ほとんど一致している。また同じ培 J
底組成から計算を始めた場介、パラメータの {
I
(
(に
かかわらず、政終的な路間組成は異なるものの、F'ig. 6 5に示す組成分布の，fI
・
算線はほとんど重なることが認められた。塔内組成分布が蒸気流血の彰響をほとんど
受けないことは、物質移動速度を推算する計算手法からも示すことができる。
(4
. 19)式に本市で用いている記号及び気液接触面闘を導入すれば、 IIETP
は以下の式でぶすことができる。
HETP :π
πLT
て・及び
(Nt- 2)
ヲム恒一
BM-
Au-
一
4
-l一V
勿ゐハ HV-
N
第 4草及び 5T
，
'
i
:
で
は
、
ι
fllJ
一
一
υ
n
(yi
.
2 - YLNL〉
(6. 44)
(6.44)式中の N iaが蒸気流量に比例して増加することで、
HETPが蒸気流血に対して一定となるものと議論した。ここでは、伺 s
e1
及び2
の条
件で、さらに燕気流量を変えてアナロジーモデルによるシミュレーションを行ない、
~ iaの蒸気流量に対する依存性を検討する。 HETPが一定ならば、蒸気流なの変化
に対して、塔底組成から計算を始めて同じ塔頂組成を得る。よってアナロジーモデル
.
のパラメータである気液接触面積を、同じ塔頂組成を与えるように決定した。 F ig
6 6は、このようにして得た気液接触面積を蒸気流量に対して示したものである。
得られた値は、蒸気流量 Vの約1/3
乗に比例して増加している。
0
.
6
(6. 40)及び (6
.
42)式に示されているように、拡散流束は vの0
.
6
5乗に比例して助加する。気液接
触面積と物質拶動速度の積である Niaが蒸気流量にほぼ比例して琳加するならば、気
.3
5乗に比例することとなる。 Fig.6-6は、得られたパラ
液接触面積は vのO
乗に比例することを示しており、上記議論の妥当性が
メータ気液接触面積が vの約1/3
明らかとなった。馬田らのお実験式によれば、ラシヒリング等の充境物に対しては、
気液接触面積は塔内液流量の 1
/
3
乗に比例して増加する。本実験データで用いられてい
・
，
0
.
0
0
.
8
1
.
0
，
O
2
:
一
、 stage
Figurc6
5 Effcctofthevaporflowratconthcdistillationpath
modcl;
case1f
o
rd
i
f
f
u
s
i
o
nmodcl;A c
a
s
c2f
o
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i
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o
n
modcl;0，
case1f
o
ranalo;
gymodcl;
ム
， casc2foranalogy
mode.
l
i
x
o
nR
i
n
gに対しても、気液接触面積が vの 1
1
3乗に比例すると考えてよいであろう。
るD
Table6-4に示す c
a
s
e3
は
、 D2-D T-T2
系のシミュレ
ションを行なっ
たものである。表に示す計算条件は、 3つのモデルでほぼ同じ塔頂組成を与えるよう
に決定したものである。 H-D系と D-T系を比較した場合、気液接触而磁が物性の
影響を受けずほぽ等しければ、全理論段数 (HETP)も等しくなることがJeめられ
る。著占・
らが、 H-D系と D-T系で行なった蒸留実験では 2
3、系による HETPの
1
8
6
1
8
7
X
E
は dめられなかった。水ぷ[，1
;
位体の物性は、分子同 I
I
Uでかなり異なっている (例え
ば
、 T2
の表面張力は H2
のが1
2
.
5倍である 2
00 )
。しかしながら、著者らが行なったぷ
6 ・4 結言
罰実験結果及びここで得た計算結果から、気液接触 l商問が)J< ~I司位体分子鴎 IIU の物性
府流境界層理論から導かれる拡散モデル及び C
h
iJ
to
n-Colbumのアナロジから碍か
のJ
2の彫響を受けず、 1
IETPに対する物性の彫響があらわれないものと考えられる。
れるアナロジーモデルを用いて深冷蒸留培内の物 '
e
1
及び熱移動述 J
J
l
を1
1
t
:
}
)
:し、ステー
Jlの制点から H
ジモデルによるシミュレーション結果と比較することで、物質移動述 J
ETPの各積因子に対する依存性をより詳細に検 .
1
Jした。拡散モデルあるいはアナロ
ジーモデルにより実験怖を良くあらわすには、深冷蒸留椛内の液相の混合等に関する
パラメータの導入も ~'li置する必要があり、 HETP というただ一つのパラメータによ
り実験値と良く一致するステージモデルの有用性が明らかとなった。 HETPの分子
種に対する依存性が生じる実験データもわずかながら存在し、塔内の液流れの状態に
1
03
影響を受けていることが予想できた。深冷蒸個略内の波流れの状態の変化は、充填物
表面の濡れ特性の履歴現象に起因する可能性がある。この現象は、
﹀一
↑
E¥NE] 。。﹄ロ。
υωと凶
[同
がパラつきを示すーっの裏因になりうる。
HETPの7JlJ
I定i
l
{
(
HETPが蒸気流量に対し一定に保たれる
理由として、塔内の総指の物質移動速度〈物質拶動述度と気液接触面積の積〉が英気
疏孟にほぼ比例するという先の章の考察が、アナロジーモデルによる計算結果から明
らかとなった。
s
l
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1
3
2
1
0
1
01
1
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∞isunchangedagainstthevaporflowratc.
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STTT
使用記号
︾
シュミット数
2
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_
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m
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第 2ビリアル定数 (
m
/
m
o
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J
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m
o
l/
m
a
丸減妓触 l
而硝
(
m
)
U
明 H--A
2
(m /s)
多成分系における有効拡散係数
2
D，i j : 2成分系拡散係数 (
m
/
s
)
v
dp : 充出物と同じ表而献を持つ球の直径
f
: 摩隙係数
(
m
)
(
ー
〉
G : 質泣流民 (
k
g
/
m2
.
s
)
g
: 主力加速度
n)
(
m
/
s
H : 蒸気相のエンタルビー (
J
/
m
ol
)
h
h
液相のエンタルピー
tv
島z
熱伝述係数
(
J/
m
ol
)
2
(
J/
m
s
.K
)
.
k
ボルツマン定数 (
J/
K)
物質移動に関する jファクター
-Ed--EJ
気液苧衡比
hunu
K
J
(
ー
)
単位ぷ面積あたりの拡散流点
(
〉
・
(
m
o
l
/
m2
.
s
)
'va
MNN
﹄
，
。p p q
l
' . 導管円周の単位長さあたりの液流速
(
ー〉
(
う
気液界面における熱流束
臨界温度
(
K
)
ぷ気速度
(
m
/
s
)
液肢の表面における述度
臨界容積
(
m
/
m
ol
)
充出塔円周の単位長さあたりの蒸気流述
滅相でのそル分本
y
蒸気相でのモル分率
y
蒸気相での平均モル分率
Z
日さ
(
・
〉
(
う
(
〉
ー
(m)
εp
分子間の最低エネルギー
空隙率 (
・
)
κ
熱伝導度
μ
粘度
(
J
)
(
J/
m
.s
.K
)
(
k
g
/
m
.
s
)
衝突直径
(nm)
衝突積分
(
ー〉
(
m
o
l/
m
.
s
)
L
: 液相
m
: 混合物
o
:初期 M
.
(
J/
m2
s
)
R : 気体定数 (
P
a
.
m
/
m
ol
.K
)
Re : レイノルズ数
r
r
半径
添え字 (下付き)
(
ー)
(
m)
導管の半径
成分
(m)
s
1
9
0
(
m
ol/m
.
s
)
導管あるいは充抗培円周の単位長さあたりの蒸気流述
気液界面における法線方向速度 (
r
n
/s)
x
Q
(
m/
s
)
C
m
o
l
/
m2
.
s
)
(
P
a
)
プラントル数
(K)
添え字〈上付き)
単位J
:
:面積あたりの物質移動流束
圧力
(
K)
t~Vq! 胡;点
(
m
o
l
l
m
.s
)
(
g
/
m
o
l
)
全理論段数
vs
。
(
ー
)
充填塔円周の単位長さあたりの液流速
分子世
v
E
熱移動に関する jファクター
制度
sc
塔径
冒
し
(
J/
m
ol
.K)
比熱
uUV
P1
CDNNU
C
)
LUFlv
B
U
()
気減界面
1
9
1
(
m
ol
/
m
.
s)
第 7r
;
t 実脱伎深冷子3
4
m
L
J
Fの分離特性
引用文献
1.化学工学協会，:"化学工学便覧ヘ丸停， 1978;p
.6
3
8
.
7 ・1 緒言
2
.A
.[
t
oandK
.As
ano，:Chcm.E
n
g
.Sci
.
，
笠
， 1007(
1
9
8
2
)
.
3
.i
d
c
m，
:1
.Chcm.E
n
g
.J
a
p
a
n，l
i
，1
8
1(
1
9
8
1
)
.
核融合炉燃料サイクルの;.K;
i同位体分離システムのひとつの特徴として、第 I;
;
;
:
で
m
l
歪は 2-5 cm限度となる l
。
ano，:
J
.c
h
c
m
.E
n
g
.J
a
p
a
n，l
i
，
268(
1
9
8
2
)
.
