液化气的受控输送系统及方法.pdf

图1描述了一7L的Cl₂气罐当气体流速为3l/m时在该气罐上几个位置
的气罐外壁温度对时间的函数。该图还描述了作为时间的函数的该气罐中
的蒸气压。在该气罐工作过程中，气罐外壁温度显著低于环境温度。气罐
表面最低的温度对应于液-气界面位置，因为蒸发过程发生于该区域。

基于Cl₂的蒸气压曲线，前述气罐内的压强表征了一低于最低外壁温度
的液体温度。这种效应可在图2中清楚地看出来。该图描述了作为前述气
罐内液体温度的函数的氯气蒸气压(实线)，以及气罐压强，后者是当流
速分别为0.16、1和3L/m时所测量的气罐外壁温度的函数(分散点)。
因为前述液体温度必须低于最低的外壁温度，就引起了自然的对流。这些
自然对流帮助液相温度的均一化。

气罐温度和压强的变化速率是前述向该气罐的传热速率、由前述流速
所确定的能量需求及前述气罐热容的平衡。前述环境和气罐间的传热速率
受下列因素影响：(1)综合传热系数；(2)可用于传热的表面面积；和(3)前
述环境和气罐间的温差。将前述气罐近似为无限长的气罐，前述传热系数
由下述公式(I)计算而得：
U = 1 r o r i h i + r o ln ( r o / r i ) k + 1 h o - - - ( I ) ]]>

其中，U是前述综合传热系数(W/m²K)；r_o是前述气罐的外径(m)；
r_i是前述气罐的内径(m)；h_i是前述气罐和前述液体间的内部传热系数
(W/m²K)；k是前述气罐材料的导热率(W/m²K)；h_o是前述气罐和环境
间的外部传热系数(W/m²K)。

前述综合传热系数U小于前述各个传热热阻中的最小值(也就是说，
小于公式(I)分母中的每一项)。对于惯常使用的气罐尺寸(比如内部容积
为551或更少)而言，前述综合传热系数主要受前述外部传热系数h_o的控
制。这可以由下面的例子来说明。该例中：r_i＝3英寸；r_o＝3.2英寸；
k＝40W/m²K；h_i＝890W/m²K；h_o＝4.5W/m²K。前述传热系数的值是基于J.P.
Holman的 传热(Heat Transfer)表1-2的，该表将自然对流作为内部
和外部传热的主要机制。前述综合传热系数U等于4.47W/m²K，非常接近前
述外部传热系数h_o。

下面的例子表明，在强制对流的情况下，前述外部传热系数h_o也控制
前述综合传热系数公式。一般，供气柜通过将空气抽进该柜的底部进行吹
洗并从比如其顶部排出空气。结果是，空气连续不断的沿前述气罐的表面
流动。假定一12W/m²K的强制对流传热系数(代表在一方形板上的2m/s的
空气流)，这样的一个系统的前述综合传热系数是11.8W/m²K。可以看出，
传热的主要热阻发生于前述环境和气罐之间。

前述外部传热系数h_o沿前述气罐的整个表面不是恒定的。因为空气从
前述供气柜底部附近进入，其流动方向在前述供气柜的该区域是横向越过
前述气罐(也就是说，横截前述气罐纵轴的方向)。在前述供气柜顶部附
近的区域，空气主要在竖直方向(平行于前述气罐纵轴的方向)上运动。

图3和图4图示了一供气柜内在横截前述气罐的纵轴301、401的两
个不同平面300、400上的空气速度矢量分布。图3中的平面300位于前
述供气柜吸入空气的地方，在距前述供气柜底部大约0.15m处，图4中的
平面400则位于距气罐底大约1m的位置。如图3所示，气流主要越过前述
气罐，横穿前述供气柜底部附近的气罐纵轴301。相反，图4表明，在前
述供气柜顶部附近，空气流主要平行于前述气罐的纵轴401。

已经确定，在前述供气柜内的空气流线谱影响前述外部传热系数h_o的
局部值。图5提供了一沿前述气罐长度方向的外部传热系数等值线图。这
些外部传热系数h_o均为负值，表明能量从环境流向前述气罐。但是，在计
算前述综合传热系数U时用的是绝对值。相应，传热系数之间的比较也是
基于各自的绝对值。这样，一个-50W/m²K的传热系数被认为大于一-
25W/m²K的传热系数。前述外部传热系数的值从-36W/m²K到-2W/m²K不等，
其平均值为-10.5W/m²K。基于图5所示的结果，前述外部传热系数在正对
环境空气被吸进前述供气柜位置的一点处确定为最大。这是该区域的空气
流向和速度大小所确定的。

提高前述外部传热系数h_o，从而提高传热速率，前述气罐的外部温度
也升高(假设是同一种加工气体流速)。另一方面，可以利用更高的加工
气体流速，借以维持前述环境和气罐间的温差。但是，又不希望从与环境
间的温差过大(类似地，前述气罐和储于其中的液体间的温差)的气罐中
输出物质。原因是，由于不同的沸腾现象，从前述气罐中输出的气体可能
携带液体微滴。随着前述气罐和液体间的温差提高，前述蒸发过程从界面
蒸发变成气泡状汽化。

图6图解了气罐内部传热系数h_i随前述气罐温度T_w和气罐内液体温度
T_sat间的差值ΔT_x的定性变化。对于小的温差，前述蒸发过程发生于前述液
-气界面。在较大的温差下，即使是提高少数几度，蒸发过程就通过在液
体中形成气泡来进行。当前述气泡升到前述液-气界面上时，就有可能使
少量极细的液滴被携带到前述气流中。这种液滴的携带已在以3slm输出气
流的一Cl₂气罐中观测过，并被量化于图7之中，该图示出了在3slm的一
Cl₂气流中的液体微滴密度对时间的函数。开始有一液滴密度的衰减，这与
在前述气罐的头部空间进行的液体微滴吹洗有关。在该衰减过后，一段时
间内液滴统计数降到零。当前述Cl₂气罐的温度继续下降时，沸腾现象最终
发生改变。这个改变的证据是液滴统计数目的急剧上升。

图8示出了当使用前已举例的节流阀时在1slm流速的Cl₂气流中探测
到的液体微滴密度对时间的函数。最开始在打开前述气罐阀时在从前述头
部空间流出的气流中存在大量的液体微滴。这些微滴在过饱和状态下存在
于前述头部空间。当气体继续流动时，前述微滴最终被从该头部空间吹洗
出去。这样前述气流中的微滴数就减少了。在早期探测到的微滴确信是由
一局部膨胀过程引起的，该过程当前述气罐阀打开时发生，还/或确信：前
述微滴可归因于悬浮在前述气罐头部空间的许多动态平衡微滴。不管前述
微滴的形成机制如何，这些液体微滴在现存气体中存在的时间长短与前述
气罐中的液面(或者换句话说，与头部空间容积)及前述气体从前述气罐
输出的流速有关。已被证实，如果前述包含夹带的液滴的气体在恒压下加
热，前述液滴可以被蒸发。

液体在前述气体输送系统中的存在可以是下述原因的结果：从前述气
罐输出气体的过程、由于环境波动而产生的局部降温、或在前述膨胀过程
中的液滴形成。参图9，HCl从295K饱和蒸气的等焓降压使其进入两相区。
列于表1和2中的其它气体不因等焓降压而进入前述两相区。但是，在膨
胀中所循的热力学路径并非等焓的(由于内能向动能的转换，实际的膨胀
过程是近似等熵的)，并有可能进入前述两相区，如果下述不等式(II)
被满足的话：
( ∂ p ∂ T ) s < dp sat dT - - - ( II ) ]]>