4
.H
.Kosugca
n
dK
.As
記述したように、処理流庇が比較的小さいことから、
5
. 小'i'i:人慈，浅野康一， .化学工学論文集， 1
0，1(
1
9
8
4
)
.
従って、基礎実験に使用している蒸留培と比較して略?をにおいては遜色なく、スケ
ano，:
1
.Chcm.E
n
g
.J
a
p
a
n，立， 400(
1
9
8
4
)
.
6
.H
.KωugcandK
.As
ルアップが比較的容易であることが推察できる。しかしながら、充境高さについては、
ano，
:J
.Chcm.E
n
g
.J
a
p
a
n， 23，593(
1
9
9
的.
7
.H
.Kosugc，J
.M
a
t
s
u
d
a
i
r
a，K
.AokiandK
.As
実規悦蒸留塔では 4-5mに述し、充填高さ 50cmの塔によって得た基礎データの適用性
8
.H
.Kosuge，1
.M
a
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s
u
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a
i
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aa
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dK
.As
ano，:
J
.Chem.E
n
g
.J
a
p
a
n， 24，455(
1
9
9
1
)
.
を検証しなければならない。核融合炉の燃料ガ.
スft'i製・循環システムにおける水京同
9
. 疋田町夫，前田道宏，梅村実， .化学工学， 28，214(
1
9
6
4
)
.
位体分離システムの最終日棋である、高純度 D;;、 T2を得、 T を含まない Hを除去す
!
h，:化学工学論文集，.2， 509(1983).
1
0
.佐雌恒之，米本年邦，只木材'
ることの実証も必要となる。米国ロスアラモス研究所 (LANL) の T S T八〈
11.佐藤恒之，堤英伸，米本年邦，只木出力， .化学工学論文集， 1
1
.574(1985).
T
r
i
t
i
u
mSystemsT
e
s
tAs
scmbly) は
、 4本の実規岐深冷ぷ留塔から構成される水点同位
，:
"Cryogen
i
cHydrogenD
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g
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l
lEnergyヘ
1
2
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.C
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o
u
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体分離システムを中心に、核融合炉燃料ガス精製・循環システムを模擁した現在世界
LawrcnccL
ivermoreN
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i
o
n
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o
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o
r
yR
c
p
o
r
t，UCRL-52628，L
i
vermore，CaJi
f
.94550
，
で唯一の実証試験施設である。この L A NLの T S T Aに若者が派遣され、深冷蒸留
1979;p
.1
3
.
実験の計画、実施、結果の整理・解析を中心になって行なった。
1
3
.J
.O.H
i
r
s
c
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f
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，
.
l :OlCm.Rcviews
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ま
， 222(
1
9
4
9
)
.
1
4
.H.M.Roder
，G.E
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J
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sTechn
i
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lN
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"，
6
4
11973;p
.8
7
.
1
5
.J
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i
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f
e
l
d
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re
ta
，
.
l :Chcm.Reviews
，坐， 205(
1
9
4
9
)
.
本章では、上記深冷蒸留実験の結果を記述す。
る
。 4本の塔のうち単塔及び 2塔カス
ケードを用いた分離特性実験と、 4塔カスケードによる II-D-T系 6成分の分離実
証試験を通じて得た実規模蒸留培の分離特性を i
議論するとともに、基礎実験データと
の比較から、深冷蒸留塔のスケールアップに関する問題も検討する。
1
6
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J.αcm.P
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.，笠， 517(
1
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0
)
.
1
7
.A.Eucken，:F
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1
9
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0
)
.
1
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g
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em.，42，1508(
1
9
5
0
)
.
1
9
.佐藤一雄
， .化学工学， 1
8，
266(
1
9
5
4
)
.
2
0
.H.M.Roder，G
.E
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Jds
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.D.McCartyandP
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d
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sT
c
c
h
n
i
c
a
lN
o
t
e
"，
6411973;p
.4
6
.
21.化学工学協会，:"化学工学プロブラミング演習"，培風館， 1976;p
.181
.
2
2
.J
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.B
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同J
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t，R
.H.Shemlana
n
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.A
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u
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z，:Cηogeniα， 1
9，275(
1
9
7
9
)
.
2
3
.T
.Yamani
shie
ta
J
.
， :F
u
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i
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nTcchnology， 1
4，489(
1
9
8
8
)
.
2
4
.W.R
.W
i
l
k
e
s
，
:CONF-75-0989，
p
.IV 266(
1
9
7
6
)
.
四
お.馬田次郎，篠原久，梼原元， .化学工学， 27，978(
1
9
6
3
)
.
1
9
2
1
9
3
1
1j
屯体分離システムは、 Pig.I-4に不すように 4本の深冷媒 w
f除から附 I
J
Xさ
7 ・2 米l
司ロスアラモス研究所における深冷蒸留システム
れており、プラズマから排出される水素同 f
'
L体ガス 1
5m
ol/h(
I
I
.
D
:
T'
I
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I
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.
1
9.5¥
:
L^~L の TST 八は、織料ガス制型システムと Jj( j特同{立体分離システムを中心に、
0m
o
l/
h(
I:
D
:
T
4
9
.5
")及び中性枇子入射笈位から送られてくる水ぷ同位体ガス 1
分析系、移送ポンプ系、不純物橋加系、廃ガス処理系等から構成されている 2
。システ
1. 5九 :98~:0. 5九〉を処理するように設計している。核融合実験炉~.ll慌では、プラズマか
C
I
1
4
.乃)を添加した水ぷ同
ム全体の慨念情成を、 Pig.7-1に示した。不純物 (
ら割引 B
される水ぷ同位体ガスは約 1
0
0附t/hと f
i
U
1
Jされており 3、1'S1'八の処J1
!
j流誌
位体ガスは、移送ポンプにより燃料精製システムに送られる。燃料的製システムは、
.6f~ である。しかしながら、実験炉段階では述続ではなく断続的運転となること
のがJ
不純物を除去するための低温吸着ベッド(モレキュラーシーブを充出し、液体空ぷ温
から、その燃料ガス柿製・循環システムの水素同位体分離システムは1'ST八程度の
度で運転される。)と、トリチウム化メタン等を還元してトリチウムを i
回収する高温
規模となる。
ウランベドから榊成されている l
。不純物を除去した水素同位体ガスは同位体分離シス
及
テムへ送られる。同位体分離システムでは、核融合炉燃料にとって不純物となる He
びH (
11
2
及ひQIOの分子形となる。
〉を除去して廃ガス処理系に送ると共に、日純度
きのウランベッドを設置し
た
。 4本の深冷蒸留培に水素同位体を供給するために、 5J
02、1'2
を製品として取り出す。
ている。 C
o
1u
m
n(1)培頂からCo1
u
m
n(
2
)へのフィード供給は修送ポンプにより行なわ
Fig.7-2に
、 TSTAの水素同位体分。離システムのより汀釧な流路同を示し
れるが、Col
u
m
n (l)からCol
u
mn(
3
)、Col
u
m
n (わからCol
u
m
n(
4)
へのフィ
ド供給用
'
a
nHd
主な仕慌を iable7-1に示した l
。充填高さは 3
.
2
4
.
1m、培内筏は 19-38m
m
μ
明
2u-
・-
a
h
Fゐ‘パ M
門M 2 M
ゐ
Lmu
s
b
には捗送ポンプがなく、蒸留塔聞の圧力差でフィードが供給される。 4本の蒸留塔の
であり、充刷物には 4
.
4m
m
の HeliP
a
kを共通して用いている。各共有f
l
mには、フィー
ド及び塔頂、塔底の製品抜き出し配管、 2-4箇所のサンプリング配行をぷほしてい
る。各塔のフィード位置は、 Table7-1に示している。
蒸留搭の基本的構造は、第
5章で記述した H-O-T系分離実験装ほと同一である。
4本の蒸留塔は断熱のために真空容器内に設置されており、断熱材で培外面を覆うと
共に、周囲に液体窒素糟を配置している。凝縮~には、外面に冷媒ヘリウム配管を巻
D
つけ銀鎌づけしてある。また内部には銅製のフィンを取付け、{去熱而磁を大きくして
いる。 Table7-1にあるように、充填部容積が実験室規悦の蒸留培と比較して
F
u
e
lM
i
x
i
n
g&
l
器
はるかに大きいものの、凝縮器容積は塔全体の容積のなお -1/2を占めている。再i?l
Pum
ド
p
l
n
吋g
BO+3Be
A
¥
は、シースヒータを巻きつけ銀鎌づけした構造である。トリチウム政:1¥事故咋を想、定
した場合、蒸留培内のトリチウムインベントリーは極力少ない万が噌ましい。また、
l
早l
r
i
t
y
蒸留塔への初期送荷トリチウム量を減らす観点からも、トリチウムインベントリーが
少ない方が望ましい。塔内のトリチウムインベントリーを減らすには、再説~(.fi液 1立を
O
f
f
L
o
a
d
減らすことが有効である。再沸器の液量を制御するためにその液深を測定する必要が
あるが、水素同位体の液密度が小さいことから、測定値に対する液 l
面の揺れて事の誤差
を少なくするにはある程度の液深が必要である。再演~Qi液1itを減らし、かつある程度
F
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g
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c7-1 Mainpr
o
c
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u
c
ll
o
o
pa
tTST
A
.
の液深を得るという 2 つの条件を満たすために、再t;ll~t持.ii1を内側が空洞の 2ifí 円筒
型としている。
1
9
4
1
95
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a
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-凶日門
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25
31
2.
J
S-316)
H
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S1
4.
4x4
.
4x2
.
3mm
1
.95
G
2
Q
2
Column
{
i
}
実験室規模の蒸留塔では、塔全体を常温から :
2
0Kまで冷却するために、ヘリウムガ
スを充填して塔内を循環させ冷却する、あるいは、水ポを供給し、液化した Jk.R~ が再
び蒸発するときに奪う蒸発潜熱で冷却するという方法を採用した。実規模ぷ問塔では、
-4mの充填部をより効果的に冷却するために、以下の }j法を用いている。充I
良部に直
接ヘリウム配管を巻きつけるのは、充填部の径が 2
-5cmと細いために、技術上梧めて
困難である。そこで、充填部と平行にかつ接触するように冷媒ヘリウム配管を設置し、
その上に銅線を巻つけ銀鎖つ.けしている。
蒸留塔各部の温度測定には白金測温抵抗体を、圧力、充填部の圧力損失及び再明;総
ω
M
の波探測定のために静電容量式圧力計を、流 n
t
i
J
!IJ定には質量流量計を使用している。
t
.
t
.
.
塔内蒸気流量は、再調;器ヒータの出力と、再沸 i
器に存在する水素同位体混合液の蒸発
6
'
0
潜熱から求めた。
1
9
6
Column
1
9
7
ータに〈略頂流吐及び再沸 2
3ヒタI
J
l)J を変える ~ )分離特性を I
l
t
J
定した。また、還
7 ・3 実験下法
流比のステップ変化に対する
mの動特性測定を行なった。
7 ・3 ・ 1 r
l
!
1
;
a
実
験
'
1塔実験は、
Fig.7-2に/r-す 4本の蒸留塔のうち先頭のCol
um
n(1
)
を用いて、
全沼流操作及び辿続燥作〈塔頂及び椛底から製品を抜き出して再びフィ
ドとして供
給する。〉で行なった。全還流機作においては、 C
o
lu
m
n (1)の塔頂及び併底に設置さ
7 ・3 ・2 2塔カスケード実験
c
olumn(4)の出口
o
l
u
m
n (3)及び
れている流量調節弁を出来るかぎり閉じると共に、 C
o
l
u
m
n(1)の培頂及び塔底流路を仕切ることと
に設置されている仕切弁で、最終的に C
2塔カスケ
ド実験は、Col
u
m
n(1)及びCol
u
n
:
n(3)を用いて行なった。カスケ
ド
した。連続操作では、 C
o
l
u
m
n (1)の略頂流と塔底流はそれぞれC
o
l
u
m
n(
2
)、(
4)
及び
構成は Fig.5-5と同ーとなる。 C
o
l
u
m
n (1
)
の塔頂流は、 C
o
l
u
m
n(
2
)、Co
l
u
mn
u
m
n (3)を流通して合流し、常温で操作される同位体平衡器を通った後に C
o
l
u
m
n
Col
(
4
)を通過後再びフィードとして循環する。単格実験と同様に、{史
(1)のフィードとして供給される。従って、フィード流は同位体平衡組成となっている。
及びCol
u
m
n(
4
)には冷媒ヘリウムガスを供給せず、液体窒素温度に保った。カスケ
mしないColumn(2)
c
olumn(1)のみを実験で使用するために、他の 3本の培には冷媒ヘリウムガスを供給
ドの分離特性は、両塔の還流比をパラメータに測定を行なった。カスケードにウラン
せず、液体窒素温度に保った。
ベッドから供給した水素同位体ガスは 3
5m
o
lであり、その組成は、
蒸留実験ほ、 1
1 D系及び D T 系で行なった。 H - D 系の実験では、 H:D = 50先 :50~
H
:D
:T
:
1
1
.5~: 7
6
¥:
の組成のガスを、常温で操作する同位体平衡器を通してシリンダーより外部から供給
l
2
.
5
おであづた。トリチウム量は 2
6gとなる。C
o
l
u
m
n(1)の塔底からCol
u
m
n(
2
)に供給
、 D T、 T2
でほとんどIlを合まないことから、
するフィード流中の分子種は D2
した。 D-T系の実験では、ウランベッドに既に貯蔵されている D-Tガスを、ベッ
u
m
n(
3
)に閲しては、 D-T系の蒸留を行なうことになる。
C
ol
ドを昇温して陪に供給した。供給した水素同位体ガス量は 2
0
.1m
o
lであり、その組成
:
D
:
T
=
O
.59~:52. 52お :46.89~ であった。トリチウム監は約 56 gとなる。
はH
実験手順は、単塔実験と伺犠である。塔及び点空容器を排気後、液体窒素の供給と
ヘリウム冷凍機の運転を開始する。塔が -20Kに冷却されたならば H-D-Tガスを
実験手順は以下である。真空容総及び塔をlO-lP
aにまで排気し、液体窒素の供給と
供給する。両塔の再沸器に所定の液量を得た後、流量を調節してカスケード操作を開
ヘリウム冷凍機の運転を開始する。凝縮器及び充岐部が -20Kまで冷却されたならば、
始する。流量が安定した後、再沸器ヒータの加熱を開始し、還流比をパラメータに定
I
I-Dガスあるいは D-Tガスを供給する。凝縮器及び充填部で液化した水素同位体
常状態での塔内組成分布を測定した。
が再沸器に落下し所定の液量を得た時点でヒータの加熱を開始し、全還流操作で蒸留
実験を開始する。ヘリウム冷凍機の運転開始後、再沸器に所定の液量を得るまでに約
8時間を要した。第 5章で記述したように、実験室規肢の蒸留塔では、蒸留実験開始
前にフラッディングを生じさせることで充填部を再調;器内の液で満たし、プレフラッ
ディングの効果を得ていた。実規慌蒸留塔では、充I
良部容積が再i*:器と比較してずっ
と大きいために、上記の方法を取ることができなし、。しかしながら、塔に供給した水
貨物表面を漏らしプレフラッデイングに近い
素同位体が充填部で液化するために、充1
効果は得られていると身えることができる。全還流操作下で塔が定常到述後〈約 2時
間を要した。)、すべてのサンプリング箇所からサンプルを抜き出し、ガスクロマト
グラフにより分析する。その後、再梯器ヒータ出力を増加させて培内蒸気速度を大き
くし、塔が定常到述後組成分布を測定する。以上のー述の全還流実験が終了後、連続
操作に流路を投定し、蒸留実験を続行した。連続惜作下での実験は、還流比をパラメ
1
9
8
1
9
9
7 ・4 解析手法
7 ・3・3 'I熔カスケード実験
4塔を述結したカスケード実験は、 TSTAのすべての装 i
置を稼働して行なうシス
7・4・1 HETPの決定法
テム全体の実証試験のなかで行なった。以下に試験の概略を記す 4
.
5
.
6
0
初めに、蒸南塔、真空容誌を排気後、液体宝来の供給とヘリウム冷凍機の述転を I
J
H
(1)全還流操作
始する。次にウランベッドを昇温し、システムに水素同位体ガスを供給する。ウラン
HETPの正確な定量的評価を行なうためには、第 5i;iで記述したように、水ぷ 1
.
1
)
ベッドからの水京同位体供給が終了後、さらにトリチウムガスをシリンダーから系内
位体系の非理想性、熱収支を考慮した解析モデノ￨レを用いる必要がある。.
.
.
.
.
.
.
4
mの充J
点f
1
五
に供給した。最終的に、システムに供給した水素同位体最は 7
8
.5m
ol
で‘あり、その組
成は H
:
D
:
T=
7
.同 :
6
9
.
6
%
:
2
3
.
3
認であった。トリチウム量は 1
0
9g
である。蒸留培に水素同
さを持つ実規模深冷蒸留搭では、塔頂あるいは塔底での微量成分の検出ができず〈
ト
、 D2
等の分析￨限界は
、 1
0
0
.
.
.
.
.
.
.
5
0
0p
p
mであり、塔頂あ
リチウムを含まない分子種
、 H2
位体ガスを供給している問、燃料ガス材製システムの低温吸着塔に液体窒素を供給し、
るいは塔底では検出不可能となる。)、塔頂及び塔底での実験値と一致するように全
さらに液体窒素温度ではモレキュラーシーブがある程度の水素同位体を吸着すること
より、 H2
ガスを供給して水素同位体に対して飽和状態にした。
理論段数を決定するという通常の方法を取ることができなかった。そこで、以下の方
4本の培の再沸器に所定の液量を得た後、各々の塔を連結し流量を設定する。流量
プリングポイント及び塔頂より 5
0c
mの位置にあるサンプリングポイン卜から抜き出し
法で HETPを決定した。今、充填高さ 4m
f
こ対し、塔底より 5
0c
mの位置にあるサン
が安定した後、再沸器ヒータの加熱を開始する。以上の操作で深冷蒸留塔カスケード
たガスについては、微量成分の検出が可能であったものとする。この 2簡所のサンプ
が稼働したならば、燃料ガス精製システムとの連結を開始する。水素同位体ガスの流
リングポイントでの実験値から、塔中央部 3mに対応する理論段数を決定することがで
れは、深冷蒸留塔カスケード令
司移送ポンプ系→燃料ガス精製システム →深冷蒸留塔カ
0段であれば、他の部分でも HETPの値が一定であると仮定
きる。もし、その値が6
スケードとなり、循環ループが形成される。循環ループが形成されたならば、深冷蒸
H4
留塔カスケード下流に、不純物 (
N
2
.C
)を添加する。添加した不純物は、燃料ガス
0段と決定することができる。 HETPの決
することにより、塔の持つ全理論段数を 8
精製システムで除去され、水素同位体ガスのみが〈トリチウム崩壊に伴なう若干の He
考慮、しない簡単化モデルを用い、 HETPの定性的特性を中心に議論する。本実験で
を含む。)深冷蒸留塔カスケードに送られる。以上一連の操作により、 TSTAシス
は、Col
u
m
n(1)による単塔実験及びCo1
u
m
n(
1
)
、
， (
3
)による 2塔カスケード実験で H E
テム全体の循環ループが形成されたる。この循環ループを保持し、 6 日間連続してシ
TPを測定したため、Col
u
m
n(
2
)において重要となる微量のトリチウム (HT) に注
ステム全体の実証試験を行なった。
目する必要はなし、。また、 2塔カスケード実験で使用した水素同位体ガス中のトリチ
6日間の述続運転のなかで、トリチウム崩壊によって生成した 3He
及び核融合炉燃
及び HDの分子種として) C
o1
u
m
n(
2
)塔頂から断続的に抜
料としての不純物 Hを (H2
.