其中，上述不等式的左边代表在熵恒定的情况下压强随温度的变化，
上述不等式的右边则代表作为温度的函数的前述蒸气压的导数。

上述关系对列于表1和2中的每一种气体都满足。既然难以对前述膨
胀过程进行局部控制，就有必要在膨胀之前加热前述气体，以阻止上述膨
胀路径进入前述两相区。如果前述气体在从前述气罐中输出后才被加热，
前述压强就不升高，从而避免了要求严格的热控制的困难。

导致在上面所述的体系中的流动气体内液相的存在的三种机制(即：
从前述气罐中产生的液体微滴，在前述气罐下游第一个部件中的膨胀过程
中形成液相，以及存在于初始流动期间的液滴的吹洗)的综合大大限制了
能够可靠地由单个供气柜歧管供气的气体流速。目前，如果持续不断地测
量，这些限制加起来是几个标准升每分钟。已经确定，在前述加工气体中
的液体微滴的减少将允许大量的加工工具连接到单个供气柜上，或者，向
单个加工工具的供气流速可以显著提高。

参照图10，下面将描述一个根据本发明的从液化状态输送气体的系统
和方法的最佳实施方式。但要注意到，该系统的具体配置通常要取决于诸
如成本、前述供气柜的安全性要求和流速要求等因素。

该系统包括一个或多个置于一供气柜003中的压缩液化气罐002。前
述液化气罐内所储放的物质不受限制但与工序有关。一般，这些物质包括
列于表1和2中的物质，例如NH₃、AsH₃、BCl₃、CO₂、Cl₂、SiH₂Cl₂、Si₂H₆、
HBr、HCl、HF、N₂O、C₃F₈、SF₆、PH₃和WF₆。供气柜003包括一个格栅
004，吹洗空气由之进入前述供气柜。该吹洗空气最好是干的，通过排出管
005从前述供气柜中排出。

前述环境和气罐间的传热速率被提高，以使前述气罐中的液体温度不
上升到高于环境温度的值。用以提高前述传热速率的合适的装置的例子包
括供气柜上的一个或多个压力通风板或者一组缝隙006，通过它们空气可
以被强制横向越过前述气罐。一鼓风机或风扇007可以用来强制空气从前
述压力通风板或缝隙流入。鼓风机或风扇最好能以不同的速度工作。

在给定压力降(由前述鼓风机或风扇的性能决定)的条件下具有一最
大传热系数的合适的压力通风板可从Holger Martin公司买到。这种部件
可以容易地装配到一供气柜上，而使后者的大小只有最小的增加或根本不
增加。

前述压力通风板或风扇可以选择性地通过加上可引导空气流向的导向
叶片而得到改进。最好，前述导向叶片首先将空气流导向前述气罐液-气
界面附近。

前述称盘盖/加热器尤其有用，因为它可以被装入已有的供气柜中而只
使前述气罐发生微不足道的位移。因此，就没有必要改型或改进已有的供
气柜或输气管线系统。

前述压力通风板或缝隙的温度也可以通过电子控制控制于一稍高于环
境温度的值，以进一步提高前述传热速率。但是，前述压力通风板或缝隙
的温度应限制在这样的范围内，使得蒸发只发生在前述液  气界面，以避
免将前述气罐内的液体加热到高于环境的温度。

附加地，或者替换地，辐射板加热器或者一置于前述气罐下方的加热
器可以被用来提高前述环境和气罐间的传热速率。特别地在本发明的一最
佳实施方式中，前述传热速率的提高是使用一热板型加热器。

图11A和B分别图示了一典型的热板型加热器的侧剖面图和俯视图。
加热器100是一重量称盘盖的形式，该称盘可被该加热器封闭。这种称盘
在现有技术中是已知的，惯常置于供气柜的底板上。储有液化气的气罐一
般直接放在该称盘上，通过该称盘测量前述气罐中尚余的物质量。当使用
图11A和B中所示的受热称盘盖时，前述气罐直接放在前述被盖住的称盘
上。