.
.
.
.
.
l
2
%であったことから、トリチウム濃度が 1
0側近くなり崩壊熱が問題とな
ウム濃度が.
き出し除去した。除去した 3He
及び Hの積算量は、 3He
が0
.
1
6m
o
1、 Hが1.7
8m
o
1で
簡単化モデルを用いても、両パラメータを考慮、したモデルと比較して、同様の計算結
.5
1m
o
1であった。系
あった。また、 HDの分子形で Hと共に除去された Dの量は、 O
.
.
.
.
.
.
5段少なくなる程度である。つまり HETPの値としては 5
.
.
.
果を与える理論段数が.
:
D
:
T=
日:
7
1お:2
4犯となった。また、試験の最
のインベントリーの組成は、最終的に、 H
飢程度の差となり、上記簡単化モデルを用いても定性的議論には充分であり、定量的
u
m
n(
3
)
の塔底より、 1
2gの高純度トリチウムを取り出した。
後に、Col
考察にもある程度耐えうるものと考えられる。
定法にこのような不確定性を持つため、本章では、水素同位体の非理想性、熱収支を
る条件にもない。従って、本実験条件に対しては、非理想性及び熱収支を考慮、しない
定常状態における各段での物質収支から、
(5
. 1
)
"
"
'
"(5. 3)及び (5
. 1
7)式の基礎式を得る。塔内組成分布は、上記基礎式を逐次段計算法 7で解くことによ
り求めることができる。
2
0
0
2
0
1
7 ・4 ・2 動特性解析
(2)辿続操作
述続倣作における基舵式は、)}<.R;阿佐体の Jド理 ~.n性及び熱収支を考慮しない場合、
(5
. 8)式で与えられる。従って、 (5
. 8)式をトリダイアゴナル法 8
で解くこと
!
?内総成分布を得、
でb
IIETPを決定することができる。ところが.i1i続操作において
IIETPの決定と同慌に、格あるいは培カスケ
ドの J
正本的な動的冷却Jを
f
!
I
ること
をíI的とし、J}<;居間位体系の比理組性及び熱収文を ~l~ しない簡単化モデルを川いる
も、ガスクロマトグラフの分析限界から、培頂流及び~庇流中のトリチウムを合まな
こととする。また、府全体の波ホールドアップが大きいために、凝縮総の f
匹以ホ
い分子刊の微量成分を検出できなかった。塔の全理論段数が8
0段近くある場合、
ドアップの寄与は低下する。従って、凝縮誌のぷ公ホ
(5
.
8)式を解いて得られる培頂流及び路底流中の主成分濃度は、全理論段数を :
t5
段程度
変化させても大きな影響は受けない〈もちろん、微量成分は大きく変化する。〉。す
ル
ルドアップも無現できるもの
とした。各段での物質収支をとれば、 (5.13)- (5.17)式をえる。ただし、
(5
. 13)式において、 Hv
l=0である。
なわち、全理論段数を、 7
5段あるいは 8
5段としても、実験誤z!範囲内で、主成分に関
する実験 f
l
t
lと計算値は一致し、
HETPを決定することができない。一方、培頂ある
いは培底での全成分の濃度が与えられば、
T
a
b
l
c7-2 V
a
r
i
a
t
i
o
no
fe
x
p
e
r
i
m
c
n
t
a
lc
o
n
d
i
t
i
o
n
s
(5
. 8) 式は逐次段計算法で解くことが
でき、その場合、実験値と最も良く一致する全理論段数を一意的に決定することがで
きる。そこで、以下の手順で HETPの決定を行なった。
(1)全理論段数及びフィ
ド段を仮定し、
(5
. 8)式をトリダイアゴナル法で解
く。
Ou
t
p
u
to
fr
c
b
o
i
l
c
r
h
c
a
t
c
r(W)
Flowr
a
t
c Top
/
h
) Bottom
(mo
l
Le
a
dcolumn
Secondcolumn
20
→ 20
→2
.
6
7
.
9
1
4
.
5→ 2.
4
23
→1
8
1
2
.
0
→1.3
2
.
5→1.1
(2)微量成分については(1)で得た計算値を、主成分については実験値を用い、
実験では、還流比のステップ変化に対し動特性を測定した。 F ig. 7 3は
、 2
逐次段計算で (5. 8) 式を解く。
(3)全理論段数及びフィード段を、実験値と最も良く一致するように決定する。
塔カスケード操作において、 Table7-2に示す迎流比のステップ変化を行なっ
(4)得られた全理論段数とフィード段により、
た時の塔の圧力及び再沸器液深の変化を示したものである。還流比のステップ変化に
(5
. 8) 式を再びトリダイアゴナ
対し再梯器液量も変化しており、また、その応答は速く数分で定常値に述することが
ル法で解く。
(5)以上 (1)~(4) を逐次段計算法とトリダイゴナル法で、全理論段数とフィ
ード段が一致するまで繰り返し、
HETPを決定する。
:
tで記述した実験室規肢の蒸留培を用いた実験では、スタ
示されている。第 5i
ト
アップ時の動特性変化を測定したが、再沸器滋~i立の変化はほとんど認められなかった。
実規模蒸留塔では、充填高さが大きいために、充岐部の液ホールドアップが再沸掠液
良部の液ホールドアップのわずかな変化でも、再沸掠液
晶よりもはるかに大きい。充i
:L1の明確な変化として現われた。動特性解析モデルでは、蒸留塔各部の波ホ
ルド
アップが一定であるとの仮定を用いており、F' ig.7-3に示す液ホールドアップ
の変化を考慮することができなし、。そこで、以下の仮定により、近似的に液ホ
ルド
アップの変化を考慮することを試みた。
(1)液ホールドアップの変化は組成分布の変化に対して迅速であり、還流比のス
テップ変化に対応して液ホールドアップもステップ変化するとみなすことができる。
(2)再沸器の液ホールドアップの変化量だけ¥光協部各段の液ホールドアップがス
テップ状に均一に変化する。例えば、再沸 l
*のj
庇ホールドアップが 2m
o
l
l
羽)
1
[1した場合、
充出部の理論段数が 8
2段ならば、各段から O
.
0
2
!
5m
o
lずつ再沸器に液が落下してきたも
のと仮定する。
2
0
2
2
0
3
n段目まで繰り返せば、格内の液ホールドアップがステップ変化した後の i
l
l
J
点分布を
a
7
5m
ol(
2・O
.0
2
5m
ol
)上昇してくるものとし、 n-2段日の液組成
の組成の液がl.9
ω.0
.
.
.
回
同
ー
、
E
む
↑
一
寸.
0
E280
肉
、 Pロ
￡
42
。志一口8 ∞
ω窃2 2 2診ωE
2225ωE ↑回。
zυ 仏
﹄。。zguSロ巴怠ニ。 υ∞g
ω窃5M2E 8
EMコロ出ちω∞ロ何回方向凶
ロ∞一切孟ド .2E 82ζ 。
的
。
一一
コ
一
コ
EE
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m
w﹀ω一
戸括的。﹄コ切回日仏﹄。ロ。2
﹀一
U
2
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2M
H
5
2
ω ω
M。巴ω一
一
。
門
戸ω
∞.0
を時計算する。これを、 n- 1段白から 2段目まで繰り返せば、塔内組成分布を再計
算することができる。以上再計算して得た組成分布を初期値とし、ステップ変化後の
各部の液ホールドアップの値を用いて、動特性解析を行なうことができる。
コ
∞
一
何
回
υ﹄
門lト
匂"
のとし、 n-1段目の液組成を再計算する。 n-2段目には、再三￨
併した n-1段日
(
)
二
4
一
Y
J
l'
/
/
﹀
ど¥
b
し・三、
コ
-
o
3
ふJ
u
n
s
s
a
J
d
(O
d~ ) e
αコ
o
lの械が上昇してくるも
方法で組成分布を再計算した
。 n- 1 段目に、 l耳沸~から 2 m
」
二
二
・
lI Ji --J
﹀
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ーー
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C
一
一
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一
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、て
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的
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、
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、
く
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¥
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﹀
11111111
N
0.
O
o
求めることができる。再 ~l 掠の液ホールドアップが逆に 2 m
o
l減少した場合は、以下の
一
0.寸
ω
0.
cm)
Li
qu
id l
e
v
eli
nr
e
b
o
il
e
r(
。o
この場合、塔内の組成分布を以下の方法で再計算した。第 3段目に第 2段目から
O
.0
2
5m
o
lの液が落下するものとし、第 3段目の液組成を再計算する。第 3段目からは、
.
0
5m
o
1(
0
.
0
2
5m
o
l
x
2)4段目に落下する。これを 3段目から
再計算した組成の液が 0
2
0
4
2
0
5
1
03
7・5 測定事.'i*及び身察
~胤模蒸伺培の分離特性は、 Column (1)を用いた '
I
l
.
m
実験で測定を行なった。また、
2略カスケ
タもあわせて示している。圧力損失は、蒸気速度の
1
.5乗に比例して地加した。 H 0 系、 O - T 系 J~Iこ、連続操作での圧力損失が大き
ド流の影響を受け、圧力損失が大きくなったも
のと考えられる。また、連続操作下では、 H - O系及び O - T系で測定した圧力損失
に差が認められず、水素同位体の物性の差の影響は無視できる。Column (
1
)
と ωlumn
，
)
:
/
/p
/0
ao ﹂℃ ω ﹂コ的的ω﹄止
O-T系で測定したColumn (L)の圧力担失を示したものである。 2培カスケード操作
くなっている。椛内の液流れがフィ
f
・
￠
( O止 )
Fig. 7 4は、単塔実験(全還流操作及び述紋煉作)において、I1-0系及び
下で測定した Column (3)のデ
・
6
7・5・ 1 培内圧)J損失及び液ホルドップ
4
o
8
ド実験においては、Column(3)の分離特性を測定した。
•
ム Column(
1
)TOl
a
lr
e
f
l
u
x(H-O)
Column(
1
)T
O
l
a
lr
e
c
y
c
l
c(
1
1
0
)
A Column(
1
)T
O
l
a
lr
e
f
l
u
x(0T)
Column(
りT
O
l
a
lr
c
c
y
c
l
e(0T)
口 Column(3)TOlalrecycle(D-T)
aロ
4
ダ
弓
'
o
/
(
3
)の比較では、Column (
3
)の充域同さが約2
0
"小さいものの、ほぽ同じ圧力損失の値
，
)
:
/
を得た。先に記述したように、述絞操作では、フィード流の影響により圧力損失が大
，
)
:
/
2
きくなる。このフィード流の影響は、内径の小さい培においてより顕著であろう。
Column (3)の路内径がColumn (l)よりも若干小さいためにフィード流の影響をより強
，
)
:
/
く受け、充填高さカ<
2
0
"
小さいにもかかわらず、圧力損失の値がほぼ同じになったと考
えられる。図に示されているように、 H-D系により全還流操作下で測定した圧力損
3cm/s付
失のみ、他の場合と比較しでかなり小さくなっている。また、蒸気速度が-1
，
)
:
/
4
内
﹃﹃一
v
圧力損失の測定値に関して、上記の現象は認められなかった。実験データに限りがあ
a
-
して行ない、その後連続実験を行なった。 O-T系の実験も同様の手順で行なったが、
n
v
近で圧力損失が急激に大きくなっている。全還流実験は、蒸気速度をしだいに大きく
4
6 7 B 91
0
V
a
p
o
rv
e
l
o
c
i
t
y (cm/5)
5
1
5
り
、 H-D系全還流操作において小さな圧力損失を得た原因は明確ではなし、。
、 Column (1)の充境部液ホールドアップを示している。図に示す
F ig. 7- 5は
Figure7
-4Relationbetwcenpressuredropacrosscolumnsandvaporvelocity.
充填部の液ホールドアップは、以下の式で求めたものである。
凝縮器の液ホールドアップは、第 5章の実験結果より、空塔体積のおとした。充填部
〈充填部の液ホールドアップ) = (塔に供給した量〉ー(再沸器の液量〉一
の液ホールドアップが 1
0molの場合、 H - O系では、空塔体積の約 1
0
、
気 O - T系では、
貞郎の液ホールドアップは空培体磁の
約拘程度となる。従って、充I
(信の蒸気ホールドアップ〉ー(凝縮器の液ホールドアップ)•
(7. 1)
1
0
1
6
犯である。ま
た、蒸気速度の増加に伴なってゆるやかに劫加している。*~同{立体の液密度が小さ
いために、蒸気速度が小さい条件でもホールドアップの減少が少なく、蒸気述度に対
する依存性が小さくなっている。本実験で得た;液ホールドアップの l
i
f
[
は
、 Shermanら
、純 1
1
2、 02によりColumn (l)の液ホールドアップを測定した予備実験結果とほぼ
が9
2
0
6
2
0
7
直がやや大きくなってい
一致する。全還流操作と連続悌作の比較では、述続慌作での 1
る。また、液悦 j
丘、表而張力等物性が:尽なるものの、 1
1-0系と
l
o T系の i
1
l
j
定価に
有底な差は i
認められない。以上の実験結果は、連続操作下での圧 )
JU!失が火きく、トi
D系と o T 系で圧力損失に~がなかったことと一致する。 H
7・5・2 HETPに彫響をうえる閃子
D系の全還流操作
における圧力損失は他の場合と比較して小さかったが、液ホールドアップには有意な
F ig. 7 6は
、 C
o
l
u
m
n(1)の巾培運転〈全還流煉作及び述紋隙作)において、
H-D系及び D-T系で測定した IIETPの怖を示している 2熔カスケード出作ド
で得たCol
u
m
n(3)の HETPの測定値も併せて不した。
庄がみられなし、。 H-D系全還流操作での小さな圧力損失は、液ホールドアップと直
接的な関係を持っていないようである。
l
C
o
l
u
m
n(
1
)T
o
t
a
lr
e
f
l
u
x(
H
O
)
oColumn(1)Totalrecycle(H-O)
企 C
o
l
u
m
n(
1
)T
o
t
a
lr
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l
u
x(
0η
• C
o
l
u
m
n(
1
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lr
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y
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l
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口 Column(3)T
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l
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A
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T
P
.
Vapor v
el
o
c
i↑y (cm/s)
測定値は 4
6c
mであり、連続操作の HETPが、全還流操作の場合よりも若干大きく
F
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o
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L
o
c
i
ty
.
なっている。述続操作の液ホールドアップは全還流操作と比較してやや大きく、気液
接触面積が榊加するように思われるが、フィード流による液流れの乱れの影響がより
支配的であり、 HETPが大きくなっていると身えられる。 H-D系と D-T系、ま
た
、 C
o
l
u
m
n(1)とCol
u
m
n(3)で差は認められなし、。蒸気速度に対してはほとんど一定
であるが、わずかに蒸気速度に伴なって増加する傾向を示している。 B
ar
t
Ji
lらの 1
0、
1
.8m
mのlIe1
i
P
a
kを用いた実験室規慌の蒸留培による HETPの測定値は 5
:
t0
.5c
mで
あり
、蒸気速度に対する依存性は認められなかった。彼らの報告には HETPの決定
2
0
8
2
0
9
i.tが明記されていないが、本文験条件では、 *~ r司似体系の 41:JlR氾tfl: 、熱収えの号 l恨
mいた実胤
の訂版による HET Pの kは 6
¥
f
'
I
U
主である。従って、 4
.4m
mのI
cl
lP
a
kを
悦ぶ f
f
lt
)
，
)による HETPのm
'
J
定例と、l.8m
m
のI
I
c1
iP
a
kをJ
T
H、た実験室焼慌のみ
m*
で得た IIETPは、ほぽ!，]
iじであると結論できる。 HETPに関しては、実験室脱出
棋倒*(
充出荷さ .
.
.
.
.
.
.
5
0c
m、内径 1
.
.
.
.
.
.
.
2c
m
) で得たデ
のf
，
タを、実説模:集部培(光 Jj~ f
G
さ.
.
.
.
.
.
4
m
、内径 2
.
.
.
.
.
.
.
3c
m
) に対して適用可能である。実験室組肢の蒸留培では、 1
IET
412
Pに燕気述度依存性が認められなかった。この要因として、 (4. 19)式に不すよ
:
ム
ふ
:
:
:
:
r
:
:
:
:
=
=
=
=
r
O
うに、物質移動速度が蒸気流虫に比例して増加することで 1
1ETPが一定となってい
全域にわたって均一に液が分散することは困難である。そのため、物質移動述度が蒸
0c
m(5c
m
x(1
02
)
) の位置の蒸気組成となる。実験値は、図に
気組成は、塔頂から 4
Table7-3に示した。実験他と計算線はほぼ一致しており、塔内での 1
1ETP
を均一であると仮定することが、実験誤差範囲内で妥当であることが判明した。
﹄﹄↑
Col
u
m
nN
o
.
O
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(
1
)
(
1
)
(
1
)
(
4
)
D-T
9
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3
H-D
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1
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-226.1
0
EOZ02 EO
示す位置から抜き出したサンプルガスの組成を示している。実験条件及び計算条件は
ー一合ーー
内
ζ
m
の場合、 1
0段目を去る蒸
さに対応するように描いている。すなわち、 HETPが5c
一国0-ーー
ωZ
↑
布を示している。計算線は、搭内での HETPが均一であると仮定して、実際の培高
3
2
7
.