加热器100包括一顶面，也就是顶板102，与一底面，也就是底板104
通过一中央撑档106、若干侧撑档108和螺钉110相连。前述加热器还包
括一孔腔112，其中容纳一加热元件(图中未示出)。合适的加热元件包
括但不限于：电阻型加热器比如电加热带，或者最好是自调型加热器比如
伴随加热器(heat trace)。前述加热器最好能盘绕在空腔112内。该加热
器应能在从室温到约220°F的温度下工作。

为了固定前述加热元件的一端，该端可固定到中央撑档106内的一切
口114上。这样，前述加热元件能被盘绕在前述中央撑档周围，也可以盘
绕在前述侧撑档的周围，直到盖满所希望的区域。最好，前述加热元件盖
满前述气罐和前述称盘相接触的区域。相当长，比如直到16英尺或更长的
前述加热元件可被盘绕在前述加热器内。如果是16英尺长的20W/英尺的加
热元件，从该加热器就可得到320W的热功率。

空腔112的底部最好用一绝热层116绝热，以确保前述加热元件的热
向上向前述气罐底部传送。该绝热层还用来维持前述加热元件和前述底板
102的接触。前述加热器还包括前板和后板118、侧板120和桥122，它们
使得前述加热器可装在前述气罐称盘的正上方。

制造加热器100的材料应允许向前述气罐底部的有效的热传递。顶板
102最好由不锈钢制成，而前述前板、后板、侧板和桥最好由铝或者碳钢制
成。

取决于所应用的加热器的具体的类型，前述温度可用各种不同的方法
控制。根据本发明的一最佳的实施方式，基于前述气罐的能量需求，前述
加热器的电力可被开关。为此目的的一种优选的控制方法及算法将在下面
描述。

根据本发明的进一步的方面，加热器100可以包括一可装在前述加热
器顶板102上的凹形或杯形件。该凹形件最好与前述气罐底部的形状相吻
合，以使得向该气罐的热传递可以更有效。该凹形件应该用与前述气罐接
触时能抗变形的，且能向该气罐有效传热的相对较硬的材料制成。这种材
料包括，例如，碳钢和不锈钢。

图12是一曲线图，该图描述了在液体微滴存在于气流中时加热器温度
的效果对时间的函数。该测试是用C₃F₈在5slm的流速下进行的，前述加热
器温度在78°F和112°F间变化。所使用的加热器是上面所描述的热板
型加热器。随着加热器温度的升高，获得了液体微滴密度的显著降低。

上面所描述的提高传热速率的装置的组合在本发明中也是可以想见
的。例如，一辐射加热器或一热板型加热器可与一鼓风机或风扇结合使用，
也可与上面所描述的压力通风板或缝隙结合使用。

下面参照图13描述根据本发明的前述系统的运行。气体从气罐302通
过一与其相连的气管输出。由于前述气体的腐蚀性，制造前述气管的优选
材料包括电解抛光的不锈钢、耐蚀耐热镍基合金或者蒙乃尔高强度耐蚀镍
铜锰铁合金。

前述输气管线还包括对从前述气罐中输出的前述气体降压的装置
304。如上面所描述的，对这一降压步骤，一压力调节器或阀门是合适的装
置。这种部件在市场上可以买到，比如从AP Tech公司。

前述系统还可与包括将从前述气罐中输出的前述气体过热的装置
306，该过热装置装在前述减压装置的上游。将前述气体过热能阻止由从前
述气罐头部空间输出的液体微滴或者液雾引起的有害杂质效应，这种效应
是从前述气罐流出的初始气流的特性。前述过热装置通过将所有夹杂的液
体微滴均蒸发掉而确保前述流体完全处于蒸气状态。而且，前述过热装置
也确保前述蒸气的最低限度的过热，以避免在下一步的膨胀过程中形成液
体微滴的可能性。