7
ιnU
ぅ
m
n(l)の定常塔内組成分
Fig. 7-7は、 H-D系による全還流操作下でのColu
一
コ
JJ(の J~)Jn に伴なってわずかながら大きくなったと考えられる。
CE ou
気流血に完全に比例して地加することができず、 HETPが蒸気流量ひいては蒸気述
HnHnnu
(EU)
た脱悦蒸留塔では、充填高さが大きいことにより、光協剖l
ると巧えることができた。 5
99.
1
ι
， / / J ・¥
，. . . 、
3
8
.
1止
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i
nColumn(
2
1
1
rig.
7 8は
、 D T 系における全週流時作下でのColumn (1
)の椛内組成分丹Jを
示している。実験条件及び，H勿.条件は、 Tablc7ー 3にぷしているの椛 11
lで
火m
の計算fl立に附しては 02、 T2が微凪であるのに対し、実験値では、 D2及 lfT2&~J..æ が
かなり大きい。培内組成分布の制定方法として、吋初は、できうる限り同時に 6
.
.
.
.
.
.
7箇
所のサンプリング配管から試料ガスを妓き:1¥してサンプル管に保特しておき、順次ガ
スクロマトグラフに導入して組成を分析していた。そこで、ガスクロマトグラフに導
412
入するまでの時間にサンプル'
11の水素同位体が平衡組成になったと仮定し、計算仰に
D
2
ーす -D
T
_.-x
一 T2
対応する平衡組成を求めたところ実験値とおおよそ一致した。
一-0-(EU)
、
、
、
、
、
、
、、
、
¥
¥
1
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、
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.
還流比に対する明確な依存性は認められない。
Fig. 7ー?と 7-9を比較した場
合、全還流操作の HETPは、述続操作のときよりも若干小さくなっている。還流比
HETPの値もほ
サンプル管はステンレス製の単管であり、触媒効果はもたなし、。従って H-D系では、
の大きい範囲では全還流操作と塔内の流動条件がほぼ閉じになり、
ガスクロマトグラフに導入するまで保管していても平衡組成にはならない。ところが
.
ぼ同じになることが予想できる。 Fig
D-T系では、トリチウム崩岐に伴なう β線の影響で、触媒の有無にかかわらずサン
流比に対する明確な依存性は認められないが、還流比の大きい範囲ではやや小さなH
1。そこで、サンプルガスを抜き出し直ち
プル中の水素同位体が平衡組成になりうる 1
ETPとなり、第 5章の Fig.5-10に示されているように、還流比に対する依
は
、 2塔カスケ
存性が現われてくるものと思われる。 Fig.7-10、 7-11
ド操作において、Co1
u
m
n(1)及び(3) について ~<!1.た路内組成分布の実験値の一例をそれ
ぞれ示したものである。 Fig.7-7
、 7_
.8と同接に、塔内での HETPが均ー
um
n(1
)
であると仮定して、実際の塔高さに対応するように計算線を描いている。Col
については H2
から T2まで 6
成分の分子祖について、Col
u
m
n(3)に閲しては、 02、 D
に分析していく方法を取ったところ、塔中央部での実験値と計算値は良く一致した。
この理由により、以降の実験では、サンプルガスを抜き出し直ちに分析していくこと
で塔内組成分布を測定する方法を取った。
Fig
. 7-9は、連続操作において測定した c
o1
um
n(l)の HETPを、還流比に
答頂流量を変
対してプロットしたものである。塔内蒸気速度、塔底流量を一定とし、 t
7.9では、測定点が少ないこともあり巡
えることで還流比を変化させている。 H-D系と D-T系で有意な差はなく、また、
2
1
4
2
1
5
T、T23成分について、実験怖と計算 f
l
(
(はほぼ一放しており、 2塔カスケ
ド操作に
7 ・5 ・3 併の動特性
fETPが塔内で均一とすることが妥当である。
よる jf絞操作でも、 I
c
olumn(l)を用いた単塔での o T系述続実験において、還流比のステップ変化に
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o Thcfactorhasslightinfluenceontheparamctcr
.
Table7 4は、以上得られた実験結果から、圧力損失、液ホールドアップ、
HETPに影響を与える因子をまとめたものである。塔内圧力損失は蒸気速度の関数
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、
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70内
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素同位体の物性の影響を完全に否定することはできない。液ホールドアップもまた蒸
気速度の関数であり、述続操作の場合の液ホールドアップが全還流操作よりも大き
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×
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o
30
であり、また、述続操作下での値が、全還流操作と比較して明らかに大きくなった。
H-O系の全還流操作において、他の場合よりも小さな圧力損失を得たことから、水
一
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対する塔の動的挙動を測定した。 F
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、還流比ステップ変化後の培 0
・
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)
200
。
かった。 HETPに関しても、連続操作の場合やや大きな値を与えた。また、蒸気速
度と共に僅かながら増加する傾向を認めた。水素同位体の物性の彫鴨は認められな
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実験条件、計算条件は、 Table7-5に示している。塔の圧力は、冷媒ヘリウム
ガス温度によって一定に保ち、時頂流量及び丙胡;誌ヒータ出力を変えることで、還流
比をステップ変化させている。全理論段数及びフィード段は、還流比の変化に対して
n仰と実験fiUは一致し
一定であると仮定した。時間変化の定性的傾向に閲しては、計
ており、動特性解析に用いた近似モデル、特に液ホールドアップ変化の近似的考慮の
2
1
6
2
1
7
方法はおおよそ妥、可であろう。実験他と計算 flÜ が定母的に一致しない~凶としては、
7・5・4 塔カスケ
ドの分離料能の実 j
l
f
以下を挙げることができょう。
(1)先に，記述したように、 ωlumn(
L
)による '
I
t
培運転といえども、塔頂流はCol
u
m
n
及び (
4)を流通して、培底流は、
(
2
)
c
ol
u
m
n(
3
)
を介して、フィードとして述続してい
る。従って、 C
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l
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m
n(
2
)、(
3)
、(
4
)がパッファ
タンクあるいはよどみとして存在す
る。
(2)還流比のステップ変化に対して、全理論段数及びフィード段を一定としたため
4培を述結したカスケ
ド実証試験は 6日r
l
li
型紙で行なわれ、内 t
l n聞は、フラッ
ディングあるいは再沸球の液ホールドアップが失われるという現象が'1.じることなく
安定した蒸留 j
操作が可能であった。 Table7-6は、カスケードが安定していた
20 Col
時の実験条件の l例を示したものである 1
um
n(
2
)
の培頂からは、 31
!c
及び H
(H2 及ひ~HD の分子種)を除去するために、 Ei 固にわたって O. 1
.
.
.
.
.
.
.
0
.5m
ol
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の流なで
O
.5
時間程度、廃ガス処理系にガスを送った。
に、実験値と計算値が定量的一致をみなかった。
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)塔頂流中の H2
及び He
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Fig.7-13には、 C
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.
.
.
.
.
6の矢印のところで、 0
.
1
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の流
始後の時間に対して示しである。図中の 1
濃度が何度が上昇しているのは、 7 ・3 ・
量でガスを廃ガス処理系に送っている。 H2
3で記述したように、燃料ガス精製システムのモレキュラーシーブをあらかじめ H2
で
飽和させていたためである。カスケード運転の進行に伴なって、モレキュラーシーブ
が D-Tに置換されることで放出され、蒸留操作によってCol
u
m
n
に吸着されている H2
(
2
)塔頂にあつめられる。また、トリチウム崩 j
婁により生成する 3Hcもまた、 C
o
l
u
m
n
u
m
n(
2
)塔頂流中の H2あるいは He
濃度が高くなっている
(
2
)塔頂にあつめられる。Col
u
m
n(
2
)培頂から
ことをガスクロマトグラフによる分析で確認後、廃ガス処理系へCol
及び H2
をシステムから除去することができた。また、
ガスを抜き出すことで、 3He
3He及び H2除去に伴なって放出されたトリチウム量は、許容量以下であったら
Fig.7-14は
、 ω
lumn(
3)
塔底流中のトリチウム濃度を表している。
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(
%
) ω
9先以上)をCol
u
m
n(
3
)の塔底より得ることと
設計条件としては、高純度トリチウム(9
u
m
n(
4
)塔頂から抜き出される 02
純度に関しでも、トリチウム純度と同僚に変動が
Col
なっているが、製品純度が変動し、しばしば 6
0
覧程度の純度にまで低下した。しかしな
9，9
先の純度に達した。このよう
認められたが、カスケードが安定している条件では、 9
)
2、 T2を得る、トリチウムを肱 /
1
¥す
に
、 TSTAの 4塔カスケドにより、高純度 (
がら、カスケードが安定している状態では、トリチウム純度は
9
9
.怖にまで述した。
ることなく He
及び Hを除去するという要求を速成できることを実証した。
2
2
0
2
2
1
l~ffl は安定した分離操作であり、フィ
ド組成の変化てすみ同しがない限り、担品純度
はある限度一定に似たれる。 TST八カスケードの製品純度が安定しなかった原肉は、
各1
&問椛問の流位バランスが安定しなかったことに州することができる。 F ig. 7
﹄
山
一 -00由 h F O
②①③
I
l'
r終始安定していた。蒸留培の圧力、再訓:器液量の制御は、 Column
おり、運転期 I
O
﹄
﹄
(
の)CE200
との重要性が明らかになった。
一
コ
成を検討するうえで、各塔聞の流此制御計の干渉、流此の圧力差依存性を考慮するこ
u
C
的 E o
(
1
)
で保用している J
j
法がより優れていると結論できる。またカスケードのシステム構
一
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三一由工
2
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2
2
3
mHlト GHコ∞一'h
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ちω oとc
(F)CE200
。
的
告
〉
S(H)223S22a-2吉。υ
-(円)カ
一
回
一
回
﹄U↑0由工
﹄
定しなかった。一方、Col
u
m
n(1)の圧力は冷媒ヘリウムガス温度によって制御されて
o
ωエ
ニε 三一uzc- ω
ぃ
巴
して還流比が変動する。上記要因により、 C
o
l
u
m
n(
3
)時底流中のトリチウム純度が安
UC
u
m
n (3) の再沸~液量は、再~器ヒータ III 力と連動しており、結果と
も変動する。Col
。
ド流鼠の変動により、 C
o
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u
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n(
3
)の同沸掠液泣
U OコO O U﹄コ双山由﹄仏
mいた。フィ
﹄
流ほが変動する結果を
ωZE30ζ
大きかった。そのため、Col
u
m
n(1)と (
3
)の圧力差も変動し、Col
u
m
n(
3
)へのフィード
﹄C υω ﹄コ凶帥ω﹄仏
﹄
町
三
一O﹄
u
m
n(3)の圧力は培頂流量によって制御されていたが、その制御が闘難で、変動が
Col
﹄=
一﹀山一℃一コσ一
﹂
ω
o﹄↑cou ω
15は、Col
u
m
n(1)及び (
3
)の1E力、再調;;器液日に対する制御系の情 j点を不している。
7 ・6 紡日
引用文献
米国ロスアラモス研究所の T S T Aにおいて、う
起規慌蒸留院の分離特性を測定し、
.s
a
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J
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，
R
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.Shcmlan，
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.A.S
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，立，
275(
1
9
7
9
)
.
1
.1
.R
加えて、スケールアップに係わる課題を検討した。 '
1
1略での分離特性実験は、 1
1-D
2
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.L
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4，
438(
1
9
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)
.
系及び D -T系で、全還流操作及び述続操作で行なった。用いた*は、内筒 28.4 mm、
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充域高さ 4
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2 mであり、 4.4 mmの
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Iell Pakを充出している。充I
貞
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Sの液ホールドアッ
TechnoJogy
，19，1
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プの値は、空培体積の 10-16第であり、蒸気述度と共に緩やかな地加傾向があることを
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，
.
J :JAERI-M8
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1
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8
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)
.
4
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認めた。 IIETPの値は、 II-D系
、 D -T系で Aはなく、全辺流燥作では 4-6cm、
5
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.，
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JAERI-M88-204(
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8
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.
辿続操作では、 5-6 cmとなった。全辺流操作に対し、述続操作での H E T Pの怖は、
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JAERI-M88-242(
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フィードの存在により若干大きくなっている。 H E T Pが塔内で均一であるとして求
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めた塔内組成分布に閲する計算値は、実験値と良い一致を示した。この実験結果は、
8
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6
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実際の塔のフィード位置あるいはサイドカット位位の決定を容封にするものであり、
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9
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一つの重要な知見である。実規慎蒸留培で得た H E T Pの測定値及び各積因子に対す
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c
hnoJ
.
る依存性は、実験室規模の蒸留塔で得た実験結果とほぼ一致し、塔のスケールアップ
において、基礎実験デ
タをそのまま適用することが可能であるとの結論を得た。還
流比のステップ変化に対する塔の動特性測定を行なった結果、使用していない他の
3
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1
9
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答がパッファータンクあるいはよどみとして存在するために、計算値と実験 {
I
f
[
は定量
的な一致にまで至らなかったが、定性的傾向は一致した。
2塔カスケードによる分離実験は、 H -O-T系で行ない、 H E T Pの値及び H E
T Pの塔内均一性に関して同犠の実験結果を得た。
4塔カスケードによる実証試験は、 H
:
D
:
T
=
7
.
1先:
6
9
.
6
先:
2
3
.
3犯のガスを用いて行なっ
た。その結果、各塔の流量バランスの乱れに伴なう製品純度の変動は認められたが、
この 4塔カスケードにより、高純度 T2、 02、 Tを含まない Hの分離という基本的な
3つの要求が速成できることを実証した。
2
2
4
2
2
5
第8
l
a 総日
骸融合炉燃料サイクルの主システムである燃料ガス附製・循環システム及びブラン
ケットトリチウム回収システムでは、水素同位体分離がその鎚を
wる.y(1tなプロセス
となる。現住まで、その同位体分離技術として熱拡散法、ガスクロマトグラフ法、深
冷蒸留法が研究されているが、小鹿悦装置で向い分離係数が~!f. られる、大流iil:の述続
処理が可能である、原則的には蒸留操作という陥立した技術であり灯頼度が高いとい
う点を考慮すると深冷蒸留法が肢も有望である。
本論文は、深冷蒸留法による水素同位体分離に関する以下の基本的 i
課題、ヘリウム
ー水素同位体系の気液平衡、ガスクロマトグラフによる深冷蒸留時制御系の分析手法、
窒素ーアルゴン系での深冷蒸留培の分離特性に閲する予備的検討、氷点同位体を分離
する深冷蒸留塔の特性、深冷蒸留塔内の熱及び物質拶却j現象、深 J
合:楳留培のスケール
アップ、の実験研究結果を記述したものであり、上記研究を通じて、本法の工学的分
離技術の可能性及び有用性を明らかにした。以下に本論文の概要をなごとに記述する。
鑑三重
深冷蒸留塔の基礎データとなる Heー水素同位.
体 7成分系の気減、F
衡のうち、 He水素同位体系の溶解度に関しては、比較的データが世富な He H2系においても、深
冷蒸留塔の操作圧である常圧下のデータが不足している。そこで、常庄付近の水点悶
、 He一日 D、Ilc
位体に対する Heの溶解度データを得ることを目的に、 He-H2
D2系で実験を行なった。
Heの液相のモル分率は、実験精度範囲内で蒸気圧の He
分圧に対して直線関係を与
え、へンリーの法則が適用できることが判明した。溶解度の大きさは、 H2、 H O、
D2の順に小さくなる。 Heー水素同位体系に正 JIIJ溶液論を適用し、へンリ一定数 Kを
求める実験式を得られたデータから決定した。他の研究者によるIlc-H2
、 He 02
系の実験値と得られた実験式による推算値の比較を試みたところ、圧力 1~Pa までの範
囲で、実験他と推算値はほぼ一致し、実験式の 3
妥当性を検証した。更に、本論文で得
られたへンリ一定数の値を用いて、米国ロスアラモス研究所の深冷蒸留塔カスケード
に対しヘリウムが存在する場合の深冷蒸留塔の分離特性を検討し、フィード中に含ま
れるヘリウム濃度が 1
%
以上になった場合、その彫響を無視できないことを指摘した。
盤三垂
水素同位体分離プロセスで制御系の分析手段として用いられるガスクロマトグラフ
法では、カラム充填材の調整法、分析条件の投定てす，において経験に頼るところが大き
2
2
6
かった、本論文では l
:
.
1
己カラム充J
J
'
i
材調県法及び段通分析条件の設定 J
i
i
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.を侃:屯する
れなかった。 HETPの怖は、
ことを日的に、ガスクロマトグラフの J
[
;
本原理であるカラム充J
j
'
H..tへの/j(，tI
I
I
J似体の
圧力倒失に!則しては、
吸府特性に立ち返って倹討し、更に、ガスクロマトグラフの分析性能と吸-1"'(特性の関
小さい場介、椛下部のト1ET P が I二郎のそれと J~ヒ般して小さく、その I~ が蒸気辿 J1 の
係を検討した。
/j()長同位体の分析には、 ~nC12 をコ
減少と jじに拡大していくことが認められた。この 1ETPの差は、
ティングしたアルミナが充出材として優れてい
ることが指摘されている。そこで、 ~nC12 コーティングしたアルミナ及びコ
テインク
を外したアルミナに対する水素同位体の吸若特性を、熱処理温度をパラメ
J
l
j定
タに i
し、その影響を投手fした。熱処理温度の上昇に伴ない、低平衡圧領域の水ぷ同位体吸
A
lなは著しく地加した。低温 (
3
8
3K
)で熱処理した場合、 W
n
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t
2コーテイングにより
水点の吸着量が減少し、特に低平衡圧領域の吸着量と密接な関係を持つ吸1f等温式の
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kが他よりも小さく、充 J
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g及び I
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xが他.よりも小さな 1
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kの順に大きくなった。充刷物の大きさ及び時内符の彫寝は、内符
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4c
m
及び Q
.9
7c
mの培に、
1
.