前述过热装置可以是任何能够从前述气流中有效消除夹杂的液体微滴
的设备，比如受热的输气管线。该管线可以由，例如，沿前述输气管线长
度分布的电阻型加热器，象电热带加热，或者由一自调型加热器比如伴随
加热器加热。

根据本发明的一最佳实施方式，前述过热装置可以采用一种改进型节
流阀的形式。参图14A和14B，前述节流阀400通过合适的输气管线和连
接件(图中未示出)连接到前述气罐上。前述输气管线连接在前述节流阀
的进气接口402上。前述节流阀还包括吹洗气体进气接口404，通过该接
口，一种惰性气体，比如氮或者氩，可被引入该节流阀。前述通过进气接
口402被引入的加工气体从出气接口406排出前述节流阀，该出气接口通
过合适的输气管线、连接件、阀门等被连接到工作点，例如，一加工工具。
前述节流阀由调节器408和410操作，后者可开关前述节流阀内的气流通
路。前述节流阀内的气体压强由一压强测量装置，比如压力传感器412监
测。

节流阀400可以由一个或多个与其相连或插入其中的加热元件414供
热。该加热元件应该能够向前述节流阀提供恒定的热流。合适的加热元件
包括但不限于：一自调型加热器比如伴随加热器，一电阻型加热器比如电
热带，或者一筒式加热器。如所图解的实施例所示，为前述目的，一个或
多个伴随加热器条414可被连接在前述节流阀的侧面。在自调型加热器比
如伴随加热器的情况下，该加热器可以永久打开。相反，如果使用的是筒
式加热器，它就可以被，例如，在位置416插入前述节流阀内。

为了改善传热效率，前述节流阀最好包括一附加在出气接口406上的
烧结金属盘418。该金属盘418可采用带有一细孔的过滤器的形式。该细
孔的大小，例如，可以从大约1μm到60μm，最好是从大约5μm到30
μm。由于该金属盘418被前述加热元件加热，它就提供了额外的受热表
面积以供前述气体接触。从而，该金属盘就可以帮助提供所需的能量，以
确保存在于前述气流中的任何液体都被蒸发掉。

前述金属盘可被焊接固定在前述出气接口内。组成前述金属盘的材料
是基于流过该节流阀的加工气体而选择的。也就是说，该组成材料应该与
前述加工气体相容以阻止对该加工气体的污染，并阻止对前述各个输气管
线部件的损害。该金属盘常用的材料包括但不限于不锈钢(例如316L的)、
耐蚀耐热镍基合金和镍。

除了上面所描述的结构，前述过热装置可以是一个加热空气或惰性气
体的设备。前述空气和惰性气体最好是干的，由一鼓风机或风扇吹到前述
输气管线的一个区段上。前述热空气或热的惰性气体也可以通过一共轴管
线结构用来加热前述气流。

附加地，或者替换地，前述过热装置可以在前述管线内包括一热气过
滤器或者热气净化器。上面所描述的烧结金属盘就是这样的一种过滤器。
该热气过滤器可以滤掉气体中的粒子并提供一大的传热表面积。前述热气
净化器可以清除掉从前述气罐中输出的气体中不希望有的杂质，并且也提
供一大的传热表面积。

图15A和15B示出了一过热器在减少气流中的液体微滴的数目方面的
效果。前述液体微滴数是在最初打开一气罐阀时观测的。测试进行了两个，
一个是5slm流速的C₃F₈气流，不带过热器(图15A)，另一个是5slm流速
的C₃F₈气流，带过热器(图15B)。所使用的过热器是如上面所描述的受热
节流阀。没有过热器时，在前述气流中观测到的液体微滴数为约3800每升
到19000每升。而当使用过热器时，这些液体微滴被有效消除。

现在回到前面图13的原理图。该系统还可以包括综合控制前述传热速
率提高装置308和前述过热装置306的装置。这个控制装置可以对气罐压
强和温度进行精确控制，也可精确控制从前述减压装置304上游的气罐输
出的气体的过热程度。这样，就可以获得一恒定的气罐压强，一处于或稍
低于环境温度的气罐温度，以及在膨胀之前的理想的气体过热程度。

现有技术中合适的控制装置是已知的，包括，例如，一个或多个可编
程逻辑控制器(PLCs)或微处理器。压力传感器310监测气罐312出口处
的压强。由该压力传感器测出的压强值指出了(罐内)蒸发过程所处的压
强，并作为一调节前述传热速率提高装置的控制器314的输入。前述调节
可以基于，例如，瞬时压强值及其过去的变化。也可以提供一个供选用的
气罐过热传感器316，当预定的温度限制被超过时，它重设前述控制器。

前述过热装置306，以及紧接前述减压装置304的其上游的气体温度，
也以与上述相似的方式被控制。

前述过热装置的控制系统包括位于前述过热装置306和前述减压装置
310上游的温度传感器318。基于前述温度传感器的输出，控制器314向过
热器306发出控制信号，借以调节前述气体温度。

前述过热控制温度的设定值依赖于，例如，前述气罐当时的压强和罐
壁温度。当前述罐壁温度和前述液体温度间的温差(由前述蒸气压曲线确
定)上升时，由于大量液体微滴被输出，前述过热器所需的能量也增加。

过热程度可作为能量输出或温度的函数而被控制。当希望将前述过热
程度作为能量输出的函数而控制时，下述方程决定前述过热器的能量输
出：

     q＝A(T_liq(P_cylinder)-T_wall)+B                       (II)
其中，A和B是恒量，依赖于有关的具体气体的蒸气压曲线；T_liq是从气罐
压强测量值通过前述蒸气压曲线得到的。在前述过热程度被作为温度的函
数控制时，适用一相似的方程。对某些气体而言，前述过热器设定值可能
不随气罐压强而改变，尤其对于低压气体可能性最大。

参图16，下面将描述根据本发明的用来输送液化气的进一步的控制系
统。不局限于任何特定的加热元件，下面的控制系统的例子与一气体输送
系统配合使用，后者包括一称盘602和一底部加热器/称盘盖604，以及一
个上面已描述的节流阀过热器606。

最好，前述节流阀由一自调型加热元件加热，比如伴随加热器。这样，
无需进一步的控制，能量可以持续不断地作用于前述节流阀加热器。前述
控制系统确定前述气罐所需的能量，并根据气罐的能量需求开关前述底部
加热器。前述控制系统的例子系基于一个或多个可编程逻辑控制器
(PLCs)608，但其它已知的计算机控制形式也是可以预见的。

为了确保只有气相从前述气罐610中输出，写了一供前述PLC使用的
算法，以确定前述气罐的能量需求。该算法的各个步骤示于图17中，并以
程序方框图的形式示于图18中。

在各个变量中，该算法要求气罐压强P及气罐质量(即皮重)M_t作为
输入变量。前述气罐压强由前述受热节流阀中的一压强测量装置，比如压
强传感器测量。前述气罐质量由前述被下部加热器(即底部加热器)盖住
的称盘测量，前述气罐被置于前述供气柜内，在前述加热器之上。前述气
罐压强和质量由前述PLC读入，从而使气罐的能量需求与该气罐的利用率
直接联系起来。

具体地，前述气罐中剩余的物质重量M_p可从前述称盘所测得的气罐总
重M中减去前述皮重(即空气罐的重量，该量为输入变量)而得。所有质
量均以磅为单位。

然后，将M_p与不等量(ρ_g/1000.0*V*s)*2.2相比较。在后者中，ρ_g是在
室温和气罐压强下的气体蒸气密度，单位是kg/m³。ρ_g以表格形式提供并被
输入前述PLC。V(一输入变量)是前述气罐以升为单位的容积，s是一
安全因子。该安全因子用来阻止前述气罐中的液体的完全用尽，因为杂质
倾向于富集于前述气罐底部残余的液体中。这些杂质对于前述气体输送系
统及所制造的半导体器件非常有害。在没有任何限制的情况下，该安全因
子s的一般值为从1.1到1.3。