5m
m、3m
m、6r
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mのD
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gを光協して分離特t'1
を
比較することで検討した。6m
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gは大きな HETPをうえ、一方、1.5m
m
と3m
m
のD
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x
o
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i
n
gは同じ他を与えた。塔上部と下部の HETPのさ与は、充刷物が小
さくなるにつれて拡大した。以上の実験結果から判断して、内径 1
-2c
mの塔では、
3m
mのD
i
x
o
nR
i
n
gが優れているという最終的結論を得ることができる。
へンリ一定数が大きく減少することが明らかになった。ただし、高温で熱処理すれば、
コティングの効果は失われることとなる。吸着平衡実験によって得たへンリ一定数
混豆嘉
により、ガスクロマトグラムピークの保持時間を、ステージモデル及びモーメント法
水素同{立体を取り扱う深冷蒸留塔の分離特性に閲しては、いまだ系統だった実験デ
による拡散モデルを用いて推算したところ、両者に差はなく、また、実験怖ともほぼ
ータが報告されていな L、。本論文では、水素向{立体系における信頼すべき実験データ
一致した。本論文で得た吸着平衡データにより、適切なカラム調整法及び分析条件の
を得ることを目的に、
設定が可能である。
更に、ガスクロマトグラフの分析に要する時聞が深冷蒸留塔の制御系に与える影響
を検討し、ガスクロマトグラフが制御系分析手段として有用であることを示した。
r
u
主
H-D系及び H-D-T系で深冷蒸留塔の分離特性を j
s
l
j定した。
4c
mの塔に 3m
mのD
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o
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i
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gを充填し、 1
I D系で全巡流操作下のIfET P
内径1.8
を測定した結果、蒸気速度、圧 hに依存せず、測定値は 4:
!
:1Cmであった。述続按作で
は
、 HETPは 3
-5c
mであり、還流比の減少と共に助加する傾向を認めた。 H-0
-T系蒸留実験は、内径2c
m
及び 1c
mの塔に、それぞれ 3m
m、1.5m
mのD
i
x
o
nR
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n
gを
I
.
算値は、主成
用いて行なった。ステージモデルによる塔頂及び塔底の組成に対する J
深冷蒸留塔をステージモデルで近似する場合、最も重要なノマラメータは HETPで
あるが、この HETPに影響を与える因子として、塔内蒸気速度、還流比、充填物の
HETPが成分あるいはその
-6c
m、
濃度に依らず一定であることを示した。 HETPは、両塔共に、全還流操作で 4
-6c
mとなり、 H-D系蒸留実験で得た値よりも若干大きいものの、塔内
連続操作で 3
分のみならず微量成分に至るまで実験値と良く一致し、
相類・大きさ、塔内径、圧力等を挙げることができる。著者は、取り扱い及び広範囲
の実験が容易な N
2A
r系により、充刷物の積類・大きさ、塔内径の影響に注口して深冷
蒸気速度、還流比に対する依存性に関して同様の結果を得た。塔上部及び下部での H
蒸留塔の分離特性を測定した。
ETPを求めたところ、フィ
実験は、内径l.9
4c
mの塔に、 4積類の 3m
m
の充域物、
D
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g、lIe
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e
l
i-
ードの存在により両者に差が生じ、特に内径 1c
mの培に
ついてその傾向が顕著であった。このように、辿続操作での HETPは還流比及び
P
a
k、Coi
lP
a
c
kを用いて、全還流操作下で蒸気速度をパラメータに行なった。用いた
フィード流量の関数となり、還流比及び塔内蒸気流量で無次元化したフィード流量で
緊縮器を
培は、同位体分離用の充填物を使用している、塔全体の容積に比して大きな J
整理することができた。
2塔カスケ一ドf
操最作におけるス夕一トアツプ H
有している等水ポ同位体を取り吸う深冷蒸留培の重要な特徴を模擬しており、加えて、
N
2l
度と密度の比)が似通っている。
A
r系は HETPに影響する液の物性〈表面張力、名l
結果、ステ一ジモデルによる計質算値は実験{値直と良い一致を示し、シミュレーション手
従って、ここで得た定性的結論は水京同位体系にも適用可能である。
法の妥当性が明らかになった。また、深冷蒸留培では凝縮器の液ホールドアップが蒸
蒸気ホールドアップを考慮した非定常解析結果は、実験値と極めて良い一致を示し、
4
留塔の他の部分と比較して大きく、培の動特性;
:
;彬響が大きいことを指摘した。
茶気ホールドアップの考慮の重要性及び近似モデルの妥当性を明らかにした。 4種類
の充填物を比較した結果、積額に依らず蒸気速度に対する
2
2
7
HETPの依仔性は認めら
2
2
8
4培を!
i
U
.
'
iしたカスケ
広宣主
ステ
ジモデルは 1
1ETPというただ一つのパラメータをJ1H、るところに以大の利
ド試験の結果、カスケ
ドの流町バランスの乱れに f
Y
，
な
う
司{
1
.
1
別品純度の変動は認められたが、核融合炉燃料循環.t，1 型システムにおける J.k R~ r
点がある。本市では、/嘉照焼内の物質移動償摘を検討して llETPの件同凶 μこ対す
体分離プロセスの基本的日開である、高純度 D2
、 T2
を別品として仰、 Tを合まない
る依存性をより詳細に検討することを目的とし、!自流境界!白J1ll.~ から碍かれる拡散モ
H (トリチウムの加地による Heを含む)除去できることを実証した。
デル及びCh
i
l
ton-Colbumのアナロジーから導かれるアナロジーモデルによって深冷蒸
留培のシミュレ
)
:
f
出と比較検 .
Hした。
ションを試み、ステージモデルによる計}
塔内の液相の混合等に関するパラメータが必要となる拡散モデルあるいはアナロジ
ーモデルに対し、ステージモデルは HETPというただ一つのパラメータで塔の挙動
を良い精度で予測することができ、その有用性が明らかとなった。 HETPが分子砲
によって見なる傾向が認められる実験データもわずかながら存在したが、塔内の液流
れの状態と閲述を持つことが偲定できた。深冷蒸留塔内の液流れの状態は、充刷物表
面の漏れ特性の級陛現象に起因して変化することも考えられ、 HETPの
l
J
l
J
l定仰がパ
ラつきを示すーっの要因になりうる。アナロジーモデルによるシミュレーション結果
から、総指の物質拶動速度(物質移動速度と気液接触面積の積〉が蒸気述度に比例す
ることで、 HETPが蒸気流量に対し一定に保たれることが明らかとなった。
盤1xf
核融合炉トリチウム燃料サイクルの水素同位体分離プロセスでは、処理流むが比較
的小さいことから、実規慌蒸留塔においても塔径が小さく、スケールアップは比較的
-4mに達し、基礎実験データの適用性を検証
容易である。しかしながら、充填高さはする必要がある。この目的のために、米国ロスアラモス研究所の 4本の実規模深冷蒸
留塔から構成される水素問位体分離システムを用いて分離特性を測定し、スケール
アップの問題を検討した。
単塔での燕留実験は、 H D系及び D-T系で行なった。用いた搭は、内径 2
.8
4cm、
.1
1mであり、 4
.
4m
mのH
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kを充填しである。充J
J
'
l
剖l
の減ホールドアッ
充填高さ 4
0
1
5
犯であり、蒸気速度の増加と共に緩やかな増加傾向があること
プは、空塔体積の 1
を認めた。 HETPの測定値は H-D系及び D-T系で差はなく、また、述続傑作の
場合がフィード流の存在により若干大きくなった。 HETPが塔内で均一であるとし
て求めた培内組成分布の計算値は、実験値とおおよそ一致した。 HETPを培内で均
ーであるとすることは妥当である。実験室規模の蒸留塔で得た HETPの値及び各種
パラメータに対する依・
存性は実規慎蒸留塔においてもほとんど同様であり、塔のスケ
ールアップにおいて、基礎実験データをそのまま適用可能であることが明らかとなっ
f
こ。
2
2
9
2
3
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謝百平
本論文は、昭和 57年度より円本原子力研究所・核融合工学部・トリチウムI:学研
究宅で始められた「核融介燃料サイクルにおける深冷却4
問時による/1<ぷ I
l
i
Ji主体分削に
する研究 Jのうち、実験研究を中心にまとめたものであります。
出l
本論文をまとめるにあたり終始御指導を賜わった点都大学・化学工学教室の佐川後
三教段に厚く御礼申し上げます。また、有益な討議とlVJ.Jをいただきました民(.
fエネ
ルギー研究所の原田誠教皮及び原子咳工学教室の点邦夫教皮に厚く御礼申し上げます。
研究当時トリチウム工学研究室に在籍されておりました木下正弘博士(現在ふ都大
学工学部助教授〉には、研究の進め方や考え方などの基本的なことから深冷泉罰培の
解析法について御教示・御指導を賜わり、深く感謝致します。
成瀬雄二トリチウム工学研究室長には、本研究の進行、米国ロスアラモス研究所に
おける研究の遂行に、多大な御尽力と御指導を I
J
易わり、ここに深く感謝致します。奥
野健二陣士(トリチウム工学研究室、主任研究日)には、本論文をまとめるうえで
種々の御指導御激励をいただき深く感謝致します。
なお、本研究の実施にあたり、日本原子力研究所内外の多くの方々に御協力を賜わ
りました。ガスクロマトグラフの実験並びに雑誌投稿原稿作成の御指導・御協ノJをい
ただきました工藤博司博士(研究開発課課長)、深冷ぷ問実験に御協力をI
J
品わったト
リチウム工学研究室只の万々に厚く御礼申し上げます。さらに、実験装世の似守、内
圧ガス取締法に係わる対官庁手続きに御協力を賜わった三菱重工業(株)の研究 8 ・
技術者の方々に感謝の意を哀します。
2
3
1
発ぷ論文 f
l録
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Title 核融合炉燃料サイクルにおける深冷蒸留塔による水素同 位体分離

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Title 核融合炉燃料サイクルにおける深冷蒸留塔による水素同位体分離