在M_p小于上述不等量的情况下，Output函数被赋予零值。在这种情况
下，前述加热器不打开，因为函数Fraction On也等于零(Fraction
On＝Output/Maxoutput)。

相反，如果M_p大于上述不等量，则从方程T_ldk＝B/(ln(P)-A)计算出前述液
体的开氏温度。前述方程中，A和B是由特定物质的蒸气压曲线所确定的
常量。A是前述蒸气压曲线的y截距，而B则是前述蒸气压曲线的斜率。
一个A和B的值表被预先编入前述PLC。前述绝对压强P由压力传感器测
量。

然后，前述液体温度T_ldk通过等式T_ld＝1.8*T_ldk被转换成华氏温度T_ld。该
温度T_ld与一华氏温度设定值T_sp(是一输入值)相比较，其温度差
(“Error”)通过等式Error＝T_sp-T_ld计算出来。

然后，函数值“sume”由等式sume＝sume+Error*dt计算出来。其中，
dt是取样时间(该sume函数在前述控制算法被初始化后最初被置为零值)。
“sume”代表error的总和，即温度差的总和。

然后，检测函数“Error”的值。如果该值小于零，“Output”函数就
被赋予零值。但是，如果该值不小于零，一个值K_c就由等式K_c＝T_gain*M计算
出来，其中T_gain代表前述气罐和其中储放的液体以W/°F-lb为单位的每秒
钟的热容。在不受任何限制的情况下，T_gain可以有，例如，从10到100
W/°F-lb的值。在这个系统例子中，T_gain约等于30W/°F-lb。K_c代表将系
统(气罐和液体)温度升高1°F所需的能量，单位为W/°F。

然后，通过等式Output＝K_c*Error+K_c/tau*sume计算出函数“Output”
的值。Tau是基于前述加热器对前述控制系统的反应迟延时间的常量。

然后，从等式Fraction On＝Output/Maxoutput确定“Fraction On”函
数的值。该函数“Fraction On”代表前述加热器应打开的时间。
“Maxoutput”代表前述加热器以瓦为单位的最大功率。通过前述控制系
统，前述加热器在由前述函数Fraction On计算出的时间内以该功率打开。

控制循环一直持续，直到不等式M_p＜ρ_g/1000.0*V*s)*2.2被满足，此时，
前述气罐应该被更换，前述算法要重新初始化。

除了将从前述气罐中输出纯粹气相的输送能量最大化而外，上面所描述
的算法和控制系统还能最大化气体流速，以及一个气罐能以这样高的流速
输送气体的持续时间。

上面所描述的控制系统的一个尤其有利的方面是使得可以将该系统按比
例扩大，以确保可以从任何比气罐大得多的液化气源，比如从大容量储气
罐或拖车，输送纯粹气相的任何气体。

本发明的一个效果是，从气罐中的液化气输出加工气体的流速被显著提
高，而在气流中只夹杂最少的或根本不夹杂液体微滴。从前述气罐中带出
的液体微滴被有效消除，在膨胀过程中形成液体微滴的可能性也被最小化
或被消除了。

因为与罐壁温度相等的罐内液体温度被维持在一等于或略小于环境温度
的温度值，在前述加热器下游的严格的热控制就不必要了。还有，由于缺
乏与本发明的系统和方法相联系的热动力，供气柜下游的管线系统中的凝
结现象可被避免。

通过本发明的系统和方法，估计可使外部传热效率H_o提高约100W/m²K。
这表现在，在不把前述液体温度提高到环境温度之上的情况下，前述环境
和气罐间传热效率的显著提高。结果是，气体流速可被提高约10倍。

尽管参照特定的实施方式详细描述了本发明，但显然，对于本技术领域
的技术人员而言，可作各种变化和修改，还可使用等同替换物，而并不超
出所附权利要求的范围。